Текст
www.no-fire.ru
И. П. ПЕТРОВ, В. В. СПИРИДОНОВ
НАДЗЕМНАЯ ПРОКЛАДКА
ТРУБОПРОВОДОВ
ИЗДАТЕЛЬСТВО «НЕДРД
Москва 1965
У.Д.К. 621.643.001.2
АННОТАЦИЯ
В книге дан^обзор отечественного и зарубежного
опыта строительства надземных систем трубопрово-
дов. Приведены различные конструктивные схемы
и конструкции надземных трубопроводов, мето-
дика их расчета по предельным состояниям п.
рекомендации по проектированию и строительству
надземных систем трубопроводов. В книге помещен
большой иллюстративный материал: фотографии, гра-
фики для расчета и справочные таблицы.
Книга рассчитана на инженерно-технических ра-
ботников, занимающихся проектированием, строитель-
ством и эксплуатацией магистральных трубопроводов,
а также может быть использована студентами вузов,
обучающимися по соответствующей специальности.
ПРЕДИСЛОВИЕ
XXII съезд КПСС наметил грандиозную программу дальнейшего
развития народного хозяйства Советского Союза. В течение 20 лет
в СССР будет создана материально-техническая база коммунизма.
Выпуск промышленной продукции возрастет не менее чем в 6 раз,
а сельскохозяйственной — примерно в 3,5 раза.
Небывало высокими темпами будет развиваться газовая про-
мышленность. Если в 1960 г. в СССР было добыто и произведено
47 млрд, at3 газа, то в 1970 г. эта цифра возрастет до 310—325 млрд, м3,
а в 1980 г. —до 680—720 млрд. м3. За этот же период добыча нефти
увеличится в 4,7—4,8 раза. Доля природного и попутного нефтя-
ных газов в общем объеме производства топлива увеличится до 31%,
в то время как в 1960 г. она составляла только 8% . Во втором десяти-
летии (1971 —1980 гг.) газовая промышленность СССР выйдет на
первое место среди топливных отраслей народного хозяйства и прев-
зойдет газовую промышленность США.
Для передачи газа и нефти служит в основном трубопроводный
транспорт. С 1959 по 1965 г. намечено построить около 30 тыс. км
магистральных газопроводов и примерно столько же нефте-
и продуктопроводов. Планы семилетки успешно претворяются
в жизнь.
С развитием трубопроводного транспорта увеличивается протя-
женность магистралей, а также диаметр применяемых для них труб.
Значительная часть трубопроводов будет сооружаться из труб диа-
метром 1000—1400 хм. Длина отдельных магистралей достигнет
3,5 тыс. км.
В настоящее время из труб диаметром 1000 мм уже построена
первая нитка газопровода Бухара — Урал протяженностью около
2 тыс. км и заканчивается строительство нефтепровода «Дружба».
Трубопроводы очень металлоемки. Стоимость металлических
труб составляет значительную часть общих затрат на сооружение
магистральных трубопроводов. Развитие трубопроводного строи-
тельства требует сокращения расхода металла. Основную роль в этом
играет. повышение прочностных показателей металла и улучшение
качества труб. Сокращение расхода металла может быть получено
и за счет рационального проектирования магистральных трубопро-
водов и, в частности, за счет применения надземных переходов через
1* ,а
естественные и искусственные препятствия вместо подземной и над-
земной прокладки трубопроводов на большом протяжении.
Грандиозный объем работ по сооружению магистральных .трубо-
проводов требует широкого внедрения комплексной механизации,
максимальной индустриализации и применения прогрессивных,
наиболее совершенных методов их прокладки.
В ближайшие годы трубопроводы будут сооружаться из длинно-
мерных труб (18—24 м), что сократит объем сварочно-монтажных
работ и ускорит темпы строительства. Снижение стоимости трубо-
проводов и сокращение сроков строительства могут быть достиг-
нуты за счет применения труб с изоляцией, нанесенной в заводских
условиях. Совершенствование технологии строительства трубопро-
водов и методов прокладки, применение прогрессивных конструктив-
ных решений также позволят сократить затраты и повысить темпы
выполнения работ.
При сооружении трубопроводов надземная прокладка должна
получить широкое распространение не только на переходах, но и на
линейных участках трассы. Технико-экономическая целесообраз-
ность надземной прокладки трубопроводов во многом зависит от
правильности выбранных конструктивных решений и рационального
проектирования отдельных элементов и деталей.
Анализ отечественного и зарубежного опыта строительства над-
земных переходов показывает, что при правильном конструктивном
решении надземная прокладка трубопроводов может снизить стои-
мость, сократить сроки строительства, увеличить надежность и облег-
чить условия эксплуатации трубопроводов.
В настоящей книге освещаются вопросы выбора схемы, расчета
и конструирования надземных переходов и надземной прокладки
трубопроводов на участках большой протяженности. Книга пред-
назначается для инженерно-технических работников, занимающихся
проектированием и строительством магистральных трубопроводов,
а также для студентов.
ЧАСТЬ 1
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ
НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДАХ
И ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
Газопроводы и нефтепродуктопроводы прокладывают в самых
различных природных условиях. Трубопроводы строят в горных
районах, в пустынях, в районах Крайнего Севера, они пересекают
реки, овраги, ущелья, болота, дороги и другие естественные и искус-
ственные препятствия.Г Разнообразие условий прокладки трубопро-
водов требует различных методов их проектирования и строитель-
ства. Не всегда целесообразно укладывать трубопроводы в грунт.
Нередко при пересечении естественных и искусственных препят-
ствий более проста и дешева надземная прокладка трубопроводовГ]
Метод прокладки выбирают на основании технико-экономиче-'
ских расчетов и сравнения различных вариантов. Надземная про-
кладка трубопроводов в большинстве случаев целесообразна при
пересечении оврагов и малых рек с крутыми берегами, каналов
и больших арыков, на горных реках с блуждающим руслом и сильно
размываемым дном, при плотных скальных грунтах, в районах гор-
ных выработок и оползней, при пересечении селевых русел. В усло-
виях же Крайнего Севера и вечной мерзлоты надземная прокладка —
основной способ сооружения трубопроводов.
' При относительно небольшой протяженности открытого участка
трубопровода (в пределах нескольких сотен метров или даже 2—3 км)
температура транспортируемого продукта при прохождении по
открытой части изменяется немного и, следовательно, наличие откры-
тых участков мало отразится на режиме работы всего трубопровода,
большая часть которого уложена в землю./Когда же длина надзем-
ной части трубопровода велика или когда между компрессорными
или насосными станциями трубопровод целиком проложен над зем-
лей, то атмосферные условия скажутся на температуре транспорти-
руемого продукта, особенно в конце данного участка трубопровода,
что отразится на общем режиме его эксплуатации, производитель-
ности и условиях работы компрессорных и насосных станцийЛ
^При строительстве надземных трубопроводов большой протяжен-
ности, как правило, применяют простейшие системы конструкций,
в которых трубопровод работает как неразрезная балка? При пере-
сечении рек, оврагов, ущелий и других препятствиймомимб балочных
5
конструкций применяют балки, усиленные дополнительными эле-
ментами (например, шпренгелями), арочные и висячие системы.
Во всех случаях (^необходимо стремиться к максимальному
использованию несущей способности самого трубопровода, конечно,
с учетом надежности принятого решения, условий строительства
и эксплуатации сооружений. -7
Рис. 1. 1. Переходы, построенные па одном из первых газопроводов.
Проектные решения надземных переходов, используемые до
недавнего времени, часто были излишне усложнены. Применение
защитных кожухов, тяжелых, а часто и ненужных опор, небольших
пролетов увеличивало стоимость переходов.
На рис. 1. 1 приведены типы переходов, принятых на одном из
первых газопроводов.
Наиболее дешевыми при строительстве, простыми и удобными
в эксплуатации являются различные балочные системы, получившие
в СССР широкое распространение на магистральных трубопроводах.
В настоящее время балочными системами на трубопроводах диа-
метром 529—1020 мм перекрывают пролеты до 40—60 м.
В местах пересечения небольших оврагов и рек трубопровод
укладывают прямолинейно, без устройства специальных опор в мес-
6
тах выхода его из грунта (рис 1. 2, а). В отдельных случаях
при слабых грунтах, неустойчивых откосах и при максимальных
а
б
Рис. 1. 2. Балочные переходы.
а - простейший однопролетный прямолинейный; б — двухконсольный переход черев канал
с наклонными компенсаторами по концам.
расчетных пролетах в местах выхода трубопровода из грунта под
трубопровод кладут железобетонные плиты, уменьшающие давле-
ние на грунт. Аналогично однопролетным могут устраиваться и
7
двух-трехпролетные переходы. Величина пролетов в прямолинейных
одно-трехпролетных переходах в зависимости от диаметра труб,
толщины их стенки и марки стали может назначаться при трубах
диаметром 529—1020 мм до 25—40 м.
Значительные пролеты можно перекрыть балочными системами
с консолями (рис. 1, 2, б). Средний пролет двухконсольного перехода
с двумя опорами может достигать 50 м и более. По концам перехода
устраивают наклонные компенсаторы, что позволяет обеспечить
любой необходимый вылет компенсатора. Увеличивая длину кон-
солей, трубопроводу можно придать небольшой подъем. При боль-
шом числе пролётов следует предусматривать компенсацию темпепа-
турных напряжений.
/ При прямолинейной открытой прокладке на большой длине
^устанавливают обычные П-или Г-образные компенсаторы (рис. 1. 3, а).
Размеры компенсаторов зависят от температурного перепада и длины
участка между неподвижными опорами.
С целью компенсации температурных напряжений трубопроводы
можно прокладывать также криволинейно, в виде пологой дуги или
двух прямолинейных участков, направленных друг к другу под
углом с криволинейным сопряжением. При числе пролетов более
шести-восьми трубопроводы целесообразно укладывать в виде гори-
зонтальной «змейки»: ломаной линии с криволинейными вставками
(рис. 1. 3, б) или в виде плавной волнообразной кривой.
При зигзагообразной прокладке трубопровода в виде «змейки»
длина трубопровода получается меньше, чем при прямолинейной,
с постановкой П- и Г-образных компенсаторов. Применение зигзаго-
образной прокладки позволяет беспрепятственно прочищать трубо-
провод поршнем или скребком («ершом»).
Для увеличения пролетов балочных систем в некоторых случаях
применяют усиление наиболее напряженных участков трубопроводов
либо шпренгельные конструкции. Шпренгельные системы могут
быть однопролетными и многопролетными. Они достаточно легкие,
но уменьшают габариты под трубопроводом и поэтому не всегда при-
емлемы. При больших пролетах необходимую жесткость шпрен-
гельной системы в горизонтальной плоскости обеспечивают устрой-
ством двух наклонных шпренгелей (рис. 1. 4, а) или постановкой
дополнительных горизонтальных шпренгелей.
В некоторых случаях, например когда требуется прокладка
нескольких трубопроводов, делают специальный мост или эстакаду,
на которой укладывают трубопроводы. Несущей конструкцией наи-
более часто являются балки или фермы. Трубопроводы укладывают
на пролетные строения с помощью скользящих или катковых опор-
ных элементов или крепят к пим на подвесках.
Из приведенных примеров видно, что балочные переходы допу-
скают большое многообразие решений и применяются наиболее
широко.
• Различные конструктивные решения балочных переходов трубо-
проводов широко распространены на таких крупных сооружениях,
8
как газопроводы Джаркак — Бухара — Самарканд — Ташкент,
Карадаг — Акстафа — Тбилиси и Акстафа — Ереван; нефтепровод
«Дружба»; газопроводы Бухара — Урал, Орджоникидзе — Тбилиси,
а
б
Рис. 1. 3. Многопролетные балочные системы прокладки трубопроводов.
« — с П-образными компенсаторами; б — эигзагообравная прокладка в виде горизонтальной
«змейки» на подвесных опорах.
Беговат — Фергана — Тумшук — Душанбе; на нефтепроводах Тихо-
рецкая — Новороссийск, Тихорецкая—Туапсе и других маги-^
стральных трубопроводах.
Большие пролеты наиболее._5а£Ю- перекрывают висячими систе-
мами переходов. Такие конструкции наиболее целесообразны при
пролетах переходов трубопроводов 80 и более метров.
9
б
Рис. 1. 4- Многопролет-
пые переходы.
а — шпренгельный переход с
наклонными компенсаторами
по концам; б — висячий пе-
реход через реку с одним
несущим тросом и ветровыми
тросами, опирающимися на
консоли у опор.
10
Висячие переходы с пролетами- 50 ш более-метров широко распро-
странены как в СССР, так и за рубежом. Они имеют разнообразные
схемы и конструктивные решения. Их устраивают с наклонными
несущими вантами,. с одним или несколькими несущими канатами,
к которым на подвесках крепят трубопровод. При значительных
пролетах для обеспечения необходимой жесткости конструкции
в горизонтальной плоскости устанавливают ветровые канаты
(рис. 1. 4, б). Несущие и ветровые канаты располагают и крепят
по-разному. Несущие канаты, как правило, опираются на пилоны
и закрепляются в анкерных опорах. Ветровые канаты могут опи-
раться на консольные выносы у опор (рис. 1. 4, б) и закрепляться
в анкерных опорах несущих канатов либо иметь самостоятельную
анкеровку.
Многообразие конструктивных решений висячих систем перехо-
дов обусловлено множеством различных факторов, важнейшими
из которых являются: величина перекрываемого пролета, необхо-
димость использования перехода для проезда машин или прохода
людей, климат и рельеф местности, инженерно-геологические данные,
способ и средства -монтажа, наличие материалов, диаметр трубо-
провода и др.
В некоторых случаях, при соответствующем рельефе местности
(переходы через ущелья), висячие переходы могут осуществляться
без пилонов.
С увеличением пролетов и диаметра трубопровода конструкция
висячих переходов усложняется (рис. 1. 5, а). Появляется необхо-
димость в двух и большем количестве несущих канатов, сложнее
становятся опоры. В ряде случаев может быть рационально приме-
нена конструкция самонесущего висячего трубопровода в виде про-
висающей нити типа «висячая труба» (рис. 1. 5, б). Такие конструк-
ции могут быть весьма экономичны, при пересечении больших
пролетов (200—400 л«) и диаметре труб до 720 мм включительно. Тру-
бопровод может перекрывать не только расстояния между пилонами,
но и служить в качестве оттяжек.
При пересечении ущелий, балок и оврагов с крутыми берегами
систему в виде провисающей нити можно применять без пилонов.
В этом случае концы открытого провисающего участка крепят в спе-
циальных анкерах, а при относительно небольших пролетах воз-
можна передача растягивающего усилия полностью на подземные
участки трубопровода, продолжением которых является переход.
Особенность висячих систем переходов трубопроводов — малая
их жесткость, что иногда может вызвать вибрацию трубопровода
в ветровом потоке. Поэтому при проектировании переходов больших
пролетов предусматривают мероприятия для предотвращения опас-
ных колебаний. Для увеличения вертикальной жесткости приме-
няют вантовые фермы, а горизонтальная жесткость висячих систем
переходов повышается постановкой ветровых канатов или оттяжек.
В системах типа «висячая труба», которые наиболее гибки, умень-
шить колебания можно установкой виброгасителеп. Однако и в этом
11
a
б
Рис. 1. 5. Висячие системы переходов.
с— многопролетный висячий переход с большими пролетами; б переход в виде провиса-
ющей нити.
12
случае при определенных скоростях и направлениях ветра не исклю-
чается возможность возникновения значительных колебаний тру-
бопровода.
Ряд висячих переходов построен на магистральных газопрово-
дах Джаркак — Бухара — Самарканд — Ташкент, Орджоникидзе —
Тбилиси, Бухара — Урал, нефтепроводе «Дружба» и других маги-
стралях.
За рубежом, висячие системы-также_широко распространены. Их
построено много в Канаде, США, Италии, Китае, Бирме и других
странах.
Арочные конструкции надземных переходов применяются реже,
чем балочные и висячие системы. Однако в последнее время их
используют все шире как в СССР, так и за рубежом. При пересече-
нии горных рек, ущелий, судоходных рек.,_где-требуетТя-обеспёчйтБГ’
необходимый габарит, при пересечении каналов, арыков и дорог
арочные—переходы~~Труббпрбвбдов часто более рациональны,- чем
другие системы. В некоторых случаях строительства арочных пере-
ходов целесообразно не по техническим или экономическим, а по
художественно-эстетическим соображениям.
В отечественной практике при пересечении небольших рек, кана-
лов и особенно арыков получают большое распространение простей-
шие однотрубные арочные переходы небольших пролетов — до 30—
40 м, не требующие устройства сложных опор (рис. 1. 6, а). Такие
переходы могут даже работать не как арочная распорная конструк-
ция, а как балочная система.
При больших пролетах арочных переходов для увеличения попе-
речной устойчивости их сооружают из двух (рис. 1. 6, б) или боль-
шего числа связанных между собой трубопроводов. Трубопроводы
соединяют между собой связями.
При необходимости перекрытия арками больших пролетов и боль-
шом числе трубопроводов или при малом их диаметре несущую кон-
струкцию выполняют в виде пространственной арки, по которой
прокладывают трубопроводы (рис. 1. 7). В этом случае трубопро-
воды не являются элементами несущей конструкции.
Многообразие природных условий и различных других факторов
заставляет проектировщиков применять множество различных
конструктивных решений переходов. На основе анализа этих реше-
ний создаются новые, еще более экономичные конструкции перехо-
дов. Общей тенденцией является снижение веса конструкций, раз-
работка наиболее простых методов монтажа переходов и индустри-
альность изготовления конструкций надземных переходов. Этому
способствует типизация отдельных, наиболее употребительных систем
переходов и специализация строительных организаций, занима-
ющихся их сооружением.
Каждый надземный переход или участок надземной прокладки
трубопроводов должны удовлетворять ряду требований производ-
ственного, эксплуатационного, расчетно-конструктивного, экономи-
ческого и архитектурного характера. Трубопроводу необходима
13
a
б
Рис. 1. 6. Арочные переходы.
_простейший однотрубный; б—двухниточпый со смотровым мостиком.
14
непрерывная безаварийная работа всех его звеньев. Выход из строя
лишь одного участка ограниченной протяженности прекращает
работу всего трубопровода протяженностью в сотни километров.
Поэтому надземные переходы трубопроводов, находящиеся часто
в более сложных эксплуатационных условиях, чем линейная часть,—
особенно ответственные сооружения. Производственные и эксплуата-
ционные требования заключаются в том, чтобы при непрерывном
транспортировании продукта по трубопроводу была обеспечена
безаварийность его работы при всех режимах эксплуатации и без-
опасность для окружающих.
Рис. 1. 7. Арочный переход, в котором трубопроводы
не являются элементами несущей конструкции.
Магистральные газопроводы, по которым газ подается от мест
его добычи или производства до газораспределительных станций
городов, населенных пунктов или отдельных предприятий, в зависи-
мости от рабочего давления газа в них разделяют на газопроводы:
низкого давления (до 12 кПсм2, включительно); среднего давления
(12—25 кГ!см* включительно); высокого давления (25—64 кГ!смг
включительно).
Магистральными нефте- и нефтепродуктопроводамп считаются
трубопроводы, прокладываемые от центральных пунктов сбора
нефти к пунктам ее переработки, станциям перекачки и налива
и от нефтеперерабатывающих заводов к станциям перекачки, налива
и нефтебазам при расположении их вне территории промысла и про-
мышленной территории.
15
Магистральные газопроводы нефте- и нефтепродуктопроводы
делятся по строительным нормам и правилам (СНиП П-Д. 10-62)
на четыре категории. Отнесение трубопровода к той или иной кате-
гории определяется местными условиями, конструкцией, требова-
ниями безопасности и эксплуатации.
Согласно СНиП П-Д. 10-62, к участкам I категории относятся
надземные переходы через все судоходные водные преграды, желез-
ные и автомобильные дороги всех категорий, а также участки трубо-
проводов, прокладываемые в тоннелях, при пересечении селевых
потоков и конусов выноса.
К участкам II категории относятся: а) участки, примыкающие
к компрессорным станциям, протяженностью по 250 м от границ
станций; б) участки, примыкающие к переходам через все железные
дороги и автомобильные дороги I и II категорий в пределах охранной
зоны, указанной в табл. 1. 1; в) участки, прокладываемые на залив-
ных поймах водных преград при переходах по ним в одну нитку;
г) участки при надземных пересечениях с канализационными и водо-
сточными коллекторами, водоводами, нефтепродуктопроводами и газо-
проводами, включая расстояние не менее чем по 10 м от стенки кол-
лектора или оси трубы.
Таблица 1.1
Требования, предъявляемые к участкам трубопроводов
в завнснмости от их категории
Категория участков трубо- проводов Коэффициент условий работы 7П2 Контроль мон- тажных сварных соединений физическими методами, % Предвари- тельное гидравличе- ское испытание
I 0,75 100 Рисп = 1»25рн
II 0,75 100 не требуется
III 0,9 100 то же
IV 0,9 10
Примечание. рн—нормальное рабочее давление в тру-
бопроводе, хГ/сл<2; рисп—испытательное давление, хГ/с.м2;
та — коэффициент условий работы при определении толщины
стенки трубопровода. При т2 = 0,Э считается, что трубы имеют
нормальную толщину стенки, а при т2 = 0,75 повышенную.
К участкам III категории относятся надземные переходы через
болота п несудоходные водные преграды.
л участкам IV категории относятся: а) основная линейная часть,
прокладываемая вне переходов через естественные и искусственные
препятствия; б) переходы через несложные препятствия: мелкие
балки, рвы, пересекающие ручьи и т. п.; в) участки, прокладыва-
16
емые в земляных насыпях; г) участки, прокладываемые на заливае-
мых поймах, водных преградах, при переходах в две и более нитки.
В отдельных случаях, при наличии обоснований, проектным орга-
низациям предоставляется право повышать категорию отдельных
участков газопроводов, и в частности при укладке нефте- и нефте-
продуктопроводов вблизи населенных пунктов при уклонах мест-
ности в сторону населенных пунктов.
Проектирование отводов от магистральных трубопроводов и тру-
бопроводов, расположенных на промыслах, можно также вести
в соответствии с СНиП П-Д. 10-62, разбивая участки на указанные
выше категории (см. табл. 1. 1).
Разделение трубопроводов на категории позволяет обеспечить
достаточно надежную их работу без значительного перерасхода
металла. На особо ответственных участках увеличивает толщину
стенки труб, производят стопроцентный контроль физическими
методами монтажных сварных стыков, а также проводят предвари-
тельное испытание внутренним давлением участка трубопровода.
Магистральные трубопроводы проектируют, сооружают и эксплуа-
тируют таким образом, чтобы на них не было разрывов. Но поскольку
разрыв напорных трубопроводов сопровождается сильным взрывом,
. а часто и возникновением пожара, то трубопроводы для большей
безопасности прокладывают на необходимом расстоянии от распо-
ложенных вблизи сооружений.
Прокладка магистральных трубопроводов по застроенным или
подлежащим застройке (в соответствии с утвержденными проектами)
территориям городов, населенных пунктов, промышленных пред-
приятий и в границах железнодорожных станций, портов и приста-
ней не допустима. При прокладке трубопроводов вблизи строений
и сооружений СНиП П-Д. 10-62 установлены минимально допусти-
мые расстояния от оси трубопровода до различных объектов в зави-
симости от класса трубопровода.
Магистральные газопроводы разделены на три класса в зависи-
мости от рабочего давления транспортируемого газа: I класс — при
давлении свыше 25 кГ1см\ II класс — при давлении от 12 до 25 кГ/см2
и III класс — при давлении до 12 кГ/см\
При надземной прокладке газопроводов допускаемые минималь-
ные расстояния от оси трубопровода до различных объектов прини-
маются согласно СНиП в 2 раза большими, чем для случаев укладки
трубопроводов в грунт. Однако в настоящее время рассматривается
вопрос об уменьшении минимальных расстояний от надземных газо-
проводов.
Магистральные нефте- и нефтепродуктопроводы разделены на
четыре класса в зависимости от характеристик транспортируемой
жидкости и диаметра труб: I класс — имеющие протяжение более
50 км, диаметр свыше 500 мм и транспортирующие нефть и нефте-
продукты с температурой вспышки 45° С и менее; JJ класс.—г име-
ющие протяженность боле%диаметр свыше ёоО мм и транспор-
тирующие нефтепродукты с- -'Рвмплпатурой вспыщкиг более 45° С,
2 Заказ 2185. 1?
а также диаметром 500 мм и менее, транспортирующие нефтепро-
дукты с температурой вспышки 45° С и менее; III класс — имеющие
протяженность более 50 км, диаметр 500 мм и менее и транспорти-
рующие нефтепродукты с температурой вспышки более 45° С и
IV класс — ответвления от магистральных нефтепроводов и нефте-
продуктопроводов и магистрали протяженностью 50 км и менее.
При надземной прокладке магистральных нефтепроводов и нефте-
продуктопроводов минимальные расстояния до различных объектов
принимаются, как и при подземной прокладке, но не менее 50 м.
Прокладка магистральных газопроводов в одном тоннеле с желез-
ными или автомобильными дорогами, электрическими и телефон-
ными кабелями и другими трубопроводами, а также по мостам желез-
ных и автомобильных дорог всех категорий не допускается. В отдель-
ных случаях по согласованию с заинтересованными организациями
может быть допущена прокладка магистральных нефте- и нефте-
продуктопроводов и газопроводов низкого и среднего давлений по
несгораемым мостам автомобильных дорог (ниже II категории) и по
промышленным автомобильным дорогам всех категорий с отнесением
участков трубопроводов, прокладываемых по мосту и на подходах
к нему, к I категории.
При надземной прокладке двух и более параллельных магистраль-
ных газопроводов и переходов через естественные и искусственные
препятствия расстояния между газопроводами и между нитками
переходов устанавливают отдельно в каждом случае по согласованию
с Государственной газовой инспекцией газовой промышленности
СССР и заинтересованными организациями. Расстояния между
параллельными газопроводами на балочных однопролетных надзем-
ных переходах рекомендуется принимать минимум 8 м для маги-
стральных газопроводов диаметром до 500 мм и 9 м для газопро-
водов диаметром 500 мм и выше.
На переходах над железными дорогами Министерства путей сооб-
щения и автомобильными дорогами I и II категорий расстояние
между параллельными однопролетными балочными переходами сле-
дует выдерживать не менее 30 м.
В зависимости от объекта (вблизи которого проходит трубопровод),
класса трубопровода, а на газопроводах и в зависимости от его диа-
метра минимально допустимые расстояния от объектов до трубо-
проводов колеблются в больших пределах. Согласно СНиП
11-Д. 10-62, на газопроводах они применяются от 25 до 250 м и на
нефте- и нефтепродуктопроводах от 30 до 150 м. Наибольшие раз-
рывы установлены для трубопроводов I класса, проходящих вблизи
таких сооружений, как мосты на железных дорогах и автомобильных
дорогах I и II класса, а также общественных зданий с массовым
скоплением людей. При расположении населенных пунктов, про-
мышленных предприятий и отдельно стоящих зданий на отметках
более высоких, чем ось нефтепродуктопровода (разность отметок
между трубопроводом и ближайшей границей строений более 10 м),
разрывы могут быть снижены до 25%.
18
При пересечении надземным магистральным трубопроводом воз-
душной линии электропередачи или контактной сети электрифици-
рованных железных дорог расстояние от оси трубопровода до края
фундамента ближайшей опоры должно быть, как правило, не менее
1,5-кратной высоты опоры.
Расстояние по вертикали между верхом трубы надземного маги-
стрального трубопровода и проводом линии электропередачи выби-
рают в соответствии с «Правилами устройства электротехнических
установок»; при этом должны быть приняты меры для надежной
защиты трубопровода от падения на него проводов линии электро-
передачи в случае их обрыва. Пересечения надземных магистральных
трубопроводов с железными дорогами МПС и автомобильными доро-
гами I, II и III классов нужно выполнять под углом не менее 60°.
Пересечение железных и автомобильных дорог надземными пере-
ходами трубопроводов должно выполняться с соблюдением соответ-
ствующих габаритов между полотном дороги или головкой рельса
и нижним элементом конструкции перехода и должно быть согла-
совано с соответствующим управлением дороги.
Необходимо, чтобы под переходом вписывался железнодорожный
габарит приближения строений. Для железных дорог нормальной
колеи (1524 мм) на переходах должен вписываться габарит по ГОСТ
9238—59, согласно которому расстояние от уровня верха головки
рельса до низа конструкции перехода должно равняться 6500 мм.
Над второстепенными или временными путями, электрификация
которых не' предусмотрена, допускается габарит высотой 5550 мм.
Расстояние от внутренней грани опор переходов до оси крайнего
из перекрываемых путей должно быть не менее 3100 мм.
При пересечении автомобильных дорог под переходом должны
вписываться соответствующие габариты приближения конструкции
согласно приложению 3 СНиП Н-Д. 7-62. Для пропуска под пере-
ходом местных полевых дорог наименьшее отверстие должно соста-
влять 6 м в ширину и 4,5 м в высоту, а для скотопрогонов — соот-
ветственно 4 и 2,5 м.
При назначении величины пролетов перехода трубопроводов
и возвышения его над горизонтом воды на судоходных реках необ-
ходимо учитывать требования безопасности и удобства судоходства.
В переходах через многоводные реки имеются две характерные части:
судоходная (речная) и несудоходная (пойменная). Пролеты, пред-
назначенные для пропуска судов (или сплава), располагают над
фарватером реки так, чтобы опоры перехода не стесняли движения
судов. Количество, величина и возвышение судоходных пролетов
определяются требованиями судоходства в соответствии со специаль-.
ными подмостовыми габаритами согласно нормам проектирования
подмостовых габаритов на судоходных и сплавных реках и основным
требованиям к расположению мостов — НСП 103-52. Внутрь габа-
рита не должны выступать никакие элементы перехода и располо-.
женные на нем устройства. В зависимости от условий судоходства
или сплава и от многоводности самой реки все водотоки разделены
2*
19
на ряд классов, для каждого из которых установлены подмостовые
габариты, приведенные в табл. 1. 2. Величина судоходного отвер-
стия В должна соблюдаться в свету между гранями опор при межен-
нем судоходном горизонте. Высоты габарита Н и h измеряют от рас-
четного судоходного уровня воды. Расчетный судоходный уровень —
это наивысший горизонт реки в судоходный период, который обычно
несколько ниже отметки горизонта высоких вод.
На сплавных реках за расчетный уровень принимают наивысший
лшлавной горизонт. По нормам в многопролетных переходах должно
быть не менее двух судоходных пролетов, расположенных над судо-
выми ходами; устройство одного судоходного пролета допустимо
только в случае недостаточной ширины реки. Если на реке имеется
одновременно судоходство и лесосплав, то судоходные пролеты
принимаются по данным табл. 1. 2, причем пролет низового напра-
вления принимают несколько большим, чем взводного. При отсут-
ствии лесосплава или ограниченных его размерах величину обоих
судоходных пролетов принимают, как для взводного направления.'
Если на переходе имеется лишь один судоходный пролет, то размеры
габарита при наличии лесосплава следует принимать, как для про-
лета низового направления.
В переходах через несудоходные реки, а также в несудоходных
пролетах судоходных рек возвышение низа перехода над расчетным
горизонтом (с учетом подпора) должно быть не менее 0,5 м, а над
расчетным горизонтом ледохода — не менее 0,75 м. За расчетный
горизонт в этом случае можно принимать горизонт высоких вод 1 %
обеспеченности.
Возвышение низа пролетных строений при наличии на реке зало-
мов или корчеходов устанавливают особо для каждого частного
случая, но оно должно быть не менее 1 м над горизонтом высоких
вод 1 % обеспеченности.
В процессе проектирования перехода определяется будущий вид
сооружений. При этом приходится разрешать основные вопросы тех-
нико-экономического, производственно-эксплуатационного и архи-
тектурно-эстетического характера, определяющие выбор типа,
системы, конструкции и всех характерных особенностей проектируе-
мого перехода. Проекты сложных переходов разрабатывают на основе
специальных изысканий, при которых выявляют наиболее подхо-
дящие места для пересечения естественных или искусственных пре-
пятствий. При этом желательно не отклоняться от общего направле-
ния трубопровода. При изысканиях выясняют местные условия
в районе перехода: геологические и климатические данные, топогра-
фию берегов, характерные уровни воды в реке, скорости и направле-
ние течения, характер ледохода, наличие судоходства, степень раз-
мыва русла, перспективы изменения водного режима и другие данные.
Разработка проектного задания перехода заключается в назна-
чении наиболее целесообразной схемы перехода. При этом на основе
технико-экономических соображений выбирают схему перехода,
тип опор, назначают основные размеры сооружения, намечают
20
Глубина судового хода в реке и подмостовые габариты в зависимости от класса водотоков
Подмостовые габариты для постоянных н временных мостов на судоходных и сплавных реках, лс Высота габарита Н у опоры 14J.OOW эпниаиэОа 1,0
FUOON анннвохэоп ф ф ф О О Ш 1О о Ю о 3 ir5 -ф со oj с') ф к
ихэвь ijaHBado а * 13,5 12,5 10,0 10,0 7,0 3,5 3,5
q exudsgex ихэвь уоннашпаоп эинажнхойп 9ag3«iB,BS =fto>« «!=<!§ °aS3§«s* 11 и: и1-1 'll § §• - з „ xo и > -°
Ширина габарита В ВинаяавОпвн хнодо ниВ хоон цнннэнайа 50 30 20
постоянные мосты 1 . винэнавбп -вн охонИоаеа вхаиобп BirU Ф Ф Д 22 § о о о о о S$} S «> ® см " £> «
вина its -ейпвн смоаоенн Biairodn вит/ ф ф £ Ф Ci Ci s з » s ° я ф Щ
Глубина судового хода в реке, м OtHH -вхиавн ве нэшэбэ а нохоиф ввнаХвчаоноп ио Ю ф Оч Ч <=> ф Ф сс сч ф Ю §°- 1 1 1 1 1 §5 « Ч й 2 S 2° т-< т-Ч О
ивнаХс!ихнв<1вл О 2. <= ч; « <» ф ф О'! С\| тч 4-1 О Ф о со со to ю 21 ° И « о О 41 2 О
Класс внутренних водных путей I (водные сверхмаги- стральные пути) .... 11 (водные магист- ральные пути) .... III (водные магист- ральные пути) .... IV (водные пути ме- стного значения) . . . V (водные пути ме- стного значения) . . . VI (водные пути ме- стного значения — ма- лые реки) VII (водные пути ме- стного значения — ма- лые реки)
21
предполагаемую конструкцию основных частей перехода. От пра-
вильности выбора основной схемы зависит стоимость и работа пере-
хода в процессе эксплуатации.
Обычно составляют несколько вариантов сооружений и путем
их технико-экономического сравнения выбирают наиболее рацио-
нальное решение. При проектировании крупных надземных переходов
их обязательно сравнивают с вариантом подземного перехода.
Для того чтобы правильно подойти к разработке вариантов пере-
ходов, дать полноценный сравнительный анализ сопоставляемых
вариантов, обоснованно выбрать решение для практического осуще-
ствления, надо хорошо знать различные системы переходов, особен-
ности их конструкции, стро^ельства и эксплуатации, технико-эко-
номические преимущества и недостатки. Экономическое сравнение
вариантов, имеющих равный срок службы и одинаковые эксплуата-
ционные качества, производят, сопоставляя их строительные стои-
мости. Экономические требования заключаются в выборе такого
решения, при котором затрата средств и материалов для постройки
перехода будет наименьшей и будут сокращены трудоемкие работы.
Практически ввиду трудности учета всей совокупности экономи-
ческих требований часто пользуются строительной стоимостью как
экономической характеристикой перехода. Однако оценка эконо-
мических качеств сооружения по одной только строительной стои-
мости недостаточна. Необходим также учет эксплуатационных усло-
вий: расходов на содержание, ремонт и реконструкцию сооружений.
Магистральные газопроводы проектируют обычно на ограниченный
срок службы, не превышающий 20—30 лет, и поэтому строительная
стоимость надземного перехода составляет наибольшую долю в общих
затратах на его строительство и эксплуатацию.
Нельзя не учитывать также вопросы надежности сооружения,
индустриализации и типизации конструкций, дефицитности отдель-
ных материалов. Только рассматривая всю совокупность требова-
ний, предъявляемых к данному переходу, исходя из реальных усло-
вий его постройки и эксплуатации, учитывая имеющиеся на месте
ресурсы и возможности, а*гакже общие народнохозяйственные усло-
вия, можно правильно оценить сооружение и выбрать наиболее
экономически обоснованный вариант.
Выбранный вариант перехода при дальнейшем проектировании
подлежит детальной разработке, в процессе которой определяют
основые размеры всех элементов перехода, рассчитывают все соору-
жения в целом, разрабатывают главнейшие конструктивные детали
выбранного варианта, проверяют их расчетом, а также выбирают
способ производства работ при постройке перехода и составляют
смету, определяющую стоимость всего сооружения.
Расчетно-конструктивные требования, предъявляемые к йере-
ходу, заключаются в удовлетворении условиям прочности, устойчи-
вости и жесткости всего сооружения и отдельных его элементов.
Сооружение в целом, отдельные его элементы и сопряжения
должны быть рассчитаны на самое невыгодное сочетание возможных
22
нагрузок. Пролетные строения и опоры переходов должны быть
устойчивыми по отношению к опрокидыванию под действием ветра;
сжатые элементы должны быть устойчивыми на продольный изгиб,
опоры должны выдерживать ледоход, не должны подвергаться раз-
мыву.
Требования к жесткости сооружения заключаются в том, что
деформации его под действием нагрузок не должны превосходить
допускаемые величины. Значительные деформации (недостаточная
жесткость) могут быть вредны и опасны для сооружения. В практике
бывает, когда гибкие конструкции надземных трубопроводов под-
вергаются значительным вибрациям под воздействием ветра или
пульсации транспортируемого продукта.
Строительно-технические требования в отдельных случаях должны
сочетаться с архитектурными условиями, заключающимися в том,
что переход должен иметь красивый внешний вид и гармонировать
с окружающей местностью. Это достигается ясностью инженерной
схемы и архитектурного силуэта перехода, применением соответ-
ствующих материалов и красителей.
Хорошо решенный с архитектурной точки зрения переход должен
быть органически связан с окружающей местностью.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО РАСЧЕТУ
НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. РАСЧЕТ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ
Стальные конструкции рассчитывают по методике расчетных
предельных состояний в соответствии со «Строительными нормами
и правилами» СНиП П-А. 10-62 и СНиП П-В. 3-62. Эта новая про-
грессивная методика расчета строительных конструкций разработана
советскими учеными Н. С. Стрелецким, А. А. Гвоздевым, В. М. Кел-
дышем, И. И. Гольденблатом, А. Р. Ржанициным, В. А. Балдиным,
С. М. Шубиным и др.
Предельными называются такие состояния, при которых кон-
струкция перестает удовлетворять предъявляемым к ней эксплуата-
ционным требованиям, т. е. теряет способность сопротивляться внеш-
ним воздействиям или получает недопустимые деформации или
местные повреждения. С достижением предельного состояния эксплу-
атацию конструкции или сооружения прекращают.
По существовавшей ранее методике допускаемых напряжений
определяли наибольшие возможные напряжения в конструкциях,
которые по величине не должны были превосходить соответствующие
допускаемые напряжения, определяемые нормами.
Таким образом, в отличие от методики допускаемых напряжений
по методике расчетных предельных состояний рассматривают не
промежуточное, а конечное состояние конструкции и затем прини-
мают меры к тому, чтобы в процессе эксплуатации это состояние
не наступило.
Такой подход к расчету конструкций позволяет правильно оце-
нить их несущую способность, учесть особенности работы материала
в пластической стадии и проектировать сооружения и их элементы
Равнопрочными с учетом особенностей работы в каждом конкретном
Установлены три расчетных предельных состояния.
Первое предельное состояние, определяемое
несущей способностью (прочностью, устойчивостью формы и поло-
жения или выносливостью), при достижении которого конструкция
теряет способность сопротивляться внешним воздействиям (разру-
шается) или получает остаточные деформации, препятствующие ее
норйальной эксплуатации.
Второе предельное состояние, определяемое
развитием чрезмерных деформаций или перемещений от статических
или динамических нагрузок, при котором появляются деформации
или колебания, препятствующие нормальной эксплуатации кон-
струкции.
Третье предельное состояние, определяемое
образованием или раскрытием трещин или появлением местных
повреждений, при котором трещины или местные повреждения дости-
гают такой величины, что дальнейшая эксплуатация конструкции
становится невозможной.
При работе стальных конструкций третье предельное состояние
не учитывают, поскольку появление в них трещин или местных по-
вреждений зависит от качества материала, технологии изготовления,
монтажа или эксплуатации. Не учитывают расчетом и возможность
прекращения эксплуатации металлической конструкции от корро-
зии. Для предотвращения этого необходимы противокоррозийные
мероприятия.
При расчете по первому предельному состоянию условие нераз-
рушимости всей конструкции в целом или отдельных ее элементов
заключается в том, чтобы максимальные силовые воздействия всегда
были меньше или равны минимальной несущей способности, что
в общем виде может быть записано так:
JV < Ф, (2. 1)
где N — расчетное усилие в элементе конструкции от суммы воздей-
ствия расчетных нагрузок в наиболее невыгодном их сочетании;
Ф — минимальная несущая способность элемента конструкции, уста-
навливаемая в необходимых случаях, с учетом пластичности, пол-
зучести и других свойств материала.
В развернутом виде неравенство (2.1) может быть записано:
S^dN^n <mRHkF, (2.2)
где d — коэффициент перехода от нагрузки к усилию в рассчитыва-
емом элементе конструкции; — нормативная нагрузка, опреде-
ляемая по СНиП или соответствующим нормам; п — коэффициент
перегрузки, учитывающий возможность увеличения или уменьшения
эксплуатационных и строительных нагрузок по сравнению с нор-
мативными; т — коэффициент условий работы, характеризующий
особенности условий работы одних элементов конструкции или со-
оружений в целом по сравнению с другими (напрпмер, сжатие или
растяжение, вибрационные или статические нагрузки), особенности
эксплуатации сооружения или конструкции и другие обстоятель-
ства'; 2?н — нормативное сопротивление материала, принимаемое
для стальньГХ строительных конструкций равным нормативному
25
пределу текучести, т. е. минимальному браковочному значению
предела текучести для данной марки стали. Если эксплуатация
конструкции возможна и после достижения металлом предела теку-
чести, как это имеет место в трубопроводах, то за нормативное сопро-
тивление принимается нормативное значение предела прочности,
т.. е. временное сопротивление металла (о чем подробно будет ска-
зано дальше); к — коэффициент однородности материала, учиты-
вающий возможные отклонения в качестве материала как по геомет-
рическим размерам, так и в части нормативного сопротивления;
F — геометрическая характеристика сечения (плошддь, момент сопро-
тивления и т. и.).
Произведение нормативной нагрузки на соответствующий ей
коэффициент перегрузки TV'S л = NH называется расчетной на-
грузкой.
Усилия от расчетных нагрузок, полученные при расчете кон-
струкции, называют расчетными усилиями. Произведение норматив-
ного сопротивления на коэффициенты однородности и условий работы
Rakm — R называется расчетным сопротивлением.
Выражение (2. 2) можно упростить:
N<RF. (2.3)
(2.4)
В методике предельных состояний величина аналогична коэф-
фициенту запаса в методике расчета по допускаемым напряжениям:
, , кт ат
[СТ] = СТт — = f- •
п "-зап
Методика расчета по допускаемым напряжениям не учитывает
того, что каждой нагрузке присущ свой коэффициент перегрузки
и что различные элементы конструкции и сооружения в целом рабо-
тают в неодинаковых условиях. Без этого при расчете по допуска-
емым напряжениям нельзя получить конструкции, элементы которых
обладают одинаковой прочностью.
Коэффициент однородности к в соответствии со СНиП П-А. 10-62
принят для малоуглеродистых сталей Ст.О, Ст.2 и Ст.З равным
0,9, для высокоуглеродистых и низколегированных сталей Ст.4,
Ст.5, 14Г2, 14ХГС, 19Г, 10Г2С, 10Г2СД, 15ГС и других — равным
0,85 и для термически упрочненных (МСт. Т) — 0,8.
Коэффициент перегрузки п согласно СНиП П-А. 11-62 изменяется
от 1,10 (для собственного веса конструкций) до 1;4 (для временной
нагрузки квартир, общежитий, бытовых помещений, промышленных
цехов, снеговой нагрузки и др.). В отдельных случаях, когда умень-
шение нагрузки вызывает ухудшение работы конструкций (при рас-
чете на устойчивость положения и др.), коэффициент перегрузки
может уменьшаться до 0,9—0,8.
Коэффициент условий работы т согласно СНиП П-А. 10-62
и СНиП П-В. 3-62 может изменяться от 0,6 до 1,0. При расчете по
2G
пределу текучести для растянутых элементов ферм и многих изги-
баемых элементов конструкций коэффициент условий работы прини-
мают равным 1. Для сжатых элементов, условия работы которых
сложнее, его принимают равным 0,75—0,9, для анкерных болтов —
до 0,65 и для заклепок, работающих на растяжение, — до 0,6.
Если подставить соответственно наибольшие и наименьшие зна-
чения расчетных коэффициентов в формулу (2. 4), то получим пре-
делы, в которых может изменяться общий коэффициент запаса при
расчете по методике предельных состояний:
максимальная величина
*- = ^ = Д^Г=2,75; (2.5)
минимальная величина
^^ = ^V=1’22- <2-6>
Таким образом, .общий коэффициент запаса для различных эле-
ментов конструкций может отличаться более чем в 2 раза.
Нормативное сопротивление 7?" растяжению, сжатию и изгибу
для стальных строительных конструкций принимают равным наи-
меньшему значению предела текучести цт,. установленному соответ-
ствующими стандартами или техническими условиями, так как в фер-
мах, балках, рамах и других металлических конструкциях с разви-
тием пластических деформаций сжатые элементы, как правило,
теряют устойчивость, растянутые элементы получают такие дефор-
мации, что конструкция практически выходит из строя, а изгиба-
емые элементы деформируются настолько, что их дальнейшая экс-
плуатация становится невозможной; балки перекрытий помимо этого
выходят из гнезд.
Если эксплуатация конструкций, работающих преимущественно
на растяжение, возможна и после достижения металлом предела
текучести, то за нормативное сопротивление (7?п) прокатной стали
растяжению принимают наименьшее значение временного сопроти-
вления разрыву цвр, установленное соответствующими ГОСТами
или техническими условиями.
Основными видами прокатной стали, применяемой в строительных
конструкциях, являются:
углеродистая сталь группы Ст.З (ГОСТ 380—60);
углеродистая сталь для мостостроения М-16С и Ст.З (ГОСТ
6713-53);
углеродистая толстолистовая и широкополосная сталь, термиче-
ски обработанная МСт. Т (ГОСТ 9458—60);
низколегированная конструкционная сталь мартеновская 19Г,
14Г2, 15ГС, 14ХГС, 10Г2С, 10Г2СД (МК), 15ХСНД, 10ХСНД и дру-
гие, поставляемые по ГОСТу или ЧМТУ.
Численные значения нормативных сопротивлений и коэффициен-
тов однородности прокатной стали принимают по табл. 2. 1.
27
Таблица 2-1
Нормативные сопротивления и коэффициент однородности
прокатной стали
Сталь Группа или марка стали Толщина, Нормативное сопротивле- ние растяже- нию, сжатию и изгибу при йн = ат. кГ/см2 к Нормативное сопротивле- ние растяже- нию при Нн = ц , КГ/СМ2 к
Обыкновенного Ст.З См. при- 2300 0,9 3800 0,85
качества Ст.4 мечание 2500 0,85 4200 0,8
Ст.5 2700 0,85 5000 0,8
Для строитель- М16С 8—40 2300 0,9 3800 0,85
ства мостов Ст.З 8-40 2400 0,9 3800 0,85
Термически упрочненная Мст. Т 6-40 3000 0,8 4400 0,8
Низко- 19Г 4-10 3000 0,85 4700 0,8
легированная 14Г2 4—20 3400 0,85 4700 0,8
15ГС 4-20 3400 0,85 4900 0,8
14ХГС 4-20 3400 2 -0,85 С500СГ) 0,8
10Г2& - 4—32 3500 0,85 5000 ' 0,8
10Г2СД 4—32 3500 0,85 5000 0,8
15ХСНД 4—32 3500 0,85 5200 0,8
10ХСНД 4—32 4000 0,85 5400 0,8
Примечание. Приведенные в таблице еначения нормативных сопротивлений для
стали обыкновенного качества установлены: для сортовой стали толщиной до 100 мм вклю-
чительно, для фасонной стали толщиной до 20 мм включительно, для листовой и широко-
полосной стали толщиной до 40 мм включительно. Во всех приведенных еначениях коэффи-
циентов однородности учтено влияние минусовых допусков при прокатке.
Нормативные сопротивления срезу и смятию металлических
конструкций и их элементов определяют умножением соответству-
ющих нормативных сопротивлений (7?н=ат), приведенных в табл. 2. 1,
на коэффициенты перехода, принимаемые по табл. 2. 2.
Нормативные нагрузки /Ун устанавливаются СНиПШ-А. 11-62
и для трубопроводов СНиП П-Д. 10-62. Нормативные нагрузки
обычно бывают больше средних значений фактических нагрузок —
они представляют собой наибольшие нагрузки, соответствующие
нормальной эксплуатации сооружения, а в ряде случаев при их
назначении предусматривают возможный рост нагрузок в будущем
(например, при проектировании мостов).
В соответствии с изложенной методикой расчета металлических
конструкций по первому предельному состоянию расчет элементов
строительных конструкций на основные виды воздействия произ-
водится по следующим формулам:
Таблица 2. 2
Коэффициенты перехода для определения нормативных
сопротивлений срезу и смятию материалов металлических
конструкций и их элементов
Материал
Прокатная сталь н отлнвка
из углеродистой стали . . .
Вид напряженного состояния
Срез Смятие торцовой поверх- ности (при наличии под- гонки) Смятие местное при сво- бодном касаипп Диаметральное сжатие при свободном касании для конструкций с ограничен- ной подвижностью Диаметральное смятие уз- ловых болтовых шарниров
0.6 1.5 0.75 0.04 1.5
При центральном растяжении
N < BFBT. (2.7)
При центральном сжатии:
на прочность
N<BFm-, (2.8)
на устойчивость
A^tp/tf’op. (2.9)
При изгибе:
проверка нормальных напряжений
М < 7?Р7НТ; (2. 10)
проверка срезывающих напряжений в стенке балки
(2.Н)
проверка общей устойчивости балки
М сЛфбИ^р. (2.12)
Приведенные формулы П-В. 3-62 иначе: можно записать в соответствии с СНиП
формулы (2. 7) и (2. 8) в впде:
T~<R’ г нт (2. 13)
формулу (2. 9) в виде: -у— <R ф^бр (2. 14)
29
и формулы изгиба (2. 10) —(2. 12) в виде:
^нт
Т^У Яср’
м
*Рб Wop
R-,
При внецентрешюм растяжении п сжатии:
на прочность
Л /V
— ± ~тп— < 7?;
Fнт VV нт
на устойчивость в плоскости действия момента
- < R.
фвп F бр
(2. 15)
(2. 16)
(2- И)
(2. 18)
(2. 19)
В формулах (2. 7) и (2. 19) приняты следующие обозначения:
N, М, Q — расчетные значения продольной силы, изгибающего
момента и перерезывающей силы от расчетных нагру-
зок (с учетом коэффициентов перегрузки);
7? = RHkm — расчетное сопротивление .металла, равное норматив-
ному сопротивлению, умноженному на коэффициент
однородности материала п коэффициент условий
работы;
Т^нт и — площадь поперечного сечения рассчитываемого эле-
мента за вычетом ослаблений (нетто) и полная (брутто);
РИ11Т и РИбр — момент сопротивления поперечного сечения изгиба-
емого эле1Мента за вычетом ослаблений (нетто) и всего
сечения (брутто);
7бр — полный момент инерции сечения (брутто);
5бР — статический момент сдвигаемой части сечения (брутто)
относительной нейтральной оси (при проверке стенки
балки — полусеченпя);
6 — толщина стенки балки;
<р — коэффициент продольного изгиба, определяемый со-
гласно приложению I СНиП П-В. 3-62 в зависимости
от гибкости элемента;
фб — коэффициент уменьшения несущей .способности изги-
баемых элементов при проверке общей устойчивости
(находится согласно приложению II СНиП П-В. 3-62);
фвн — коэффициент понижения несущей способности вне-
цептренпо сжатого элемента, определяемый согласно
приложению III СНиП П-В. 3-62.
Второе предельное состояние .металлических конструкций опре-
деляют достижением предельных величин деформаций конструкции
в целом или отдельных ее элементов от нормативных нагрузок (без
30
коэффициентов перегрузки) при невыгоднейшем их сочетании. По
второму предельному состоянию деформации пли перемещения кон-
струкций при действии нормативных нагрузок не должны быть
больше предельных значений, установленных СНиП Н-В. 3-62 пли
другими нормами. В общем виде это условие можно записать
А</, (2.20)
где Д — перемещение пли деформация, являющаяся функцией
геометрической формы конструкции, механических свойств матери-
ала и нормативных нагрузок; / — предельная величина перемещения
пли амплитуды колебаний при действии динамических нагрузок.
При наличии строительного подъема прогибы конструкций можно
определять без учета постоянной нагрузки.
§ 2. НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ
Расчет конструкций и оснований по первому предельному состоя-
нию производится: по прочности и устойчивости по расчетным нагруз-
кам, по выносливости, как правило, по нормативным нагрузкам.
Конструкции п основания по второму предельному состоянию
(по деформациям) рассчитывают по нормативным нагрузкам. На-
грузки и воздействия на строительные конструкции принимают по
СНиП П-А. 11-62. В соответствии со СНиП нагрузки и воздействия
подразделяются на:
постоянные нагрузки и в о з д е ii с т в п я, к кото-
рым относятся собственный вес сооружений, ограждающих и других
конструкций, вес и давление грунта, воздействие предварительного
напряжения;
временные длительные нагрузки и возде й-
с т в и я, которые включают вес стационарного оборудования,
материалов п предметов в складских помещениях, библиотеках, вес
жидкостей п газов в емкостях и трубопроводах, давление жидкостей,
газов и сыпучих тел в емкостях и трубопроводах, длительные тем-
пературные напряжения и др.;
кратковременные н а г р у з к и и воздействия,
которые включают: нагрузки от подвижного и подъемпо-транспорт-
ного оборудования, нагрузки от веса людей, мебели и другого лег-
кого оборудования, снеговые, ветровые нагрузки и нагрузки от
обледенения, температурные, климатические воздейств.пя, транс-
портные и монтажные нагрузки, испытательные нагрузки;
особые нагрузки и воздействия состоят из
сейсмических воздействий, нагрузок, вызываемых временными неис-
правностями и нарушениями технологического процесса, воздей-
ствий от просадок грунта (например, в районах горных выработок,
на просадочных грунтах).
Ниже приведены основные разновидности ,пагрузок, встреча-
ющихся при проектировании наземных сооружений и надземных
трубопроводов.
31
Постоянная нагрузка — собственный вес конструк-
ции и поддерживаемых ею неподвижных элементов и деталей. Она
неизменна во времени. Определяется она лишь после того, как про-
ектирование сооружения закончено. При расчете постоянной нагруз-
кой приходится задаваться наперед, пользуясь данными предыдущих
аналогичных проектировок, эмпирическими формулами или пред-
варительными расчетами.
Полезные нагрузки, которые не всегда воздействуют
на сооружение, но их восприятие составляет его назначение. Вели-
чина временных нагрузок может изменяться в различные периоды
работы сооружений. Зависят они от назначения сооружений.
Временные длительные нагрузки и воздействия действуют на
сооружение продолжительное время, временные кратковременные
могут наблюдаться в период строительства и эксплуатации лишь
в течение относительно небольшого промежутка времени. Полезные
нагрузки на перекрытия (ввиду большого разнообразия) принимают
осредненными в виде равномерно распределенных нагрузок.
Атмосферные нагрузки включают в себя снеговой
покров и ветровую нагрузку.
Снеговой покров принимают в зависимости от района строитель-
ства и условий залегания на кровле согласно СНиП 11-7^’ 11-62.
Нормативную снеговую нагрузку Ра на 1 л2 площади горизонтальной
проекции покрытия определяют по формуле (2. 21)
Рв = сР0, (2.21)
где Ро — нормативный вес снегового покрова в кг на 1 -и2 горизон-
тальной проекции покрытия; с — коэффициент, зависящий от про-
филя покрытия.
В зависимости от района нормативный вес снегового покрова
меняется от 50 до 250 кПмг (рис. 2. 1).
Коэффициент с = 1 для односкатных и двускатных покрытий
при угле наклона покрытия к горизонту а < 25° и с = 0 при а > 60°.
Для промежуточных значений а коэффициент с принимается по
интерполяции.
Ветровую нагрузку устанавливают по СНиП П-А. 11-62 в зави-
симости от района строительства, условий обтекания сооружения
ветром и высоты над поверхностью земли. Нормативная ветровая
нагрузка (нормальная к поверхности)
qH = cq0, (2. 22)
где q0 — нормативный скоростной напор ветра в кГ/м1-, с — аэро-
динамический коэффициент.
Согласно нормам, на высоте до 10 м скоростной напор ветра при-
нимают в различных районах от 27 до 100 кПлР (рис. 2. 2). С увели-
чением высоты над поверхностью земли ветровая нагрузка возра-
стает, что учитывается поправочными коэффициентами, равными
по высоте 20 Л1 — 1,35; 40 м — 1,8; 100 м — 2,2; 350 м и выше — 3
32
Q n
Plot
Puc. 2. 1. Районирование территории СССР по весу снегового покрова.
- государственные границы СССР; 2 — границы районов с различным нормативным весом снегового покрова земли; 3 — границы горных
районов.
Oil Oti ffi OS! GOi 6? Л-
Аэродинамический коэффициент для вертикальных поверхностей
равняется: с наветренной стороны +0,8 и с подветренной стороны
—0,6, т. е. во втором случае усилие направлено от сооружения.
Температурные воздействия сказываются на ста-
тически неопределимых системах, поскольку в них размеры элемен-
тов от колебаний температуры не могут изменяться беспрепятственно.
Сейсмические воздействия — нагрузки, вызываемые зе-
млетрясениями. Величину нагрузок устанавливают в зависимости от
района, где происходит строительство. В районе с сейсмичностью не бо-
лее 6 баллов строительство ведут без антисейсмических мероприятий.
Монтажные нагрузки — воздействия на сооружение
или конструкцию во время монтажа. К ним относятся: нагрузки от
монтажных кранов; строительные нагрузки от веса оборудования,
людей и материалов, применяемых при монтаже и ремонте; нагрузки
при кратковременных испытаниях.
Сочетания нагрузок и воздействий принимают в наиболее невы-
годных комбинациях для отдельных элементов или всего сооружу
пия^+Чем сложнее сочетание, тем меньше вероятность появления
наибольшего значения нагрузки. Это учитывают введением дополни
тельного коэффициента сочетаний, меньшего единицы, на который
умножают все нагрузки, кроме нагрузок собственного веса. При
расчетах принимают следующие сочетания нагрузок: основные,
дополнительные и особые.
В основных сочетаниях учитываются постоянно действующие на
сооружение нагрузки, временные длительные нагрузки и воздей-
ствия и одна из возможных кратковременных нагрузок, действие
которой наиболее существенно. Коэффициент сочетаний для основ-
ных нагрузок равен 1.
В дополнительных сочетаниях учитываются нагрузки основного
сочетания с добавлением всех кратковременных нагрузок при числе
их не менее двух. Коэффициент сочетаний для дополнительных нагру-
зок равен 0,9.
В особых сочетаниях учитываются все нагрузки основного или
дополнительного сочетания с добавлением одной из особых нагрузок.
Коэффициент сочетания при этом равен 0,8.
При расчете элементов и конструкций, для которых нерегулярно
действующая нагрузка (например, ветровая или температурное воз-
действие) является единственной или преобладающей, последнюю
в комбинации с постоянной нагрузкой рассматривают-в основном
сочетании.
Нагрузки, действующие на трубопроводы
при надземной прокладке
Нагрузки, действующие на трубопроводы и поддерживающие их
элементы при надземной прокладке, включают в себя:
Собственный вес трубы
7тр = Л. (о* _ D2bh] Yct юо кг/м, (2. 23)
3*
35
Рис. 2. 3. Районирование территории
а —европейской части; 1,2,3,4 —соответственно I, II, III, IV районы; 5 —особый район;
особый район; 6 — малоизученный район; 7 —
или с некоторым приближением, но достаточно точно для практиче-
ских расчетов
<?тр — л £>Ср 6уСр ЮО = 2,47 £>ср 6,
где DH, Z)BH — наружный и внутренний диаметры труб в см; Dcv —
~ Du — & —средним диаметр трубы в см; б —толщина стенки
36
труб в см\ уст “ удельный вес металла (для стали уст
~ 0,00785 кг/cjt3; коэффициент перегрузки ис.в = 1,1).
Вес изоляции и различных устройств, кото-
рые могут быть на трубопроводе. Эту дополнительную нагрузку
можно принять равной 10% собственного веса трубы, т. е.
<7доп = 0,1 <?Тр.
Если предусматривается устройство тепловой изоляции труб
или установка оборудования, то следует определять фактический
вес устройств.
Коэффициент перегрузки, как и для собственного веса, ра-
вен 1,1.
Вес настила, который иногда устраивают в висячих и дру-
ССР по условиям гололедности.
— изотерма; б—азиатской части; 1,г,з,4—соответственно I, II, III, IV районы; ,5 —
аницы климатических районов; 3—изотерма.
гих системах для нужд эксплуатации, и различных элементов кон-
струкций (балок, распорок, связей, подвесок, тросов) подсчитывают
на основании аналогичных проектов, эскизных прикидок и прибли-
женных расчетов.
Коэффициент перегрузки, как и в предыдущих случаях, пс.в =
= 1,1.
37
Вес транспортируемого продукта. Вес нахо-
дящегося в трубопроводе газа можно вычислить по формуле
7гзз = Угаз-^^н = 215угзз^р- (2-24)
для природного газа; его вес можно определить по приближенной
формуле
(/газ РО2ВЯ кг/м. (2. 25)
Вес транспортируемой по трубопроводу нефти или перекачива-
емого нефтепродукта находят по формуле
(2-26)
В формулах (2. 24)—(2. 26):
Р — расчетное давление газа в кГ/смР, угаз — удельный вес
газа в к/7,и3 при То = —273° С и р0 = 1 кГ/см2- упрод — удельный
вес транспортируемой нефти пли нефтепродукта в кг/лг3; Z — коэф-
фициент сжимаемости газа; Т — абсолютная температура газа в тру-
бопроводе; Т = 273° + t°, где 4° — температура газа в ° С.
Нагрузка от обледенения и снега. Для трубо-
провода нагрузка от обледенения больше, чем от снега. Нагрузка
от снега больше для пешеходных мостиков и прилегающих к ним
трубопроводов (принимается общая ширина). Если учитывают макси-
мальную снеговую нагрузку, то обледенение не добавляют.
Толщину слоя льда принимают в соответствии с картой климати-
ческих районов гололедности (рис. 2. 3) (для I и II районов 1 см,
для III района 1,5 см и для IV района 2 см).
Для трубы вес обледенения
7лед — Л бдедУлед кг/м, (2. 27)
где у лед = 900 кг/м2 — объемный вес льда; Z?H — наружный диа-
метр трубопровода в лг, б лед — толщина слоя льда в м.
Для отдельно расположенного трубопровода (без примыкающего
к нему пастила мостика) расчетный вес обледенения при коэффи-
циенте перегрузки, равном 1,2,
7лед ^ледТ^н кг/м, (2. 28)
где А’лед — коэффициент, принимаемый для I района гололедности
/с,ед = 25; для II района А'лед = 35; для III района /след = 50
п для IV района /след = 65.
Снеговую нагрузку принимают На 1 л2 горизонтальной проекции
конструкции (мостик и примыкающие к нему трубы). Вес устанавли-
вают в зависимости от районов строительства. Коэффициент пере-
грузки пс = 1,4-
38
Для одиночно прокладываемого трубопровода расчетную снего-
вую нагрузку можно принять равной
7с =- пссРс0 aD„, . (2.29)
---- 1
где Рс0 — нормативный вес снегового покрова па 1 м2 горизонталь-
ной поверхности; с — коэффициент, зависящий от формы поверх-
ности; а — коэффициент, принимаемый для I района 25, для II
района 35, для III и IV районов 50; Dlt — наружный диаметр в м.
Ветровая нагрузка, направленная горизонтально.
Величина ее зависит от района строительства, высоты расположения
сооружения над землей и формы его поверхности.
На одиночным трубопровод перпендикулярно его осп действует
нагрузка
7в — kBnBQ DB = 0,6 nBQDB кг/м, (2. 30)
где Q — скоростной напор ветра в кГ/м2; Dti — наружный диаметр
труб в л; кв = 0,6 — аэродинамический коэффициент для одиночной
трубы.
Коэффициент перегрузки для ветра пв = 1,3.
При двух трубопроводах величину ветровой нагрузки опреде-
ляют, пользуясь данными, приведенными в справочнике проектиров-
щика «Металлические конструкции промышленных зданий л соору-
жений» (М., Госстройиздат, 1962, стр. 473—474).
Временные эксплуатационные нагрузки
(вес обслуживающего персонала, оборудования при ремонте и т. п.)
учитывают лишь в особых случаях. Они являются расчетными глав-
ным образом для элементов эксплуатационного мостика. Коэффи-
циент перегрузки для них лвр = 1,2.
Влияние внутреннего давления. При свободе
продольных деформаций трубопровода от внутреннего давления
возникают кольцевые напряжения
и продольные напряжения (при наличии заглушек, задвижек или
изгибе труб)
опп.р = 0,5акц = ^ = 0,25-Ц^-. (2.32)
1 4о о 4 '
Соответствующие этим напряжениям относительные продольные
реформации равны
где Е — модуль упругости (для стали Е = 2 100 000 кГ/см2).
Первый член составляет удлинение трубопровода под
действием продольных напряжений оПр. р ~ 0,5 пкц, а второй член
39
J* °г11-ц_ составляет укорочение трубопровода вследствие того, что
Е
в его стенках под влиянием внутреннего давления возникли коль-
цевые напряжения окц аналогично тому, как в стержне при его растя-
жении на величину епр возникают поперечные деформации еПОп =
= цеПр (ц — коэффициент Пуассона, равный для стали около 0,3).
При отсутствии продольных деформаций, т. е. при защемлении
концов открытого строго прямолинейного участка трубопровода,
когда еПр. р = 0, от внутреннего давления возникают растягивающие
напряжения, соответствующие деформации сжатия равные
апр. Р = иаКц = 0,3 акц = 0,15. (2.34)
При отсутствии продольных деформаций в изогнутом открытом
участке трубопровода с защемленными концами, когда епр. Р = 0,
при стрелке изгиба больше Da возникают сжимающие напряжения,
соответствующие продольной деформации епр. р = , равные
апр.Р = -0,2акц = -0,1^23-. (2.35)
От изменения температуры стенок труб
возникают продольные деформации трубопровода
е( = а Дг, (2. 36)
где а — коэффициент линейного расширения (для стали равный
0,000012); Ai — расчетный перепад температуры, обычно прини-
маемый для надземных трубопроводов равным ± 50° С. Для районов
с расчетной температурой воздуха ip ниже —40° С или выше 4-40° С
значение температурного перепада принимается Д7 = 10 + ip.
На участках трубопроводов, расположенных на расстоянии до
25 км от компрессорных станций со стороны высокого давления, при
назначении расчетного температурного перепада учитывают нагрев
трубопровода транспортируемым продуктом.
При отсутствии продольных деформаций в прямолинейном трубо-
проводе (с защемленными концами) от изменения температуры сте-
нок труб возникают продольные растягивающие напряжения при
понижении температуры и сжимающие — при повышении темпе-
ратуры:
ц( = Ea&t = ±25,2 ДД (2.37)
При расчете па температурные деформации коэффициент пере-
грузки nt принимают равным единице.
Расчетные сочетания нагрузок
При расчете трубопроводов сочетания нагрузок и воздействий
принимают в наиболее невыгодных комбинацйях для всего сооруже-
ния в целом и отдельных его элементов.
40
У надземных трубопроводов в основное сочетание (с = 1) вклю-
чают: собственный вес трубопровода, вес изоляции и обустройств,
вес настила, перил и других элементов конструкции, вес транспор-
тируемого продукта, эксплуатационные нагрузки, продольные уси-
лия от внутреннего давления транспортируемого продукта, а также
температурные воздействия. В дополнительное сочетание (с = 0,9)
входят нагрузки основного сочетания с добавлением нагрузок
от обледенения или снега, ветровой нагрузки и монтажных нагрузок
на период строительства. Особое сочетание (с = 0,8) состоит из
нагрузок основного сочетания, снеговой нагрузки или нагрузки от
обледенения и сейсмических нагрузок. Коэффициент сочетания
(с = 0,9 или 0,8) вводят только в кратковременно действующие
нагрузки. При учете временных эксплуатационных нагрузок можно
не учитывать ветровую нагрузку и обледенение и принимать лишь
0,5 от веса снеговой нагрузки.
Расчетная нагрузка от основного сочетания:
для газопровода
9° = 9тр + 9дэп + 9газ, (2.38)
для продуктопровода
911 = 9тР 4* <7доп 4- <7пРод, (2. 39)
Суммируя вертикальные нагрузки с горизойтальной — ветровой —
получим расчетную нагрузку от дополнительного сочетания:
для газопроводов
9г = (9тР+9доп + 9газ+ 0,9 9лед)2 + 0,819В ; (2.40)
для продуктопровода
9п = (<7тр + 9доп + <7пРод +0,9 gлед)2 + 0,81 9в • (2-41)
Как показывают расчеты, при определении расчетной нагрузки
отдополнительного сочетания для трубопроводов из труб диаметром
от 219 до 1420 .ил. влияние ветровой нагрузки очень невелико и может
не учитываться.
Дополнительное сочетание нагрузок для трубопроводов, как
правило, является наиболее невыгодным, т. е. расчетным. Основное
сочетание может оказаться более неблагоприятным, чем дополни-
тельное, при опрессовке трубопроводов водой.
Расчетную вертикальную нагрузку определяют по формулам:
для газопровода
9г = 9тР + 9доп + 9газ + 0,9 9лед; (2. 42)
для продуктопровода
9п = 9тр + 9д°п + 9пРод + 0,9 9лед- (2. 43)
4j
§ 3. РАСЧЕТНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ТРУБОПРОВОДОВ
Расчет трубопроводов, как и других металлических конструк-
ций, производят по предельным состояниям, но он имеет свои
особенности.
Большинство строительных конструкции не может эксплуатиро-
ваться после достижения предела текучести металла, так как или
разрушается, пли получает недопустимо большие деформации.
В трубопроводах, находящихся в грунте, при достижении метал-
лом стенок труб предела текучести возможность эксплуатации не
прекращается, и поэтому будет неправильно предел текучести при-
нимать за нормативное сопротивление. Эксплуатация трубопроводов
прекращается лишь после их разрыва с достижением металлом труб
временного сопротивления (предела прочности).
Расчет трубопроводов исходя из предела текучестп производили
в течение ряда лет, следуя общей методике расчета стальных кон-
струкций по предельным состояниям, поскольку последняя еще
только завоевывала своп права и не было еще выработано надлежа-
щих расчетных коэффициентов. И если вначале такая методика рас-
чета по сравнению с методикой расчета по допускаемым напряжениям
была прогрессивной, то в настоящее время в отдельных случаях
она стала приводить к неправильным результатам.
При расчете труб исходя пз предела текучести толщина стенки
получается меньше с увеличением последнего. Но, как известно,
предел текучести можно повысить искусственно путем вытяжки
металла в холодном состоянии. Вытяжку труб, так называемое «экс-
пандировапне», стали производить на новых трубных заводах, при-
чем не только в небольших пределах с целью исправления формы
труб, но и до значительной величины, в среднем по периметру на
2,5—3%. При такой величине средних кольцевых деформаций мест-
ные деформации в трубах, где толщина стенки была наименьшей,
достигали 4—6%, что приводило к ухудшению пластических свойств
металла. Получалось, что при экспандировании качество труб сни-
жалось, а толщина их стенки, получаемая по расчету, уменьшалась.
Снижение величины экспандировапия труб до 1 —1,5 % повысило
их пластические свойства, по одновременно снизило предел текуче-
сти. Возникло противоречие: трубы стали лучше, а толщину стенки
исходя пз расчета по пределу текучестп требовалось увеличить.
Определение толщины стенки труб, основанное на фактическом
их предельном состоянии, определяемом временным сопротивлением
металла труб, исключает это противоречие и устраняет ненужное
стремление к повышению предела текучести, что часто влечет за
собой снижение пластических свойств металла. Последнее же может
привести к хрупкому разрушению металла труб при сравнительно
низких растягивающих напряжениях.
В настоящее время расчет трубопроводов на прочность произво-
дят в соответствии со «Строительными нормами и правилами СНиП
П-Д. 10-62 «Магистральные трубопроводы — нормы проектирова-
ния». Расчет производят по методу предельных состояний. Для метал-
лических трубопроводов устанавливают предельные состояния, опре-
деляемые несущей способностью трубопровода. Толщину стенки
труб назначают на основании их расчета на разрыв от воздействия
внутреннего давления * с проверкой против развития чрезмерных
пластических деформаций.
При надземной прокладке трубопроводов, когда трубы работают
на поперечный изгиб, осевое сжатие или растяжение, предельное
состояние определяется пределом текучести.
Для Тазопроводов, прокладываемых через реки, озера, пруды,
болота и заливаемые поймы кроме того устанавливают предельное
состояние на устойчивость против всплытия трубопровода.
Соединение труб осуществляют сваркой встык, при этом сварной
шов должен обладать прочностью не меньшей, чем сами трубы.
Для магистральных трубопроводов, отводов от них и промысло-
вых трубопроводов применяются как сварные, так и бесшовные
трубы из малоуглеродистых и низколегированных сталей. Вид труб
и марки сталей назначают исходя из условий эксплуатации, тех-
нико-экономических показателей строительства трубопровода
и стремления к минимальному расходу металла.
Применяемые для трубопроводов стали должны быть хорошего
качества. Учитывая это, к трубам предъявляют следующие основные
требования: предел текучести металла в трубах, как правило, дол-
жен быть не более 0,8 временного сопротивления. Нижпее значение
предела текучести устанавливают 0,65 от браковочного значения
временного сопротивления; относительное удлинение при разрыве
на стандартных коротких (пятикратных) образцах должно быть не
менее 20% и на длинных (десятикратных) не менее 18% ; минимальную
ударную вязкость стали при температуре минус 40° С принимают
в 3 кГ -м/см2 на образцах 10 X 10 X 55 мм и не менее 4 кГ-м/см2
па образцах 10 X 5 X 55 мм; сталь должна хорошо свариваться
методами дуговой и стыковой контактной сварки.
Толщина стенки труб определяется работой трубопровода в пло-
скостях поперечных сечений. Расчетным сочетанием нагрузок
является действие внутреннего давления при отсутствии внешних
нагрузок. При расчете трубопроводов на внутреннее давление не
учитывается влияние овальности труб, поскольку овальность труб
практически не отражается на их пределе прочности, не учитывается
и наличие внешних нагрузок; так как они не снижают прочности
трубопровода, их влияние не велико и не постоянно по длине трубо-
провода. Наличие в металле труб сложно-напряженного состояния
почти всегда не снижает, а повышает прочность, но его влияние не
одинаково на различных участках трубопровода.
Проверка труб на смятие под воздействием внешних нагрузок,
а также при наличии вакуума обычно ие требуется, поскольку ука-
заниями по расчету трубопроводов минимальная толщина стенки
устанавливается из условий производства работ в 1/120 величины
диаметра труб и не меиес 4 мм. В табл. 2. 3 приведены геометрические
42
43
Таблица 2- 3
Продолжение табл. 2-3
Геометрические характеристики сечений и веса 1 м труб
Диаметр, Л1Л1 Толщина степки д, л ин Сечение F, С.ц2 Момент инерции I, СЛ<4 Момент сопроти- вления W, Сл<3 Радиус инерции С.И Вес 1 л» труб, кг
наруж- ный £>н внутрен- ний DBI1
209 5 33,6 1926 176 7,57 26,4
’ 207 6 40,1 2 279 208 7,53 31,5
219 205 7 '' 46,6 2 623 240 7,50 36,6
203 8 53,0 2 956 270 7,47 41,6
201 9 59,4 3 280 299 7,43 46,6
263 5 42,1 3 781 277 9,48 33,0
261 ' 6 50,3 ’ 4 489 329 9,45 39,5
259 7 58,5 5 177 379 9,41 45,9
273 257 8 66,6 5 853 429 9,37 52,3
255 9 74,6 6 512 477 9,34 58,6
254 9,5 78,6 6 836 500 9,32 61,7
253 10 82,6 7 157 525 9,31 64,8
315 5 50,2 6 442 396 11,3 39,4
313 6 60,1 7 652 471 11,3 47,2
311 7 69,9 8847 544 11,2 54,8
309 8 79,7 10 010 616 11,2 62,5
325 307 9 89,3 И 160 687 11,2 70,1
' 306 9,5 94,2 11 730 722 И,2 73,9
305 10 99 12 290 756 11,1 77,7
303 11 109 13 390 824 11,1 86,2
301 12 118 14 470 891 11,1 92,6
365 6 69,9 12 070 640 13,2 54,9
363 7 81,3 13 890 737 -13,1 63,8
361 8 92,7 15 820 839 13,1 72,8
377 359 9 104 17 600 934 13,0 81,6
357 10 115 19 430 1031 13,0 90,5
355 И 126 21 200 1 125 13,0 99,3
353 12 138 22 940 1 217 12,9 108
414 6 79 17 460 820 14,9 62
412 7 92 20310 953 14,9 72,2
410 8 105 22 960 1078 14,8 82,4
426 408 9 118 25 650 1204 14,7 92,5
406 10 131 28 290 1328 14,7 103
404 И 143 30 900 1451 14,7 ИЗ
402 12 156 33 470 1 572 14,6 123
Диаметр, лен Толщина стенки 6, Л1Л< Сечение, Р, С.И 2 Момент инерции I, СЛ14 Момент сопроти- вления W, СЛ(3 Радиус инерции С.Н Вес 1 л» труб, кг
наруж- ный DH внутрен- НИИ Оан
466 .6 88,9 24 910 1042 16,7 69,8
464 7 104 28 730 1202 16,6 81,6
462 8 118 32 730 1 369 16,6 92,6
478 460 9 133 36 480 1 526 16,6 104
458 10 147 40 280 1 685 16,6 115
456 И 161 44 030 1842 16,5 127
454 12 176 47 730 1997 16,5 135
517 6 98,5 33 690 1 274 18,5 77,3
515 7 115 39 180 1 481 18,5 90,3
513 8 131 44 370 . 1 673 18,4 103'
511 9 147 49 720 ТЗ§0 18,4 115
529 509 10 163 54 930 - 2 077 18,4 128
507 11 179 60 080 2 272 18,3 141
505 12 195 65 170 2464 18,3 153
503 13 211 70 200 2 654 18,2 165
501 14 227 75 170 2 842 18,2 178
618 6 117 57 360 1821 22,1 91,8
616 7 137 66 700 2117 22,1 107,6
614 8 156 75 620 2400 22,0 122
612 9 176 84 680 2 688 21,9 138
630 610 10 195 93 640 2 973 21,9 153
608 И 214 102 500 3 254 21,9 168
606 12 233 111300 3 533 21,8 183
604 13 252 120 000 3 810 21,8 198
602 14 271 128 600 4 083 21,8 213
708 6 134 85 620 2 378 25,3 105
706 7 157 99 850 2 774 25,2 123
704 8 179 113 500 3153 25,2 141
702 9 201 127 100 3 530 25,1 158
700 10 223 140 600 3 906 25,1 175
720 698 И 245 154 000 4 279 25,1 192
696 12 267 167 300 4 648 25,0 210
694 13 289 180 500 5 014 25,0 227
692 14 310 193 600 5 378 25,0 244
690 15 332 206 600 5 738 24,9 261
688 16 353 219 600 6 100 24,9 277
45
Продолжение табл. 2. 3
Диаметр, лш Толщина стенки д, ЛЫ1 Сечение F, сл<2 Момент. инерции I, С.и4 Момент сопроти- вления W. с.нЗ Радиус инерции г, СЛ1 Вес 1 м труб, кг
наруж- ный ои внутрен- ний ов„
808 6 153 126 900 3 095 28,8 120
806 7 178 147 900 3 610 28,8 140
804 8 204 168 400 4 106 28,7 160
802 9 229 188 600 4 600 28,7 180
800 10 254 208 800 5 092 28,7 200
820 798 И 280 228 800 5 581 28,6 220
796 12 305 248 700 6 066 28,6 239
794 13 330 268 400 6 547 28,5 259
792 14 354 288 000 7 025 28,5. 278
790 15 375 300 000 7 545 28,5 290
788 16 403 327 000 7 976 28,5 316
906 7 201 209 500 4 556 32,3 158
904 8 229 238 500 5 185 32,3 180
902 9 258 267 300 5 811 32,2 202
900 10 286 296 000 6 436 32,2 224
898 11 314 324 600 7 056 32,1 247
920 896 12 342 352 900 7 672 32,1 269
894 13 370 381 100 8 284 32,0 291
892 14 398 409 100 8 893 32,0 313
890 15 426 436 800 9 497 32,0 334
888 16 454 464 800 10100 32,0 356
886 17 482 491800 10 690 31,9 378
884 18 510 518 700 11 280 31,9 400
1 006 7 223 286 200 5612 35,8 175
1 004 8 254 325 900 6 390 35,8 199
1 002 9 286 365 400 7 164 35,7 224
1 000 10 317 404 700 7 936 35,7 249
998 11 349 443 900 8 704 35,7 274
996 12 380 482 800 9 467 35,6 298
1020 994 13 411 521 500 10 230 35,6 323
992 14 442 560 000 10 980 35,6 347
990 15 473 598 200 И 730 35,6 371
988 16 504 636 600 12 480 35,5 396
986 17 535 673 900 13 210 35,5 420
984 18 566 712 000 13 960 35,5 444
982 19 597 749 100 14 690 35,4 469
980 20 . 628 785 900 15410 35,4 493
1 206 7 267 496 900 8 146 43,4 210
1 204 8 305 553 800 9 079 42,9 239
1220 1 202 9 342 625 000 10 250 42,8 268
1 200 10 380 695 500 11 410 42,8 298.
1 198 И 418 763 600 12 250 42,7 328
1 196 12 455 831 200 13 630 42,7 358
46
Продолжение табл. 2. 3
Диаметр, .иль Толщина стенки <5, 3(31 Сечение F, СЛ1- Момент инерции 7, C.U4 Момент сопроти- вления VV, С.иЗ Радиус инерции С.Н Вес 1 м труб, кг
наруж- ный £>п виутреп- 111111 °ви
1 194 13 493 898 500 14 730 42,7 387
1 192 14 530 964 700 15 810 42,6 416
1 190 15 568 1 032 000 16 920 42,6 446
1 188 16 605 1 102 000 18 060 42,6 475
1220 1 186 17 642 1 157 000 18 970 42,5 504
1 184 18 680 1 226 000 20 100 42,5 534
1 182 19 717 1 295 000 21 230 42,5 563
1 180 20 754 1 363 000 22 340 42,4 592
1 178 21 790 1 418 000 23 250 42,4 620
1 176 22 827 1 486 000 24 360 42,4 649
1406 7 311 776 800 11094 49,9 244
1404 8 355 885 300 12 470 49,9 279
1402 9 399 993 300 13 990 49,9 313
1 400 10 443 1 101 000 15 510 49,8 348
1 398 И 487. 1 208 000 17 010 49,8 382
1 396 12 531 1 316 000 18 540 49,8 417
1 394 13 575 1422 000 20 030 49,7 451
1392 14 618 1 529 000 21 540 49,7 485
1420 1 390 15 662 1 635 000 23 020 49,7 520
1388 16 706 1 740 000 24 520 49,6 554
1 386 17 750 1 847 000 26 000 49,6 589
1 384 18 793 1 950 000 27 460 49,6 622
1382 19 836 2 053 000 28 920 49,6 656
1 380 20 879 2 156 000 30 370 49,5 690
1378 21 923 2 261 000 31 850 49,5 725
1 376 22 966 2 363 000 33 280 49,5 758
1 374 23 1 010 2 465 000 34 720 49,4 793
1 372 24 1 053 2 567 000 36 160 49,4 827
характеристики и веса труб диаметром от 219 до 1420 лии с раз-
ной толщиной стенки, необходимые для расчета трубопроводов.
При расчете трубопроводов на внутреннее давление кольцевые
напряжения в стенке трубопровода согласно СНиП П-Д. 10-62 про-
веряют по формулам:
< 2?! или -nP<Rt. (2. 44)
откуда толщина стенки труб
11ЛП ' (2-45)
где Ri — расчетное сопротивление металла труб в кПслг', п — коэф-
фициент перегрузки рабочего давления в трубопроводе, принима-
емый равным 1,15 для магистральных газопроводов, а также нефте-
47
и нефтепродуктопроводов при температуре вспышки нефти или про-
дукта до 45°С, и 1,1 для остальных нефте-и нефтепродуктопроводов;
Р — рабочее нормативное давление в трубопроводе в кГ1слР.
Произведение пР называется расчетным давлением в трубопро-
воде.
Расчетное сопротивление металла труб
7?i = (2. 46)
В формуле (2. 46) величина = оВр — нормативному сопроти-
влению растяжению металла труб и сварных соединений пз условия
работы на разрыв; определяют его по данным завода-изготовителя
труб (гарантируемое заводом наименьшее значение временного сопро-
тивления металла труб) или по результатам испытания большого
количества стандартных образцов, вырезанных из разных .труб;
— коэффициент однородности при разрыве стали, учитыва-
ющий возможное снижение временного сопротивления металла труб
по сравнению с принятым наименьшим значением, а также разно-
стенность труб (коэффициент однородности при разрыве стали
принимают для низколегированных сталей в сварных трубах и угле-
родистых в бесшовных равным 0,8 и для низколегированных нор-
мализованных сталей и углеродистых в сварных 0,85);
mt — коэффициент условий работы материала при разрыве труб,
учитывающий снижение прочности металла в трубах по сравнению
с данными, полученными в результате испытания стандартных образ-
цов металла; на основании данных испытания целых труб и вырезан-
ных из них образцов mi принимают равным 0,8;
т2 — коэффициент условий работы, учитывающий особенности
работы трубопровода в различных условиях, степень ответствен-
ности, доступность для осмотра и ремонта; величину его принимают
в зависимости от категории участка.
Для.;цбычных условий (линейных участков газопроводов, нефте-
и нефтепродуктопроводов) т2 принимают равным 0,9; для переходов
через естественные и искусственные препятствия, для участков,
расположенных вблизи компрессорных и насосных станций и т. п.
т2 составляет 0,75; для трубопроводов компрессорных и насосных
станций т2 равен 0,55 (намечается изменение на 0,6).
Появление в трубах пластических деформаций не приводит к раз-
рушению трубопроводов. Во время строительства и эксплуатации
трубопроводов на отдельных участках не исключена возможность
появления местных напряжений изгиба, достигающих предела теку-
чести металла труб. Местные пластические деформации могут слу-
чайно появиться и при испытании трубопроводов на повышенное
внутреннее давление перед сдачей их в эксплуатацию. Но не пра-
вильно будет допускать развитие больших пластических деформаций
в трубах. С этой целью при расчете производится проверка трубо-
проводов на развитие в них чрезмерных пластических деформаций.
Согласно СНиП П-Д. 10-62, в трубах с номинальной толщиной
•'.8
стенки от расчетного давления (пР) напряжения не должны превы-
шать 90% предела текучести. Эта проверка выражается формулой
^^'<0,9 7?" пли
nPDu
~26
0,9 7*2.
(2- 47)
откуда минимальная толгцина стенки
nPDBn . _ nPD
> ----77 или 6 > —7-------й-----Г •
1,8 2 (0,9Я!) + пР)
(2. 48)
Принимают большую толщину стенки из величии, получаемых
по формулам (2. 45) и (2. 48).
В формулах (2. 47) и (2. 48) считается, что напряжения с учетом
возможного повышения давления, в частности при испытании перед
сдачей трубопровода в эксплуатацию, не должны превышать 90%
нормативного значения предела текучести. 7?” =от — норматив-
ное сопротивление, равное наименьшему значению предела текучести
при растяжении металла труб перпендикулярно их оси, установлен-
ное стандартом, техническими условиями или на основании испы-
тания стандартных образцов.
Согласно СНиП П-Д. 10-62, в тех случаях, когда кольцевые
напряжения в стенках труб, возникающие при установленном дей-
ствующими стандартами на трубы испытательном давлении на заводе,
составляют менее 90% нормативного значения предела текучести,
в формулах (2. 47) и (2. 48) вместо 0,9 7?н принимают величину
кольцевых напряжений, возникающих в стенках труб при испыта-
тельном давлении на заводе. Вероятно, правильнее в этом случае
в формулах (2. 47) и (2. 48) в качестве величины п принять пНсп —
превышение давления в трубах против расчетного во время испы-
тания плетей на трассе.
Для открытых участков трубопроводов, непосредственно при-
мыкающих к компрессорным и насосным станциям, при определении
коэффициента перегрузки следует учитывать динамическое влияние
пульсации потока газа или жидкости в трубах.
В этих условиях коэффициент перегрузки будет правильнее
принимать равным
п0 = плп, (2. 49)
где пд — динамический коэффициент, зависящий от типа нагнета-
теля, вида продукта, наличия гасителей вибраций, системы про-
кладки трубопроводов и т. д. Величина коэффициента пд может
изменяться от 1 примерно до 1,3. В СНиП это учтено соответству-
ющей величиной коэффициента условий работы т2 = 0,55.
В табл. 2. 4 приведены расчетные сопротивления при различных
коэффициентах условий работы тг.
Надземные трубопроводы кроме расчета на разрыв от внутрен-
него давления по формулам (2. 44) и (2. 45) рассчитывают на
4 Заказ 2185.
Таблица 2. 4
Расчетные сопротивления и Т?2 при различных значениях тг
Участки трубопровода Коэффициент условий рабОТЫ 7Л2 Я1 Т?2
дли свар- ных труб из низко- легирован- ных не- нормали- зованных сталей и бесшовных из углеро- дистой стали для труб пз низко- легирован- ной нор- мализо- ванной стали я сварных труб из углероди- стой стали для Труб из низко- легирован- ных сталей для труб из угле- родистой стали
Участки газопроводов, нефте- и нефтепродуктопроводов III и IV категорий Участки газопроводов, нефте- и нефтепродуктопроводов In II категорий; участки подземных трубопроводов на подрабаты- ваемых территориях; переходы висячих, арочных и шпрен- гельных систем независимо от категории участка трубопрово- да; участки нефте- и нефтепро- дуктопроводов, расположенные на территории и внутри насос- ных станций Участки газопроводов, располо- женные на территории и внут- ри компрессорных станций, ГРС и ГРП 0,9 0,75 0,55 0,58 стар 0,48 Овр 0,35 (ТВр 0,61 СТ вр 0,51 (Твр 0,37 (Твр 0,76 ОТ 0,64 от 0,47 ат 0,81 От 0,68 ат 0,50 ат
совместное действие изгиба с растяжением или сжатием от воздействия
собственного веса, веса транспортируемого продукта, веса снега или
обледенения трубы, ветрового давления, а также от температурных,
сейсмических воздействий и других нагрузок. При расчете на изгиб
осевое сжатие или растяжение за расчетное сопротивление прини-
мают R2 по табл. 2. 4, определяемое из условия достижения метал-
лом в предельном состоянии предела текучести сгт.
При достижении металлом предела текучести в надземных трубо-
проводах могут возникнуть недопустимые необратимые деформации,
которые в дальнейшем при их развитии либо приводят к разрушению
трубопровода, либо существенно меняют условия работы конструк-
ции и недопустимы с точки зрения эксплуатации трубопровода.
Определение усилий в надземных системах трубопроводов (балоч-
ных, арочных, висячих) производится по упругой стадии работы
конструкций согласно общим правилам строительной механики.
Трубопровод принимают за упругий стержень (прямолинейный дли
криволинейный), поперечное сечение которого в напряженном состоя-
нии остается плоским и сохраняет свою круговую форму.
50
При определении усилий учитывают изменение расчетной схемы
системы в зависимости от метода монтажа трубопровода. Помимо
расчета труб на прочность под действием изгиба и продольных сил
сжатые трубопроводы в балочных, арочных, шпренгелышх и других
системах должны быть рассчитаны на продольную устойчивость
как в плоскости, так и из плоскости системы.
При изгибе, при внецентренном сжатии и растяжении следует
также проверять возможность потери местной устойчивости в сжатой
зоне трубопровода с учетом сложно-напряженного состояния металла
труб.
4*
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. ВЛИЯНИЕ ЭКСПАНДИРОВДНИЯ ТРУБ
НА ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛА
И ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
Для улучшения геометрической формы труб большого диаметра
на заводах применяют их экспандирование. Экспандирование труб
осуществляется гидравлическим способом путем повышения давления
в трубе, заложенной в обойму. В результате этого происходит
вытяжка металла (увеличение длины окружности) и некоторое повы-
шение предела текучести по окружности трубы.
Иногда экспандированием пользуются не только для получения
хорошей геометрической формы труб, но и для повышения расчет-
ного предела текучести стали. Повышение предела текучести не
увеличивает несущей способности труб, поскольку разрушение их
наступает при достижении предела прочности, который практически
остается неизменным. Поэтому при определении толщины стенки
трубопровода по методике предельных состояний, когда за норма-
тивное сопротивление принимается предел текучести металла, с повы-
шением последнего фактически снижается коэффициент запаса.
При экспандировании труб металл подвергается вытяжке лишь
в кольцевом направлении, и поэтому характеристики металла вдоль
и перпендикулярно оси трубопровода получаются различными.
На некоторых трубопрокатных заводах в процессе экспандиро-
вания вследствие разностенности труб металл на отдельных участках
вытягивается до 4—6%, что значительно снижает его пластические
свойства. Столь большая вытяжка металла может привести к раз-
витию имевшихся в трубах дефектов и образованию трещин. Пол-
ному разрушению труб в этих местах при экспандировании будет
препятствовать обойма. В результате дефектные трубы могут ока-
заться на трассе строящихся трубопроводов.
При проектировании трубопроводов, и в частности надземных
переходов, нужно знать влияние экспандирования на изменение
физико-механических характеристик металла труб. С этой целью
оыли проведены экспериментальные исследования образцов металла,
Результаты испытаний па растяжение плоских образцов металла, вырезанных из экспапдпроваппых
н пеэкспапднрованных труб, а также из листа (средние данные по четырем образцам)
Отношение продольной характеристики к попереч- ной, % я © СО о О *4» со сГ о О О <3i о со со- О хГ О СЧ ООО i 1
б'Ор О О О СО о оо « о г- г- о 102,5 111,0 120,0 1 1
-р- 138,0 129,0 142,0 140,0 О ю О о ио о СЧ 1 1
Е 85,5 118,0 97,0 119,0 113,4 96,5 76,2 1 1
В поперечном направлении п °C 5174 5401 5325 5495 5317 5170 5240 5190 5310
О О С-. £ 3810 4130 3975 3990 сч о ио о ю со о сч о СО СО СО 3500 3600
ф, % 00 со_ ю об сб сч сч ио Г- XJ* СО 00 XJ« 47,7 47,0
Е <О ио СО СЧ СО ю еб тм со сч сч сч хт> о со СО О сч сч сч 29,3 25,9
В продольном направлении «в, КГ /см2 О СО UO UO СО СЧ Г"- со О СЧ сч Xf UO UO UO U0 о о ю СО О ьо U0 ч-< СО U0 UO L.O 1 1
«3 о ° fe о ю о о Г— СЧ О Xf со СО СО СО 4095 3610 3680 1 1
1 % 1 60,7 55,5 60,35 59,6 59,0 53,4 57,5 1 1
о? СЧ UO «<г хт1 О СО сч U0 СО СЧ СЧ СЧ СО О ЬО со со сч СЧ СЧ СМ 1 1
виДаэ ~ ~ > > £ > > > >
йэевйдо 00 О 00 со X X X X о о о о СЧ сч сч сч г- со г- Г- 820X8 720x8 720X8 1
св Я Е св <и 2 ЕХ й Экспандироваппые трубы Неэкспандироваппые трубы Неэкспапдированный лист
53
вырезанных из листа, неэкспандированных и экспандированных
труб в двух направлениях.
В табл. 3. 1 приведены средние значения относительных удлине-
ний при разрыве бп, относительных поперечных сужений при раз-
рыве ф, условного предела текучести при остаточных удлинениях
0,2 % о0|2 и предела прочности металла ов-
Различное значение физико-механических характеристик стали —
о в, о0,2, оп и ф в неэкспандированных трубах в продольном и попе-
речном направлениях получается в результате технологических про-
цессов прокатки листов стали и изготовления труб, которые изменяют
свойства металла и придают им направленный характер.
Сравнение физико-механических характеристик образцов пока-
зывает большую разницу в величине и разброс отношений условных
пределов текучести в продольном и поперечном направлениях в экс-
пандированных трубах. Это означает, что в результате экспандиро-
вания не создается стабильность условного предела текучести металла
труб. По-видимому, это является следствием неравномерной вытяжки
металла по периметру трубы из-за отклонений толщины стенки
и неоднородности свойств металла.
Сравнение физико-механических характеристик металла экспан-
дированных и неэкспандированных труб DH = 720 мм, 6=8 мм
из стали 19Г приведено в табл. 3. 2.
Анализ результатов испытания образцов позволяет сделать сле-
дующие выводы.
1. Физико-механические характеристики металла экспандиро-
ванных труб правильнее находить на основании испытания плоских
образцов, вырезанных иэ труб в продольном и поперечном направле-
ниях. Круглые образцы можно применять для определения предела
прочности металла труб.
2. Экспандирование металла труб из-за неодинаковой толщины
стенки происходит неравномерно по периметру трубы, и поэтому
условный предел текучести в поперечном направлении получается
неодинаковым для разных участков трубы и для различных труб.
3. Экспандирование снижает пластические свойства металла труб
и создает концентрацию напряжений и чрезмерную вытяжку металла
в ослабленных местах трубы (меньшая толщина стенки, местные
дефекты металла в виде закатов, царапин, неметаллических вклю-
чений и т. п.).
4. Прочностные характеристики металла экспандированных труб
в продольном направлении почти такие же, как и у неэкспандиро-
ванных.
5. Экспандирование труб очень мало влияет на величину предела
прочности металла труб и повышает условный предел текучести
в поперечном направлении.
При расчете величины пролетов надземных переходов за норма-
тивное сопротивление металла экспандированных труб можно при-
нимать условный предел текучести металла образцов продольного
направления, т. е. условный предел текучести принимается таким
54
же, как для неэкспандированного металла. Если при этом и тол-
щина стенки трубы перехода рассчитана из того же условия, то рас-
чет переходов из экспандированных труб ничем не отличается от
расчета переходов из неэкспандированных труб.
Если толщина стенки экспандированной трубы перехода подоб-
рана из условия, что нормативным сопротивлением металла является
условный предел. текучести в поперечном направлении, то при
определении пролета перехода (т. е. при расчете в продольном
направлении) нормативное сопротивление должно приниматься без
учета экспандирования металла. В этом случае величины расчетных
пролетов для соответствующих марок сталей будут меньшими, чем
пролеты переходов из неэкспандированных труб.
Надземные переходы при компенсации температурных деформа-
ций рассчитывают из условия
0,5 пКц оп < /?2, (3- 1)
где о кц — расчетные кольцевые напряжения в трубах от внутрен-
него давления; ои — расчетные продольные напряжения (изгиба)
от вертикальных нагрузок; Л2 — расчетное сопротивление металла
труб в продольном направлении.
В неэкспандированных трубах при расчете принимают равенство
значений предела текучести в продольном и поперечном направле-
ниях. Если толщина стенки трубы подобрана так, что Окц =
то можно написать
0,5 7?г + °и < или о„ <0,5 7?а.
В экспандированных трубах при расчете можно принять расчет-
ное сопротивление металла в поперечном направлении /?, Энс> рав-
ное 1,2 его значения в продольном, т. е. /?2Экс = 1,2 В2. Как
правило, это отношение не бывает большим.
В случае, когда толщина стенки трубы подобрана из условия
Окц = ^2экс, уравнение примет вид
0,5 • 1,2 7?г 4-ои < Я2, (3.2)
откуда ои<0,4 7?2.
В этом случае расчетный пролет переходов из экспандированных
труб определяют по формуле
Z = (3.3>
где w — момент сопротивления трубы; ц — грузовой коэффициент.
Так как расчетный пролет из неэкспандированных труб опреде-
ляют по формуле
Z = (3.4)
55
Сравнение фпзпко-мехапнческпх характеристик металла экспандпрованных, неэкспандированных труб
£„ = 720 мм 6 = 8 мм и листа Челябинского завода из стали 19Г
1 Отношение фнзнко-меха- ннческих характеристик образцов в продольном направлении к физпко- механнческлм характери- стикам в поперечном ! направлении, % а © Т) 1? э- 142,0 78,0 99,0 109,5 111,’0 100,3 129,5 70.2 99,0 140,0 93,6 99,4 121,0 120,0 102,0 115,5 78,0 97,5 1 1 1 1 1 1
97,0 96,5 99,5 119,0 76,2 156,0 1 1
В поперечном направлении КГ/СЛ12 5325 5170 103,0 5190 L.O о °0, о О S-4 СЧ О СО 5050 4900
04 45 О ° UO О А О Г- UO СЧ О СЧ м СО СО тч СО . о «о At о сэ со о о О О СО со СО со ч-ч со 3600 3500
сг> г-- сч со vr vr СО 42,5 47,4 89,6 47,0
хО О'* T-ч о СО СО со сч о* СЧ СЧ СО СЧ ю СО ьО L.O О тгм<35 СЧ ио СЧ СЧ г- сч UO О СЧ сч
В продольном направлении 04 04 45 © С 3100 5275 3600 5190 86,0 101,5 3740 5465 3680 5355 101,4 102,0 1 1
О', иО CW . О СО UO 1 СО UO СО ио or-’ СО | ио ио о ‘ Т-4 1
хО О', XJ« 05 UO счсо сч I сч сч со 25,4 22,5 113,0 1
>> > >> > IV" V"
Наименование Труба экспаидировапиая .... Труба неэкспандировапиая . . . Экспаидировапиая Неэкспандировапиая ’ /0 Лист иеэкспандированный . . . Труба экспаидировапиая .... Труба пеэкспаидироваииая . . . Экспапдированная Неэкспандировапиая ’ /0 Лист иеэкспандированный . . . Лист (по данным завода) ....
то отсюда следует, что уменьшение пролета в случае применения,
экспандпрованных труб будет
Z3kc = ?]/-J|-^0,9Z. (3.5)
При отсутствии компенсации температурных деформаций расчет
пролетов переходов из экспандированных труб по тем же соображе-
ниям должен производиться из условия
Gt — сг„ — о/С)К <0,68 7?.,, (3.6)
где Gt — расчетные продольные напряжения от изменения темпера-
туры трубы; а/сж — расчетные продольные напряжения от изгиба
трубы под действием продольной сжимающей силы.
Прямой пересчет длины пролета в этом случае сделать нельзя,
однако вычисления показывают, что уменьшение длины расчетного
пролета при применении экспандированных труб и в этом случае
также составит около 10%, т. е. /экс ^0,9 I.
Таким образом, особенности расчета пролетов в надземных пере-
ходах при сооружении их из экспандированных труб сводятся к сле-
дующему.
1. Если толщина стенки труб перехода подобрана из условия,
что нормативным сопротивлением является предел текучести неэкс-
пандированного металла, то величина расчетного пролета перехода
и все расчетные формулы остаются такими же, как и при примене-
нии неэкспандированных труб.
2. Если толщина стенки труб перехода подобрана из условия,
что нормативным сопротивлением является предел текучести экспап-
дированного металла (в поперечном от оси трубы направлении), то
величина расчетного пролета перехода составляет примерно 0,9
высчитанного пролета перехода для неэкспандированных труб.
Соответственно и во все расчетные формулы для определения про-
летов вводится коэффициент 0,9. При вычислении пролетов за нор-
мативное сопротивление принимают предел текучести неэкспандиро-
ванного металла из той же стали; в случае, если он неизвестен, то
условно его можно принять равным Т?2 0,84 R2 экс.
3. Следуя указаниям пунктов 1 и 2, можно определять пролеты
и прогибы переходов из экспандированных труб, используя все
таблицы и графики, рассчитанные для неэкспандированных труб.
Так как искусственное повышение условного предела текучести
путем экспандирования труб ухудшает пластические свойства
металла и в то же время не повышает его предела прочности, то
расчет труб исходя из нового, более высокого предела текучести
фактически ухудшает условия работы трубопровода и снижает его
общий коэффициент запаса. Из этого следует, что экспандирование
труб должно применяться лишь как средство для улучшения их
геометрической формы, но не как средство повышения предела
текучести, принимаемого для расчета.
57
В случае определения толщины стенки труб по пределу проч-
ности, что более правильно и предусмотрено СНиП П-Д. 10-62,
определение величины пролетов следует вести все же исходя из пре-
дела текучести металла труб в продольном направлении. Необхо-
димость этого вызывается тем, что при достижении предела теку-
чести металла начнется быстрое увеличение прогибов. Исходные
расчетные выражения останутся теми же:
0,5 окц -f- Ни < R2, откуда оп < Т?2 — 0,5 окц.
Величину Окц находят при определении толщины стенки труб исходя
из предела прочности металла труб перпендикулярно их оси.
§ 2. ВЛИЯНИЕ СЛОЖНОГО НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ
ПРИ РАСЧЕТЕ НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
При постепенном увеличении нагрузки наблюдаются три условно
различающиеся стадии работы материала в конструкциях: упругая,
пластическая и стадия разрушения. При расчете стальных конструк-
ций, работающих в упругой стадии, материал рассматривается, как
идеально упругий с постоянными упругими характеристиками: моду-
лем упругости Е, модулем сдвига G и коэффициентом поперечной
деформации (коэффициент Пуассона) ц. С увеличением нагрузки
выше некоторого предела начинают появляться пластические (оста-
точные) деформации. После текучести наступает период упрочнения,
когда для дальнейшего роста пластических деформаций требуется
увеличение нагрузки. У низколегированных сталей, применяемых
.для изготовления труб, явление текучести не наблюдается.
Для строительных материалов стадия пластических деформаций
имеет ряд специфических расчетных особенностей. Характер напря-
женного состояния оказывает существенное влияние на свойства
материала. Поэтому на практике используются теории прочности —
гипотезы наступления текучести или разрушения при сложном
напряженном состоянии. Они позволяют определить условия насту-
пления текучести или разрушения при сложном напряженном состоя-
нии на основании результатов испытания образцов при некоторых
простейших напряженных состояниях (растяжение, сжатие, кру-
чение). Имеется несколько теорий прочности, в которых за факторы,
определяющие прочность стали, принимаются; наибольшие нор-
мальные напряжения, наибольшие относительные удлинения, наи-
большие касательные напряжения, октаэдрические касательные
напряжения (энергетическая теория прочности) или несколько фак-
торов в зависимости от особенностей разрушения материала. По
всем этим теориям любое сложное напряженное состояние сводится
к эквивалентному одноосному напряженному состоянию с напря-
жением О эк.
Такой подход упрощает расчеты, но может легко привести
к ошибкам.
58
Большое количество проведенных исследований (работы
Н. Н. Давиденкова, Я. В. Фридмана, С. И. Ратнер, Г. В. Ужика,
О. П. Пашкова, А. Надаи и др.), а также опыты, проведенные во
ВНИИСТе, и экспериментальные работы, выполненные ЦНИПСом,
показывают, что ни одна из предложенных теорий прочности не отра-
жает полностью действительных условий разрушения материала
при сложно-напряженном состоянии. Истинное сопротивление раз-
рушению и пластические свойства не являются постоянными для
материала, они изменяются с изменением напряженного состояния.
С целью уточнения вопроса влияния совместного действия внут-
реннего давления и продольного растягивающего и сжимающего
усилий в трубопроводах на изменение их прочности и пластических
свойств во ВНИИСТе были проведены специальные исследования на
образцах труб.
В настоящее время при расчете трубопроводов учет сложного
напряженного состояния обычно производится в соответствии с энер-
гетической теорией прочности.
При этом условие прочности может быть выражено
Сэк = [(°ка — Опрод)2 + (Опрод — сгрд)24-(сгрд — Окц)2] < Спред, (3. 7}
где окц, Опрод, Орд — максимальные значения расчетных нормаль-
ных (главных) напряжений: кольцевых, продольных и радиальных;
оПрец — предельно допустимые напряжения в металле, принима-
емые при расчетах равными пределу текучести Ot.
Принимая во внимание, что радиальные напряжения о рд малы,
это условие можно записать так:
Сэк = р/"Окц Оцрод — ОкцОцрод < Спред- (3 - 8}
В табл. 3. 3 и на рис. 3. 1 показано изменение отношения ——
СГэк
в зависимости от величины Стпр,',д при сложном напряженном состоя-
с кц
нии по энергетической теории, причем о1Щ приняты равными еди-
нице.
Таблица 3. 3
„ Окц СпроД
Изменение отношения -— в зависимости от —- при сложном
Сэк Окц
напряженном состоянии
СГпроД Окц -1 —0,75 —0,5С -0,25 0 0,25 0,50 0,75 1
СГкЦ 0,58 0,66 0,75 0,87 1 1.11 1,15 1,11 1
59
Из табл. 3. 3 и графика видно, что наиболее неблагоприятным
сочетанием является совместное действие кольцевых растягивающих
и продольных сжимающих напряжений.
При одновременном растяжении в двух направлениях, как выте-
кает из формулы (3. 8) и опытов ВНИИСТа, предел текучести повы-
шается, хотя по данным опытов в значительно меньшей степени, чем
по формуле.
Опыты проводились на образцах, изготовленных из бесшовных
труб диаметром, равным 76 мм с толщиной стенки 4 мм и диаметром,
равным 89 льи с толщиной стенки 3,5 мм. Образцы были выполнены
Рпс. 3.1. График зависимости изменения величины —ЬР от
<?эк
величины отношения продольных напряжений к кольце-
вым по энергетической теории прочности.
•в соответствии с чертежами (рис. 3. 2). Образцы из труб диаметром,
равным 89 мм, в отличие от образцов, изготовленных из труб диа-
метром 76 мм, имели в средней части поперечный сварной шов.
Образцы труб растягивались при наличии в них постоянного
гидростатического давления различной величины. Наступление теку-
чести металла фиксировалось одновременно тензометрами, датчи-
ками, по лаковому покрытию, по диаграмме и шкале, разрывной
машины.
Внутреннее давление при испытании образцов было около 50,
100 и 150 кГ/смг, что создавало напряжения в кольцевом направле-
нии, равные примерно 1000, 2000 и 3000 кГ/см?.
Результаты измерений на трубах диаметром 76 мм сведены
в табл. 3. 4. В таблице помимо опытных значений продольных напря-
жений прп пределе текучести и пределе прочности образцов труб
приведены также их значения, подсчитанные на основании энерге-
тической теории прочности по формуле
Ипред — у СГцц + °прод —’ ^кц^прод >
в которой в качестве аПрсд принято напряжение пт для образцов,
•испытанных без внутреннего давления.
60
Пользуясь этой формулой, можно найти величину продольных
напряжений, соответствующую текучести металла:
^прод. т
(3-9)
В таблице указано также процентное изменение продольных
напряжений при достижении предела текучести и предела прочности
в образцах труб в связи с увеличением в них внутреннего давления.
Рис. 3. 2. Образцы труб.
а—диаметром 76 -иль (без сварного шва); б—диаметром 89 лин
(с поперечным сварным швом в средней части).
При определении продольного растягивающего усилия, прило-
женного к образцам труб, к усилию машины прибавлялась сила,
возникающая от давления жидкости на заглушки образцов, равная
1V прод — Ру
где DBh — внутренний диаметр образца; р — внутреннее гидро-
статическое давление.
Из табл. 3. 4 видно, что с увеличением внутреннего давления
в трубах, т. е. с увеличением кольцевых напряжений, повышаются
продольные напряжения как при наступлении текучести, так и при
достижении предела прочности металла труб. Наибольшее повышение
напряжений, при которых начинается текучесть (на 2,9—4,7%),
было при кольцевых напряжениях, равных 2000—3000 кГ/см2. При
этих же значениях кольцевых напряжений зафиксировано и наи-
большее их повышение у предела прочности (на 12,4—12,6%), причем
61
Таблица 3. 4
Результаты измерений на трубах диаметром 76 мм
Номер образца трубы Внутреннее давление, кГ/см2 Кольцевые напряжения от внутреннего давления, кГ/см2 Продольные напря- жения, кГ/слг2 Изменение предела теку- чести с уве- личением внутреннего давления, % Увеличение временного сопротивления, %
при пределе текучести при пределе прочно- сти по данным опы- тов
по данным опытов подсчитанные по энергетической теории прочно- сти
по данным опытов по энергети- 1 ческой тео- рии
1 0 0 3340 — 4520
2 0 0 3530 — 4700 — — —-
3 0 0 .3420 — 4550 — — —»
Среднее значение — 0 3430 3430 4590 0 0 0
4 50 894 3400 5107
5 50 954 3547 — 4977 — — —
Среднее значение — 924 3523 3800 5042 2,8 10,8 10,0
6 120 2050 3590 5140 .
7 118 2250 3385 — 5155 — —. —
8 100 2050 3590 — 5255 — — —
9 100 2200 3790 — 5260 — — —
Среднее значение — 2140 3590 3960 5160 4,7 15,4 12,4
10 150 3150 3775 . 5445 .
И 150 2800 3570 — 4990 — — -—
12 150 2680 3320 — 5110 — — —
13 150 2830 3215 — 5075 — — —.
14 150 2950 3760 — 5235 — — —
Среднее значение — 2882 3530 3810 5170 2,9 11,1 12,6
изменение предела прочности значительно больше, чем изменение
предела текучести.
Сравнивая значения, полученные опытным путем при различных
кольцевых напряжениях в образцах со значениями, подсчитанными
для этих же условий на основании энергетической теории прочности,
видим, что практически с увеличением кольцевых напряжений напря-
жения на пределе текучести возрастают на значительно меньшую
величину (в 3—4 раза), чем это следует из энергетической теории
прочности.
Результаты опытов наглядно видны на рис. 3. 3, а.
Пределы текучести и прочности металла, полученные при испы-
тании образцов труб без внутреннего давления, оказались примерно
на 4 и 6% выше, чем при испытании стандартных плоских образцов
62
(предел текучести у первых 3430 кГ/сл2 против 33Q0 кГ/см2 при
испытании плоских образцов и предел прочности 4590 кГ/см2 против
4340 кПсм2).
G повышением в образцах труб внутреннего давления изменялся
характер самого разрушения,
разрушение было пластич-
ным с образованием «шейки».
С увеличением внутреннего
давления характер разруше-
ния становился менее пла-
стичным, «шейка» уменьша-
лась и затем исчезала совсем.
Снижение пластических
свойств металла при разру-
шении труб, находившихся
под внутренним давлением,
подтверждается также и про-
При отсутствии внутреннего давления
а
веденными исследованиями
микроструктуры.
Результаты испытания
труб диаметром 89 лки приве-
дены в табл. 3. 5.
На рис. 3. 3 данные
табл. 3. 5 представлены
в виде графика.
Результаты, полученные
при испытании образцов труб
диаметром 89 мм, находятся
в полном соответствии с дан-
ными испытания образцов
труб диаметром 76 мм.
При повышении внутрен-
него давления в образцах
труб диаметром 89 мм до
50 кПсм2, что соответствует
кольцевым напряжениям око-
ло 1000 кПсм2, продольные
напряжения, соответствую-
S'
Рис. 3. 3. Изменение предела текучести
и предела прочности металла образцов
труб при продольном растяжении в зави-
симости от величины кольцевых напряже-
ний.
а — трубы диаметром 76 мм (1 — по результатам
опытов; 2—по энергетической теории прочно-
сти); б — трубы диаметром 89 мм (1 — по энер-
гетической теории прочности; 2 — по диаграмме
разрывной машины; Я — по показаниям датчиков
и тензометров).
щие началу текучести, повы-
сились в среднем всего на 1,1% против 12% согласно энергети-
ческой теории прочности. При дальнейшем увеличении коль-
цевых напряжений до 2000 кГ1см2 различие между опытными
и расчетными данными уменьшилось, по также оставалось значи-
тельным. Наибольшее повышение предела текучести (на 5,4—5,9%)
получено при кольцевых напряжениях 2000—3000 кГ/см2. Разру-
шение во всех случаях начиналось непосредственно со сварного
соединения и затем переходило у большинства образцов на основной
металл трубы.
63
Таблица з. 5
Результаты испытаний труб диаметром 89 мм
Номер образца трубы Внутрен- нее да- вление, кГ/см2 Кольцевые напряже- ния от внутрен- него да- вления, «Г/С.И2 Продольные напря- жения на пределе текучести, кГ/см2 Изменения предела текучести с увели- чением внутреннего давления, %
по данным опытов подсчи- танные по энергети- ческой теории прочности по данным опытов по энерге- тической теории прочности
1 0 0 3270
2 0 0 3250 — — —
3 0 0 3250 — — —
Среднее значение — 0 3255 3255 0 0
4 50 1000 3370 . —
5 50 880 3200 — — —
6 50 885 3220 — — —
7 50 980 3380 — — ——
Среднее значение — 950 3290 3640 1,1 12,0
8 но 2000 3550
9 92 2040 3520 — — —
10 112 2600 3220 — — -—
Среднее значение — 2010 3430 3770 5,4 16,0
11 147 3060 3360 —
12 162 3000 3570 — — —
13 168 3000 3370 — — —
Среднее значение — 3020 3420 3470 5.1 6,8
Вторую группу опытов производили с целью исследования влия-
ния внутреннего давления на устойчивость труб под действием сжи-
мающих усилий.
Как уже указывалось выше, в прямой трубе с заглушками или
криволинейном трубопроводе от внутреннего давления возникают
продольные растягивающие напряжения, равные половине кольце-
вых. Если в трубопроводе под действием продольных сжимающих
сил возникают напряжения сжатия
/V
~ ~ ртр
64
и от внутреннего давления напряжения растяжения
PDB
46 •
то суммарные продольные напряжения будут равняться
а =о — п„.,
сум р IV’
причем в зависимости от величины тех и других напряжений они
могут иметь знак плюс или минус.
Если мы определим величину критической силы в трубопроводе
без давления NKp и соответствующие ей сжимающие напряжения
Окр, то возникает вопрос, что бу-
дет при наличии внутреннего да-
вления, вызывающего продольные
растягивающие напряжения оР:
критическая сила возрастет на ве-
личину ДТУнр = о'р/’тр, останется
неизменной или изменится на
какую-то другую величину?
Для выяснения этого была про-
изведена серия опытов. Образцы
представляли собой обрезки труб
диаметром 122—129 мм и длиной
900—1000 мм, обточенные в сред-
ней части на длине 800 —900 мм
до толщины 1,5—4 .и.и.
После обмера геометрических
размеров сечения образцов в трех
местах по длине труб к их торцам
приваривали заглушки. В заглуш-
ках были предусмотрены штуцер
для подачи воды и закрываемое
отверстие для выпуска воздуха
из системы (рис. 3. 4). Продольные
усилия создавали с помощью уни-
версальной 50-тонной испытатель-
ной машины, а для создания внут-
реннего давления в образцах при-
меняли гидравлический масляный
насос с ресивером.
Нагрузка от пресса передавалась через шарнирные опоры и при-
кладывалась центрально и с эксцентриситетом, равным 25 мм.
Центрировку образцов производили с помощью электрических
тензодатчиков с замером показаний на измерителе статических
деформаций ИСД-2. Всего было испытано четыре серии образцов.
В каждой серии часть образцов испытывали при отсутствии внутрен-
него давления, а другую часть — при постоянно поддерживаемом
заданном давлении.
Рис. 3. 4. Испытание трубы па сов-
местное действие сжимающих уси-
лий и внутреннего давления.
5 заказ 2185.
65
Сжимающая нагрузка давалась ступенями, составляющими при-
мерно 0,1 нагрузки, при которой образцы теряли устойчивость.
Гибкость образцов с учетом шарнирных устройств составляла
= 22 — 24,
I
где — расстояние между шарнирами; i — радиус инерции сечения.
Образцы были изготовлены из стали с пределами текучести около
3000—3500 кГ!смг.
Результаты испытания образцов труб на центральное и внецен-
тренное сжатие приведены в табл. 3.6 и 3.7.
При центральном и внецентренном сжатии и наличии внутрен-
него давления разрушение труб происходит при несколько меньшей
осевой сжимающей силе, чем при отсутствии внутреннего давления,
хотя суммарные продольные сжимающие напряжения в металле
намного ниже.
При центральном сжатии отношение фактических разрушающих
напряжений в образцах труб от продольной нагрузки к теоретическим
критическим напряжениям в одном случае равнялись 1,07—1,11
и в другом 1,18—1,23. При наличии в образцах внутреннего давления,
вызвавшего кольцевые напряжения 2060—2160 кГ1см2, отношения
фактических разрушающих напряжений к теоретическим критиче-
ским напряжениям уменьшилось: в одном случае до 0,88—1,00, в
другом 0,93—0,95.
Критические напряжения вычислены по формуле Тетмайера —
Ясинского для гибкости ~ < 100
окр = 3100 - 11,4 кг/см2,
где 1Ш — расстояние между шарнирами; I — радиус инерции сечения.
Снижение разрушающих напряжений от продольной силы при
наличии в образцах внутреннего давления в среднем составило
на образцах первой серии Ю0 = 12% и на образцах
второй серии 100 = 22%.
При испытании образцов труб на внецентренное сжатие (серин
III и IV) снижение разрушающих напряжений от продольной сжи-
мающей нагрузки в образцах, находящихся под действием внутрен-
него давления, также наблюдалось, но в меньшей степени. В образцах
III серии указанные напряжения снизились на ' Ю0 =
= 9,3 % и в образцах IV серии — на ' 21^ж-928 100 = 11,7%.
ОО1О
Фактические же сжимающие напряжения (при разрушении с уче-
том внутреннего деления) в образцах, подверженных действию внут-
реннего давления, были значительно ниже, чем в образцах, сжима-
емых без давления, на ---9~тж299 100 = 38%.
66
S
'О
Результаты испытания образцов труб на центральное сжатие без давления и при наличии в них
внутреннего давления
гношенве напряжений факти- ческое С- —1 то — <М о — о Ю СО -7 о о о 00 со о оо -г- с\1 to wo ^7-^оо
по 'Энер- гетической теории прочности стсум сткр 1 1 0,63 0,68 0,64 1 1 0.66 0,65
Г- О 00 о О —О, 00 о. —7 ^7 о -7 ' 1,18 1,23 0,93 0,95
г о е"
О х? о см [ 1 со г- со 1 1 о о" о 0,75 0,78
Продольные напряжения, кГ/сл12 с!ч иао ШШЭ1ГЯ -вИ сад эйяээьпАЭйоэх о о о о о СО СО XT XJ* vj* 00 00 СО СО со СМ СЧ СЧ СМ СЧ 1 1 1 1 1 о о о О со ю то хг оо оо со оо сч сч сч сч 1111
_ к&Оф эннйеииХэ О о о о о хГ СО оо со СО о г— хт* г- 7 7 7 7 7 | -3350 -3500 — 1590 —1650
иинагя -етг оаэннасГхКна хо ООО СО ю СО о о 2 2 2 + + + о р о о § = + + .
Л^о 1Ч1ГИЭ И0ЯЭЭ0 10 о о о о о хг со •С’ -г- XJ* о со ю со СО СО СЧ СМ о* 1 1 1 1 1 о о о о LO О Т-1 —1 СО со СП сч 1111
Макси- мальная нагрузка при ИСПЫ- । танин N, кг о о о о о о о о о о 00 to *<j* UO Г— Г- чГ о хг 21050 19 200 16 500 17 000
Геометрические размеры, 1 с.н о 00 со о о о со со хг со о о o' о о” 1 0,16 0,15 0,16 j 0,17
сГ 12,72 12,75 12,84 12,82 12,84 f 12,25 12,26 12,30 1 12’31
_а МС)С1~т-- о о о о о о о — -г о о о су
sw3/j:i ‘<1 эинэиявЕ эаннэсПЛна о о о о о О О VTJ О ю о
нп’бээ
5*
Таблица <
Результаты испытания образцов труб на внецентреиное сжатие (е = 25 -u-u) без давления и при наличии
них внутреннего давления (/ш—расстояние меясду шарнирами, М—вычислено по начальному эксцентриситету)
00 оо СО 00 СО
пряжения, А> + Иь + 4-Мо=иаэь эих -вшэ эонЗвииХэ О Г— О СЧ Ю СЧ Г"- 'СЧ Ю Г- Гч- СО СО Г- СО СО СО СЧ СЧ СЧ СЧ ГО СО СЧ —г СЧ 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
я к 3 Я J3 я о я нинэиаехг охэннэахХна хо со о со со О сч LO Ю ио Ю СО OOOSSSSC’OO'?? + + + + +
о к wd ехнэмоя охэШошдилеи хо ±1760 ±1605 ±1670 ±1550 ±1585 ±1430 ±1510 ±1655 ±1592 ±1300 ±1255 ±1415
Ми Н1ГИ0
yOHHEBWdOH ю
‘ад/ = И
хнэмои ииТпогедиаеИ
L.O
00
СЧ
о о о о о о о о (“у о (“у
JH, ИНН о о 00 о со о о UO о о о UO о сч о о сч о ю
-вхниэи ndu eneAdj о 00 о о о 00 о
-ен ВВНЧ1ГВИИЭЯЕП со сч СО сч сч сч сч ч-Ч ч~ч
о 3 о 1-ч.ооОООООШОГ-ОГ* ООО~ОООООООО-О
я я Q о сГ 12,75 12,76 12,74 12,83 12,79 12,86 12,86 12,26 12,23 12,24 12,31 12,23
о X) Рх Н СЧСЧСЧчгч’е“Ч--<чгч—< ч-ч О -Т1 оооооооооооо
*4 УИН -airaen aannadiAng ОООООООООООЛ
В центрально сжатых образцах, испытанных при наличии внутрен-
него давления, отношение продольных напряжений к кольцевым
составляло от 0,75 до 0,84. При таком соотношении разнозначных
напряжений по энергетической теории прочности предельные напря-
жения должны снизиться до 0,63—0,68 предела текучести.
Можно принять, что потеря несущей способности в испытывав-
шихся образцах наступала примерно в момент достижения предель-
ных напряжений. Тогда отношение Стсу“- фактически покажет сни-
<?кр
жение предельных напряжений от двухосного разнозначного
напряженного состояния. Эти отношения в опыте составили 0,58—
0,63.
Некоторое снижение фактических значений предельных напряже-
ний по сравнению с теоретическими объясняется гибкостью образцов.
При гибкости образцов 22—24 коэффициент устойчивости для данной
стали составляет 0,95.
Таким образом, при наличии внутреннего давления расчет можно
вести на продольные усилия без учета внутреннего давления. Сни-
жение напряжений можно объяснить влиянием сложно-напряжен-
ного состояния — кольцевого растяжения и продольного сжатия,
что и следует учитывать при определении расчетного сопротивления
(предельных напряжений). При расчете можно пользоваться энерге-
тической теорией прочности.
Сочетание продольных сжимающих и кольцевых растягивающих
усилий возможно в балочных системах с защемленными концами
либо в том случае, когда толщина стенки трубопровода принята
большей, чем из условия полного использования металла при вос-
приятии внутреннего давления. В этих случаях продольные сжима-
ющие напряжения могут привести к преждевременному появлению
зон пластических деформаций. При наличии напряжений изгиба
пластические зоны могут появиться в средней части пролетов сверху
и у опор — снизу.
Влияние местных пластических деформаций на общую прочность
рассматриваемой конструкции надземного перехода подлежит допол-
нительному изучению. Однако величина снижения напряжений,
при которых появится текучесть в расчетных сечениях трубопроводов,
не превышает 15%, так как наиболее опасен случай, когда толщина
стенки труб подобрана из условия восприятия усилий лишь от вну-
треннего давления. При этом отношение продольных напряжений
к кольцевым не может превышать 0,2. Увеличение отношения про-
дольных напряжений к кольцевым больше 0,2 возможно лишь при
излишней толщине стенки труб. Но при этом снижается абсолютная
величина кольцевых напряжений п указанный случай более благо-
приятен, чем первый. Принимая во внимание местный характер
возникающей пластической зоны как по сечению трубы, так и по
длине ее при разнозначном двухосном напряженном состоянии,
при проверке напряжений по сжатой зоне понижение предела те-
кучести металла не учитывают.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
КОЛЕБАНИЯ НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
И СПОСОБЫ БОРЬБЫ С НИМИ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЛЕБАНИЙ СИСТЕМ
С КОНЕЧНЫМ ЧИСЛОМ СТЕПЕНЕЙ СВОБОДЫ
Широкое внедрение различных систем надземной прокладки
трубопроводов, стремление проектировщиков увеличивать расстоя-
ния между опорами вызывают необходимость в ряде случаев прове-
рять трубопроводные системы на динамические нагрузки. Известно,
что надземные трубопроводы иногда восприимчивы к вибрации,
так как имеют сравнительно малый вес и небольшую жесткость.
Сооружения рассчитывают на действие динамической нагрузки с
целью проверки на прочность и деформативность конструкции в це-
лом.
Простым гармоническим колебанием называется движение ка-
кой-либо точки упругой системы, уравнение которого имеет вид
у = a sin (со/+ ф0), (4.1)
где а — амплитуда колебаний, равная наибольшему отклонению
колеблющейся точки от положения равновесия (удвоенная амплитуда
называется размахом колебаний); со — круговая частота колебаний,
равная числу колебаний за 2 л сек; t — время; ф0 — угол сдвига
фазы.
Продолжительность одного полного цикла колебания (период
колебания) связана с круговой частотой зависимостью
Т = 2л
ш
Частота колебания в одну секунду
Л — — Т
измеряется в герцах.
Иногда частота колебаний измеряется за одну минуту (v), в этом
случае она связана с круговой частотой зависимостью
v = 60 9,55 со.
70
Упругая система, выведенная из состояния равновесия и предо-
ставленная в дальнейшем самой себе, начинает совершать колеба-
ния с частотой, зависящей от упругих свойств системы, а также
от величины и распределения масс элементов, образующих систему.
Частоты, характеризующие свободные колебания упругих систем
(т. е. систем, предоставленных самим себе), называются собственными
частотами. Совокупность собственных частот упругой системы на-
зывается спектром собственных частот.
Количество собственных частот системы теоретически равно
числу ее степеней свободы. Так, например, теоретическое число
собственных частот балки, имеющей бесконечное число степеней
свободы, не ограничено. Однако из всего спектра теоретически воз-
можных частот обычно обнаруживаются только первые (наиболее
низкие) частоты. Более высокие частоты при свободных колебаниях
.конструкции обычно не наблюдаются, что объясняется различными
сопротивлениями сил внутреннего трения в материале конструкции
и сопротивлением трения в соединениях, шарнирах и опорах кон-
струкций (сил затухания). Силы затухания оказывают влияние
на величины собственных частот конструкций, однако в обычных
случаях это влияние столь незначительно, что им можно пренебречь.
При совпадении частот собственных колебаний конструкций с часто-
тами внешних периодических (возбуждающих) сил наступает явле-
ние резонанса. Состояние резонанса характеризуется большими
амплитудами колебаний и связанными с ними большими напряже-
ниями. Величина амлитуды колебаний в состоянии резонанса сущест-
венно зависит от сил затухания и в большинстве случаев ввиду
неопределенности сил затухания не может быть точно определена.
При наличии затухания, пропорционального скорости, выну-
жденные колебания происходят с частотой внешней возмущающей
силы, но со сдвигом фаз относительно этой силы.
Амплитуду вынужденных колебаний под действием силы
Р = Ро cos со t
вычисляют по формуле
&ДИН —
ДСТ (Ро)
(4. 2)
где Ост (Ро) — статическая деформация под действием силы Ро;
X — частота собственных колебаний; у — коэффициент, вычислен-
ный по формуле
2л к
к — коэффициент вязкости, зависящий от свойств материала.
В области резонанса можно принять
2л ^ст
71
Для стали ф принимают равным 0,15.
Сдвиг фаз вынужденных колебаний относительно возмущающей
силы вычисляют по формуле
tgn = —
л
(4.3)
где ц — сдвиг фаз.
Если колеблющаяся точка участвует одновременно в нескольких
гармонических колебаниях, имеющих одно и то же направление,
но различные (мало отличающиеся друг от друга) частоты, то резуль-
тирующее колебание характеризуется периодически следующими
друг за другом усилениями и ослаблениями размаха колебаний.
Это явление носит название биений.
Периодически следующие друг за другом усиления и ослабления
колебаний происходят с частотой, равной разности частот слагаемых
колебаний.
§ 2. СОБСТВЕННЫЕ ЧАСТОТЫ КОЛЕБАНИЙ
БАЛОЧНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ, ЛЕЖАЩИХ НА ЖЕСТКИХ ОПОРАХ
Повышенные колебания трубопровода могут возникнуть при на-
личии механизма, создающего динамические усилия, передаваемые
на конструкцию, и недостаточной жесткости трубопровода или бли-
зости числа собственных колебаний сооружения к частоте возмуща-
ющих усилий. Поэтому при расчете на динамические нагрузки очень
важно правильно определить собственную частоту колебаний системы
трубопровода.
При надземной прокладке магистральных трубопроводов, как
правило, в балочных системах применяют жесткое опирание труб
на опоры.
Частоты собственных изгибных колебаний трубопроводов с
жесткими опорами вычисляют по формуле
— 1 м
1 2л I2 V т ’
(4-4)
где Xi — частота в гц, соответствующая I — форме колебаний; I —
пролет трубопровода в см; Е — модуль упругости стали в кГ/см1;
I момент инерции поперечного сечения трубы в слЭ; т — масса
единицы длины [zre = q — вертикальная равномерно распреде-
ленная нагрузка в кг/см; g — ускорение силы тяжести в см/сек2;
ai коэффициенты, принимаемые в зависимости от характера за-
крепления на опорах, схемы трубопровода и формы колебаний.
Ниже приводятся значения коэффициентов сщ для различных
балочных трубопроводов. а0 соответствует колебаниям основного
тона Uj, о2 и т. д. колебаниям первого, второго и т. д. обертонов.
В табл. 4. 1 приведены коэффициенты at для однопролетных
переходов трубопроводов.
В табл. 4. 2 приведены коэффициенты ai для двухпролетных
переходов трубопроводов с равными пролетами. На средней опоре
трубопровод шарнирно оперт, а условия закрепления на концах
указаны в таблице.
Таблица 4. 1
Коэффициенты а; для однопролетных трубопроводов
Условия закрепления “0 “1 “2 “3 О4 сц (i> 4)
левый конец правый конец
Оперт Оперт .... 3,1416 6,2832 9,4248 12,5664 15,708 i л
Оперт Защемлен . . . 3,9266 7,0685 10,21 13,352 16,464 41 + 1 ~ 4 П
Защемлен Защемлен . . . 4,73 7,8532 10,9956 14,1372 17,2788 К Ч" см г
Защемлен Свободен . . . 1,8751 4,6941 7,8548 10.9955 14,1372 21 — 1 ~ 1 л
Таблица 4. 2
Коэффициенты сц для двухпролетных трубопроводов с равными пролетами
Условия закрепления а0 “1 а» “3 “4 “i <г>4)
левый конец правый конец при четном i при нечет- ном i
Оперт Оперт 3,1416 3,9266 6,2832 7,0685 9,4248 41+1 — 2 л i л
Оперт Защемлен 3,39 4,46 6.54 7,59 9,69 — —
Защемлен Защемлен 3,9266 4,73 7,0685 7,8532 10,21 21+1 ~ о л 41 + 1 ~ 4 Л
Многопролетные трубопроводы с разными пролетами н одинако-
выми в пролетах жесткостями и равномерно распределенными мас-
сами имеют бесконечное число зон сгущения собственных частот.
В каждой зоне имеется столько частот, сколько пролетов имеет
трубопровод, причем i-я зона сгущения частот ограничивается снизу
и сверху частотами i-й группы %iH и XiB.
Для целей динамического расчета достаточно определить четыре
частоты собственных колебаний: Хо. и и.Х0 в — низшую и высшую
из частот основного тона и Х1Н и Х1В — низшую и высшую из частот
первого обертона.
73
В табл. 4. 3 приведены значения для таких
2 л
пых балок.
Значения а? для многопролетных балок
многопролет-
Таблица 4- 3
Условия закрепления концов трубопровода Количество пролетов ао.н ао . В 2л °?н 2Л °?В 2л
2л
Свободно оперты 3' 1,57 2,94 6,28 8,78
4 1,57 3,17 6,28 9,17
5 1,57 3,30 6,28 9,38
6 1,57 3,37 6,28 9,50
оо 1,57 3,56 6,28 9,82
Один свободно оперт, дру- э 1,69 3,37 6,54 9,50
гой защемлен 4 1,64 3,45 6,43 9,63
5 1,62 3,49 6,38 9,70
6 1,60 3,51 6,35 9,73
ОО 1,57 3,56 6,28 9,82
Защемлены з- . 2,01 3,56 7,16 9,82
4 1,83 3,56 6,82 9,82
5 1,74 3,56 6,64 9,82
6 1,69 3,56 6,54 9,82
ОО 1,57 3,56 6,28 9,82
Частоты собственных колебаний трубопроводов в многопролетных
балочных системах с малоразнящимися пролетами можно определять
по приближенным формулам:
в
(4. 5)
и
(4-6)
где N — число пролетов; °%0, 0А1; °%2 ,. . ., °%п — частоты собствен-
ных колебаний однопролетных трубопроводов, полученных из дан-
ной TV-пролетной системы путем разрезания ее на всех промежуточ-
ных опорах; *Х0, *%!, *Х2, . . ., *ХП — частоты собственных колебаний
однопролетных трубопроводов, полученных из данной TV-пролетной
74
системы, но при полном закреплении этих же однопролетных балок
на всех промежуточных опорах.
Число пролетов в многопролетных балочных системах трубопро-
водов определяют для отдельных характерных участков, например,
при наличии П-образных компенсаторов принимают соответственно
числу пролетов между ними.
Значения коэффициента а0 для определения частоты колебаний
основного тона в двухпролетной и трехпролетной системах трубопро-
водов с неравными пролетами, а также в двухконсольпой системе
берутся по графикам (рис. 4,1).
Коэффициенты а0 для определения частоты колебаний основного
тона в одноконсольной системе при шарнирном опирании на опорах
в зависимости от отношения величины консоли х к пролету I опреде-
ляют по табл. 4. 4. При этом величина консоли х является расчетной.
Таблица 4. 4
х
Коэффициенты а0 в зависимости от у
X ~т 1 0,750 0,500 0,333 0,250 0,200
“о 1,50592 1,90170 2,51895 2,94042 3,05881 3,09975
X т 0,167 0,143 0,125 0,111 0,100 0
“о 3,11752 3,12647 3,13148 3,13449 3,13641 Л
При -2- < 0,5 значение а0 можно определять по формуле
(4. 7)
Эта формула дает погрешность менее одного процента.
Для облегчения и ускорения вычисления частоты собственных
колебаний различных балочных систем трубопроводов можно поль-
зоваться рис. 4. 2—4. 4, которые составлены для наиболее употреби-
тельных при сооружении магистральных трубопроводов видов труб
диаметром от 325 до 1020 мм. На этих графиках по горизонтали ука-
заны расстояния между опорами в метрах, а по вертикали отношение
круговой частоты Pi, выраженное в рад/сек, к квадрату коэффици-
Pi
ента ait т. е. —г. Кроме того, на других вертикальных шкалах
75
Рис. 4. 1. Графики для определения частоты соб-
ственных колебаний основного тона двухпролет-
hot-j, трехпролетного и однопролетного двухкоп-
сольного переходов трубопроводов.
76
Ci
Ci
Рпс. 4. 2. График для определения частоты собственных колебаний балочных систем трубопроводов (без учета
веса транспортируемого продукта и дополнительных нагрузок) в зависимости от пролета н характеристики
труб.
77
00
Р. ц/мин; А, ц/сек;Р,рад/сек; -^рад/сек
Р.рад/сеН'Л'Ц/сек-, 0,ц/мин
900 -
800 -
700 -
800-
500 -
ЧОО -
300 -
200 -
100 -
О -
75 Г
14 -
13 -
12 -
11 -
10-
9 -
8 -
7 -
6 -
5 -
4 -
3 -
2 -
1 -
-О -
-.2000
- 1800
- 1600
- 1400
- 1200
- 1000
- 800
- 600
- 400
- 200
- о
Рис. 4. 3. График для определения частоты собственных колебаний балочных систем газопроводов
(при расчетной нагрузке) в зависимости от пролета и характеристики труб.
можно определить частоты собственных колебаний основного тона
однопролетных трубопроводов со свободно опертыми или защемлен-
ными концами (циклов в секунду — герцах и циклов в минуту).
На рис. 4. 2 дан график для одного трубопровода без веса продукта,
обледенения, снега и прочих нагрузок. На рис. 4. 3 и 4. 4 графики
построены для газопроводов и продуктопроводов с учетом веса про-
дукта и всех дополнительных нагрузок.
§ 3. СОБСТВЕННЫЕ ЧАСТОТЫ КОЛЕБАНИЙ
АРОЧНЫХ ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ
Малые колебания арочных переходов трубопроводов могут проис-
ходить как за счет изменения длины оси арки (радиальные колеба-
ния), так и за счет изгиба (изгибные колебания).
Собственные частоты радиальных колебаний арочных переходов
трубопроводов кругового очертания определяют по формуле
А 1 1/^Р+а'^
1 2ЛА Г т \ <р‘ R-F /
(4. 8)
где R — радиус оси арки; ср — центральный угол; Е — модуль упру-
гости материала арки; F — площадь поперечного сечения; I — мо-
мент инерции поперечного сечения; т — погонная масса арки;
а, — коэффициент, принимаемый по табл. 4. 5 в зависимости от
условий закрепления концов арки и формы колебаний.
Таблица 4- 5
Зависимость коэффициента at от условий закрепления концов арки
и формы колебаний
Условия закрепления концов арки “0 ai ад аз а4 ai И>4)
Концы шарнирно оперты 3,1416 6,2832 9,4248 12,566 15,708 i л
Концы защемлены . . . 4,73 7,8532 10,996 14,137 17,279 21 + 1 ~ 2-я
В таблице а0 соответствует колебаниям основного тона, а an
a,, . . колебаниям первого, второго и т. д. обертонов.
Собственные частоты изгибных колебаний арочных переходов
трубопроводов кругового очертания определяют по формуле
Xi = п *»,— 1Z—. (4. 9)
2л Л2 ф2 У т
Значение коэффициента /Vi определяют по табл. 4. 6 в зависимости
от условий закрепления и формы колебания арки.
80
А’о — соответствует колебаниям
основного тона при образовании
одного узла в пролете, a kY и кг —
колебаниям первого и второго
обертонов с образованием двух и
трех узлов в пролете.
В круговой арке пролетом I
и стрелой подъема / имеют место
следующие соотношения между
центральным углом ср и радиусом
оси арки R:
Ш2 + 0,25
ср = 4arctg у ; R = -у--------.
~Т
В параболических симметрич-
ных арочных переходах с защем-
ленными концами и с моментом
инерции поперечного сечения, из-
меняющимся по закону
Л = ZxCOStpx,
частоты изгибных антисимметрич-
ных собственных колебаний опре-
деляют по формуле
1
2л I- V ш ’
(4. 10)
где Is — момент инерции сечения
в замке; I х — момент инерции
в сеченни на расстоянии х от зам-
ка; срх — угол касательной к оси
арки с горизонталью в сечении
с абсциссой х. ai — коэффициенты,
зависящие от формы колебаний
и равные:
а0 = 3,9266; ai = 7,0685; а2 =
= 10,21; а3 = 13,352; а4 = 16,494;
Частоты изгибных симметрич-
ных собственных колебаний равны
с
о
<3
81
(4. 11)
6 Заказ 2185.
где значения а, определяют по табл. 4.7 в зависимости от величины
где is — радиус инерции сечения в замке арки.
где ps — площадь поперечного сечения в замке.
Зависимость значения а, от -у-
Таблица 4. 7
f *s ао «1 f г, а ао “1
20 5,05 9,00 14 4,69 5,75
19,5 5,04 7,67 13 4,57 5,71
19 5,03 6,84 12 4,44 5,67
18,5 5,01 6,46 11 4,29 5,64
18 4,99 6,26 10 4,12 5,61
17,5 4,97 6,12 8 3,76 5,57 .
17 4,94 6,02 6 3,36 5,54
16,5 4,91 5,95 4 2,93 5,52
16 4,88 5,89 2 2,55 5,51
15,5 4,84 5,85 0 2,36 5,50
15 4,79 5,81
§ 4. КОЛЕБАНИЯ ВИСЯЧИХ ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ
Висячие переходы трубопроводов могут иметь проезжую часть
или быть без нее.
Собственные частоты свободных вертикальных колебаний вися-
чих переходов определяют по формуле
’ 21 Г m0 + m
(I = 0, 1,2,3. . .),
(4. 12)
где I — пролет висячего перехода; EI — жесткость поперечного
сечения пролетного строения перехода (трубопровода и проезжей
части); Н — распор; т0 — погонная масса пролетного строения
(включая проезжую часть и трубопровод); m — погонная масса
нагрузки.
Собственные частоты свободных горизонтальных (угловых) колеба-
ний висячих переходов трубопроводов, пролетное строение которых
имеет две плоскости симметрии, подвески укреплены на горизонталь-
82
ной плоскости симметрии и центр тяжести всех масс находится на
горизонтальной плоскости симметрии, определяют по формуле
М гор — у Е1гор
(i-H)4 л*
(4- 13)
—+4- ,
т Т)
где 1гор — момент инерции поперечного сечения пролетного строения
относительно вертикальной оси, проходящей через центр тяжести;
g — ускорение силы тяжести; ц — расстояние от точки укрепления
несущего троса или цепи к пилону до горизонтальной плоскости
симметрии поперечного. сечения пролетного строения (с трубопро-
водом).
Если в конструкции висячего перехода отсутствуют приведенные
выше условия, то горизонтальные (угловые) колебания перехода
обязательно сопровождаются крутильными колебаниями. Висячий
переход с проезжей частью может оказаться неустойчивым по от-
ношению к крутильной деформации пролетного строения. Висячие
переходы, в которых могут возникнуть крутильные колебания проез-
жей части, следует проверять на аэродинамическую устойчивость
как обычные висячие мосты. При отсутствии проезжей части крутиль-
ные колебания не возникают.
Вынужденные вертикальные колебания висячего перехода могут
оказаться динамически неустойчивыми, если их частота будет рав-
няться удвоенной частоте свободных горизонтальных колебаний,
т. е. если будет иметь место соотношение
е = 2 р/Е1гор ^+9-*'
1 ! А
то
(4. 14)
(t = 0,1,2,3,...).
При приведенном соотношении энергия вынужденных вертикаль-
ных колебаний будет «перекачиваться» в энергию нарастающих
горизонтальных колебаний перехода.
В конструкциях висячих переходов имеется много растяжек,
подвесок, оттяжек и других подобных элементов, которые могут
колебаться самостоятельно. Аналогичные элементы могут быть в
шпренгельных и арочных конструкциях переходов..
Частоты собственных поперечных колебаний тросов (растяжек,
подвесок, оттяжек и т. д.) вычисляют по формуле
(1 + 1)
21 Г т
(4. 15)
(i = 0,1,2,3.. .),
где I — длина троса; N — натяжение троса; т — погонная масса
троса.
6*
83
§ 5. КОЛЕБАНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ ПОД ВОЗДЕЙСТВИЕМ
ВЕТРОВОЙ НАГРУЗКИ И СПОСОБЫ БОРЬБЫ С КОЛЕБАНИЯМИ
Источниками вибрации могут быть: постоянный ветер, дующий
поперек сооружения; группа людей, проходящих по пешеходному
мостику в такт, равный основной частоте колебания перехода; пуль-
сирующие сплы, возникающие при транспорте продукта. Если ча-
стота этих сил совпадает с собственной частотой колебаний сооруже-
ния и если внутренняя тормозящая способность сооружения будет
выше приложенной энергии сил, вызывающих вибрацию соору-
жения, то в конечном счете будет происходить гашение вибра-
ции.
Как показывают наблюдения, под влиянием ветра надземные
трубопроводы могут испытывать колебания, частота которых равна
обычно частоте основного тона свободных колебаний. Колебания
происходят не только вдоль, но и поперек ветрового потока, при этом
как правило, амплитуда колебаний поперек потока больше, чем
амплитуда колебаний вдоль потока. При определенных значе-
ниях скорости ветра амплитуда колебаний резко увеличивается.
Это явление называется ветровым резонансом. Оно наиболее ярко
выражено для трубопроводов, имеющих поперечное сечение
круга.
Если частота возмущающих усилий находится в области частоты
собственных колебаний системы трубопровода, то трубопровод под-
вергается резонансной вибрации со значительными амплитудами
колебаний, тем большими, чем больше возмущающие усилия и меньше
сплы затухания системы.
Максимальные значения динамических коэффициентов, а следо-
вательно, и амплитуды колебания при наличии затухания будут
при частотах возмущающих сил несколько ниже частоты собственных
колебаний системы.
При воздействии ветрового потока, обтекающего трубопровод
диаметром DH, расположенный поперек потока, вид гидродинами-
ческого течения бывает различным в зависимости от численного
значения безразмерного параметра числа Рейнольдса Re.
Re = Q^> (4.16)
где Q — плотность воздуха (р 0,0013); р. — вязкость воздуха
(р ъ 0,00017 в системе CGS); v — скорость ветрового потока.
При значении Re <; 50 за трубопроводом появляется симметрич-
ный и установившийся след. Если же Re > 50, то за препятствием
образуется дорожка чередующихся вихрей, сбегающих попеременно
то с одного, то с другого края трубопровода. Так как даже при не-
больших скоростях ветра для трубопроводов Re > 50, то за трубой
почти всегда существуют чередующиеся вихри, сбегающие с завет-
ренной стороны в шахматпом порядке, так называемые вихри Бе-
84
нара-Кармана. Они создают периодические импульсы, частота кото-
рых (в гц) равна
« = X 7Г-, (4. 1/)
где и — безразмерный коэффициент, равный 0,18—0,20; v — скорость
ветра в м/сек-, DH — наружный диаметр трубопровода в м.
Кроме вихрей Бенара-Кармана при обтекании цилиндра, предста-
вляющего собой колебательную систему, в крайних точках размаха
п,ги,(ч/сгк:}ш.рад/сек
Рис. 4. 5. График для определения частоты возму-
щающих усилий от действия ветровой нагрузки
в зависимости от скорости ветра и диаметра трубо-
провода.
колебаний в поперечном к потоку направлении сбегают вихри, ча-
стота которых равна частоте свободных колебаний.
Образование вихрей второго типа превращает систему в авто-
колебательную. Наибольшие колебания возникают при совпадении
частот вихрей Бенара-Кармана и частоты колебаний сооружения.
На рис. 4. 5 приведены частоты возмущающих усилий от вихрей
Бенара-Кармана для различных диаметров трубопроводов в зависи-
мости от скорости ветра.
Большое количество факторов, влияющих на возникновение и
характер колебаний трубопроводов, затрудняет при проектировании
определение возникновения больших колебаний в системах трубопро-
водов. Поэтому в настоящее время надземные системы трубопроводов
85
обычно рассчитывают без учета возможного влияния колебаний.
Как правило, предварительные мероприятия, предотвращающие воз-
никновение больших колебаний, обходятся дешевле, 'чем последу-
ющие меры по их устранению и увеличению жесткости конструкции.
Схема расчета на ветровой резонанс установлена в результате
теоретического анализа явлений, натурного и модельного экспери-
мента и заключается в следующем:
а) определение периода основного тона свободных колебаний
трубопровода Т сек-,
б) вычисление критической скорости ветра
укр = 5-у1- м/сек-, (4.18)
в) вычисление аэродинамической силы, вызывающей колебания
в режиме ветрового резонанса (предполагается, что эта сила изме-_
няется во времени по периодическому закону и имеет период Т\ по
длине трубопровода сила изменяется по тому же закону, что и орди-
наты основной формы свободных колебаний).
Амплитуду указанной силы в том сечении, где она достигает
наибольшей величины, например в середине однопролетного стержня
с одинаковыми условиями опирания на обоих концах или в конце
консольного стержня, определяют по формуле
кГ,м' (4- 19>
где гьр — выражено в м/сек-, Dn — в м
Амплитуда нагрузки в сечении х
г ___ 4 р (*)
X X — -Г о —7-\
где Хд (х) — ордината основной формы свободных колебаний; х0 —
абсцисса сечения с наибольшим прогибом.
Резонансная амплитуда колебаний стержня
Уд = 80Уст, (4.21)
где Уст — статический прогиб, вызванный силой F (х).
Изгибающие моменты при ветровом резонансе
Мя = 80Мст, (4- 22)
где АГст — изгибающий момент, вызванный силой F (х).
При расчете на ветровой резонанс статическое действие ветра
учитывают одновременно с динамическим при гкр > 10 м/сек\ при-
чем сила статического действия ветра направлена вдоль потока
ветра, а динамические силы при ветровом резонансе перпендикулярны
потоку.
При оценке прочности конструкции, на которую действуют од-
новременно статические и динамические нагрузки (типа колебаний),
36 ' •
(4.20)
действующие в течение длительного периода эксплуатации соору-
жения, прочность характеризуют пределом выносливости.
Предел выносливости определяют по формуле
^вын — ^вын О8, (4. 23)
где о в — предел прочности (временное сопротивление) материала
1 _1_ у
при статической нагрузке; кВЬ!Н = - '------ коэффициент вы-
1 -г «о Р* $
носливости, где > 0 — отношение динамического напряжения
(усилия) к статическому напряжению (усилию); а0 — отношение
предела прочности материала к пределу усталости материала при
симметричных циклах напряжений (для прокатной стали, бетона,
арматуры — 3,5 и для дерева 4); р, — коэффициент концентрации
напряжений в соединениях элементов конструкций.
Для соединений элементов из стали марки Ст.З можно принимать
следующие значения ц: для сварных соединений в стык с обработкой
шва 1,1; для сварных соединений в стык косым швом без обработки
шва, но с подваркой корня шва и для заклепочных соединений 1,4;
для сварных соединений лобовыми швами (с отношением сторон
1 : 1,5) с обработкой швов 1,7, а без обработки швов 2,2; для сварных
соединений фланговыми швами с обработкой швов 2,3, а без обра-
ботки швов 3,1.
Расчетное значение предела выносливости материала определяют
по формуле
^вын — квын q R, (4. 24)
где р — поправочный коэффициент (для прокатной стали равен
2,0, для арматуры в железобетоне 1,7, для бетона 1,0 и дерева 1,5);
R — расчетное сопротивление материала.
При проектировании надземных систем следует стремиться ориен-
тировать трубопроводы вдоль направления действия преобладающих
ветров и располагать их в местах, закрытых от действия поперечных
ветровых потоков (лесные просеки, пониженные участки местности
в горных районах и т. д.). Затем, определив частоты собственных
колебаний системы трубопровода, сопоставляют их с частотами воз-
мущающих усилий, возникающих от действия ветровой нагрузки,
в соответствии со скоростями ветра в данной местности. Следует
придерживаться правила, чтобы собственные частоты колебаний тру-
бопровода не менее чем на 20—30% отличались от частот внешних
возбуждающих сил. Если частоты вынужденных колебаний нахо-
дятся вне пределов зоны колебаний, равных 0,5 частоты соответ-
ственных колебаний по обе стороны от резонансных колебаний, то
динамический коэффициент р не превышает 1,3 и трубопровод прак-
тически не будет колебаться.
В висячих системах переходов трубопроводов в случае возмож-
ности возникновения колебаний следует применять предварительно
напряженные ветровые Tpocj.i, располагая их ниже горизонтальной
87
плоскости трубопровода. В этом случае ветровые и несущие тросы
вместе с трубопроводом образуют пространственную предвари-
тельно напряженную систему, имеющую повышенную жест-
кость. Положительное влияние оказывает также увеличение числа
подвесок.
В случае обнаружения колебаний на отдельных участках постро-
енных трубопроводов следует принять меры для уменьшения эффек-
тивности динамического воздействия источника вибрации на сооруже-
ние и обеспечения надежной работы конструкции. Эти мероприятия
могут быть нацравлены по пути снижения напряжений в элемен-
тах конструкции, изменения жесткости или пролета конструк-
ции, уменьшения колебаний конструкции динамическими виброга-
сителямп, изменения частоты вынужденных колебаний установкой
рассекателей, применения демпфирующпх_гасителей, поглощающих
энергию колебания. ~
Путем предварительного напряжения конструкций с целью
увеличения их жесткости можно резко сократить переменность
напряжений п уменьшить возможность усталостных явлений.
На рпс. 4. 6 показаны схемы конструкций балочных систем,
в которых предварительное напряжение создается с помощью
металлических тяжей, снабженных талрепами, позволяющими ре-
гулировать их натяжение. В этих схемах увеличена жесткость
балочной системы по прогибам, чем практически можно устранить
вибрации.
При схемах рис. 4. 6, а, б несколько увеличивается напряженное
состояние трубопровода и уменьшаются габариты между опорами.
Применение схем, приведенных на рис. 4. 6, в и г, позволяет разгру-
зить трубопровод, не уменьшая габаритов между опорами. В схеме
рпс. 4. 6, д жесткость конструкции увеличивается усилением опор-
ных сечений приварной металлических профилей. Схема приме-
нима, когда наиболее напряженными являются опорные сечения
трубопровода. Это имеет место при его монтаже как неразр.езной кон-
струкции. Схема на рис. 4. 6, е применяется, когда наиболее напря-
женными являются пролетные сечения трубопровода, т. е. при мон-
таже его как разрезной системы.
При возникновении вибрации в балочных системах увеличивают
жесткость крепления трубопровода на неподвижных опорах, исклю-
чая возможность его поворота. К изменению жесткости или пролета
трубопровода прибегают в случае близости резонанса при невоз-
можности изменения частоты источника вибрации или в случае
большой гибкости и малой прочности трубопровода. Жесткость тру-
бопровода следует, как правило, только повышать, так как в против-
ном случае возникает опасность сделать конструкцию слишком
гибкой, т. е. недостаточно прочной, и попасть в резонанс со следу-
ющим, более высоким тоном собственных колебаний новой системы.
Увеличивая жесткость трубопровода, обращают внимание на обеспе-
чение нормальной работы системы при изменении температуры. В не-
которых случаях возможно применение демпфирующих гасителей
S3
работа которых, основанная на вязком трении, имеет то преиму-
щество, что создаваемая гасителями сила пропорциональная скорости.
В настоящее время имеется еще очень ограниченное число за-
фиксированных колебаний надземных трубопроводов под воздействием
ветровых нагрузок. Поэтому обобщение и анализ таких случаев
необходимы для дальнейшей разработки вопроса.
На одном из надземных участков длиной около 1400 м вновь
построенного газопровода (1960 г), были обнаружены колебания
труб (рис. 4. 7). . Надземная часть газопровода, на давление
е
Рпс. 4. 6. Схемы конструкций балочных систем
трубопроводов.
12 кПсм2, выполнена на сварке из стальных нефтепроводных труб
диаметром 325 мм с толщиной стенки 9 мм. Трубы изготовлены из
стали Ст.4 с пределом текучести 26—31 кПммг, пределом прочности
44—кЗкГ/мм2 и относительным удлинением 21—31%.
Компенсация продольных деформаций трубопровода обеспечи-
вается П-образнымп компенсаторами со сварными коленами,
установленными на расстоянии около 185 м друг от друга. Посре-
дине расстояния между компенсаторами трубопровод закре-
плен па неподвижных опорах. Опоры сборные железобетонные;
89
промежуточные — качающегося типа. Пролет между опорами со-
ставляет 22 м, а высота прокладки газопровода над поверхностью
земли в среднем 4,5 м. Газопровод расположен в равнинной открытой
местности.
При скорости ветра 2—3 м/сек, направленного перпендикулярно
или под углами, близкими к 90° по отношению к оси газопровода,
последний начинал колебаться в вертикальной плоскости с частотой
120 колебаний п минуту, что соответствовало частоте собственных
Рис. 4. 7. Многопролетная балочная система газопровода
с динамическими виброгасителями.
колебаний газопровода и хорошо согласовывалось с формулами
(4. 5) и (4. 7). Амплитуда колебаний трубы достигала 10 мм при
скорости ветра 3—4 м/сек и 20 мм при скорости ветра 6 м/сек. Коле-
бания участка газопровода, вызывавшиеся во время испытания
искусственно (механическим путем), распространялись волнообразно
в обе стороны от места их возбуждения, причем амплитуда волны
не превышала 30 мм. Эти колебания почти не распространялись
на соседние участки газопровода, находившиеся за компенсаторами.
Для гашения колебаний газопровода были успешно применены ди-
намические виброгасители (рис. 4. 8, а).
Идея динамического виброгасителя основана на том, что если
на колеблющуюся систему трубопровода установить дополнитель-
ную систему виброгасителя с собственной частотой, равной частоте
возмущающей силы, то колебания грузов виброгасителя, вызовут
90
динамический гаситель колебаний; б — схема расположения гасителей на газопроводе
9£
реакции, направленные в противоположную сторону, которые будут
нейтрализовать внешнюю периодическую силу. Силы, развиваемые
динамическим гасителем, определяются силами инерции, поэтому
для более или менее полной нейтрализации возмущающей силы
необходимо, чтобы гаситель обладал достаточно большой массой или
большим ускорением, иначе говоря, большой амплитудой колебания.
Виброгасители двумя хомутами из полосового железа закрепляют
на трубе в нужном месте. С помощью изменения веса и расположения
Рис. 4. 9. Висячий переход газопровода с динамическими гасителями
колебаний.
грузов на консолях виброгасителя можно изменять амплитуду и
частоту его собственных колебаний. Величину и место закрепления
грузов на консолях гасителя подбирают, рассчитывают и коррек-
тируют экспериментально.
На рпс. 4. 8, б показана схема расположения виброгасптелей
на участке между двумя компенсаторами. При весе грузов на обеих
консолях 48 кг расход металла на виброгаситель составил 73 кг.
Аналогичный случай вибрации наблюдался на самокомпенсиру-
емом газопроводе диаметром 325 мм, подвешенном па опорах в виде
горизонтальной «змейки». Для борьбы с вибрацией там были также
применены динамические виброгасители. Колебания балочных систем
трубопроводов под действием ветрового потока имеют место, главным
образом при диаметрах труб до 325 мм и встречаются сравнительно
редко.
Более часто такие колебания труб встречаются на висячих си-
стемах переходов через реки. На рис. 4.9 показан висячий однонп-
точный переход газопровода пролетом 99 .и из труб диаметром 219 мм
92
с толщиной стенки 8 мм, построенный в 1947 г. Стрела провисания
несущего троса составляет 7 м (Чы пролета). Газопровод подвешен
к несущему тросу на подвесках, расположенных на расстоянии 11 м
друг от друга. Ветровых связей нет. Для борьбы с возникшими виб-
рациями на трубу были подвешены динамические виброгасители,
после чего колебания значительно уменьшились.
Через эту же реку в 1956 г. был построен переход газопровода
на 8 ати в виде висячей нити из трубы диаметром 114 мм с толщиной
стенки 4 мм. Пролет самонесущей трубы перехода 400 м при стреле
Рис. 4. 10. Переход газопровода в виде провисающей нити
с динамическими гасителями колебаний.
ее провисания 19 м (Vsi пролета). Мачтовые опоры в вертикальном
положении удерживаются тросовыми оттяжками, заделанными в
анкерах. Даже при незначительной скорости ветра труба волно-
образно колебалась в вертикальной плоскости. Для устранения этого
на трубопроводе вблизи опорных мачт было установлено по два ви-
брогасителя (рис. 4. 10), которые уменьшили амплитуду колебаний,
но полностью их не устранили. По-видимому, их подбор и регули-
ровка были произведены не совсем правильно. Эффективность работы
динамических виброгасителей может быть обеспечена лишь в ограни-
ченном диапазоне частот колебаний системы, поэтому применять
их следует при более или менее постоянной частоте возмущающей
силы. Следует иметь в виду, что неправильно запроектированный
динамический гаситель может превратиться в резонатор.
В США через реку Колорадо был сооружен однониточнып ви-
сячий переход из труб диаметром 760 мм с толщиной стенки 11 мм,
основной пролет 310 м, а расстояние между анкерами 564 м (рис.4.11).
Два несущих троса имеют сечение по 70 мм, а сечение ветровых
тросов — 44,6 31Л1. Так как трубопровод подвергался значительной
ЯЗ
вибрации, то для ее гашения в горизонтальной плоскости к нему
были приварены виброгасители, имевшие форму зубьев пилы, однако
впоследствии форма гасителей была немного изменена, что значи-
тельно улучшило их работу. Сущность работы этих виброгасителей
заключается в изменении частоты и величины возбуждающих сил
вследствие изменения характера обтекания ветровым потоком трубо-
провода, что достигается прикреплением к трубе специальных плоско-
стей (рассекателей). Направляющие плоскости рассекателей могут
располагаться как в горизонтальной плоскости оси трубопровода,,
так и под некоторым углом к ней.
Рис. 4. 11. Висячий переход газопровода с гасителями колебаний
типа рассекателей.
На рис. 4. 12 показано устройство виброгасителей двухарочного
перехода. Устройство включает приспособления для регулирования
сил трения в узлах, разрешая трубам двигаться в вертикальной
плоскости. Тренне в узлах достаточно большое, чтобы преодолеть
пульсирующее усилие, которое может возникнуть.
Изменение расстояния между трубами вдоль арки предотвращает
одновременное возникновение ветровых вихрей на подветренной
трубе. При таком расположении арок невозможна вибрация в унисон
и, следовательно, арки не отклоняются вместе. На рис. 4. 12 пока-
зано поперечное сечение сдвоенной арки с трубами, находящимися
в исходном положении и при деформации (вибрации) одной из арок
(последнее показано пунктирной линией). Все У-образные распорки
могут поворачиваться в точках опор, отклоняясь от горизонтальной
линии па угол А.
94
Если возбуждающая сила приложена к одной из арок либо к обеим
аркам, но в противоположном направлении, то гашение вибрации
обеспечивается силами трения, возникающими в концах поперечных
распорок при смещении труб относительно друг друга. Состояние
резонанса системы трубопровода во всех случаях нежелательно,
Рис. 4. 12. Конструкция распорки двухниточного арочного
перехода с виброгасящими устройствами, допускающая
перемещение арок относительно друг друга.
так как длительные резонансные колебания при наличии больших
напряжений в элементах конструкции могут- привести к усталост-
ному разрушению. Так, вследствие резонанса была авария на
висячем переходе в Тойкоуте (штат Вашингтон).
В табл. 4. 8 приведен перечень висячих мостов, разрушив-
шихся в бурю вследствие возникновения больших колебаний.
Таблица 4 .8
Висячие мосты, разрушившиеся в бурю вследствие возникновения
больших колебаний
Мост Страна Длина главного пролета, Л1 Ширина, .и Год
Драйборо Эбби Шотландия 79 ' 1,3 1818
Юнион Англия ‘ . . . . 138 6 1821
Нассау ФРГ 75 — 1834-
Брайтон Чейн Пир Англия • 77 4,2 1836
Монроуз Шотландия 132 — 1838
Менэй Стрейте Уэльс 177 — 1839
Ларош-Берпар Франция 196 — 1852
Уилинг США. .... 306 -— 1854
Ниагара-Льюистоп США . 320 — 1869
Ниагара-Клифтон США 386 — 1889
Такома-Нерроус США 855 11,7 1940
95
Подводя итог, можно рекомендовать следующие мероприятия
по уменьшению колебаний трубопроводов.
Для уменьшения колебаний при прохождении через резонанс
рекомендуется применять демпфирующие приспособления. Наряду
с демпферами сухого и вязкого трения желательно использовать
устройства, включающиеся в работу только во время прохождения
через резонанс и не влияющие на работу в обычном эксплуата-
ционном режиме. К числу этих устройств относятся ударные
гасители колебаний, настроенные на частоту собственных коле-
баний и демнферы сухого и вязкого трения, включающиеся при
больших амплитудах и не принимающие участия в колебаниях при
небольших амплитудах; демпферы можно включать последовательно
через упругий элемент. Для уменьшения колебаний трубопроводов,
вызванных ветром, рекомендуется: уменьшить влияние вихреобра-
зования на колебания поперек потока, для чего к трубам привари-
вают рассекатели, изменяющие характер обтекания; повысить
затухание конструкции; применять ударные гасители колебаний;
увеличить жесткость трубопроводов.
ЧАСТЬ II
БАЛОЧНЫЕ СИСТЕМЫ НАДЗЕМНОЙ
ПРОКЛАДКИ ТРУБОПРОВОДОВ
ГЛАВА ПЯТАЯ
СИСТЕМЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ НАДЗЕМНОЙ
ПРОКЛАДКЕ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. ОБЗОР ПОСТРОЕННЫХ БАЛОЧНЫХ СИСТЕМ
НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
Балочные системы переходов начали применять на первых ма-
гистральных трубопроводах. В России строительство транспортных
магистралей начато в последней четверти прошлого столетия.
В 1878 г., были сооружены нефтепроводы от промыслов Баку до нефте-
перерабатывающих заводов. По инициативе Д. И. Менделеева в
1896—1906 гг. по проекту В.. Г. Шухова был построен первый ма-
гистральный продуктопроВод диаметром 200 лыи, длиной 833 км для
nepieKanKH керосина из Баку в Батуми. Это был в то время самый
крупный трубопровод в мире. В 1910—1913 гг. был построен нефте-
провод Грозный — Махачкала диаметром 200 мм, протяжением
162 км. После 1925 г. построены нефтепроводы диаметром 250 мм:
Баку — Батуми протяжением 834 км и Грозный — Туапсе протяже-
нием 49 км. Один из надземных переходов на этом нефтепроводе
представлен на рис. 5. 1. Подобных переходов на нефтепроводе не-
сколько. Все они прямолинейные без компенсации продольных де-
формаций и имеют по несколько пролетов длиной 4—8 м. Опоры под
трубопровод, выполненные из сварных труб, имеют высоту 2—6 м.
В 1931 г. построен продуктопровод диаметром 300 мм Армавир — •
Никитовка длиной 445 км, а к 1941 г. были построены трубопроводы
Махачкала — Грозный, Гурьев — Орск, Малгобек — Грозный и др.
На ряде трубопроводов имелись, но в очень малом количестве, про-
стейшие балочные надземные переходы через крутые овраги и малые
реки с одним или несколькими пролетами, подобные представленному
на рис. 5. 1.
Во время Великой Отечественной войны были построены продук-
топровод Астрахань — Саратов, бензинопровод через Ладожское
озеро и др. В 1938—1943 гг. несколько трубопроводов было построено
в западной части Украины, где надземные балочные системы перехо-
дов получили достаточно широкое распространение г.
1 Данные приводятся на основании обследования переходов авторами
книги.
7 Заказ 2185 07
Два аналогичных перехода, построенных в 1940 г. на одном из
газопроводов диаметром 325 мм в западной части Украины, пред-
ставлены на рис. 5. 2. Так как газопровод имеет рабочее давление
25 кГ/см2 и проходит рядом с жилыми домами, то па переходах
рабочие трубы заключены в кожухи из труб диаметром 577 мм.
Пролеты переходов равны 10 + 6 + 7,5 м и 4,8 + 4,5 + 7 м. Про-
межуточные опоры состоят из двух свай, которые выполнены из труб
Рис. 5. 1. Надземный балочный переход на нефтепроводе Грозный —
Туапсе.
диаметром 273 мм. Чтобы переходы не использовались в качестве
переходного мостика, около каждого откоса на верхней части ко-
жуха приварены металлические шипы, расположенные в шахматном
порядке через 10 см, и кроме того установлены металлические рамки
(рис. 5. 2, б).
На этом же газопроводе диаметром 273 мм такого же типа, но
только без кожуха, построен трехпролетный переход пролетами
9,5 + 8,5 + 11 м (рис. 5. 2, в). Середина перехода приподнята на
0,7 м по отношению к местам входа газопровода в землю. Труба
покрыта битумной мастикой, затем уложена солома, обернутая толем,
который сверху обмазан битумом. Устройства такого утепления на
газопроводах пе требуется, битумная же мастика под действием
солнечных лучей и атмосферных воздействий быстро разрушается.
Так как трубопровод не имеет компенсаторов и не закреплен на
опорах, то вследствие температурных деформаций он сдвинулся от
середины к краю. Очевидно, при большем нагреве он несколько
98
приподнимается над опорами. Несмотря па то что газопровод имеет
давление 25 кГ/см2, не защищенный кожухом надземный переход
проходит на расстоянии 3 м от моста асфальтированной автомо-
бильной дороги.
Через эту же реку построен пятипролетный переход аналогичной
конструкции с пролетами 8ф6 + 6+ 5 + 7 м, также расположен-
ный рядом с мостом. Средняя часть перехода приподнята на 0,5 м.
Вследствие деформаций на этом переходе трубопровод также сдви-
нулся к одной стороне опор, хотя измерения показали, что трубы
летом на солнце были холодные (имеют температуру, близкую
к температуре газа).
В 1955 г. был построен аналогичный четырехпролетный пере-
ход газопровода через реку из труб 325 X 8 мм, работающий под
давлением 40 кПсм2. Этот переход имеет несколько большие
пролеты: 12 + 15 + 17 + 11 м. Средняя его часть приподнята
на 1 м.
В западной части Украины имеется много переходов, подобных
описанным выше. На большинстве переходов трубопровод прямо
входит в грунт без поворотов и колен, компенсирующих продольные
деформации. Поскольку почти на всех переходах трубопровод не
закреплен на опорах п имеет небольшой подъем к середине, то при
нагреве трубы смещаются на опорах в стороны или несколько при-
поднимаются.
Известный интерес представляет построенный в 1940 г. (рис. 5. 3)
через пойменную часть реки и ручей пятипролетный переход газо-
провода диаметром 273 мм с пролетами 15 4- 12 + 10,5 + 11 м,
работающий при давлении 25 кГ/см2. Три средние опоры этого
перехода опираются на конструкцию типа понтонов. Опора состоит
из двух труб диаметром 325 мм, длиной 2,2 м с заваренными торцами,
соединенных между собой двумя отрезками этих же труб. К такой
раме приварены две вертикальные стойки из труб диаметром 273 мм,
сваренные распоркой и укрепленные подкосами диаметром 120 мм.
Под действием собственного веса и веса трубопровода опорная рама
погрузилась в болото на 2/з диаметра труб. Трубопровод защищен
тепло- и гидроизоляцией, подобной описанной выше.
На двух переходах газопроводов длиной 66 и 85 м через реки
в местах выхода труб из грунта имеются изгибы, поднимающие тру-
бопровод над уровнем высокой воды и одновременно компенсирующие
возникающие в открытой части продольные деформации. Благодаря
компенсации продольных деформаций на этих переходах трубопро-
вод опирается на все опоры бей смещений в стороны. Один переход
с тепловой защитой имеет четыре пролета по 14 м и пятиметровые
участки по концам. Он выполнен из труб диаметром 325 X 10 мм
и работает на давление 25 кГ/см2. Другой пятипролетный переход
диаметром 325 мм с пролетами по 15 м и пятиметровыми участ-
ками по концам без тепловой защиты построен в 1942—1943 гг.
(рис. 5. 4, а). Свайные опоры выполнены из труб диаметром
218 мм.
7*
99
Несколько иную конструкцию опор имеет трехпролетный переход
газопровода диаметром 325 мм через реку, на которой наблюдается
относительно большой ледоход. Переход имеет длину 84 м — три
а
пролета по 25 м и концевые участки 4 и 5 м (рис. 5. 4, б). Промежуточ
ные свайные опоры выполнены из четырех стальных труб диаметром
273 леи. Сваи соединены швеллерами № 24 и поверху ригелями
из тех же труб. Газопровод подвешен к ригелям опор с помощью хому-
тов диаметром 32 мм на высоте 3,5 м от уровня воды. Перед опорами
установлены металлические ледорезы.
100
Многолетняя безаварийная эксплуатация надземных переходов
в Западной Украине доказала их надежность, поэтому новые пере-
ходы через естественные препятствия выполняют, как правило, над-
земными. На реках же с быстрым
течением и неустойчивым руслом
часто старые подводные пере-
ходы (дюкеры) заменяют над-
земными.
Надземная прокладка газо-
проводов диаметром до 529 льи
нашла широкое применение
в северных районах нашей стра-
ны на территории Коми АССР,’
где открытые трубопроводы на-
чали сооружать в 1941—1942 гг.
после начала разработки место-
рождений природного газа в
Верхне-Ижемском районе. От-
крытым способом в этом районе
проложено около 800 км трубо-
проводов. Климатические, поч-
венные и гидрологические усло-
вия в Коми АССР крайне за-
трудняли подземную прокладку.
Трубопроводы подвешивали
к деревянным треугольным опо-
рам (рис. 5. 5). В плане трубо-
проводы прокладывали в виде
в «змейки», что позволяло им сво-
Рис. 5. 2. Трехпролетные переходы га- бодно изменять, длину в преде-
зопровода диаметром 325 мм постройки лах, необходимых для компен-
4 г’ сации продольных деформаций.
а и б — заключенные в кожухи из труб диа- о прпрппмй угол ппики-
метром 577 jmjm; в — с тепло-и гидроизоляцией ° местах перелома угол прини
мали около 23°. Трубопроводы
прокладывали на высоте около
1 м от земли. В местах пересечения дорог трубопровод изги-
бался Для создания требуемых габаритов (рис. 5. 5, в).
Деревянные опоры применены двух типов: подвижные качающиеся
(рис. 5. 5, а) и неподвижные с оттяжками (рисе 5. 5, б). Послед-
ние устанавливали посредине каждого прямолинейного участка.
В качестве противокоррозийной изоляции применяли обмазку тру-
бопровода цементным молоком.
В последние годы в Коми АССР устанавливают более капиталь-
ные опоры — деревянные с бетонными башмаками и железобе-
тонные.
Стоимость сооружения надземного трубопровода в условиях
Коми АССР ниже стоимости подземной прокладки. По данным
А. В. Булгакова, при диаметре 325 мм экономия по рабочей силе
101
составляла порядка 200 тыс. руб. на 100 км трубопровода. Удлине-
ние трубопровода за счет изгибов составляет около 2%, по при над-
земной прокладке в ряде мест трассу можно было спрямить.
Надземная прокладка трубопровода в условиях Коми АССР по-
казала и ряд эксплуатационных преимуществ: увеличение надежности,
простота надзора, облегчение ремонта и удлинение срока службы.
Более чем десятилетняя эксплуатация подвесных газопроводов
в условиях Севера доказала надежность и целесообразность надзем-
ной прокладки трубопроводов там, где подземная прокладка встре-
чает затруднения. Следует еще иметь в виду, что ведение работ при
надземной прокладке возможно круглый год, а на болотах особенно
целесообразно вести работы зимой.
Рис. 5. 3. Пятипролетный переход газопровода диаметром
273 лм с теплогидроизоляцией, опорами которого являются
горизонтальные рамы из труб диаметром 325 мм (типа понто-
нов).
В послевоенные годы, после строительства первого газопровода
Саратов — Москва, трубопроводный транспорт стал развиваться
бурными темпами. Надземные балочные переходы начали применять
на первых магистралях Ставрополь — Москва, Дашава — Киев —
Брянск — Москва, но еще в ограниченном количестве и с относи-
тельно небольшими пролетами.
Широкое распространение балочные переходы получили после
работ, выполненных лабораторией прочности ВНИИСТа н разрабо-
ток проектных институтов Укргипрогаз, Гипроспецгаз, Восток-
гипрогаз и Южгипрогаз. На газопроводах диаметром 529—1020 мм
пролеты переходов достигают 50 м и более. Особенно много надзем-
ных переходов строят на горных трассах, где применение подземных
переходов дороже, кроме того они и менее надежны. На рис. 5. 6
показаны два размытых перехода на одной из горных трасс газопро-
вода: на рис. 5. 6, а — трубопровод, который был подмыт и всплыл
под воздействием быстрого течения горной реки, а на рис. 5. 6, б —
трубопровод, обнаженный вследствие размыва его у берега при
изменении русла горной реки во время паводка.
102
Простейшие одно- и двухпролетные прямолинейные балочные
переходы газопровода диаметром 529 мм без компенсации продоль-
ных деформаций через небольшие горные реки представлены на
а
б
Рис, 5. 4. Переходы.
а — пятипролетный длиной 85 м без тепловой изоляции с изгибами труб на концах (переход
сфотографирован в момент высокого уровня воды в реке); б — трехпролетный через реку с от-
носительно большим ледоходом. Трубы имеют тепловую изоляцию. Трубопровод подвешен
к ригелям опор с помощью хомутов.
рис. 5. 7. Трубопровод в местах выхода из берегов опирается на
грунт, промежуточными опорами служат забитые в грунт стальные
трубы диаметром 273 мм. На рис. 5. 7, в часть перехода со стороны
автомобильной дороги заключена в кожух из стальной трубы
103
диаметром 720 .w.w. Трубы па переходах окрашены лаком с алюми-
ниевой пудрой.
На рис. 5. 8, а представлен простейший прямолинейный одно-
пролетный переход трубопровода через глубокий канал. Такое пе-
ресечение характерно для орошаемых земель Средней Азии.
а
б
Так как очистка больших каналов оросительной системы произ-
водится механизмами, которые должны проходить под трубопроводом,
при этом не допускается нарушение целостности берегов, то в этих
условиях удобны однопролетные двухконсольные переходы с наклон-
ными компенсаторами по концам. Такие системы можно применять
и при пересечении небольших рек с крутыми берегами.
104
Однопролетными двухконсольными системами на газопроводах
диаметром 529—1020 мм можно перекрывать пролеты до 45—65 м
и на пефтепродуктопроводах до 30—40 м.
Многопролетные переходы газопроводов диаметром 529 мм с ком-
пенсаторами представлены на рис. 5. 9. На рис. 5. 9, а изображен
в
Рис. 5. 5. Надземный трубопровод, построенный в Коми АССР
в виде «змейки» на деревянных опорах.
а — подвесные промежуточные опоры; б — неподвижная опора с ме~
таллическими оттяжками; в — пересечение трубопроводом дороги.
переход через горную реку с односторонней; компенсацией продоль-
ных деформаций. Опорами служат, одиночные сваи из стальных
труб, заполненные бетоном. Трубопровод не приварен к опорам и
может свободно перемещаться вдоль своей оси. Часть трубопровода,
примыкающая к дороге, заключена .в кожух из труб диаметром
720 мм.
На рис. 5. 9, б приведена часть многопролетного перехода газо-
провода диаметром 529 мм через широкую реку с пролетами по
25 м. Через каждые шесть пролетов установлены горизонтальные
П-образные компенсаторы. На средних опорах, состоящих из четы-
рех свай, трубопровод закреплен неподвижно, на остальных опорах,
за исключением опор, поддерживающих спинки компенсаторов,
трубопровод имеет продольную подвижность. Опорные части под
спинками компенсаторов допускают свободу перемещений во всех
направлениях. Опоры выполнены из стальных труб, заполненных
бетоном, связанных между собой поверху железобетонным ригелем.
Трубопровод покрыт лаком с алюминиевой пудрой.
Надземные трубопроводы строят в районах горных выработок,
где неравномерные осадки поверхности земли приводят к разрывам
подземных трубопроводов. В этих условиях применяются системы
'105
л
б
Рис, 5. 6. Размыв подземных переходов одного из горных участ
ков газопровода.
а — подмыв и вскрытие под воздействием быстрого течения; б — размыл у
берега при изменении русла после паводка.
106
с П-образными компенсаторами (рис. 5. 10, а и б) и зигзагообразная
прокладка трубопроводов в виде «змейки» (рис. 5. 10, в). Для того
чтобы под трубопроводом можно было свободно использовать пахот-
ную землю, делают высокие опоры. Опоры состоят из одной или
двух связанных между собой стоек. На подвижных опорах, не только
при зигзагообразной прокладке, но в отдельных случаях и при пря-
молинейной прокладке с компенсаторами, делают скользящие опоры,
жозволяющие трубопроводу свободно перемещаться в продольном и
поперечном направлениях (рис. 5. 10, б и в).
В пустынных районах, в районах Севера и вечной мерзлоты
трубопроводы прокладывают по низким опорам с таким расчетом,
чтобы низ трубопровода был расположен несколько выше уровня
«нежного покрова, а высокие опоры устанавливают лишь в местах
пересечения с дорогами.
Балочные системы широко применяют и за рубежом как при
пересечении естественных и искусственных препятствий, так и
жри надземной прокладке трубопроводов большой протяженности.
В Англии для снабжения газом районов Эссекса и Суфолька
была построена сеть газопроводов протяженностью 200 км. Трасса
ж основном проходит по сельской местности, где имеется много овра-
гов, водопропускных сооружений, ручьев и др. Кроме того, газопро-
вод пересекает несколько железных дорог и рек.
При пересечении ручьев и небольших оврагов сооружали балоч-
ные надземные переходы из стальных труб диаметром 350 мм и с
толщиной стенок 7,9 мм. Максимальный перекрываемый пролет
примерно равен 16 м.
На газопроводе Хельстед — Ирлс Кольц построен балочный
переход длиной 15,8 м из труб диаметром 350 мм. Трубы свободно
впираются на бетонные фундаменты, имеющие полукруглые гнезда.
К фундаментам труба прикреплена с помощью хомутов из полосовой
стали и анкерных болтов. Аналогичные переходы имеются и на дру-
гих трубопроводах, проложенных в Англии.
Балочные системы переходов трубопроводов через естественные
ж искусственные препятствия применяют в США, Канаде и других
странах. На рис. 5. 11, а представлен один из переходов, построен-
ных в США на газопроводе диаметром 1100 мм через автомобильную
дорогу. На этом газопроводе имеется несколько переходов с величи-
ной пролетов до 30 м и числом пролетов до семи Ч
На рис. 5. 11, б представлен прямолинейный балочный переход
через реку на А-образных опорах, построенный в Канаде 1 2.
В восточной Венесуэле из Тембладора в Каринпто проложен
надземный нефтепровод диаметром 760 мм по железобетонным блокам
протяженностью 148 км. В земле проложено только 14 км (в черте
населенных пунктов и под дорогами). На девяти пересечениях рек
построены многопролетные балочные переходы.
1 Журнал «Pipe Line Industry», 1959, Vol. 10, № 1.
2 Журнал «Oil in Canada». Октябрь, 6, 1958.
107
В Чехословацкой Социалистической Республике при пересечении
газопроводами небольших препятствий применяют надземные балоч-
ные переходы типа «скоба» (рис. 5. 12, а). В зависимости от диаметра
а
б
труб (50—500 мм) величина пролета колеблется от 3 до 13 л. (рис.
5. 12, б). Для перекрытия больших пролетов применяют дополни-
тельные усиливающие элементы (рис. 5. 13, а, б) либо устраивают
фермы (рис. 5. 14, а, б).
В Венгерской Народной Республике также находят применение
балочные системы надземных переходов трубопроводов через пре-
108
пятствия (рис. 5. 15), которые в отдельных случаях одновременно
служат и пешеходными мостами. В последнем случае две-четыре
нитки труб сваривают в виде ферм (рис. 5. 15, б).
в
Рис. 5. 7. Простейшие прямолинейные балочные переходы газопровода диамет-
ром 529 мм без компенсации продольных деформаций через небольшие горные
реки.
а—однопролетный; б—двухпролетный; в—двухпролетный около дороги,, заключенный
в кожух.
Для перекрытия более значительных пролетов балочными кон-
струкциями применяют местное усиление труб путем наварки допол-
нительных элементов, установку наклонных вант и шпренгели.
На рис. 5. 16 показано усиление в месте опоры, которое было при-
менено на переходе через реку в Коми АССР.
За рубежом для прокладки трубопроводов на переходах через
препятствия в ряде случаев используют мосты. На рис. 5. 17, а
приведен один из таких переходов. Газопровод диаметром 650 лен
с толщиной стенки 10 мм проложен по консолям снаружи главных
ферм автодорожного моста через пролив Каркипес в США. По длине,
равной 924 м, трубопровод имеет несколько поворотов в плане
и вертикальной плоскости; по концам установлены с одной сто-
роны Г-образный и с другой стороны Z-образный компенсаторы;
подвижные опорные части выполнены в виде роликов
(рис. 5. 17, б).
В Южной Америке часто трубопроводы укладывают невысоко
над землей. Примером могут служить трубопроводы, проложенные
в Венесуэле — в ее обширных равнинных районах, предгорьях
Андов и прибрежной части озера Маракамбо.
109-
а
б
Рис. 5. 8. Надземные переходы газопровода диаметром 529 мм через каналы
оросительной системы в Средней Азии.
а — прямолинейный однопролетный; б — однопролетный двухконсольный (показана часть
перехода).
б
Рис. 5. 9. Многопролетные переходы газопроводов диаметром 529 мм с компен-
саторами.
< _ небольшой длины с односторонней компенсацией; б — большой протяженности сП-об-
разными компенсаторами.
ПО
ш
КЗ
а
в
б
Рис. 5. 10. Надземная прокладка трубопроводов
в районах горных выработок
а — прямолинейная с П-образными компенсаторами (на
подвижных опорах возможно лишь продольное перемеще-
ние трубопровода); б — прямолинейная с П-образными
компенсаторами но с опорными частями, позволяющими
трубопроводу смещаться в продольном н поперечном
направлениях; в — зигзагообразная прокладка трубопро-
вода в виде «змейки».
8 Заказ 2185.
б
•Рис. 5, 11. Переходы.
а _ газопровода, диаметром 1100 мм, построенный в США; б — через реку на А-образных опорах, построенный в Канаде.
Рис. 5. 1-2., Применяемые в Чехословакии переходы ;типа #скоба»^
а — схема перехода; б — зависимость между диаметром труб и величиной пролета.
Трубопроводы в Венесуэле прокладывают на невысоких бетонных
или металлических опорах. Большую часть надземных нефте- и
газопроводов укладывают без изоляционного покрытия.
При относительно небольших диаметрах трубопроводов (до
400 мм) компенсация продольных деформаций, возникающих от
а
б
Рис. 5. 13. Переходы с усилением трубопровода в Чехословакии.
а — через реку Бела из двух труб диаметром 500 мм пролетом 27 м; 6 — через реку Лм-
тавка из трубы диаметром 200 мм пролетом 30 м.
изменения температуры стенок труб, производится за счет изменения
величины прогиба между опорами (рис. 5. 18, а). Исходя из этих
соображений и выбирают расстояние между опорами. Естественно,
что при этом методе температурные деформации компенсируются
частично и изменение температуры стенок труб сказывается па
величине продольных напряжений в трубах. При таком методе про-
кладки в местах поворотов трубопровода наблюдаются значительные
114
Рис. 5. 14. Переходы в виде ферм в Чехословакии.
а — через реку Лаба иа труб диаметром 200 мм пролетом 100,4 м; б —через реку Огрже ив
трубы диаметром 2500 мл пролетом 84 м.
8*
115
а
Рис. 5. 15. Переходы
через реки, построен-
ные в Венгерской На-
родной Республике.
а — однопролетный пе-
реход; б — трехпролет-
ный переход трубопро-
вода, совмещенный с пе-
шеходным мостом.
б
Рис. 5. 16. Усиление
опорного сечения тру-
бопровода на пере-
ходе в Коми АССР.
боковые смещения, что предусмотрено конструкцией опор. В местах
поворота трубопровода устанавливают скользящие опоры, по кото-
рым трубопровод может перемещаться как вдоль, так и перпенди-
кулярно своей оси. Чтобы избежать сползания трубопровода с опор,
по концам их делают упоры (рис. 5. 18, б). В местах опирания трубо-
провода на скользящие опоры к нему приваривают металлические
подкладки, предохраняющие стенки труб от истирания.
Открытая прокладка трубопроводов непосредственно по земле
была применена в. малонаселенных районах Ближнего и Среднего
Востока (рис. 5. 18, в), где климат относительно сухой, и в СССР
6-
Рие. 5. 17„ Газопровод диаметром 650 мм, проложенный в США
на. консолях снаружи ферм автодорожного моста.
а — общий вид трубопровода;, б — роликовая опорная часть.
при прокладке трубопроводов Баку — Батуми и Грозный — Туапсе.
Долголетняя эксплуатация этих трубопроводов показывает, что
в отдельных случаях трубопроводы можно прокладывать и непосред-
ственно по земле.
§ 2. ОСНОВНЫЕ БАЛОЧНЫЕ СИСТЕМЫ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ НАДЗЕМНОЙ ПРОКЛАДКЕ ТРУБОПРОВОДОВ
При проектировании надземных трубопроводов очень важно
правильно выбрать схему прокладки и рационально сконструировать
сооружение с учетом местных условий (грунтовых, водного режима,
наличия строительных материалов, механизмов и др.). От этого за-
висят не только материальные и трудовые затраты и, как результат,
общая стоимость сооружения, но также сроки строительства и усло-
вия эксплуатации.
Как уже указывалось выше, балочные схемы наиболее просты
и дешевы. На газопроводах диаметром 529—1020 мм расстояние
117
118
между опорами в балочных схемах равняется 40—65 мм и даже
более. Таким образом, большинство переходов через естественные
препятствия может быть перекрыто балочными конструкциями.
В обычных условиях надземную прокладку трубопроводов про-
изводят без защитных кожухов, предохраняющих трубы от механи-
ческих повреждений, а также без теплоизоляции. Защитные кожухи
применяют лишь на пересечениях трубопроводом дорог, а также
при расположении трубопроводов вблизи дорог, населенных пунктов
или в других случаях, когда это вызвано особыми местными усло-
виями.
При заключении трубопровода в кожух величину пролетов, пе-
рекрываемых балочными системами, не всегда удается увеличить,
так как трубопровод под нагрузкой работает как балка с защемлен-
ными в грунте концами, а кожух чаще всего — как балка со сво-
бодно лежащими концами.
На переходах нет необходимости в устройстве теплоизоляции
при транспорте не только газа, но и нефтепродуктов и нефти, вязкость
которых увеличивается с понижением температуры, поскольку про-
тяженность надземных участков обычно относительно невелика
и температура транспортируемого продукта за время прохождения
по открытому участку трубопровода изменяется мало.
При большой протяженности открытых участков нужно обяза-
тельно проверять влияние изменения температуры транспортиру-
емого продукта не только на режим работы самого трубопровода,
но и на работу компрессорных и насосных станций.
Балочные системы, которые рекомендуется применять при над-
земной прокладке трубопроводов, можно разделить на следующие
группы:
Прямолинейная прокладка без компенса-
ции продольных деформаций (простейшие одно-
пролетные переходы; многопролетные системы на жестких опорах;
многопролетные системы по земляным опорам).
Прокладка трубопроводов с самокомпен-
сацией продольных деформаций (однопролетные
консольные переходы; многопролетные системы с Г, П, Z-образными
трапецеидальными компенсаторами; системы с линзовыми и саль-
никовыми компенсаторами).
Прокладки трубопроводов с изломами
в в и д е «з м е й к и» (с изгибом по кривой линии; в виде ломаной
линии с криволинейными вставками). -
Балочные конструкции являются самонесущими, лишь в отдель-
ных случаях, при перекрытии ими больших пролетов может потребо-
ваться их усиление, которое производится за счет наварки на трубы
дополнительных элементов, установки шпренгелей и постановки
наклонных вант.
Применяется также прокладка трубопроводов по мостам или
специальным эстакадам.
119
§ 3. ПРЯМОЛИНЕЙНАЯ ПРОКЛАДКА ТРУБОПРОВОДОВ
БЕЗ КОМПЕНСАЦИИ ПРОДОЛЬНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ
Самыми простыми и наиболее распространенными в строительстве
трубопроводов являются однопролетные переходы без компенсации
продольных деформаций. При достаточно устойчивых грунтах в ме-
1 —железобетонная плита; 2—свайная опора; 3 —насыпь; 4 —массивные
столбы.
стах пересечения небольших оврагов и рек трубопровод проклады-
вают прямолинейно, без устройства специальных опор в местах вы-
хода его из грунта. При слабых грунтах, неустойчивых откосах и
при максимальных расчетных пролетах в местах выхода трубопровода
из грунта устраивают опоры в виде железобетонных плит (рис. 5. 19,2)..
Трубопровод укладывают поверх плит на слое песка толщиной 10—
.15 см.
Расчетную длину открытого участка трубопровода при отсутствии
опорных плит принимают равной пролету в свету плюс 1—3 м. По-
120
следняя величина устанавливается в зависимости от плотности
грунта в местах выхода трубопровода из земли и устойчивости от-
косов.
При возможности размыва откосов или берегов пролет в свету
должен дополнительно уменьшаться против расчетного на величину
ожидаемого размыва. В тех случаях, когда под трубопровод в местах
его выхода из земли укладывают железобетонные плиты, расчетный
пролет перехода принимают равным расстоянию между центрами
плит. Двух-четырехпролетные переходы сооружают аналогично
с однопролетными. Промежуточные, опоры « этом случае рассчиты-
вают как на продольные.усилия, так и на сиды, действующие пер-
пендикулярно оси перехода.
Величину расчетных пролетов в прямолинейных одно-четырех-
пролетных переходах (с защемленными концами) в зависимости от
диаметра труб, толщины их стенки и марки стали назначают в 20—
40 м на газопроводах и 15—30 м на продуктопроводах диаметром
529—1020 мм.
Расчетную величину промежуточных пролетов принимают рав-
ной расстоянию между центрами опорных частей. Расчетную длину
крайних пролетов устанавливают от центра опорной части про-
межуточной опоры до центра опорной плиты или, если плиты не
укладываются, то до начала опирания трубопровода на грунт плюс
1—3 м. В случае необходимости размер расчетного пролета умень-
шают на величину ожидаемого размыва откоса.
В трех-, четырехпролетных схемах крайние пролеты назначают
несколько меньше средних. В зависимости от принятого метода
монтажа расчетную величину крайних пролетов принимают равной
0,8—0,9 расчетной величины средних пролетов.
Применяемые схемы могут быть симметричными и несимметрич-
ными, с равными и отличными друг от друга пролетами. Располагают
трубопроводы в зависимости от рельефа местности горизонтально
или наклонно. На рис. 5. 19 представлены различные схемы прямо-
линейных балочных систем переходов без компенсации продольных
деформаций. На одной из схем справа показана насыпь. Такой слу-
чай довольно часто встречается при пологих берегах. Устройство
насыпи необходимо для четкого разграничения надземной и подзем-
ной частей и уменьшения длины участка трубопровода при выходе
из земли, находящегося в неблагоприятных условиях переменной
влажности.
На приведенных выше схемах показаны свайные и массивные
опоры, но возможно при прямолинейной прокладке устройство и
земляных опор в виде отсыпок, сквозь которые проходит трубопровод
(рис. 5. 20). В отдельных случаях на одном переходе применяют
различные типы опор. Грунтовые опоры используют на поймах
рек с небольшими скоростями течения воды и на болотах. На болб^йх
с малой несущей способностью насыпь основывают на подстилающем
минеральном грунте (рис. 5. 20, б) или на песчаных сваях и песчаной
подушке (рис. 5. 20, в).
121
о
сч
и
и
3
122
Прямолинейную прокладку трубопроводов без компенсации про-
дольных деформаций применяют и при числе пролетов более трех-
четырех, т. е. при длине открытого участка свыше 60—80 м, но при
этом нужно обращать особое внимание на прямолинейность про-
кладки трубопровода и на надежность опор. В данном случае земля-
ные опоры могут оказаться не хуже массивных или железобетонных,
поскольку на земляных опорах трубопровод будет на некоторой
длине обжат грунтом.
§ 4. ПРОКЛАДКА ТРУБОПРОВОДОВ С КОМПЕНСАТОРАМИ
Продольные деформации, которые возникают в трубопроводах
от изменения температуры стенок труб и внутреннего давления,
могут компенсироваться путем установки Г- и П-образных или.7
трапецеидальных компенсаторов (рис. 5. 21). По концам открытого '
а
Рис. 5. 21. Схемы компенсаторов.
а — Г-образный; б — Z-образный; в — П-образный; г — трапецеи-
дальный; — вылет компенсатора; — спинка компенсатора;
А„ — продольное перемещение трубопровода; 1 — выход из грунта;
г — опоры.
участка, как правило, устанавливают Г-образные компенсаторы,
в средней его части — П-образные. Возможно применение линзовых
и сальниковых компенсаторов.
При наличии компенсации продольных деформаций расчетные про-
леты получаются несколько большими, чем в случае прямолинейной
123
прокладки трубопроводов без компенсации продольных деформа-
ций. С компенсаторами более четкой становится работа трубопровода,
поскольку в нем на прямолинейных участках в продольном направле-
Рис. 5. 22. Схемы консольных балочных переходов через есте-
ственные препятствия.
а — консоль; I — пролет.
нии, помимо напряжений от поперечного изгиба, возникают лишь
растягивающие напряжения от внутреннего давления, если не счи-
тать незначительных напряжений, вызываемых отпором компенса-
торов.
124
В трубопроводах с компенсаторами, находящихся под давлением,
значительные продольные сжимающие напряжения не возникают.
Недостатком применения Г-и П-образных компенсаторов является
увеличение расхода труб и невозможность пропуска через них скребка
для внутренней очистки трубопровода. Наибольшие пролеты, кото-
рые м'огут перекрываться балочными самонесущими конструкциями,
получаются в консольных схемах, и прежде всего в однопролетных
(рис. 5. 22). В консольных схемах компенсаторы устанавливают
наклонно с углом к горизонту менее 35° или горизонтально. При этом
они не воспринимают на себя вертикальной нагрузки, в отличие от
вертикальных компенсаторов-стоек. При наклонном расположении
компенсаторов их вылет не ограничивается высотой расположения
трубопровода над землей. Длину консолей можно подобрать такой,
что они значительно разгрузят примыкающие к ним пролеты. В одно-
и двухпролетных системах можно, увеличивая длину консолей,
придать трубопроводу небольшой строительный подъем.
На напряженном состоянии однопролетных консольных систем
не сказывается осадка опор, и поэтому последние получаются лег-
кими. В то же время такие системы имеют относительно неболь-
шую жесткость, что на газопроводах может препятствовать при-
менению максимальных пролетов, получаемых по расчету.
Средний пролет однопролетного двухконсольного перехода на
трубопроводах диаметром 529—1020 мм может достигать 40—60 м.
В зависимости от рельефа местности и протяженности подземного
участка консоли с компенсатором на конце могут располагаться с од-
ной (рис. 5. 22, б и 5. 23, а) или с двух сторон (рис. 5. 22, а, в, г),
а в многопролетных системах также и в средней части открытого
участка (рис. 5. 23, б). Компенсаторы не обязательно нужно уста-
навливать с уклоном вниз. Если по условиям местности нужно под-
нять трассу трубопровода, то компенсатор можно установить наклонно
вверх (рис. 5. 22, г). Промежуточные П-образные компенсаторы
(рис. 5. 23, б) чаще располагают горизонтально, а иногда наклонно.
При небольшой длине вылета промежуточных компенсаторов в от-
дельных случаях можно подвешивать их на концах консолей верти-
кально, без установки дополнительных опор.
В однопролетных переходах трубопроводы должны свободно
перемещаться в продольном направлении. Конструкция же опор
должна быть такой, чтобы они воспринимали ветровые нагрузки
без поперечных смещений трубопровода.
При числе пролетов три и более, когда компенсаторы установлены
по обоим концам открытого участка, одну из промежуточных опор,
обычно среднюю, делают неподвижной, трубопровод на ней закрепля-
ют неподвижно. Когда помимо концевых имеются и промежуточные
компенсаторы, тогда неподвижные опоры устраивают в средней части
каждого из прямолинейных участков, расположенных между ком-
пенсаторами.
Прокладка трубопроводов с компенсаторами сложнее и дороже,
чем прямолинейная, поэтому ее обычно применяют при числе пролетов
125
с односторонней компенсацией деформации; б — с компенсаторами по концам и в средней части перехода, а — консоль;
| — пролет; J — неподвижная опора; г — подвижные опоры.
126
свыше трех-четырех, т. е. при длине открытых участков свыше
60—100 -и, и там, где нельзя применить прямолинейную по условиям
рельефа местности. Консольные системы могут быть рациональны и
при меньшей протяженности надземных участков, поскольку при
их применении расстояние между опорами может быть увеличено
по сравнению с прямолинейной прокладкой без компенсации продоль-
ных деформаций. Целесообразны консольные системы и при распо-
ложении надземной части трубопровода выше уровня земли, т. е.,
когда после выхода трубопровода из земли его требуется несколько
приподнять.
§ 5. ЗИГЗАГООБРАЗНАЯ ПРОКЛАДКА ТРУБОПРОВОДОВ
В ВИДЕ «ЗМЕЙКИ»
С целью компенсации продольных деформаций трубопроводы
можно прокладывать криволинейно в виде пологой дуги (рис. 5. 24, а)
или двух прямых участков, направленных друг к другу под углом
с криволинейным сопряжением (рис. 5. 24, б). Такой метод прокладки
Рис. 5. 24. Схемы.
а —криволинейной прокладки трубопроводов; б —в виде ломаной линии; в — зигзагооб-
разной прокладки в виде «змейки»; / — стрелка изгиба трубопровода; I — расстояние между
опорами (расчетный пролет трубопровода); L — расстояние между неподвижными опорами.
применим при длине открытых участков до 180—240 .и, когда число
пролетов не превышает шести — восьми.
При большей длине рационально применять зигзагообразную
укладку трубопровода в плане в виде горизонтальной «змейки»
127
(рис. 5. 24, в) с расстоянием между мертвыми опорами 120—260 м.
В вершинах волн вваривают колена, изогнутые радиусом, равным
5—40 диаметрам труб. При зигзагообразной прокладке трубопро-
вод от изменения температуры перемещается не столько в продоль-
ном, сколько в поперечном направлении, на что должны быть рас-
считаны подвижные опоры. Неподвижные опоры ставят по одной на
каждую полуволну. Максимальное перемещение вершин полуволн
при их длине 160—200 м и стрелке 12—15 м (0,075) равняется 40—
50 см.
При прокладке трубопровода в виде «змейки» длина его получается
меньше, чем при прямолинейной с постановкой П- и Г-образных
компенсаторов. При отношении стрелки полуволны «змейки» / к ее
длине L (расстояние между неподвижными опорами) = 0,075
удлинение трубопровода против прямой составляет не более 1%.
Преимуществом зигзагообразной прокладки является также то,
что возможна очистка трубопровода «ершом».
В многопролетных системах, уложенных в виде «змейки», рас-
стояния между опорами принимают такими же, как и в многопро-
летных системах с компенсаторами: ТТа газопроводах диаметром
529—1020 мм расчетная величина пролетов равняется 30—50 м
и на нефте- и продуктопроводах 20—40 м. Следует отметить, что
на величине пролетов сказывается не только принятая схема пере-
хода, диаметр труб, толщина их стенки, марка стали и величина вре-
менных погрузок, но и способ монтажа трубопровода (укладка
длинных плетей или коротких секций).
Монтировать трубопровод при зигзагообразной прокладке удоб-
нее из заранее сваренных прямолинейных плетей, длина которых
равна расстоянию между угловыми вставками — коленами. Под-
готовленные плети укладывают на опоры (или подвешивают к ним)
в требуемом положении, после чего вваривают колена и трубопровод
закрепляют на неподвижных опорах.
Как указывалось выше, береговые опоры в большинстве случаев
не устраивают или же монтируют в виде распределительных железо-
бетонных плит. В очень редких случаях требуется устройство ка-
ких-либо иных опор, например свайных, массивных.
Наиболее легкие промежуточные опоры — свайные. Но часто
целесообразнее применять железобетонные или бетонные опоры
(из сборных колец, пустотелых блоков), бутобетонные, из бутовой
кладки, а также грунтовые опоры в виде земляных отсыпок. Грунто-
вые опоры можно устанавливать на поймах рек с медленным течением
воды, на болотах, а также при прокладке трубопроводов в пустынных
районах. Возможная неравномерная осадка грунтовых опор вызовет
лишь небольшие дополнительные напряжения в трубах благодаря
большой величине расчетного пролета, который в данном случае
будет равен суммарной величине двух пролетов и одной опоры.
Земляные опоры можно применять как при. прямолинейной про-
кладке, так при самокомпенсации продольных деформаций.
128
§ 6. УСИЛЕННЫЕ БАЛОЧНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
При прокладке трубопровода над землей — через овраги, реки
и каналы — иногда максимальный пролет, который можно назначить
при данном сортаменте труб, оказывается недостаточным, переход
же к арочным или висячим системам сильно усложнит конструкцию,
и повысит ее стоимость. Несколько увеличить перекрываемый пролет
можно, усилив сечения трубопровода в наиболее напряженных
местах наваркой дополнительных элементов (рис. 5. 25, а, б, в, г, д').
Наварку можно производить сверху и снизу или только сверху.
При наварке в вертикальной плоскости (рис. 5. 25, б) увеличивается
лишь вертикальная жесткость перехода. Для увеличения и горпзон-
Рис. 5. 25. Увеличение перекрываемого
Трубы дополнительных
пролета за счет наварки на
элементов.
тальной жесткости можпо наваривать парные элементы, сместив
их в стороны от вертикальной плоскости, или ставить дополнительные
элементы в горизонтальной плоскости (рис. 5. 25, д').
Удобно усиление труб, как показано на рис. 5. 25, г. В этом случае
увеличивается вертикальная и горизонтальная жесткость. Навари-
вать элементы следует по концам сплошным, а в средней части пре-
рывистым швом, обращая особое внимание на то, чтобы не было
прожога трубопровода, который ведет к ослаблению трубы при ра-
боте ее на внутреннее давление. Усиливать следует лишь трубы,
рассчитанные с коэффициентом условий работы т = 0,75.
Балочные переходы усиливают также постановкой наклонных
подвесок-вант или устройством шпренгелей (рис. 5. 26). Вантовые
системы относятся к висячим и рассматриваются в главе тринад-
цатой.
Постановкой шпренгелей можно увеличить пролет. При пролетах
60—80 м шпренгельные переходы можно запроектировать достаточно
легкими/, но они стесняют габарит под трубопроводом и поэтому не
всегда применимы. Поперечную жесткость шпренгельных систем
обеспечивают устройством двух наклонных шпренгелэй (рис. 5. 26,
1?<)
9 Заказ 2185.
тип I) или постановкой трех шпренгелей: вертикального и двух
горизонтальных (рис. 5. 26, тип II).
Стойки и распорки в шпренгельных системах выполняют из
стальных труб, уголковой стали или иных профилей, растянутые
шпренгели — из круглой или уголковой стали. Все узлы делают
сварными.
Рис. 5. 26. Шпренгельные переходы.
а —двухпролетный; б — однопролетный; в — поперечное сечение перехода с двумя наклон-
ными шпренгелями; г — поперечное сечен» е перехода с одним вертикальным и двумя гори-
зонтальными шпренгелями.
Такие системы монтируют на строительной площадке с последу-
ющей установкой готовых пролетных строений на опоры пли выпол-
няют прямо на месте с установкой временных промежуточных опор.
Шпренгельные системы могут быть применены для перекрытия
пролетов длиной 50—80 м, особенно при достаточно высоком распо-
ложении трубопровода над землей: на переходах через глубокие
овраги, ущелья и реки с крутыми берегами. При необходимости
перекрыть пролеты в 40—50 м трубопроводами небольших диаметров
также рационально усиление их шпренгелями. Однако из-за услож-
нения конструкции и значительного увеличения высоты пролетной
части шпренгельные системы имеют ограниченное распространение.
За рубежом они построены, как правило, на трубопроводах неболь-
шого диаметра с относительно большой толщиной стенки. На неко-
торых из них в местах возникновения максимальных моментов
вварены отрезки труб с утолщенной стенкой. В Советском Союзе
шпренгельные переходы до последнего времени па магистральных
130
трубопроводах почти не применяли. Несколько большее распро-
странение они имеют на трубопроводах среднего и низкого давления.
Шпренгельные переходы могут быть многопролетными и однопролет-
ными (рис. 5. 26). Однопролетные можно проектировать без ком-
пенсаторов. Частичная компенсация температурных деформаций бу-
дет происходить в смежных с надземной частью подземных участках
трубопроводов. Многопролетные шпренгельные переходы делают
Рис. 5. 27. Опорный узел шпренгельного
перехода газопровода диаметром 720 мм,
пролетом 60 м.
с Г-или Z-образными компенсаторами по концам, а иногда и с 11-
образными в средней части. Чаще шпренгельную ферму разбивают
на три равных пролета. Конструировать шпренгельные системы
следует с учетом того, чтобы из одних и тех же элементов можно
было строить переходы различной длины с необходимым числом про-
летов.
На рис. 5. 27 и 5. 28 представлена конструкция узлов шпренгель-
ной секции пролетом 60 м для газопровода диаметром 720 мм, разби-
той стойками на три панели по 20 м. Конструкция узлов позволяет
осуществить переход однопролетным или многопролетным. В его
конструкции предусмотрена подвеска к трубе монорельса для эксплу-
атационной тележки.
На промежуточной средней опоре трубопровод закреплен непо-
движно, а на крайних опорах уложен на скользящие опорные ча-
сти. В местах сопряжения стоек и распорок с элементами шпренгеля
затяжка проходит через разъемную муфту. Такая конструкция
узла позволяет легко монтировать и регулировать натяжение шпрен-
9*
131
геля. Шпренгель выполнен из круглого железа диаметром 45 мм,
стойки — из труб диаметром 76 мм.
Рис. 5. 28. Верхний и нижний промежуточные узлы шпренгельного перехода
газопровода диаметром 720 мм, пролетом 60 м.
Усиление балочных переходов при больших пролетах может
быть выполнено в соответствии с рис. 5. 13 и 5. 14, однако эти кон-
структивные решения очень сложны и неэкономичны.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
НАДЗЕМНЫЕ ТРУБОПРОВОДЫ С КОМПЕНСАТОРАМИ
§ 1. РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Величина максимального пролета между опорами в системах
трубопроводов с компенсирующими устройствами определяется из
условия, что предельным является такое состояние, при котором
металл труб достигает в каком-либо сечении предела текучести.
Это можно выразить условием
-^</?2-0,5сгкц, (6.1)
где М — расчетный момент в сечении; — расчетное сопротивление
металла труб (см. табл. 2. 3); пкц — кольцевые напряжения в трубо-
проводе от расчетного значения внутреннего давления, определяемые
по формуле (2. 44); W — момент сопротивления поперечного сечения
трубопровода
W = 0178 о;р б.
16 £>н
DB, DB, Dcp — диаметры трубопровода (соответственно наружный,
внутренний п средний); 6 — толщина стенки трубы.
Напряжения от отпора компенсаторов не учитываются, поскольку
они малы.
Исходя из этою расчетный пролет между опорами может быть
найден по формуле
IP (/?. — 0,5 аКц)
а прогиб
f —
1ч- EI ’
(6. 2)
(6.3)
где т] и р — грузовые коэффициенты для определения момента и
прогиба; Е — модуль упругости металла; I — момент инерции се-
чения.
Если толщина стенки труб подобрана по внутреннему давлению
так, что удовлетворяется условие <ткц = Т?2, то расчетный пролет
определяют по формуле
(6.4)
Величина грузовых коэффициентов т] и Р зависит от нагрузок,
расчетной схемы и способа монтажа трубопровода.
Монтаж надземных трубопроводов можно выполнять двумя спо-
собами: с обеспечением неразрезности конструкции при восприятии
всех нагрузок, включая собственный вес, и~без обеспечения нераз-
резности конструкции. Во втором случае при восприятии собствен-
ного веса конструкция работает как разрезная.
Первый способ более трудоемок, но позволяет несколько увели-
чить пролеты между промежуточными опорами газопроводов. При
этом трубопровод укладывают в проектное положение и поддержи-
вают в прямолинейном (ненагруженном) состоянии (путем устрой-
ства временных опор) трубоукладчиками или кранами. В таком по-
ложении сваривают весь переход, и лишь затем вся нагрузка от тру-
бопровода передается на постоянные опоры. Неразрезность трубопро-
воду можно придать и путем сварки трубопровода в длинную
плеть на близко расположенных друг от друга лежках с последу-
ющей укладкой сваренной плети на опоры и приваркой ее к примы-
кающим участкам трубопровода.
Оба описанных приема монтажа обеспечивают работу всей кон-
струкции перехода как единой целой системы, и поэтому методика
расчета в обоих случаях одинаковая.
Грузовые коэффициенты для определения момента и прогиба
зависят только от конструкции перехода (статической схемы). Их
определяют по формулам:
для газопровода:
Т] = е (<?тр-(-?доп 4-?газ 0,9 <?лед); (6-5)
Р = b (<?тр + <7доп 4~ <7газ 4" 0,9 <7лед); (6. 6)
для продуктопровода
Т| (?тр 4- 7доп 4~ <7прод 4- 0,9 </лед); (6. 7)
Р = б (?ТР 4- 7доп 4- 7прод 4- 0,9 <7лед)., (6. 8)
где е и Ъ — коэффициенты, зависящие от статической схемы перехода
(табл. 6. 1 и 6. 2).
В случаях, когда во время монтажа неразрезность конструкции
перехода' не может быть обеспечена (например, при монтаже много-
пролетного перехода с укладкой секций, равных по длине пролету
между опорами), расчет производят на собственный вес трубы как
разрезной конструкции с пролетами, равными расстояниям между
опорами, а на все остальные нагрузки — как неразрезной системы.
134
В этом случае грузовые коэффициенты для определения момента и
прогиба определяют по формулам:
для газопровода
Т] = 0,125 <?тр 4" е'(?Доп 4“ ?паз 4“ 0,9 <7 лед)i (6-9)
Р = 0,013 <?тр 4- (<7доп 4" ?газ 4- 0,9 <7лед)‘, (6. 10)
для продуктопровода
Т] = 0,125 5тр 4“ е (?доп 4“ ?прод 4“ 0,9 7лед); (6.11)
Р = 0,013 <7Тр 4- Ъ(5доП 4- ?прод 4- 0,9<7лед). (6. 12)
При первом способе монтажа конструкция на все нагрузки ра-
ботает как неразрезная, и поэтому расчетным является опорный
момент. При втором способе, когда трубопровод на нагрузки от соб-
ственного веса работает как разрезной, а на остальные нагрузки,
появляющиеся в процессе эксплуатации, как неразрезной, для газо-
проводов расчетными являются пролетные моменты, а для продукто-
проводов — опорные моменты.
Для газопроводов расчетный пролет получается большим при
обеспечении неразрезности в процессе монтажа, для продуктопро-
водов — если при восприятии собственного веса трубопровод
является разрезным.
Прогибы всегда больше в разрезных конструкциях. Если для
продуктопроводов не может быть гарантировано соблюдение раз-
резности в процессе монтажа (наличие стыков над опорами), то в
запас прочности пролет следует принимать, как для неразрезной
конструкции; прогиб же нужно определять с учетом разрезности
конструкции при монтаже.
§ 2. КОНСОЛЬНЫЕ СХЕМЫ ПЕРЕХОДОВ
С НАКЛОННЫМИ КОМПЕНСАТОРАМИ И МНОГОПРОЛЕТНЫЕ СХЕМЫ
Консольные схемы применяют для однопролетных и многопро-
летных переходов. Они могут быть одноконсольными и двухконсоль-
ными в зависимости от требуемого количества компенсаторов, рель-
ефа и других местных условий. Особенностью консольных схем
является то, что компенсаторы в них не работают на восприятие вер-
тикальных нагрузок или работают очень незначительно, так как они
располагаются под углом 25—35° к горизонту.
Применение консолей позволяет разгрузить и тем самым увели-
чить примыкающие к ним пролеты. На рис. 5. 22 показаны схемы
однопролетных и многопролетных консольных решений с одним
и двумя компенсаторами.
По статической работе консольные системы можно разделить
на две группы: однопролетная двухконсольная система (см. рис.
5. 22, а), многопролетные и одноконсольные системы (см. рис. 5. 22,
б, в, г).
135
Статический расчет однопролетной
двухконсольной системы
Однопролетная двухконсольная система является простой и чет-
кой в работе, позволяющей перекрывать наибольшие пролеты,
допустимые для простых балочных систем. Расчетная схема такого
перехода показана на рис. (6. 1, а).
1 2 /? 3 4
\итшттшппттшпшштттш\
— • —4---------------- i ---------•4-'-------- i --------••+--------- I ---------•+•— х
Рис. 6. 1. Расчетные схемы консольных систем переходов,
а и б — однопролетного; в — многопролетного.
Величину консоли х определяют из условия равенства пролетного,
и опорных моментов, т. е.
Л/1=Л/2 = Л/12 = ^-.
Кроме того, опорный момент
где g — расчетная вертикальная нагрузка; х — условная длина кон-
Сс ли.
Приравняв = , находим значение х= 1|/0,125 = 0,354 I.
13Ь
Прогиб посередине пролета определяют, как для простой двух-
опорноп балки, причем консоли заменяют соответствующими момен-
тами (рис. 6. 1, б):
/в пр = 0,013 4т - 0,0078 = 0,0052 .
Ct 1 Л1 LL1
Прогиб на конце консольной балки определяют как сумму двух
прогибов: прогиба самой консоли /х и прогиба /2, получающегося
вследствие поворота оси трубы на опоре на угол ср:
Ак = Л + /а-
А=да-=0'М195тг-
Угол поворота ф на опоре от нагрузки q в пролете и от моментов
Мг и М2, заменяющих нагрузку консолей, определяют по формуле:
_ ql3 М,1 Мг1
24£/ + + 6 £7 ’
Так как
= М2 = 0,0625 ql2,
то
+ -g-<0,0313—0,0417)_ —0,0104 £ ,
откуда
/2 = х tg<р = -0,3541 tg 0,0104 4^-.
Л 1
Ввиду малости угла ф, tg ф ф, тогда
/2 = -0,3541 0,0104 4^- = -0,00368 -
Суммарный прогиб консоли
/д К =/1 +/г = 0,00195— 0,00368^- = —0,00173
л
т. е. прогиб консоли составляет — прогиба в середине пролета и
направлен вверх.
Статический расчет многопролетной
консольной системы
Расчетная схема многопролетного перехода показана на
рис. 6. 1, в.
Величину консоли х определяют из условия равенства опорных
моментов, т. е. М1 = М2 = Ма = М^,.
Помимо этого,
Mi - .
137
Уравнения трех моментов для данной неразрезной балки за-
пишутся:
+ 2М321 + М31 = - 6 ,
так как Мй = М3,
Мг + АМ. + М,^--^-,
откуда
2 5 w
Поскольку М3 = Мх, то
дхг дР — qx2
2~ 10 ’
откуда
х = = 0,403 I:
Уб
опорные моменты
Мх = М2 = М3 = М4--= — g(0,4°- °2' = —0,0833qV;
пролетные моменты
М13 = М23 = Мз1 == —0,0833 ql2 + 0,125 ql2 = 0,0417 ql2.
Прогиб по середине пролета определяют, как для шарнирной
балки с опорными моментами по краям:
tg пр = 0,013 -0,0104 = 0,00261 .
Л 1 Л/1 Л> 1
Прогиб на конце многопролетной консольной балки определяют
аналогично однопролетной, как сумму двух прогибов:
/« к = Л + А-
/ — = п 00347 ч1* .
Т1~ 8£/ ~ 288 EI и,ии^' ш
Угол поворота <р на опоре от нагрузки q. расположенной в про-
лете и от опорных моментов и М2 определяют по формуле
ql3 Mil м21 .
'Р ~ 24£/ ЗА/ 6А7 ’
так как
м1 = м2 = -4§-,
138
то
_ ql3 , Ml ql3 ql3' _____________
~ 24El ~ 2E[ e 24E1 ~~ 24 El ~ U’
Поскольку величина консоли многопролетпой консольной си-
стемы подобрана из условия равенства всех опорных моментов, то
углы поворота оси трубопровода над опорами равны нулю.
В этом случае прогиб консоли многопролетной системы будет ра-
вен прогибу простой консоли, защемленной одним концом:
А к = /1 = 0,00347-^.
При равенстве всех опорных моментов величины пролетных
и опорных моментов, а также и прогибов не зависят от количества
пролетов. Значения коэффициентов е и b для консольных систем даны
в табл. 6. 1.
Таблица 6.1
Значения коэффициентов е и Ь в грузовых членах д и р
для консольных систем
Положение расчетного сечения Однопролетная схема при ^- — 0,354 Многопролетная схема при -у- = 0,408
Коэффициент е На опоре 1 —0,0625 —0,0833
В середине пролета 0,0625 чр,041Г'-
Коэффициент b В конце условной консоли ... 1 —0,00173 0,00347
В середине пролета 0,0052 0,00261
На рис. 6. 2 приведены графики зависимости прогиба_газопрово-
дов и продуктопроводов от пролета для однопролетных консольных
схем при монтаже, обеспечивающем неразрезность системы. На
рис. 6. 3 и 6. 4 даны графики для многопролетных консольных схем
при обоих способах монтажа. Приведенные графики позволяют легко
определить максимальный расчетный пролет и прогиб для каждого
конкретного случая при диаметре труб от 325 до 1020 мм. Графики
составлены для случаев, когда толщина стенки труб' подобрана по
внутреннему давлению из условия акц = 7?. Если толщина стенок
труб отличается от указанной на графиках, то можно пересчитать
I и fq по формулам:
<6-13>
fq = forplMyp , (6. !4)
W
,139
!40
f.c*
Рис. 6. 2. Зависи-
мости прогиба
трубопровода / от
пролета I в одно-
пролетной кон-
сольной системе.
а — газопровода т=^
О 9; б — газопровода
m = 0,75; в — про-
дуктопровода т ==
0,75; а — продукто-
провода т== 0,9.
141
где /гр и /?гр — расчетные пролет и прогиб, полученные по Гра-
фику; /гр и TVrp — момент инерции и момент сопротивления трубы,
указанной на графике; I и /д — искомые расчетный пролет и прогиб
для применяемой трубы; I и W — момент инерции и момент сопроти-
вления применяемой трубы.
Рис. 6. 3. Зависимость прогиба газопровода / от пролета I в многодролетной
консольной системе.
4 см
а — при монтаже, не обеспечивающем неразрезность конструкции, tn = 0,9; б — при монта-
же, не < беспечивающем неразрезность конструкции, т = 0,75; в — при монтаже с обеспечени- •
ем неразрезности конструкции т— 0,9; г — при монтаже с обеспечением неразреаности кон-
струкции т = 0,75.
142
В однопролетной консольной схеме (рпс. 6. 5, а) трубопровода
условная длина консоли х — 0,354 I подобрана из условия равенства
опорного и пролетного моментов. В многопролетпой консольной
схеме (рпс. 6. 5, б) условная величина консоли х — 0,408 I подо-
брана из условия равенства опорных моментов.
Действительная величина консоли а должна быть меньше, чем на
рис. 6. 5, б, так как консоль кроме равномерно распределенной
Рпс. 6. 4. Зависимость прогиба продуктопровода / от пролета I в многопролет-
ной консольной системе.
а — при монтаже, не обеспечивающем неразрезность конструкции, тп = 0,9; б — при мон-
таже, не обеспечивающем неразрезность конструкция, тп = 0,75; в — при монтаже с обеспече-
нием неразрезности конструкции т=0,9; г — при монтаже с обеспечением неразрезности
конструкции m — 0,75.
143
нагрузки q загружена на конце силой Рк, равной весу половины
длины компенсатора. Считается, что половина веса компенсатора
воспринимается землей.
По рис. 6. 5, а опорный момент равен Mi = а по схеме
6. 5, б опорный момент определяется по формуле
Рис. 6. 5. Расчетные схемы однопролет-
ного двухконсольного перехода.и график
зависимости величины консоли от пролета
и длины компенсатора.
Таким же образом опре-
деляются опорные моменты
и для многопролетной кон-
сольной схемы.
Приравнивая оба выра-
жения момента, получим
чх1 да* qlKa
2 2'2'
Разделив уравнение на ~
и перенеся все члены в левую
сторону, получим
а2 + 1ка — хг = 0.
Решая это уравнение, най-
дем
« = --т+]/-Г+х2 • (6Л5)
При х = 0,354/
а = --Ь-+ |/-^ + 0,125Z2. (6.16)
При х — 0,408/
а.= _А+|/^ + °,1б1Я (6.17)
Для облегчения расчетов составлен график (рис. 6. 5), на кото-
а
ром по вертикали отложены величины --------отношение величины
консоли к среднему пролету перехода, а по горизонтали у — отно-
шение длины компенсатора к среднему пролету перехода..
Порядок вычисления длины консоли перехода может быть следу-
ющим.
1. Определяют длину компенсатора /к в зависимости от требу-
емой величины перемещения Д (см. главу седьмую). Расчетную
144
длину участка трубопровода L при определении компенсируемого
удлинения для однопролетных консольных систем (рис. 6. 5, а)
принимают равной
LK = l+_a. (6.18)
Исходят из того, что сопротивление скольжению на одной из
опор может оказаться больше, чем сумма усилий от отпора компен-
сатора и сопротивления скольжению опоры.
В формулу (6. 18) входит величина а, которая нам неизвестна,
поэтому величину LK можно определять по формуле
LK «1,3/. (6.19)
2. Определив величину /к и зная пролет I, находят необходимую
длину консоли а по графику 6. 5 или по формуле 6. 15.
Для многопролетных консольных систем величина LK зависит от
расположения неподвижных опор и типа промежуточных стоек.
Необходимую длину консоли определяют по аналогии с однопролет-
ной консольной системой.
Статический расчет многопролетной
равномоментной балочной системы
Такие системы могут осуществляться с компенсаторами Z-, Г-
и П-образного типа, а также с самокомпенсацией путем устройства
горизонтальной ломаной «змейки» (расчет трубопровода, укладыва-
емого горизонтальной «змейкой», см. в главе восьмой). Особенностью
этих систем является равенство всех опорных моментов, причем про-
летные моменты вдвое меньше опорных и тоже равны между собой.
При равных пролетах величина моментов не зависит от числа проле-
тов. На рис. 5. 26 и 5. 28 показаны схемы многопролетных балочных
систем.
Вырежем два пролета из многопролетной системы и учтем влияние
отброшенных частей моментами и М3 (рис. 6. 6).
Так как все опорные моменты равны между собой, то М\ = Мг —
= М3. Вследствие симметричности системы угол поворота оси тру-
бопровода на опоре 2 равняется нулю. Угол поворота на опорах
1 и 3 также будет равен нулю, т. е. опоры 1 и 3 можно представить
в виде заделок. Таким образом, для расчета многопролетной равно-
моментной балочной системы может быть принята любая многопро-
летная схема с заделками на концах.
Для такой схемы, как и для многопролетной консольной:
п1г
M1 = M2 = M3 = Mt... и т. д. = --^~ — —0,0833 ql2;
М12 = Мм==М34.. . И т. д. = 0,125^ — 0,0833 ql2 = 0,0417 ql2;
f — М. — — I — ql* — о 00^61
lq- EI - 12 8 ' 384 ~384^/“U,UUjbl El ’
10 Заказ 2185. 145
Все расчетные коэффициенты (см. табл. 6. 1) и графики для
многопролетной консольной системы используют и для расчета много-
пролетной равномоментной системы. Кроме приведенных выше
можно применять и другие схемы переходов. Они могут отличаться
по условиям компенсации, по числу пролетов и их размеру.
Конструктивная схема перехода зависит от местных условий.
Рис. 6. 6. Расчетные схемы' многопролетных консольных
систем трубопроводов.
§ 3. МНОГОПРОЛЕТНЫЕ БАЛОЧНЫЕ СИСТЕМЫ
С КОМПЕНСАТОРАМИ-СТОЙКАМИ
Многопролетные балочные системы прокладки трубопроводов
могут быть с одним или двумя компенсаторами-стойками. Особенно-
стью работы таких правильно запроектированных переходов является
отсутствие поворота трубы в месте соединения горизонтальной
части перехода с компенсатором-стойкой, что исключает передачу
изгибающих моментов на компенсатор от вертикальной нагрузки
в пролетах. Это достигается подбором длин крайнего и средних
пролетов. Продольные напряжения в компенсаторе-стойке, возни-
кающие от нагрузки в пролетах составляют для газопроводов не
более 20 кГ/см1, а для продуктопроводов не более 40 кГ/см2, и по-
этому при расчете компенсаторов-стоек не учитываются.
На рис. 6. 7 показаны многопролетные балочные схемы с ком-
пенсаторами-стойками. По статической работе такие схемы можно
разделить на три группы: трехпролетная схема рис. (6. 7, а), четы-
рехпролетная схема (рис. 6. 7, бив) и многопролетная схема, вклю-
чающая пять и более пролетов (рис. 6. 7, г).
146
* —
г
Рис. 6. 7. Многопролетные балочные схемы с компенсаторами-
стойками.
Статический расчет трех пролетной
схемы
Расчетная схема такого перехода показана на рис. 6. 8, а. Со-
ставляем уравнение трех моментов:
2Mr + I) + М21 = - 6 ( g;
так как Mt=M2, то
2M1(li+l) + M1l = -^-{l3t + Z3);
<7 ОТ-Ь*3)
тк+зГ)-
Угол поворота на опоре 0 равняется величине фиктивной опор-
ной реакции, поделенной на жесткость:
т?п + _ j Г?\(г’+г3) gi3'
‘Ро El EI Е[ 2-4(2/1+31) 24 ’
10*
147
Приравнивая <р0 к нулю, получаем
а
о I г Я з 4
1Ш!1Ш11Ш!!ШШ11ИШИ1ИННИ11НШ1
в
Рис. 6. 8. Расчетные схемы многопролетных систем с компенсаторами-стой-
ками.
Уравнение можно решить графически. Удовлетворяют уравнению
четыре значения
h = 0; Z1==— 0,6Z; = — 2,87 Z; lt = 0,532 I.
Значению lt = 0 соответствует заделка. Остается одно положитель-
ное значение lt — 0,532 I.
При этом значении h опорные моменты
ЛА = М2 = —0,0708gZ2.
Момент посредине пролета I
лЛ2 :-•= 0,125 ql* — 0,0708qP = 0, 0542 ql\
tie
Углы» поворота опорных сечений 1x2
7?1 Ям-т-Яд
Ф1 •= ф2 =~ЁГ = Г/ ~
_ 2 • 0,125 ql2l 0,0708 ql4 _ 0,0063 qI3
3-2 El El El ’
Прогиб посредине пролета равен величине изгибающего момента
от фиктивной нагрузки, поделенной на жесткость:
4 1 0,0063 ql* , 0,0708 ql* 0,125 ql* nnnz.,n
El ' 2 + 8 96 —U>UU41J д/ .
Статический расчет четырехпролетной
схемы
Расчетная схема такого перехода показана на рис. 6. 8, б.
Составляем уравнения трех моментов, учитывая, что = М3_
2MV (I, + I) 4- М21 = -6
24 24
2Mxl + iM2l= -6 [-£
откуда
М, = М3 =
29^ + ql3
4 (444*30
Угол поворота на опоре 0
m *о _ Ем+Bq 1 Г 29z‘4V\ <11*
фо~ El El . ~ El 24(444*31) ' 24
Приравнивая ср0 к 0, при I — 1 имеем
2г’ 4- 3(1 — lt = 0.
Решая уравнение графически, получим /х = 0,5I-
Тогда опорные моменты будут равны: "
Mj =М3 = —0,0625</(2; '
Мг = -_0:.5.?/3.+ 0.125 ql3 0,75= —0,0938 ql\
Пролетные моменты
М01 = — yC25fii2. = 0,03125 ql2 - 0,03125 gl2 = 0;
о 2
ЛГ1а = 4- 41 = _ 0.0625 + 0,0938, 2 0Л?5 е/3 = 0>047
о 8 2
149Г
Определяем прогиб в пролете 1—2. Фиктивная опорная реакция
на опоре 1 равна
— 0,0525т/3 (0,0938-0,0625) ql3 ql3 .
Л1— 2 6 + 16 ’
= —0,0313 ql3 — 0,0052 ql3 + 0,0625 ql3 = 0,026 ql3.
Фиктивный пролетный момент
-г; 0,0625ql* 0,0052ql* , 0,0313 т/4 , 5ql* _
Л/12-------g 2 1 г48 Н ~384~ -
= (0,0130 — 0,0078 — 0,0019) ql* = 0,0033 ql*.
Прогиб в пролете 1 — 2 равен
= Л-2 =0,0033-^-.
Статический расчет многопролетной
схемы (пять и более пролетов)
Если количество пролетов пять пли больше, то величина край-
них пролетов (/х) в многопролетных балочных схемах с компенсато-
рами-стойками при условии, что <р0 = 0, почти не изменяется и со-
ответственно почти не меняются расчетные моменты и прогибы.
Поэтому расчет всех многопролетных схем при пяти пролетах и бо-
лее одинаков. На рис. 6. 9 дано изменение величины крайних про-
летов в зависимости от числа пролетов.
В качестве основной расчетной схемы для расчета многопролет-
ных балок принимаем восьмипролетную балку. Так как такая
юхема симметрична относительно средней опоры, то угол поворота
оси трубопровода на средней опоре равняется нулю и схему можно
заменить четырехпролетной системой с одной заделкой (см. рис. 6. 8, в)
Составляем уравнения трех моментов:
2МХ (lt + I) + MJ, = —6^;
MJ + 4M2Z + MJ = — 6Я2;
MJ + 4M3l + MJ = — 67?3;
MJ + 2MJ = — 6Ri,
тде
•р - я13 , ql3 . -б _ -5 _ я^
— -24" + ~24" > Т?2 - - 12 > 24 •
Решая эти уравнения относительно М1г получаем
156 з , 90 г,
3, 156/?, —42/?2+127?, —6/?, _24 ? 24 4
45? + 52Й 45/+ 52?!
150
Приравниваем угол <р0 к нулю и находим
= Во = 1 Г MJi
<Fo £7 EI [ 48 6 J ’
откуда
ql3 ise^+w3
~24 6-24(45/ + 52Zi) = °’
26^ + 45^ — 15 = 0; = 0,5074/.
Рис. 6. 9. Величина крайних пролетов lt в многопролетных балочных системах:
с компенсаторами-стойками при <р0 = 0 в зависимости от числа пролетов п.
Тогда опорные моменты равняются 156 90 ql3 (0,5074)3 +^ql3 м, = - - - 1 45Z 4-52-O,5b74 1 Mi=— 6^ + 2Af' </i + o : / ql3 O13 \ 6Н + П + 2 (-0,0645^) {/, + /) \ 24 24 ) l M — — 6ff2 4-Z^iZ4-4M2Z _ zk/3— г = - -^ + (0,0645 + 4 • 0,0876) 9/2 = —0,0645 ql3’, = -0,0876 ql3', —0,0851 ql3’.
151!
6 -%г + (-0,0851) ql?
М. = _ _______£2--------------= -0,0825 ql2;
21
M12 = M'.±Af.L 4- 0,125 ql2 = ql2 f- ( °’£^5 + n’087-6.j + 0,125] =
2 L \ 2 / J
= 0,049 ql2.
Наибольший прогиб будет в пролете 1 — 2
Рис. 6. 10. Зависимость прогиба газопровода / от пролета I в трехпролетной
системе (сро — 0).
а при монтаже, пе обеспечивающем неразрезность конструкции, т = 0,75; б — при мон-
таже, не обеспечивающем неразрезность конструкции, т = 0.9. в — при монтаже с обеспече-
нием неразрезности конструкции m = 0,9; г — при монтаже с обеспечением неразрезности
конструкции т = 0,75.
152
15
Си
Рис. 6. И. Зависимость прогиба продуктопро-
вода / от пролета I в трехпролетной схеме
(Фо = 0).
а — ирн монтаже, не обеспечивающем неразрезность
конструкции, т = 0,75; б — при монтаже, не обес-
печивающем неразрезность конструкции, тп =0,9;
в — при монтаже с обеспечением неразрезности
конс1рукшш т= 0,9; г—при монтаже с обеспече-
нием неразрезности конструкции т = 0,75.
01
Vi
f.CM
СП
о
£см
£см
14
11
10
8
6
4
30 -40 50 L‘^2
6
Рис. 6. 12. Зависимость прогиба газопровода / от пролета I в четырехпролетпой системе (фо = 0).
а — при монтаже, не обеспечивающем неразрезность конструкции, т= 0,9; б —при монтаже, не обеспечивающем нера-
зрезность конструкции т = 0,7Е>; а — при монтаже с обеспечением неразрезности конструкции m — 0 9; е_при монтаже
с обеспечением неразрезности конструкции т = 0,75.
Расчетные величины для всех схем многопроле.тных переходов
данного типа даны в табл. 6. 2.
Расчетные коэффициенты для пяти- и шестипролетных схем
очень мало отличаются от расчетных коэффициентов восьмипролет-
пой схемы, которая принята за основную для многопролетных систем
с числом пролетов пять и больше.
Для упрощения вычисления допустимых пролетов и прогибов
в различных системах построены графики (рис. 6. 10—6. 15), в ко-
Рис. 6. 13. Зависимость прогиба продуктопровода f от
а — при монтаже, не обеспечивающем неразрезность конструкции, т= 0,75; б —
таже с обеспечением неразрезности конструкции т = 0,75; г —
торых по вертикали отложена величина прогиба (в ел), а по го-
ризонтали длина пролета (в л). Для определения прогиба и допусти-
мой длины пролета перехода из точки пересечения ломаных линий
158
для данного диаметра трубы и соответствующей марки стали опу-
скают перпендикуляры на те оси, где отложены размеры искомых
величин. Графики рассчитаны для тех же условий (нагрузок, спосо-
< см
пролета I в четырехпролетной системе (<ро = 0).
при монтаже, не обеспечивающем иеразрезность конструкции, т — 0,9; в — при мон-
при монтаже с обеспечением неразрезности конструкции т = 0,9.
бов монтажа и напряженного состояния), чтопграфики для консоль-
ных систем. Поправки для учета толщины стенки определяются по
формулам 6. 13 и 6. 14.
159
co
в»
«
в»
w
to
QO
сл
/. См
Рис. 6. 15. Зависимость прогиба про-
дуктопровода / от пролета I в много-
пролетной (пять и более пролетов)
системе (<р0 = 0).
а — при монтаже, не [обеспечивающем не-
разрезность конструкции, т— 0,75; б —
при монтаже, не обеспечивающем пераз-
резность конструкции, т=0,9; в—при
монтаже с обеспечением неразрезности кон-
струкции т = 0,8; г —при монтаже с обе-
спечением неразрезности конструкции
т = 0,75.
<7
Рис.
162
Таблица 6.2
Значения коэффициентов е и Ь в грузовых членах г) и 0
для неразрезных многопролетных систем с фо = О
(расчетные значения подчеркнуты)
Положение расчет- ного сечения Обозна- чения сечения Схема
трехпро- летная четырех- пролет- ная пятипро- летная шести- пролет- ная восьмипро- летная (при- нята для рас- чета при пяти и больше пролетах)
Коэффициент е
На опоре 1 2 3 4 —0,0708 —0,0625 —0,0938 -0,0650 —0,0870 -0,0870 —0,0644 —0,0890 —0,0810 —0,0645 —0,0876 -0,0851 —0,0825
В середине про- лета 1,2 0,0542 0,0470 0,0490 0,0483 0,0490
В середине про- лета 1,2 Коэфс 0,00415 эициент Ь 0,00330 0,00360 0,00340 0,00350
Относительная величина край- него пролета О гношеиие 0,532 -2- при q 0,5 з0 = 0 0,51 0,5072 0,5074
11*
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
КОМПЕНСАТОРЫ ДЛЯ НАДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ’
И ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Деформации трубопроводов, возникающие при изменении темпе-
ратуры и внутреннего давления, поглощаются компенсаторами, кото-
рые компенсируют продольные деформации, возникшие при пово-
ротах отдельных сечений, а также при скручивании.
Довольно сложные по конструкции, требующие заводского изго-
товления, но зато очень компактные, — линзовые компенсаторы
рис. 7. 1, а. Для труб больших диаметров, при высоких давлениях
в трубопроводе, конструкция линзовых компенсаторов становится
очень сложной и дорогой. Поэтому при надземной прокладке маги-
стральных трубопроводов они не получили распространения.
Малогабаритными являются сальниковые компенсаторы, но они
также имеют много недостатков: могут работать только при отсут-
ствии перекосов в соединении, требуют систематического обслужива-
ния. При больших колебаниях температуры уплотнение быстро вы-
ходит из строя. Для труб больших диаметров такие компенсаторы
имеют очень сложную конструкцию. Поэтому для магистральных
трубопроводов их не применяют.
Наиболее простые и распространенные устройства для компенса-
ции продольных деформаций прямолинейных надземных трубопро-
водов — это П-, Г- и Z-образные компенсаторы с крутозагнутыми
или сварными коленами (рис. 7. 1, б; 7. 2, а и б). Г-образные компен-
саторы устанавливают на концах открытого участка трубопровода.
Иногда делают компенсаторы более сложной конфигурации: лиро-
образные, трапецеидальные, пространственные (рис. 7. 3) и других
типов. Кроме того, в ряде случаев применяют контурную систему
компенсации, при которой компенсация осуществляется приданием
определенной формы всей системе трубопровода, например зигзаго-
образной в плане (прокладка «змейкой»), либо за счет поворотов
трубопровода.
По роду работы в конструкции компенсаторы можно разделить
на два вида: 1) компенсаторы, не являющиеся опорами (см. рис. 7,
164
1, <5; 7. 2, а и 7. 3, a); 2) компенсаторы, служащие одновременно
опорами (рис. 7. 2, б и 7. 3, б).
При определении изменения длины надземного трубопровода для
компенсации его продольных деформаций учитывают деформации
б
Рис. 7. 1. Компенсаторы.
а—лпвзовый компенсатор; б—прямолинейная про-
кладка трубопровода с П-образными компенсаторами.
от изменения температуры стенок труб Д( и изменения давления
в трубопроводе Др.
Суммарная продольная деформация трубопровода будет
Д = Д<4-ДР. (7.1)
165
Удлинение или укорочение трубопровода от изменения темпера-
туры стенок труб на компенсируемом участке трубопровода
— zfz аД ^«омп* (/-2)
а
б
Рис. 7.2. Концевые компен-
саторы.
а — консольный переход с
Г-образными компенсаторами с?
сварными коленами; б—вер-
тикальный Z-образный компен-
сатор ± с крутозагнутыми коле-
нами.
Удлинение трубопровода от внутреннего давления на компенси-
руемом участке
Л 0,2аКцЬкомп
--------£ Г— (/.3)
где окц — расчетные кольцевые напряжения от внутреннего давле-
ния в кПсм2, определяемые по формуле (2. 44); Lкомп — длина ком-
пенсируемого участка трубопровода, равная расстоянию между
неподвижными опорами или местами выхода трубопровода из грунта.
б
Рис. 7. 3. Сложные концевые компенсаторы.
а — пространственный компенсатор с крутозагнутыми коленами; б — свар-
ной Г-образный компенсатор, служащий одновременно опорой.
Укорочение трубопровода определяется только в зависимости
от температуры при отсутствии внутреннего давления.
В процессе работы в компенсаторах возникают напряжения от
внутреннего давления транспортируемого продукта, продольных де-
формаций трубопровода и усилий, вызываемых весовой нагрузкой.
Суммарные продольные напряжения в компенсаторе определяются
по формуле
<ГС = °р Окомп + ои, (7. 4)
('>7
а кольцевые суммарные яяппяженпя в колоне компенсатора вы*
ражением
Окц = ОКЦ + °кц. комп + ОКЦ. И, (7. 5)
где оЙЦ| ор — кольцевые и продольные напряжения от расчетного
внутреннего давления; окц.комп> Окомп — кольцевые п продольные
напряжения от изменения длины трубопровода; оКц.и, ои — кольце-
вые и продольные напряжения от расчетной весовой нагрузки (от
изгиба).
Кольцевые напряжения от внутреннего давления окц действуют
по всему сечению трубы равномерно, а кольцевые напряжения от
компенсации и весовой нагрузки имеют узко местный характер и на
общую работу компенсатора оказывают ничтожное влияние.
Поскольку компенсаторы магистральных трубопроводов за пе-
риод эксплуатации имеют относительно небольшое количество ци-
клов изменения максимальной нагрузки, то фактор усталостной
потери прочности для них не имеет значения. Исследования, проведен-
ные во ВНИИСТе, а также опыт работы магистральных трубопро-
водов приводят к выводу, что местные кольцевые напряжения в ко-
ленах компенсатора в расчете можно не учитывать, т. е. в коленах
компенсаторов допускается возникновение местных небольших об-
ластей пластической работы металла. Исходя из этого толщину стенки
трубы для устройства компецсатора принимают такой же, как и
на линейном участке трубопровода. При расчете компенсатора
исходят из условия
ос < В2. (7. 6)
В компенсаторах, не являющихся одновременно опорами, напря-
жения изгиба оИ1 вызываемые вертикальной и горизонтальной (вет-
ровой) нагрузками, незначительны и практически их при расчете
можно не учитывать. Поэтому такие компенсаторы подбирают из
условия
^комп Т?2 — 0,5 Окц- -..(7.7)
В компенсаторах, служащих одновременно опорами, напряжения
ои определяют по общим правилам строительной механикп согласно
принятой конструктивной схеме данного участка надземного трубо-
провода. Такие компенсаторы подбирают исходя из условия
^комп С Т?2 — (0,5 оКц + ои). (7. 8)
Применение компенсаторов-опор возможно лишь в том случае,
когда оп значительно меньше Т?2 —0,5 окц, так как в противном
случае’величина сткомп будет очень мала, что резко снизит расчетные
деформации компенсаторов или сделает невозможным их примене-
ние. Высоких продольных напряжений от весовой нагрузки в ком-
пенсаторах-опорах можно избежать, если проектировать балочные
168
переходы с компенсаторами-опорами на концах по специально по-
добранным схемам, в которых отсутствуют повороты сечений трубо-
проводов в верхних коленах компенсаторов (по концам надземного
участка). Это условие может быть обеспечено подбором размеров про-
летов в многопролетных переходах (см. главу шестую).
Надо иметь в виду, что продольные напряжения от вертикальной
нагрузки в компенсаторах-опорах возникают не только при повороте
сечений на крайних опорах от изгибающих моментов, но и от пере-
даваемого на них давления опорных реакций. Одновременно
исключить поворот сечения и опорную реакцию без применения до-
а — с одним коленом; б — с двумя коленами; в — с четырьмя коленами.
полнптельных опор нельзя. Однако напряжения, возникающие от
опорных реакций, настолько малы (для газопроводов не превышают
20 кГкм2, а для продуктопроводов 40 кПсм?), что их в расчете можно
не учитывать.
Если переход запроектирован с компенсаторами-опорами по
схеме, исключающей возможность поворота сечения на опорах, то
компенсаторы, учитывая их более сложную работу, следует подбирать
исходя из условия
®комп < R% — 0,55 Окц- (7- 9)
Если же в принятой схеме перехода не исключена возможность
поворота сечения (например, при однопролетной или двухпролет-
нбп схеме), то компенсатор подбирают по формуле (7. 8).
В этой формуле ои определяется в соответствии с установленной
схемой работы компенсатора. Требуемая прочность компенсатора
обеспечивается за счет увеличения толщины стенки труб.
Расчет компенсатора в каждом случае сводится к определению
максимального перемещения, которое может быть допущено при
данных геометрических размерах компенсатора исходя из того,
169
чтобы напряжения в нем удовлетворяли приведенным выше условиям
(7- 7)-(7. 9).
По схеме работы Г- и П-образные компенсаторы можно подраз-
делить на два вида (рис. 7. 4): компенсаторы с одним коленом (гну-
тым или сварным) (рис. 7. 4, а) п компенсаторы с двумя или четырьмя
коленами (гнутыми или сварными, рис. 7. 4, б и в).
§ 2. РАСЧЕТ ДЕФОРМАЦИЙ И ОТПОРА КОМПЕНСАТОРОВ
Компенсаторы с одним коленом можно рассчитывать по схеме
консольной балки (рис. 7. 5, а), пренебрегая несколько большей
гибкостью колена. Прогиб конца консоли Л под действием сплы РПр
определяют по формуле
Д = (7-10)
Рнс. 7. 5. Расчетные схемы компенсаторов.
а — с одним коленом; б — с двумя коленами; в — с четырьмя коленами.
Момент в заделке равен М = Рпр/к, откуда
7П11 = Ц— —---------------------------
Тогда величина деформации
д_ ^’пргк ____ ахомп 1'^к _ 0>^'а1:омп^<
ЗЕ1 ~ ЗЕГ ~~ EDU
(7. 11)
где 1 — момент инерции сечения в cat4; W — момент сопротивления
сечения трубы в см3: 1К — вылет компенсатора в см.
На основании формулы (7.11) построен график (рис. 7. 6, а)
для определения переме'ценпя конца компенсатора Д без предварп-
17'>
20
>5
9„=820;6=8
9„=720;3=9
О„=630;6=Ю
О„--529;6=Ю
D„=7?0;6=7
2)„--630;6=8
О„- 529.0=8
О„=926;0=Ю
D„=630;6=6
Д„=9 26,0=8
П„--529;0-.6
О„=925.3=Ю
9„=325;6=8
О 1-
л
6
Р«
б
0„= 1020.6= 10
П„=920.6*9
9н=820.6*Ю
9м--720;6--И
Ом-Ю20,6=12
О„-920.6--1.
0И--Ю?0;0=10
DH--920;6=U
J)H=820,6=12
16 20 20 ?3 32П„
Г
Ю
5
Рис. 7. 6. Графики для Г-образных компенсаторов при а = 1 (без учета компен-
сирующей способности колена).
а — график перемещения конца компенсатора в зависимости от его вылета длн труб различ-
ных диаметров; б — величина отпора компенсатора в зависимости от его -.ылега для труб
различных диаметров с разной толщиной стейки
тельной растяжки в зависимости от его вылета /„.диаметра и тол-
щины СТеНКИ трубы ПрП Окимп = 1.
Для определения абсолютного значения перемещения конца ком-
„ _ Д
пенсатора Д по рис. 7. 6, а берут соответствующее значение ——
и умножают на акомп-
Для компенсатора с одним коленом, пренебрегая гибкостью
колена, отпор можно определить по формуле
рк = . (7. 12)
/к
На рис. 7. 6, б даны значения Р„ для труб различных диаметров
при <ткомп = 1 в зависимости от вылета компенсаторов.
Расчет П и Z-образных компенсаторов с четырьмя и двумя гну-
тыми или сварными коленами производят с учетом работы колен.
Используя теорию изгиба кривого бруса, зависимость между
величиной действующего усилия и величиной деформации компенса-
тора (см. рис. 7. 5, в) можно представить выражением
3
₽»=f (’ «)
о
где ds — длина элемента участка в см; у — расстояние середины
элементов участков компенсатора от направления действующей
силы в см; кт — коэффициент уменьшения жесткости криволиней-
ного участка.
Величину -^—y2ds можно определить, применяя графический
J Л1К
метод. Для этого периметр компенсатора разбивают на ряд участков
(см. рис. 7. 4, в).
Длина каждого участка представляет собой ds, а расстояние
по перпендикуляру от середины каждого участка до прямой, сое-
диняющей точки приложения сил к компенсатору, — величину у.
Значения А.-ж определяют для каждого участка отдельно. Для
прямых участков П-образного компенсатора /сж =1.
Изгибающий момент, возникающий в отдельном элементе трубо-
провода, определяют как произведение силы РПр на расстояние дан-
ного элемента от направления действия силы:
М = Рару. (7.14)
Продольные напряжения, возникающие от изгиба трубопровода,
определяются выражением
п ____ тиМ
ОКОМП — эд/ 1 \ ' * -10)
где /пи — коэффициент увеличения напряжений в криволинейных
участках (для прямолинейных участков та = 1).
172
Сделав соответствующие подстановки в формуле (7. 15) из формул
(7. 14) и (7. 13) и произведя преобразования, получим
„ &EDnymH
иКОМП — --1
2 Ji-
о
(7.16)
Максимальные продольные напряжения возникают в элементе ком-
пенсатора, наиболее' удаленном от направления действия силы, т. е.
при у = утм,-
При заданной величине aK0Mn можно на. основании формулы
(7. 16) получить выражение для компенсирующей способности ком-
пенсатора
3
2(Ткомп I ~i—
•)
Д =-----. (7.17)
2? Z) н ттг н i/m а х
Если компенсатор во время монтажа может быть предварительно
растянут на величину, равную половине расчетного удлинения
трубопровода, то его компенсирующая способность увеличивается
вдвое:
8
4СТкомп y‘‘ds
Д =-----ргГ2---------• (7.18)
При выводе выражения (7. 17) не учитывалось влияние непод-
вижных опор на гибкость компенсатора, что соответствует условиям
значительного их удаления от компенсатора.
При расположении неподвижной опоры 'на расстоянии ближе
(8 4- 10) Dh от компенсатора гибкость его снижается вследствие
передачи на компенсатор момента защемления опоры, действующего
в направлении, обратном направлению момента силы Рпр. Это влия-
ние может быть учтено введением в формулу (7. 16) поправочного
коэффициента 1,25 для величины максимального продольного напря-
жения или поправочного коэффициента 0,8 в формулы (7. 17) и
(7. 18) для величины компенсирующей способности компенсатора.
Определим максимальные продольные напряжения и компенси-
рующую способность П-образного компенсатора (см. рис. 7. 4, в),
для чего разобьем его на семь участков. Все криволинейные участки
(колена) компенсатора, а именно 1—2, 3—4, 5—6 и 7—8, выпол-
нены из труб одного диаметра и имеют одинаковый радиус кривизны,
поэтому коэффициент понижения жесткости /сж для всех этих участ-
ков один и тот же. Все прямые участки компенсатора, а именно 2—3,
4—5 и 6—7, имеют коэффициент понижения жесткости Лгж = 1-
При продольной деформации трубопровода к компенсатору прикла-
дываются силы Рпр по прямой 1—8, вызывающие деформацию
173
компенсатора. Для определения прЬдольных напряжений, возни-
кающих в компенсаторе, по формуле (7. 16) необходимо найти значе-
ния
3
о
Определяем эти значения для отдельных участков.
Участки 1—2 и 7—8. Длина элемента участка ds = QHdq>. Рас-
стояние центра тяжести элемента от направления силы РПр
У = Qk(1 — sintp);
Jt
s 2
f y4s = J e'!(1 “ Sin<p)sd(p =
о 0
Jt
= y- Qk [Ф + 2 cos <p 4- у ср — у sin2ф 12 = 0,35 q’.
L Z 4 JO
Участки 3—4 и 5—6. Длина элемента участка ds = qk ^ф- Рас-
стояние центра тяжести элемента от направления силы Рп$
у = 1К — Qk (1 + sin <р);
Jt
S Т
J y2ds = J -1- [ZK — (1 — sin ф)]2 qk с?ф =
= — (1,57 QK it -1,14 q* lK + 0,35 q’).
Участки 2—3 и 6—7. Длина элемента участка ds = dy. Расстоя-
ние центра тяжести элемента от направления силы Рпр равно у.
s к~ 0к гк-°к
/47^= f £=[т] -
0 ок ОК-
= 0,333 ll - Zk Qk + Zk Qk - 0,666 q’.
Участок 4—5. Длина элемента участка ds = la—2рк.
Расстояние центра тяжести элемента от направления силы Рп?
У = 1н
3
J (^п 2Qk) = 2qk
0
где 1-2 — ширина П-образного компенсатора.
' 7ч
Для компенсатора в целом
j-А- уЧз = [0,7 р3 +3,14 Qk /к - 2,28 q2 1к +0,7 q3] +
о
+ 0,67 1К — 2.1 к Qk+ 2Zk Qk — 1,33 Qk + Wk — 2ZK Qk.
После преобразований выражение принимает вид
J777 у2 ds = [з,14 Qk it - 2,28 о2 Zk +1,4 p3] + 0,67 Z3 +
0
+ ZnZK — 4qkZk + 2qkZk — 1,33 QK-
Максимальное продольное напряжение в П-образном компенса-
торе в соответствии с выражением (.7. 16) определяется по формуле
аКОМп =-------------0.5Д£Дн^н---------------. (7 19)
Гз,14 ек z* - 2,28 q’ iK +1,4 q’1 +
Кук L к к ’ ^nj 1
+ 0,67 Д+ 1П 1гк - 4q„ Z* + 2о3 ZK - 1,33 Q3
При предварительной растяжке компенсатора на половину
продольного удлинения трубопровода допускаемая компенсирующая
способность П-образного компенсатора в соответствии с выражением
(7. 18) определится по формуле
-^7 (з,14 QK 1гк - 2,28 е2к 1К +1,4 е3) +
Л An +0,67I3K + In^-4e[X + 2e3+K- 1,33 е’ ,7 9П.
Л - 4<7“°мп--------------лЬа1кта----------------• <1
Максимальное продольное напряжение в Z-образном компенса-
торе определяют по аналогии с расчетом П-образного компенсатора,
пользуясь схемами рис. 7. 5, б и формулой
Окомп = -j---------бЕВн1кта------------- . (7 21)
777 [з,14 ек г1-2,28 е2гк +1,4 е’] +
+0,67 Z3 - 2QK I3 + 2о3 1К - 1,33 Q3
При предварительной растяжке компенсатора на половину про^
дольного удлинения трубопровода допускаемая компенсирующая
способность Z-образного компенсатора определится по формуле
^7 (3,14 ек Z3 - 2,28 о3 1К +1,4 Q3Kj +
А — 2<Ткомп
+ 0,67 ll-2Q^ + 2&K-l,33^
(7. 22)
173
При отсутствии предварительной растяжки компенсатора ве-
личина А, определяемая по формулам (7. 20) и (7. 22), принимается
в 2 раза меньшей.
Как показали исследования, проведенные в лаборатории проч-
ности ВНИИСТа, для труб, применяемых в строительстве маги-
стральных трубопроводов, при радиусах кривизны колен, не превы-
шающих QK — 2Da (точнее при X < 0,3), пользоваться формулами
/7?н ~
too
80
60
40
30
20
15
Ю
8
6
где
t,5
0,02 0,00 0,06 010 0,15 0.2 0,3 0,6 1,0 2.0
Рис. 7. 7. График коэффициентов для расчета
колен компенсаторов.
1 — коэффициент уменьшения жесткости колен
Кармана для определения
коэффициентов кт и тн
нельзя. В этом случае ко- .
эффициенты /сж и тн можно
определить для гнутых и
сварных колен по
ющим формулам:
0,9
т« — 2~’
Р
1,65 ’
гс
Здесь гс — средний
трубы в см:
следу-
(7.23)
(7-24)
(7-25)
радиус
г -
Гс- ~
л
1,65 '
2 — коэффициент увеличения напряжений в колене
™ - °'9
Н Х2/з •
Зависимости (7. 23) и
(7. 24) представлены в гра-
фической форме на
рис. 7.7.
На основании формулы
(7. 25) с помощью рис. 7. 7
определены значения коэффициентов /сж и тн для труб различных
диаметров и с разной толщиной стенки при радиусе кривизны
колен ок = Da и qk = 2Da. Результаты вычислений приведены
в табл. 7. 1 и 7. 2.
С увеличением внутреннего давления жесткость колен возра-
стает. Коэффициент /сж, определяемый по формуле (7. 24), дает при
имеющихся расчетных давлениях в магистральных газопроводах
результаты, идущие в запас прочности для труб малых диаметров
и примерно соответствующих для труб большого диаметра.
На основании формулы (7. 22) построены графики (рис. 7. 8, а
и 7. 9, а) компенсирующей способности Z-образных компенсаторов
176
Таблица 7.1
Значения коэффициентов и тн для колен при ок = Da
он, Л1.И б, мм , _ в°к 46 г2 * D Г VH ft - *”1,65 0,9 тп~
325 8 0,099 0,061 4,1
10 0,123 0,077 3,5
426 8 0,075 0,045 5,0
10 0,094 0,059 4,2
529 6 0,045 0,027 7,2
8 0,061 0,038 5,8
10 0,076 0,045 5,0
630 6 0,038 0,024 7,9
8 0,051 0,031 6,2
10 0,064 0,040 5,6
720 7 0,039 0,024 7,8
9 0,050 0,030 6,2
11 0,061 0,038 5,8
820 8 0,044 0,027 7,2
10 0,049 0,030 6.25
12 0,059 0,037 5,9
920 9 0,032 0,024 7,8
И 0,048 0,029 6,25
13 0,057 0,036 6,0
1020 КГ 0,039 0,024 7,8
12 0,047 0,028 6,3
14 0,055 0,034 6,1
в зависимости от их вылета, диаметра и толщины стенок труб при ра-
диусе кривизны колен ок = DH и QK = 2Z)H-
Определив величину линейного удлинения участка трубопровода
по формуле (7. 1) и пользуясь приведенными графиками, легко
подобрать необходимый вылет компенсатора. Абсолютная деформа-
ция конца компенсатора определяется по формуле
А — ^комп!
(7.26)
где -у берется по графику в зависимости от вылета компенсатора у- •
12 Заказ 2185.
177
Таблица 7. 2
Значения коэффициентов кт п тпн для колен при ои = 2£>11
DH, ММ б, Л1Л1 х_ в°к ~ 8в Г2 - О„ k т 1,65 0,9 т,,~ Яг/з
325 8 0.198 0,122 2,7
10 0,246 0,147 2,3
8 0,150 0,091 3,2
10 0,184 0,114 2,8
529 6 0,090 0,054 4,2
8 0,122 0,074 3,7
10 0,152 0,091 3,2
630 6 0,076 0,046 5,0
8 0,102 0,061 4,1
10 0,128 0,077 3,6
720 7 0,078 0,046 5,0
9 0,100 0,061 4,1
11 0,122 0,074 3,7
1 820 8 0.088 0,054 4,2
10 0,098 0,061 4,1
12 0,118 0,072 3,7
920 9 0,064 0,040 5,6
И 0,096 0,059 4,2
13 0,114 0,069 3,8
1020 10 0,078 0,046 5,0
12 0,094 0,059 4,2
14 0,110 0,068 3,9
Графики построены с учетом предварительной растяжки ком-
пенсатора на половину расчетного удлинения. Если предваритель-
ная растяжка компенсаторов не производится, то величина компен-
сирующей способности компенсатора, определенная по графику,
уменьшается в 2 раза. Этими же графиками можно пользоваться и
для практических расчетов П-образных компенсаторов, для чего по-
лученное для Z-образного компенсатора значение компенсирующей
способности увеличивается вдвое.
При определении горизонтальных нагрузок для расчета опор
переходов необходимо знать значение величины отпора компенса-
тора Рк. Отпор Z- и П-образных компенсаторов можно определить,
1"я
л
Рис. 7. 8. График перемещения конца Z-образного компенсатора с коленами
бк = DH при ст = 1 в зависимости от его вылета для груб.
а —диаметром 325, 529, 920 мм с разной толщиной стенки; б — Диаметром 426, 630, 320,
1020 -ил с разной толщиной стенки.
12*
1 'I
б
Рис. 7. 9. График перемещения конца Z-образного компенсатора с коленами
Qk — 2 DB при а = 1 в зависимости от его вылета для труб с разной толщиной
стенки.
а—диаметром 325, 529, 720, 920 мм; б—диаметром 426, 630, 820, 1020 мм.
180
приравнивая момент внешних сил Мвнеш относительно упругого
центра компенсатора моменту внутренних сил Мвн (см. рис. 7. 5, б).
В нашем случае упругий центр совпадает с центром тяжести
компенсатора и 1К — у0 = 0,5 ZK,
Мвнеш = Рк (1К - у0), Мвн = 21°™мп
при
•/Ивнеш = Мън, Рк (^к — Уо) ~ ——- к^м— ,
откуда
р 17 КОМП _________ 17 КОПИ СТКОМП
тнО& (/к Уо) тн. (^к—У о) ти^к '
Использованием формулы (7. 27) построены графики (рис. 7. 10,
а, б) для определения отпора Z- и П-образных компенсаторов в зави-
симости от их вылета, диаметра и толщины стенок труб.
Пользуясь приведенными графиками, отпор компенсатора опреде-
ляют по формуле
Рк = Рк °комп . (7.28)
р
Величину находят по графикам в зависимости от вылета ком-
1К
пенсатора .
Проведенные в лаборатории прочности ВНИИСТа исследования
действительных условий работы компенсаторов позволили сократить
толщину стенки колен, применить сварные колена и уменьшить раз-
меры компенсаторов. Составленные на основе этих разработок фор-
мулы и графики для расчета компенсаторов при надземной проклад-
ке трубопроводов позволяют надежно и экономично проектировать
компенсаторы с минимальной затратой времени.
Теоретические исследования и экспериментальная проверка ра-
боты компенсаторов показали, что существующая методика их рас-
чета не учитывает ряда обстоятельств, позволяющих при известных
условиях значительно увеличить допускаемую деформацию компен-
саторов по сравнению с получаемой по расчету. Поэтому в новую
редакцию строительных норм и правил включено положение, допуска-
ющее увеличение расчетных допускаемых деформаций, полученных
по формулам (7. 20) и (7. 22), в 1,5 раза на участках магистральных
газопроводов и нефтепродуктопроводов, работающих при стационар-
ном температурном режиме. Это позволяет значительно уменьшить
необходимый вылет, компенсаторов.
18 1
14
12
10
8
в
4
2
-1)^920; 6=13
Л»=1020;8=12
Зн = 820,8=12
Dtl-920;5=11
Л н = 720; 6= 11
J)„=1020;6=10
П,, = 820;6=10
j}H=630;S=1O
d„=529;3=io
Лн=820;3= 8
Л„=720;$=9
Лы=426;6=10
’JJ„-920;5=9
Лн=326;8=10
-Л»=Б30;В=8
Л„--529;Б=8
Лп=720;Б=7
Лм=325;8=8
Лн=Б30,6=6
Лн=529;6=8
9 6 8 Ю 12 14 16 18 20 2? 24 26 28 30 32 О
а
Pf
б
9,0
8,0
7,0
6.0
5,0
Рис. 7. 10. Величина отпора ком
иепсатора при и = 1 в зависимо-
сти от его вылета для труб различ-
ных диаметров с разной толщи-
ной стенки при а — ок = 2£)п;
б — бк = Du-
4.0
3.0
2.0
1.0
D..=1020:6=14
О
4
6
12
16
20
32 О„
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ЗИГЗАГООБРАЗНАЯ ПРОКЛАДКА ТРУБОПРОВОДОВ
«ЗМЕЙКОЙ»
§ 1. ВЫБОР ДЛИНЫ ВОЛНЫ
И СТРЕЛЫ ИЗГИБА «ЗМЕЙКИ» В ПЛАНЕ
При укладке «змейкой» посередине каждого прямолинейного
участка располагают неподвижные опоры, между которыми устана-
вливают несколько промежуточных подвижных опор. Количество
пролетов между неподвижными опорами лучше выбирать четное, так
KgK при этом одна из опор будет расположена в вершине волныг что.
весьма удобшь Писл^йртЬтетои^еткду^ёподвйжными опорами при-
нимается равным четырем-восьми; расстояние между неподвижными
опорами исходя из величин поперечных смещений на подвижных
опорах следует назначать 120—240 м. Наибольшее смещение трубо-
провода будет происходить в вершинах волн.
Трубопровод удобнее укладывать не по кривой, а отдельными
прямолинейными участками с постановкой колен в вершинах волн.
Компенсация продольных деформаций от изменения температуры
стенок труб и внутреннего давления происходит за счет смещения
вершин «змейки» и поперечного смещения всего трубопровода на под-
вижных опорах.
Величина поперечного смещения трубопровода зависит от рас-
стояния между неподвижными опорами L и от величины начальной
стрелки «змейки» /, точнее от отношения (рис. 8. 1).
Удлинение трубопровода от изменения температуры и внутрен-
него давления определяется так же, как и при прокладке трубопро-
водов с компенсаторами:
Asi = Asf -f- Asp. (8.1)
Аналогично определяется и укорочение от понижения температуры:
где As2 = As(, (8.2)
As( = ± a Sts,
Asp = s>
13 4
Рис. 8. 1. Схема зигзагообразной прокладки надземных трубопроводов
в виде «змейки».
1 — неподвижные опоры; 2 — промежуточные опоры.
Рис. 8. 2. Кривые за-
висимости смещения
вершины волны (угла)
«змейки» от измене-
нпя величины отно-
шения -у- при коле-
бании температуры
±50° С (а) и увели-
чения длины трубо-
провода, уложенного
«змейкой», в зависи-
мости от отношения
4<г>-
I — изогнут по сину-
соиде; 2 — в виде лома-
ной линии.
185-
— длина трубопровода между неподвижными опорами;
S = 2 У ± Г = V L'1 4- 4Д (8. 3)
или
Л . 2/
s = -----; tg а = -у- .
cos а ° L
Увеличение и уменьшение начальной стрелки «змейки» при
удлинении трубопровода на величину As2 и укорочении на величину
As2 будет _________________
А/н = 1/- (°’5 Ь)2 - / - (8- 4)
(0,5 LY .
(8-5)
При определении' А/н и А /в не учитывалось трение трубопровода
на промежуточных опорах, возможность искривления трубопровода
Рис. 8. 3. Смещение вершины волны (угла)
«змей кп» от внутреннего давления при ма-
кспмальпых расчетных напряжениях в тру-
бах в зависимости от отношения ~
для
сталей различных марок.
1 — ст — 4000 хГ/см; 2 — сталь марки 19Г; 3 —
сталь" 14ХГС; <—сталь НЛ-Г, 5 — Ст.5; 6 —
Ст.З; 7 — Ст.2.
при повышении температуры, особенно
в плане, а также увеличение
вертикальных прогибов тру-
бопровода между промежу-
точными опорами. В действи-
тельности же эти факторы
будут несколько уменьшать
горизонтальные смещения
трубопровода.
На рис. 8. 2, а п 8. 3
приведены графики смещения
вершины волны (угла) «змей-
ки» при перепаде температуры
±50° С (As — ±0,0000 л)
п от внутреннего давления
при <ткц = Вл в зависимости
от отношения //В
Вследствие того, что при
по в ышении т емпера гур ы
стрелка увеличивается, а при
понижении уменьшается, сме-е
щения вершин волн (внутрь
кривой) от понижения темпе-
ратуры будут несколько боль-
шими, чем (наружу кривой)
при малых отношениях f/L.
От внутреннего давления стрелка изгиба трубопровода увеличи-
вается (трубопровод смещается наружу).
На рис. 8. 2 приведена, зависимость длины трубопровода, уло-
;..-нтего «шейкой», от отношения f/L
Из рис. 8. 2, б видно, что при малых начальных стрелках (менее
0,025 L) увеличение длины трубопровода по сравнению с воздушной
прямой очень мало (0,1%), однако при этом величина смещений вер-
шин «змейки» значительна. Если принять начальную стрелку «змейки»
О.Л75~+ 0,172, длина трубопровода возрастает на 1—2%.
Оптимальной величиной начальной стрелки следует считать
I = 0,075 L. При такой стрелке удлинение трубопровода по сравпе-
' нйюПГпрямой составит примерно 1 % и поперечное смещение трубо-
провода л вершинах полуволн от изменения температуры и внутрен-
него давления будет равно А/ = 0,002/2 4- 0,002572.
Проектное положение трубопровода дается для средней расчет-
ной температуры. Если же монтируют трубопровод при температуре,
отличающейся от проектной, то его положение может не совпадать
с проектным. В проектах следует давать таблицы величин смещений
трубопровода от оси опор в зависимости от температуры, при которой
производится вварка кривых участков в вершинах волн, т. е. сварка
трубопровода в непрерывную нитку.
§ 2. РАСЧЕТ ТРУБОПРОВОДА, УЛОЖЕННОГО «ЗМЕЙКОЙ»
В ВЕРТИКАЛЬНОЙ И ГОРИЗОНТАЛЬНОЙ ПЛОСКОСТЯХ
Величина максимальных пролетов между опорами определяется,
как и при прямолинейной прокладке с компенсаторами, из условия
-^<7?2-0,5окц. (8.6)
Расчетный пролет будет равен
i./»'a7?yg (8.7)
и максимальный прогиб
** {/max »
где ц и Р — грузовые коэффициенты для определения момента и про-
гиба, принимаемые по формулам главы шестой в зависи-
мости от метода монтажа трубопровода.
При укладке трубопроводов «змейкой» изгибающие моменты
определяются так же, как и при прямолинейной прокладке с ком-
пенсаторами, т. е. в многопролетноп неразрезной балке.
Как уже отмечалось, для газопроводов рачетный пролет полу-
чается большим при обеспечении неразрезности в процессе монтажа;
для^продуктопроводов расчетный пролет больше, сети при воспри-
ятии собственного веса трубопровод является разрезным. Прогибы
всегда больше в разрезных конструкциях.
Если для продуктопроводов не может быть гарантировано соблю-
дение разрезности в процессе монтажа (наличие стыков н <л о’-юрамг
то пролет следует назначить, как для неразрезнеч кошгрукцяк
прогиб же должен определяться'с учетом разрезности конструкции
при монтаже. Для примерного определения максимальных расчет-
ных пролетов при прокладке трубопроводов «змейкой» можно поль-
зоваться графиками, приведенными в^главе шестой. _
Под действием температуры, внутреннего давления и ветровой
нагрузки в трубопроводе возникают продольные усилия и изгибаю-
щие моменты в горизонтальной плоскости. Максимальные напряже-
ния от совокупности этих факторов возникают во внешней части
трубы в местах перегиба трубопровода (вершинах волн «змейки»)
при его удлинении от нагрева. Величину продольного усилия от
удлинения трубопровода, вызванного нагревом и внутренним давле-
нием, можно определить из рассмотрения работы ломаного ригеля
длиной L с шарнирами по концам.
Рис. 8. 4. Расчетная схема полуволны «змейки».
Согласно рис. 8. 4, уравнение будет
(8-8)
где 6П — перемещение от силы ху по направлению ее действия
(прямой, соединяющей неподвижные опоры); xL — сила, препят-
ствующая смещению концов полуволны «змейки» на неподвижных
опорах; Д4Р — перемещение от изменения температуры стенок труб
п внутреннего давления в направлении действия силы х1.
Перемещение Su может быть выражено
б - sf2 - LP
11 iEI 3 cos <p El ’
где <p — угол между осью трубопровода и прямой, соединяющей
неподвижные опоры.
Перемещение
~(aLM+ -^24кц£ ) -
Подставляя полученные значения перемещений в уравнение
(8. 8), получим
— г /п д< I 0'2 <7кц \_________q
ЗсозсрЕ/ Ь^аД«-| ] — и>
188
откуда продольная сила от удлинения трубопровода,
изменением температуры стенок труб и внутренним
3 cos <р EI (а д<+ ^’^ки j
Htp = = ---------—---------=
_ 3 cos <р 7 (а д0,2 Окц)
~ /2
Изгибающий момент в вершине волны «змейки» равен
3 cos <р I (а дгЕ + 0,2 акц)
tp — т
вызванного
давлением,
(8-9)
(8.10)
Здесь акц определяется по формуле (2. 44) с учетом коэффициента
перегрузки.
Изгибающий момент от ветровой нагрузки определяется, как
в неразрезной балке,
7Ив = 0,0833?в/2. (8.11)
Продольное растягивающее усиление от внутреннего давления
равно 0,5акц.
Максимальные напряжения в месте перегиба трубопровода опре-
деляются с учетом наиболее неблагоприятного сочетания нагрузок
по формуле
3cos<p/(a Дб? + 0,2.акц) / 1 1 \ . 0,0833 gB*2 , п г „ ,а
сти — -----=---j--------у-1 -----уу-} ---------b и,Р акц- (о. 12)
Найденные по формуле (8. 12) напряжения должны удовлетво-
рять условию а„ < R2. В противном случае место перегиба трубо-
провода должно быть усилено.
В приведенной формуле F. — площадь поперечного сеченпя
стенки трубы.
“"'’"Расчетную ветровую нагрузку определяют, как указано в главе
второй.
Монтировать трубопровод при зигзагообразной прокладке удобно
из заранее сваренных прямолинейных плетей длиной, равной рас-
стоянию между угловыми вставками-коленами. Подготовленные
плети укладывают на опоры (или подвешивают к ним) в требуемом
положении, после чего вваривают колена и трубопровод закре-
пляют на неподвижных опорах.
Колена следует применять изогнутые радиусом, равным 20—
30 диаметрам труб, так как при этом возможна очистка трубопро-
вода с помощью «ерша» или поршня. Колена можно, изготовлять
холодным способом на трубогибочных станках УГТ.уОдиако .допу-.
скается применение крутоизогнутых колен заводского плготовления
и сварных колен (лучше с прямой вставкой в вершине волны).
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
ПРЯМОЛИНЕЙНАЯ ПРОКЛАДКА БЕЗ КОМПЕНСАЦИИ
ПРОДОЛЬНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ
§ 1. РАСЧЕТ ПРЯМОЛИНЕЙНЫХ ПЕРЕХОДОВ
БЕЗ КОМПЕНСАЦИИ ПРОДОЛЬНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ
Как и при надземной прокладке трубопроводов с компенсацией
продольных деформаций, расчетная схема зависит от способа мон-
тажа. Если при монтаже устанавливают временные промежуточные
опоры, которые удаляют лишь после сварки перехода и присоедине-
ния его к трубопроводу, находящемуся в грунте, или если переход
сооружают из одной заранее сваренной плети, то конструкцию
в зависимости от числа пролетов рассматривают как одно-или много-
пролетную балку с защемленными концами. Если же переход монти-
руют из отдельных секций, длина которых соответствует протяжен-
ности пролета, не устанавливая промежуточных опор и не поддержи-
вая труб во время сварки крапами, то при расчете трубопровода
на нагрузку от собственного веса его рассматривают как разрезную
балку, а при расчете на усилия от веса продукта, обледенения и вет-
ровых нагрузок — как неразрезиую конструкцию.
На все виды нагрузок трубопровод рассчитывается как неразрез-
поп, если заготовленная длина плети не менее
L-,tn. = Lv 4- 0,6 (/р i -J- L, „), (9-1)
где Lv — расчетная длина плети между крайними опорами;
и /мп — величины крайних пролетов перехода.
При такой длине плети по концам перехода во-время его монтажа
создается как бы еще по одному пролету.
Плеть длиной Ьпл при монтаже должна укладываться строго
прямолинейно по всей длине. Если береговые подземные участки
примыкаю' к переходу под углом, что довольно часто встречается
на практике, то длину плети следует ограничить прямолинейной
частью так как в противном случае в крайних пролетах возникнут
дополнительные изгибающие моменты.
Юг-
Когда переход сооружают из отдельных секций, разных проле-
там, опорные сечения поворачиваются, как в простой разрезной
балке, на угол (в градусах)
<7С. Л 57°29'
фс-в 24£7 ’ (О- 2)
где 7С,в — собственный вес трубопровода в кг/сл; I — момент инер-
ции трубы в с .и4; Е — модуль упругости металла труб в кГ/с.м2,
При монтаже этот угол необходимо учитывать.
В прямолинейно уложенном трубопроводе с защемленными кон-
цами отсутствуют продольные смещения трубопровода, и поэтому
от изменения температуры и под влиянием внутреннего давления
в трубах возникают продольные осевые напряжения. Под влиянием
собственного веса, веса продукта и обледенения трубопровод проги-
бается в вертикальной плоскости. От ветровой нагрузки трубо-
провод изгибается в горизонтальной плоскости, но появляющиеся
при этом напряжения незначительны. Поэтому ветровую нагрузку
при определении пролета можно не учитывать. Однако ее необхо-
димо принимать во внимание при расчете опор.
Толщину стенки труб подбирают, как и в предыдущих случаях,
исходя из работы трубопровода на внутреннее давление по расчет-
ному сопротивлению Rr. При определении же пролетов расчет ведут
по пределу текучести, т. е. за расчетное сопротивление принимают Т?2
Продольные растягпвающне напряжеппя в прямолпнеином трубопро-
воде с защемленными концами определяют по формуле
Ппр. р рЗТкц 0,3 СТкц — 0,15 —— .
Трубопровод с защемленными концами, имеющий даже неболь-
шое отклонение от прямолинейности, по мере увеличения внут-
реннего давления будет изгибаться. Максимальная продольная
деформация может достигнуть
„ (6,5 — 0,3) Щ,-ц _ 0,2 Стцц
бпр. р - ,
так как растягивающие напряжения в изогнутом трубопроводе
равняются 0,5 окц.
Таким образом, сжимающие напряжения от внутреннего давле-
ния <тПр. р = ^Тпр-р не превысят величины
Опр.р = -0,2 а;<ц = -0,1
В запас прочности расчет можно вести на продольное растяги-
вающее усилие
^Vnp.p = 0,3 окц F -'9- 3)
i j I
И продольное сжимающее усилие
^пр.Р = -0,2акцЛ (9.4)
где F ~ площадь поперечного сечения стенок трубопровод^.
. От изменения температуры стенок труб продольные относитель--
ные деформации равняются
et = a Ai
и напряжения
crt = ± Е a At;
для стальных труб'
crt = ±25,2 At.
Й
_____
5
♦ №
Рис. 9. 1. Расчетные схемы прямолинейных переходов без компенса-
ции продольных деформаций.
g — расчетная равномерно распределенрая нагрузка; у — максимальный прогиб
Продольное усилие от изменения температуры стенок труб
А^пр. t = Onp.t^= +Еа MF. (9.5)
Учитывая податливость трубопровода в грунте (его неполное
защемление грунтом) продольное усилие А^р., (напряжение crj
в двух-трех пролетных прямолинейнйх^переходах уменьшается на
20%, а при одном пролете на 40 %.
Расчетное продольное усилц^ от внутреннего.давления ищтзме-
нения температуры стенок труб’ равняется (рис. 9. 1)
А^пр (р + «) = (Ппр. р + пПр. /) F = У пр. р + УПр. t, (9.6)
где Опр-р — определяется от расчетного внутреннего давления (с уче-
том коэффициента перегрузки).
Под действием вертикальных нагрузок трубопровод прогибается
на величину уч и, следовательно, продольное усилйе вызывает в тру-
бах дополнительные напряжения изгиба и увеличение прогиба
____. ^ПР (р+о у___(Ипр. р + сТпр-№__, (с<тКц + Еа Дг) Fy ,Q
Опр. u— ± w — ± ± jy , (У. I)
где W — момент сопротивления труб в см3; с — коэффициент,
принимаемый равным 0,3 при проверке растянутой зоны и 0,2 при
,192
расчете на сжатие; у — прогиб в расчетном сечения в ел», который
зависит от величины продольной силы iVnp(P4-o’>
'/-Л
(9-8)
где yq — прогиб от полной вертикальной нагрузки; £ —коэффициент,
зависящий от усилия ATnp(p-|-t) и схемы перехода;
V N Z2
____пр(р-Н) _ упр(р + </о . „ о
' NW ~ Л'-EJ ’
Лгкр — критическая сила при потере устойчивости; 10 — свобод-
ная длина рассчитываемого участка трубопровода, принимаемая
равной; при одном пролете l0 = 0,61, при двух и более пролетах
1п = 0,7 I, где I — расчетная длина данного пролета.
Коэффициент £ в знаменателе формулы (9. 8) берется при сжатии
со знаком минус, а при растяжении со знаком плюс.
От вертикальной нагрузки в трубах возникают напряжения из-
гиба
Значение расчетного изгибающего момента от вертикальных на-
грузок Мтах определяют в зависимости от расчетной схемы перехода
и способа его монтажа по формуле
Л7гаах = Г]12 (9.10)
и прогиба по формуле
/ = (9. II)
Грузовые коэффициенты г] и [J находят по формулам, приведен-
ным в главе шестой, как для многопролетных неразрезных систем
или однопролетной системы с защемленными концами, т. е. когда
углы поворота трубопровода на крайних опорах равны нулю.
Прочность трубопровода проверяют по растянутой и сжатой
зонам труб.
Суммарные .максимальные напряжения в трубопроводе от рас-
четных нагрузок будут:
растягивающие при понижении температуры
0,ЗсгКц4-сгЦр(4-сгп — Опр.и Rq., (9. 12)
сжимающие напряжения при повышении температуры стенок
труб
0,2 Окц опр. t Оц Опр. п (9. 13)
Коэффициент условий работы при расчете переходов без ком-
пенсации продольных деформаций на сжатие по формуле (9, 13)
принимается т, = .0,75, чем учитывается то обсто:5т<\пъство, чтб
13 Заказ 2185. '>’33
б
Рис. 9. 2. Графики для определения максимально допустимых пролетов и про-
гибов прямолинейных переходов газопроводов без компенсации продольных де-
формаций (т = 0,75).
« — при монтаже, не обеспечивающем неразрезность; б — при монтаже с обеспечением нераз-
резпости конструкции.
194
металл труб под воздействием внутреннего давления, растянутый
в плоскостях, перпендикулярных оси, может одновременно быть
сжат в продольном направлении, а при этом снижается значение пре-
дела текучести стали.
f.CM
6
Рис. 9. 3. Графики для определения максимально допустимых пролетов и про-
гибов прямолинейных переходов нефте- и продуктопроводов без компенсации
продольных деформаций (т = 0,75).
а — при монтаже, не обеспечивающем неразрезность; б — при монтаже с обеспечением нераэ-
резности конструкции.
На основании приведенных формул принимая равенство
пнц = построены графики, по которым можно ориентировочно
определить максимально допустимые пролеты однопролетных
13* 195
переходов и возникающие в таких переходах прогибы для труб, изго-
товленных из сталей с пределом текучести от = R° от 2400 до
4000 кГ1см\ Графики (рис. 9. 2 и 9. 3) построены для газопроводов
и продуктоироводов, монтируемых с обеспечением и оез ооеспечепия
неразрезной работы конструкции при восприятии собственного веса,
т. е. когда под действием собственного веса возникают опорные мо-
менты, подобные заделке, и когда они равны нулю.
При нескольких пролетах получаемые по графикам величины
их уменьшают примерно на 10%. Если пролеты не равны между со-
бой, то расчет^ведется по большему пролету, при этом отношение
меньшего пролета к большему должно быть не менее 0,8.
§ 2. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПРЯМОЛИНЕЙНОЙ ПРОКЛАДКИ
ТРУБОПРОВОДОВ ПО ЗЕМЛЯНЫМ ОПОРАМ
При прокладке трубопроводов по земляным отсыпкам, на верх
которых укладывают плитные железобетонные или иные опоры,
расчет трубопровода не будет отличаться от приведенного в § 1 на-
стоящей главы.
Рассматриваются особенности расчета трубопровода по земля-
ным опорам — насыпям, сквозь которые проходит трубопровод.
На рис. 9. 4 показан пример прокладки трубопровода по земляным
опорам на болоте. При таком способе прокладки трубопровод на
опорах имеет упругое защемление.
Расчетную длину пролетов в зависимости от плотности грунта
земляных опор и диаметра трубопровода принимают равной пролету
в свету плюс 2—3 м на уровне оси трубопровода (3—4 м по низу
трубы).
Расчетная схема, как и в предыдущих случаях, зависит от метода
монтажа. При наличии промежуточных временных опор или когда
заранее сваренная плеть укладывается сразу не менее чем на три
пролета, за расчетную схему на все виды нагрузок принимается
однопролетная балка с упруго защемленными концами.
Весь открытый участок трубопровода должен монтироваться
строго прямолинейно. Не допускаются наклонные участки и на
концах надземной части, где трубопровод входит под землю. Здесь
при переходе к подземной прокладке, если рельеф местности не имеет
естественных откосов, должны отсыпаться насыпи, в которые вхо-
дит трубопровод и затем постепенно заглубляется в естественный
грунт.
Расчет трубопровода производится так же, как указано в § 1 на-
стоящей главы. Изгибающий момент при расчете трубопровода на
вертикальные нагрузки с учетом упругого защемления на опорах
принимается равным
М = 0,1 </полп^р- (9.14)
Из условия ущемления трубопровода на опорах при изгибе
не требуется развития земляных опор по длине трубопровода. С уве-
личением длины опор возможность поворота опорных сечений не
уменьшается, а несколько увеличивается, поскольку становится
меньше разгружающее влияние соседнего пролета.
При большой протяженности надземного участка, уложенного
по земляным опорам, желательно на опорах создать некоторое
защемление против продольных перемещений трубопровода, но
I. — расчетный пролет; I — длина защемления трубопровода на опоре; а — b —
длина и ширина опоры на уровне поверхности грунта; с, d —длина и птирина опоры
поверху.
самым важным условием для надежной работы трубопровода
является его закрепление на опорах против смещений перпендику-
лярно его оси.
От внутреннего давления и повышения температуры стенок
труб в трубопроводе возникают значительные продольные усилия,
и если устойчивость в каждом пролете вполне обеспечена условиями
расчета, то при отсутствии защемления труб хотя бы на одной из
опор свободная длина при продольном изгибе увеличится более чем
в 2 раза и трубопровод выгнется в сторону. Это место станет своеоб-
разным компенсатором деформаций для нескольких примыкающих
пролетов, что значительно увеличит изгиб трубопровода.
Для того чтобы уменьшить горизонтальные усилия, передавае-
мые на опоры, нужно укладывать трубопровод возможно прямоли-
нейнее. При назначении величин пролетов можно пользоваться гра-
фиками, приведенными в предыдущем параграфе, следует только
помнить, что пролет в свету будет меньше расчетного на 2—3 м (на
Уровне оси трубопровода).
197
Высоту расположения трубопровода над землей определяют
в зависимости от мощности снегового покрова, диаметра трубопро-
вода и прогиба в середине пролета. Расстояние от поверхности земли
до низа трубы на опоре равняется (см. рис. 9. 4)
Ни ~ he Du -|~/щах + 0,2.
На болотах отсыпка грунтовых опор и монтаж производятся
в зимнее время; в другое время года необходимо устройство рядом
с трубопроводом лежневой или иной дороги, которая может потре-
боваться и на период эксплуатации трубопровода.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
УСИЛЕНИЕ БАЛОЧНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ПРИ НАДЗЕМНОЙ ПРОКЛАДКЕ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1.. УСИЛЕНИЕ ТРУБОПРОВОДОВ ПУТЕМ ПРИВАРКИ К НИМ
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
В однопролетных консольных и многопролетных неразрезных
балочных системах надземной прокладки трубопроводов высокие
напряжения в трубах, ограничивающие величину перекрываемого
пролета, возникают лишь на отдельных участках относительно не-
большой длины, в первую очередь над опорами.
Длину усиливаемого участка трубопровода Zp определяют на
основании эпюры изгибающих моментов (рис. 10. 1, а, б). Навари-
ваемый элемент должен продолжаться за место теоретического об-
рыва на длину, необходимую для его прикрепления принятым свар-
ным-швом 1СВ (см. рис. 10. 1, а).
(10.1)
Сечение проверяют, как обычно, при наличии компенсации про-
дольных деформаций
^</?2-0,5о«ц,
(10.2)
где Мщах — максимальный расчетный изгибающий момент в месте
усиления, Wyc — момент сопротивления усиленного сечения трубо-
провода.
Для того чтобы найти момент сопротивления Wyc, нужно опре-
делить вначале положение нейтральной оси хус усиленного сечения
(рис. 10. 1, б). Для этого следует взять статический момент пло-
щади поперечного сечения усиливающего элемента Faon относительно
оси хтр, проходящей через центр трубы, и поделить его па суммар-
ную площадь поперечного сечения трубы F^ и дополнительного эле-
мента Едо11:
Удопс
Утр + F Доп
(10.3)
199
Относительно найденной оси zyC, расположенной на расстоянии z
от оси трубы хтр, находится момент инерции усиленного элемента,
равный
Iус — Л'р "F 1доп 4- FTpzl -j- Faonc^on, (10.4)
Рис. t0. 1. Увеличение пролета за счет приварки к трубам дополнительных эле-
ментов.
а — схема усиления однопролетного двухконсольного перехода я эпюра изгибающих момен-
тов; б — расчетная схема многопролетиого неразрезного балочного перехода и эпюра изги-
бающих моментов; виг —усиление сечений над опорами путем приварки одного двутавра
и двух швеллеров; д — обозначения расчетных расстояний.
где /тр и /доп — моменты инерции поперечных сечений трубы
и дополнительного приваренного элемента относительно горизон-
тальных осей, проходящих через их центры тяжести.
Момент сопротивления будет равен моменту инерции, поделен-
200
ному на расстояние от нейтральной оси хус до наиболее удаленных
верхних и нижних волокон:
= Ж2 = ^. (10.5)
У а Уи
Продольный шов, которым приваривают к трубе дополнительный
элемент, рассчитывают на срез по формуле
Стах5доп
1,4 ус
(10.6)
гДе Стах — максимальная расчетная перерезывающая сила в месте
усиления трубопровода; здоп — статический момент дополнитель-
ного элемента относительно нейтральной оси хус; — высота угло-
вого шва (по катету); /?ув— расчетное сопротивление на срез угло-
вого сварного шва.
Приваривая к трубам дополнительные элементы, нужно следить
за тем, чтобы трубы не получали ослаблений за счет их подплавле-
ния. Если по расчету сплошной шов не требуется, то лучше делать
его прерывистым. Для большей поперечной устойчивости усиленных
трубопроводов приваривают парные элементы, как это показано на
рис. 10. 1, г, связанные в нескольких местах диафрагмами.
§ 2. РАСЧЕТ ШПРЕНГЕЛЬНЫХ СИСТЕМ ТРУБОПРОВОДОВ
Толщину стенок труб шпренгельиого перехода определяют, как
для всех надземных систем (см. главу вторую).
В трубах шпренгельных систем помимо продольных напряжений
от внутреннего давления, вертикальных нагрузок, ветра и отпора
компенсаторов (если они имеются) возникают продольные напряже-
ния от усилий, передаваемых на трубы от шпренгелей, а также от
разницы температуры трубопровода и элементов шпренгеля.
Стойки шпренгелей передают на трубы поперечные усилия.
Трубопровод рассчитывают на суммарное воздействие всех фак-
торов при наиболее невыгодном их сочетании. Высоту пролетного
строения назначают от 1/10 до 1/30 пролета в зависимости от воз-
можности стеснения габарита под переходом. С уменьшением высоты
увеличиваются усилия в шпренгелях и в трубе. Наиболее рацио-
нально принимать высоту 1/15 —1/20 пролета.
Если устанавливается три шпренгеля — один вертикальный и
два горизонтальных, — то вертикальный рассчитывается на верти-
кальные нагрузки, а горизонтальный — на ветровые. В горизонталь-
ных шпренгелях создается предварительное натяжение, равное
50% максимального усилия от ветровой нагрузки, а еще лучше 50%
максимального расчетного усилия, которое может быть допущено
в шпренгеле.
При двух наклонных шпренгелях (рис. 10. 2, а, б) вертикальные
нагрузки раскладываются на оба шпренгеля:
_ <7полн_ (10.7)
<7полн.ш- 2cosp > >
201
а горизонтальная ветровая передается на один
а —
9в-ш~ sin 0 ’
(10.8)
где р — угол наклона каждого из шпренгелей к вертикали.
Шпренгель может состоять из одного-двух элементов круглого
или профильного сечения; стойки удобно проектировать из труб
или уголковой стали. Максимальная допустимая гибкость стоек
равна 120.
Рис. 10. 2. Расчетные схемы шпренгельной конструкции.
а — расчетная схема для вычисления усилий в элементах шпренгеля; б — расчетная’схема
для определения прогиба шпренгеля
Шпренгельный переход (см. рис. 10. 2) рассчитывают в два этапа:
а) предварительный приближенный расчет для назначения сечения
элементов шпренгелей стоек и распорок; б) окончательный расчет
с целью уточнения назначенных сечений элементов.
При предварительном приближенном расчете усилия в стойках Ncr
можно определить как опорные реакции в трехпролетной неразрез-
ной балке, а усилие в шпренгеле 7УШ — по формуле
(10.9)
ш sin a v '
По найденным усилиям производится предварительный подбор
сечений элементов.
Конструкцию рассчитывают окончательно как статически не-
определимую систему методом сил или другим способом. При расчете
по методу сил основную систему принимают по рис. 10. 2, а. Дан-
ная шпренгельная система один раз статически неопределима.
202
Каноническое уравнение имеет вид
йц + Д1? + Ait + Л1р — 0, (10.10)
где э\ — усилие в шпренгеле;
Г М2 ds VI N2i
6U = ) еТ~ z d ~ЁЁ-------перемещение от силы хг = 1 по направ-
лению действия этой силы;
A f MgM-t ds
/ —ПИ-------------перемещение от нагрузки q по направ-
лению действия силы
Ajt ~ 2 а At f ds — перемещение от температурного воздей-
ствия по направлению действия силы хх;
л | ТУ .ДТр ds u
Дip = J? j I —-----перемещение от продольной силы, вы-
званной внутренним давлением по направ-
лению действия силы хх.
Для вычисления интегралов можно использовать метод Вере-
щагина.
Как видно из уравнения (10. 10), при расчете кроме вертикаль-
ных и горизонтальных нагрузок учитываются температурные на-
пряжения, возникающие вследствие разной температуры трубы,
затяжек и стоек, а также напряжения, вызываемые внутренним да-
влением. Расчетную разность температуры между шпренгелей и тру-
бопроводом можно принять = ± 40° С.
При вычислении неизвестного разность температур At входит
в уравнение со знаком плюс или минус в зависимости от того, для
какого времени года определяют усилия в элементах шпренгеля и
изгибающий момент в трубопроводе.
Решая каноническое уравнение (10. 10), получаем
а . л , л 1,1 —0,6 а btEIB-^Ц^
_ Aiq + Ah+Aip _ • 206
Xl ~ -
, (10. И)
h4 +0,6 ГА
где
21г 2h2
B = — (10.12)
(10ЛЗ)
а — коэффициент линейного расширения стали; а — 0,000012;
Е — модуль упругости стали, равный 2,1 -10е; I — момент инерции
трубы; Da — внутренний диаметр трубы; 6 — толщина стенки трубы;
F— площадь поперечного сечения металла труб; Fr — площадь по-
перечного сечения обоих шпренгелей; F2 — площадь поперечного
сечения стоек; h — расстояние от оси шпренгеля до оси трубопровода;
203
I — длина горизонтальных участков шпренгеля; li длина наклон-
ных участков шпренгеля.
Подставив соответствующие значения, геометрических и физиче-
ских величин для данной системы, находят усилие в шпренгеле Xi.
Изгибающий момент в трубе в середине среднего пролета опре-
деляют по формуле
Мпр = Мо — xji, (10.14)
а момент в трубе над стойками шпренгеля
МОВ = М0 —xrh, (10.15)
В формулах (10. 14) и (10. 15) Мо — момент в рассматриваемом
сечении трубы от нагрузки q, вычисленный, как для простой балки
пролетом L, свободно лежащей на двух опорах.
Усилие в шпренгельной затяжке на участке, параллельном тру-
бопроводу,
2Vm = x1. (10.16)
Усилие в наклонных частях шпренгельной затяжки
л'
• (10.17)
cos а ' '
Усилия в стойках
ArCT = Arinsina, (10.18)
где a — угол между трубопроводом и шпренгелем.
Усилия в распорках (для шпренгелей типа I, см. рис. 5. 31)
УУрасп = ^Vct 2cos р, (10.19)
где р — угол между стойкой шпренгеля и вертикалью в плоскости,
перпендикулярной шпренгелю.
Максимальные моменты в трубопроводе действуют в вертикаль-
ной плоскости и для шпренгельных систем типа I (см. рис. 5. 31)
могут быть определены как равнодействующие от моментов, дей-
ствующих в плоскостях шпренгелей.
Опасные сечения трубопровода будут в тех местах, где возникают
наибольшие изгибающие моменты, т. е. над стойками. Для этих се-
чений определяют изгибающие моменты в трубопроводе, а также
усилия в элементах шпренгеля для четырех расчетных состояний
системы (табл. 10. 1).
Первым расчетным состоянием является такое, когда внутрен-
нее давление в газопроводе отсутствует и шпренгель от нагревания
имеет наибольшую длину (в летнее время), например при резком
спаде давления в трубопроводе, когда будет наибольшая разница
между температурой трубы и шпренгеля. Сечение трубопровода про-
веряют из условия
япр < 2?2, (10.20)
204
где ст пр — максимальные продольные напряжения в трубе в сере-
дине данного пролета; 7?.> — расчетное сопротивление стали труб
(по пределу текучести).
Таблица 10. Т
Таблица условий, определяющих расчетное состояние трубопровода
Расчет- ное со- стояние Время года д( = 'ш-(тР Давле- ние в трубо- проводе Расчетные нагрузки, действующие на переход
Собствен- ный вес трубы и шн реи- геля Вес дополни- тельных устройств Обледе- нение Ветро- вая на- грузка
1 Лето . . . 0 0 9тр 9дэп 9в
2 Лето . . . +40 р 9тр 9 доп — ?в
3 Зима . . . 0 0 9тр 9доп 0,9 ?лед ?в
4 Зима . . . -40 р 9тр Я доп 0,9 <?лед ?в
Вторым расчетным состоянием будет случай, когда внутреннее
давление в трубопроводе имеется, но от нагрева в летнее время удли-
нен шпренгель. В этом случае разность температуры трубы tTP и
шпренгеля 1Ш будет At = ± 40° С. Тогда в трубопроводе имеются
продольные растягивающие напряжения от внутреннего давления,
равные половине кольцевых.
Третье расчетное состояние возникает при отсутствии внутрен-
него давления в зимнее время, когда шпренгель имеет наименьшую
длину, a At = 0. Кроме того, имеется обледенение шпренгелей,
стоек и трубы.
Четвертое расчетное состояние будет при наличии внутреннего
давления в зимнее время, At = —40° С и при обледенении шпрен-
гелей, стоек и трубы. При этом в трубопроводе имеются продольные
напряжения от внутреннего давления, равные половине кольцевых.
От ветровой нагрузки возникают изгибающие моменты в трубо-
проводе в горизонтальной плоскости и дополнительные усилия в эле-
ментах конструкции. В результате в трубопроводе появятся крутя-
щие моменты. Они будут максимальными в местах опирания трубо-
провода на опоры. При расчете крутящие моменты можно не учиты-
вать, так как напряжения от них очень малы и опорное сечение, как
правило, усиливается для крепления шпренгелей.
При расчете дополнительных усилий от ветра в элементах кон-
струкции шпренгеля типа I принимают расчетную схему по
рис. 10. 2, б справа, при этом условно считают, что в точках А и В
имеются жесткие шарнирные опоры.
Ветровая нагрузка увеличивает усилия в стойках и затяжке
одного шпренгеля и одновременно уменьшает па эту же величину уси-
лия в стойках и затяжке другого шпренгеля.
Для восприятия ветровой нагрузки в шпренгельных системах
типа II имеются самостоятельные шпрепгелп. При этом можно
205
считать, что усилия от ветровой нагузки на вертикальный шпренгель
не передаются.
Для нормальной работы шпренгельных переходов шпренгели
(затяжки) должны быть предварительно напряженными. Сила на-
пряжения затяжек определяется наилучшими условиями работы
трубы с учетом всего периода эксплуатации трубопровода. Для этого
необходимо, чтобы максимальный пролетный момент МП]) (второе
расчетное состояние) был равен максимальному опорному моменту —
Моп (четвертое расчетное состояние). Силу предварительного натя-
жения затяжки находят из условия равенства этих моментов, т; е.
Л/"ах--ЛСах. (10.21)
Эти моменты могут приниматься неравными в случае специаль-
ного усиления сечений труб в местах опирания стоек.
Определив силу предварительного натяжения шпренгеля, вычи-
сляют с учетом этой силы усилия во всех элементах конструкции и
трубопроводе для всех четырех состояний. По максимальным уси-
лиям проверяют принятые сечения элементов и продольные напря-
жения в трубе. Максимальный прогиб шпренгельного перехода
в середине пролета, вызываемый внешней нагрузкой и разностью
температуры трубы и шпренгеля, в соответствии с рис. 10. 2, б
выражается формулой
(10.22)
В формуле (10. 22) интегралы
равны нулю, так как сила xr = 1 не вызывает нормальных усилий
в' элементах данной системы.
Таким образом, прогиб в середине пролета шпренгеля опреде-
ляется по формуле
f л f MJ^ds f MxMNds 5qL> 201N'hL* „ „
lx~J Ё1 El ~ ЗЫЕ1 1944Е/ •
Наибольший прогиб перехода будет при втором расчетном со-
стоянии трубопровода и минимальных усилиях в затяжках. В шпрен-
гельной конструкции первого типа максимальный прогиб опреде-
ляется как равнодействующая от прогибов в плоскостях шпренге-
лей. Минимальный прогиб определяется при четвертом расчетном
состоянии.
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
РАСЧЕТ НАДЗЕМНЫХ САМОК ОМПЕНСИРУЮЩИХСЯ СИСТЕМ
ТРУБОПРОВОДОВ С УЧЕТОМ ДЕФОРМАТИВНОСТИ ОПОР
§ 1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДОПУСКАЕМОЙ ДЕФОРМАЦИИ ОПОРЫ
Продольные напряжения, определяющие величину пролета между
опорами, вызываются внутренним давлением в трубопроводе, попе-
речным изгибом труб под действием вертикальных нагрузок, изги-
бом труб в вертикальной плоскости при прокладке по пересеченной
местности (если не делаются специально косые стыки) и просадкой
или пучением опор.
Продольные напряжения в кГ/см2 от внутреннего давления опре-
деляют по формуле
Опр.р = ~~~ , (Н. 1)
где р — расчетное внутреннее давление в кГ/см2; D„ — наружный
диаметр трубопровода в см; 8 — толщина стенки трубы в см.
Напряжения изгиба от вертикальных нагрузок определяют по
формуле
пи = -^-, (И.2)
где т] — грузовой коэффициент, зависящий от характера нагрузки,
расчетной схемы и способа монтажа трубопровода; W — момент
сопротивления трубы в см3; I — расчетный пролет между опорами
в см.
Напряжения от предварительного упругого изгиба труб в верти-
кальной плоскости составляют
= (ИЗ)
где Q — радиус кривизны оси трубы в месте изгиба в см; Е — мо-
дуль упругости металла труб в кГ/см2.
Напряжения от выпучивания опоры определяются как в нераз-
резной многопролетной балке по формуле
_ аЕ1 Д __ аЕ£>„ Д /ц
A WI* 2В ’ \ ' >
207
где / — момент инерции трубы в с.и; Д'. — величина выпучивания
опоры в см; а — коэффициент (для опорного сечения а ~ 4,3924,
для сечения в середине второго пролета от деформирующейся опоры
а = 1,0192).
При расчете трубопровода по предельному состоянию (по пределу
текучести металла) должно удовлетворяться следующее условие:
%Р + % + (И-5)
где А’., — расчетное сопротивление металла трубы в кГ!слг.
Подставляя-в формулу (11. 5) соответствующие значения <т, по-
лучим
Р ! \ , г]/- , EDa , aEDfl Д р
Отсюда допускаемая величина выпучивания опоры определяется
формулой
Л Г9R п! -Л & EDn I ,,, 7.
Обычно при надземной прокладке трубопровод в вертикальной
плоскости на отдаленных участках делают прямым, а необходимые
повороты, диктуемые рельефом местности, выполняют с помощью
вставки гнутых труб или устройства косых стыков. В этом случае
допускаемая величина выпучивания определяется формулой
<118)
Если трубопровод на все виды вертикальных нагрузок работает
как неразрезная конструкция, то максимальные изгибающие мо-
менты возникают в опорных сечениях (рнс. 11. 1, б). В этом случае
расчетным является сечение на опоре 1, так как в нем будет также
максимальный момент при выпучивании опоры (рис. 11. 1, а).
Для такого случая коэффициент а принимают равным 4,3924,
а грузовой коэффициент т, = 0,0833 q. Здесь q — полная расчетная
равномерно распределенная вертикальная нагрузка. На рис. (И. 1, г)
показана суммарная эпюра изгибающих моментов от пучения опоры
1 и вертикальной нагрузкп.
Когда трубопровод при восприятии нагрузки от собственного
веса работает как разрезная балка, а при действии остальных на-
грузок как неразрезная конструкция с защемленными концами, мо-
жет оказаться, что наибольшими будут пролетные моменты
(рис. 11. 1, в). При этом следует иметь в виду, что опорный момент
от пучения опоры 1 Моа значительно больше пролетного момента
МСр (рис. 11. 1, а), поэтому сечение в середине пролета может ока-
заться расчетным лить при большом значении пролетного изги-
бающего момента от вертикальных нагрузок. Вследствие этого мак-
симальное значение суммарного пролетного момента получается по-
208
середине второго пролета, считая от деформируемой опоры 1,
(рис. И. 1, д). В этом случае коэффициент а принимают равным
1,0.192, а грузовой коэффициент
т] = 0,125 qTP -j- 0,0417 (7из -f- <?прод 4- 0,9 Цпец),
где дтр, 7иа, 7прод, 9леЯ — расчетные нагрузки от собственного
веса трубы, изоляции, веса продукта и обледенения. Второй расчет-
мап
a Wc₽
Рис. И. 1. Эпюры моментов в мяогопролетной системе трубопровода.
а —от выпучивания опоры 2; б —от вертикальных нагрузок при обеспечении неразрез-
ности системы; в — от вертикальных нагрузок при разрезносги системы на восприятие нагруз-
ки от собственного веса и неразрезности системы для остальных нагрузок; г — от суммы на-
грузок, указанных на рис. а и б; 0 — от суммы нагрузок, указанных на рис. а и в.
ный случай будет иметь место при значительном собственном весе
трубы по сравнению с остальными вертикальными нагрузками. По-
этому при расчете трубопровода как разрезного на восприятие на-
грузок от собственного веса, так и неразрезного для остальных на-
грузок его следует проверять также по опорному моменту
(рис. 11. 1, д).
В этом (третьем расчетном) случае коэффициент а принимают рав-
ным 4,3924, а грузовой коэффициент
ц = 0,0833 (711з 4- 7п₽од 4- 0,9 7дед).
Если же допустить развитие пластических деформаций в опорных
сечениях трубопровода, то последнюю проверку можно не делать.
14 заказ 2185. 209
§ 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНОГО ПРОЛЕТА
МЕЖДУ ОПОРАМИ
Проанализируем формулу (11. 6). Изменение пролета между
опорами I не оказывает влияния на величины напряжений от вну-
треннего давления <тр и изгиба труб в вертикальной плоскости <у0.
Однако с увеличением пролета I возрастает напряжение в расчетном
сечении от вертикальных нагрузок o'и и уменьшаются напряжения
от выпучивания опоры о'д. Для определения оптимального расстоя-
ния между опорами, при котором величина выпучивания опоры Д
имеет наибольшее значение, выпишем уравнение (И-7) в следующем
виде:
. 27?2Р pl* f Dn Л 2ч И ЕР„12
Л ~ aEDa аЕР„ 23 / aEPaW aEDH Q '
Приравниваем первую производную функцию Д = f (1) нулю:
W 2pl ( D„ Д 84 /3 2ЕР„!
dl аЕРа аЕРн 23 J aED„W a$EDH U’
откуда
Г 4/?2 2р /Он А 2ЕРН 8д Р 1 . п
[ аЕР„ aEDn\2§ J a q EDk aEDaW \ ’
так как I =/= 0, to
4 7? ?n( D" 2.ED„ 8д P q
47?2-2p^g--lj---------------
Окончательно оптимальный пролет
В случае, когда oQ— 0,
Зная 10т, по формуле (11. 11) можно определить максимально
допустимую величину выпучивания опоры.'
Для облегчения расчетов построены различные графики. На
рис. 11. 2 приведены графики зависимости допустимых деформаций
пучения опоры от пролета в многопролетных системах трубопрово-
дов при Од = 1 для труб различных диаметров. Зная диаметр тру-
210
бопровода, пролет между опорами I и напряжение, которое можно
допустить от выпучивания опоры в данной системе, пользуясь гра-
Рис. 11. 2. Графи-
ки зависимости до-
пустимых дефор-
маций опор в мно-
гопролетных си-
стемах трубопро-
водов для различ-
ных диаметров труб
и пролетов при
<тд= 1.
а — при монтаже с
обеспечением нераз-
резности конструк-
ции; б — при монта-
же, обеспечивающем
разрезность кон-
струкции на воспри-
ятие собственного ве-
са.
фиками рис. 11. 2 и 11. 3, легко определить допустимую деформацию
пучения опоры по формуле
д, см
& = о .
14*
211
Сравнивая рис. 11. 2, а и 11. 2, б, легко обнаружить, что при оди-
наковых пролетах трубопровода из одних и тех же труб и при рав-
ных значениях напряжений, которые возпйкают от пучения опоры,
деформация пучения опоры в многопролетпоп системе трубопровода
с обеспечением разрезности может быть значительно больше, чем
в неразрезной системе.
Рис. 11.3. Графики зависимости продольных напряжений от внутреннего да
системах трубопроводов для раз
а —для газопроводов при монтаже с обеспечением псраареаности копетруипии; б —для га
ного веса; в—для придукюпроводов при монтаже с обеспечением неразрезности конструк
восприятие соб
212
Для определения напряжения, которое может быть допущено
в трубопроводе (работающем при давлении 55 кГ/см3, от выпучива-
ния опоры Од), можно воспользоваться графиками рпс. 11. 3. Зная
диаметр трубопровода и пролет между опорами, в зависимости от
конструктивной схемы газопровода (неразрезной или разрезной)
йд определяется по формуле
вления в 55 кГ/см2 и вертикальных весовых нагрузок в многопролетных
личных диаметров труб и пролетов.
зопроводов при монтаже, обеспечивающем разрезность конструкции на восприятие собствен-
ней, г — для продуктопроводов при монтаже, обеспечивающем разрезность конструкции на
ственного веса.
2(3
где а — напряжение, определяемое по рис. 11.3, равное
и = ппр р т оп-
Анализ графиков 11. 3, а и И. 3, б показывает, что суммарные
напряжения от вертикальных нагрузок и деформаций опоры при
одинаковых пролетах, в многопролетной балочной системе газопро-
вода получаются большими в середине пролета при обеспечении
разрезности системы на нагрузки от собственного веса, чем в опор-
ном сечении при обеспечении неразрезности. Несмотря на это, как
показано выше, деформации опоры в разрезных системах при рав-
л,см
Рис. 11. 4. Графики зависимости допустимых деформаций
опор в многопролетных системах газопроводов, работающих
при давлении 55 кГ/с.ч2, при монтаже с обеспечением нераз-
резиости конструкции для различных диаметров труб и про-
летов.
ных пролетах могут быть значительно большими, чем в неразрезных.
Из сравнения рис. 11. 3, ей 11. 3, г видно, что независимо от степени
разрезности напряжения в опорном и пролетном сечениях много-
пролетной балочной системы продуктопроводов получаются почти
одинаковыми.
Для облегчения проектирования и выбора величины оптималь-
ных пролетов между опорами с использованием приведенных выше
формул составлены графики зависимости допускаемой величины пу-
чения опор А в многопролетных балочных системах трубопроводов
с рабочим давлением 55 кГ/см2 от пролета между опорами и характе-
ристики труб. На рпс. 11. 4—11. 7 приведены графики для труб
из стали с — 2700 кПсм2, что соответствует стали с ош =
= 3500 кГ/см2 при к2 = 0,85 и т2 = 0,9. Рис. 11. 4 и 11. 6 со-
ответствуют первому расчетному случаю по опорному сечению при
неразрезности системы, сплошные линии на рис. И. 5 и И. 7 — вто-
рому расчетному случаю по пролетному сечению, а пунктирные —
третьему расчетному случаю по опорному сечению при обеспечении
разрезности системы на восприятие нагрузки от собственного веса.
При пользовании графиками (рис. И. 5 и И. 7) следует прини-
мать за расчетную наименьшую величину деформации для соответ-
214
Рис. И. 5. Графики зависимости допустимых деформаций
опор в многопролетных системах газопроводов, работающих
при давлении 55 кГ/смг, при монтаже, обеспечивающем раз-
резность конструкции на восприятие собственного веса для
различных диаметров труб и пролетов.
Д.сл<
J5(—
Rг=2700 кГ/см г
30
25
20
Ю
0„*325'8
---0^926*8
0„*529*8
0„=630*8
Р„=325*8
0^26'8
720'9
DH=820'/0
Оц-920'О
Он=1020'12
20 25 30 35 40
Рис. 11. 6. Графики зависимости допустимых деформа-
ций опор в многопролетных системах продуктопрово-
дов, работающих при давлении 55 кГ/сль2, при монтаже
с обеспечением неразрезности конструкции для различ-
ных диаметров труб и пролетов.
О„=529'8,
О^бЗОхд
.,*120'9
О,,=820'10
*920x11
9н=Ю20'12
215
ствутощего диаметра трубопровода при данном пролете, ограничи-
ваемую сплошной пли пунктирной линией. Из графиков видно, что
наибольшие деформации опоры могут быт;ь допущены в разрезных
системах, однако при отсутствии деформаций опор наибольшие про-
леты могут быть в неразрезных системах.
Необходимо отметить, что обеспечить разрезность многопро-
летной балочной системы на восприятие нагрузок от собственного
веса трубопровода довольно сложно. Для этого, например, можно
АСИ
160 г-
I)tf820,
*10 Z
О„=630*8
fl„=720*9
\Dh~820*10
*$£920*11
Рис. 11. 7. Графики зависимости допустимых деформа-
ций опор в многопролетных системах продуктопрово-
дов, работающих при давлении 55 кГ1см?', при монтаже,
обеспечивающем разрезность конструкции на воспри-
ятие собственного веса для различных диаметров труб
п пролетов.
было бы варить над опорами косые стыки в вертикальной плоскости
либо вваривать гнутые участки трубопровода.
В неразрезных системах допустимую величину выпучивания
опор можно немного повысить, если при расчете опорных сечений
трубопровода за расчетное сопротивление принять величину /?2=
= 0,9А?2/?”- Это возможно, так как по достижении R„ в опор-
ных сечениях не исчерпывается несущая способность конструк-
ции.
При проектировании надземных систем трубопроводов на пучи-
нистых, мерзлых, просадочных, болотистых и других неустойчивых
грунтах величину пролетов между опорами желательно назначать
близкой к оптимальной, допускающей наибольшие деформации
опор.
ди;
Следует иметь в виду, что расчетная величина деформации
опоры Д является разностью деформаций между смежными опорами
системы. Например, если все опоры системы выпучатся или осядут
на какую-то одинаковую величину, то расчетная деформация
опоры Д будет считаться равной нулю.
Пользуясь приведенными графиками, можно также определять
максимально допускаемые пролеты между опорами в многопролет-
ных балочных системах при отсутствии пучения, для чего величину
пролета I следует рзять из графика при Д, равном нулю.
Рассмотренные выше зависимости справедливы для многопро-
летных балочных равнопролетных систем трубопроводов, когда
конструкция опорных частей не позволяет трубопроводу смещаться
в вертикальной плоскости независимо от самой опоры. Если кон-
струкция опорных частей позволяет трубопроводу свободно подни-
маться над опорой, то трубопровод, как правило, находится в луч-
ших условиях, чем в рассмотренном нами случае. Все многопро-
летные самокомпенсирующиеся системы трубопроводов, в которых
пролеты отличаются друг от друга не более чем на 20% пролеты,
можно рассчитать, используя приведенные формулы и графики.
В многопролетных системах трубопроводов при возможности
вертикальных деформаций отдельных опор нагрузки на опоры от
трубопровода могут значительно возрасти по сравнению с обычно
определяемыми опорными реакциями в многопролетной системе.
Это следует иметь в виду при определении расчетных нагрузок на
опоры.
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
ОПОРЫ БАЛОЧНЫХ СИСТЕМ
ПРОКЛАДКИ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. ПРИМЕНЯЕМЫЕ ТИПЫ ОПОР И ОПОРНЫХ ЧАСТЕЙ
Метод прокладки трубопровода влияет на конструкцию опор,
поскольку изменяются прикладываемые к ним нагрузки, а также
перемещения, на которые должны быть рассчитаны опорные части.
Как уже отмечалось раньше, опоры под трубопроводы подразде-
ляются на неподвижные (анкерные), на которых отсутствуют линей-
ные смещения, и подвижные, допускающие перемещение трубопро-
вода вдоль его оси или в любом направлении.
При прямолинейной прокладке с компенсаторами на подвижных
опорах возможны лишь относительно небольшие продольные сме-
щения трубопровода, при зигзагообразной прокладке наблюдаются
значительные поперечные перемещения, особенно в вершинах полу-
волн, где они могут достигать 1 м (в зависимости от длины полу-
волны L и отношения f/L). При прямолинейной прокладке без компен-
сации продольных деформаций трубопровод на опорах почти не пе-
ремещается.
На прямолинейных переходах с компенсаторами при одном про-
лете или при нескольких пролетах и односторонней компенсации
продольных деформаций все опоры делают подвижными.
В многопролетных схемах с двусторонней компенсацией про-
дольных деформаций одну из опор между компенсаторами делают
неподвижной, остальные подвижными. Расстояние между неподвиж-
ными опорами обычно 150—250 м. Подвижные опорные частд вы-
полняют, таким образом, чтобы трубопровод мог перемещаться в про-
дольном направлении при отсутствии смещений перпендикулярно
его оси.
Под спипки П-образных компенсаторов обычно устанавливают
опоры, опорные части которых дают возможность трубопроводу пере-
мещаться в горизонтальной плоскости в любом направлении.
При прямолинейной прокладке трубопроводов с компенсаторами
и без компенсации продольных деформаций на неподвижных опорах,
так же как и при укладке «змейкой», не должно быть никаких сме-
щений; в последнем случае часто устраивают вращающийся шарнир.
218
Конструкция опор зависит не только от метода прокладки и при-
кладываемых к опорам усилий, но и от ряда других факторов, на-
пример от материала, грунтовых и топографических условий про-
хождения трассы, высоты опор, метода производства работ.
Применяются следующие виды опор:
плитные опоры — для усиления основания под трубо-
проводом на крайних опорах;
свайные опоры — при пересечении рек, на болотах и
при прохождении трассы трубопровода по слабым грунтам;
рамные опоры и опоры на стойках — когда
затруднено погружение свай, не требуется большого заглубления
опор;
опоры из блоков — на плотных грунтах с малым заглу-
блением, а также при значительном заглублении по типу опускных
колодцев;
монолитные опоры из бутовой кладки, бутобетона и
других материалов — при наличии местных материалов, а также при
разнотипности опор;
подвесные опоры — главным образом в качестве по-
движных опор при зигзагообразной прокладке трубопроводов в виде
«змейки»;
ряжевые и другие деревянные опоры при-
меняют в северных лесистых районах и где загнивание их происхо-
дит относительно медленно;
грунтовые опоры в виде земляных отсы-
пок применяют на болотах, широких поймах рек, на севере.
' Крепление трубопровода к опорам или его опирание на них
осуществляется с помощью опорных частей. Для балочных систем
^надземной прокладки применяются следующие опорные части:
а) продольно-подвижные, допускающие перемещение трубо-
тровода лишь вдоль его оси (скользящие, катковые, валковые, под-
весные, перемещающиеся за счет применения качающихся стоек или
изгиба опор при шарнирном креплении трубопровода);
б) свободно-подвижные, позволяющие трубопроводу переме-
щаться в любом направлении в горизонтальной плоскости (сколь-
зящие, валковые с поперечным скольжением, подвесные);
в) неподвижные — анкерные с жестким креплением трубопро-
вода к опоре,, вращающиеся на вертикальной оси).
§ 2. НАГРУЗКИ, ПЕРЕДАВАЕМЫЕ ОТ ТРУБОПРОВОДА
К ОПОРАМ
Все опоры рассчитывают на расчетную вертикальную нагрузку
от трубопровода
Дв = (<& + 9РОП + 7Рр + 0,9 <&д) глев+2гправ =
_ р ^лев+^прав ,.9 . ,
— дПОЛН ~2 '
219
Основными же нагрузками для опор почти всегда являются гори-
зонтальные усилия. Горизонтальные усилия от трубопровода при-
ложены па уровне опорных частей.
Вдоль осп трубопровода па подвижных опорах при его смещении
возникнут горизонтальные силы
йгц — 9тах4в — 0тах9полн
I -Н
лев ' прав
(12.2)
В случае жесткого крепления трубопровода к гибкой опоре
последняя должна быть проверена на величину возможного продоль-
ного смещения трубопровода от изменения температуры и внутрен-
него давления
Д,?п = Lon (еПр. р 4- £пр. О ~ Ll)a —!——, (12. 3)
где епр р и гПр. t — продольные относительные деформации от
внутреннего давления в трубах и от изменения температуры стенок
труб; о кд и Gnp. t — кольцевые напряжение, от внутреннего давле
ния и продольные напряжения от изменения температуры, опреде-
ляемые по формулам (2. 31) и (2.37); Loa — расстояние от неподвиж-
ной опоры до рассчитываемой подвижной опоры; Е — модуль упру-
гости металла труб.
На неподвижных опорах с учетом того, что величины трения па
примыкающих к опоре левом и правом участках трубопровода могут
несколько отличаться (до 20%), усилие будат равно
Лги ~ (^л-1г. и ~Ь.А Ki) — 0,8 (2з4г. п • (12. 4)
где 21-4г. п и 22Д. г. п —сумма продольных горизонтальных уси
лий, действующих на промежуточные подвижные опоры на участках
от неподвижной опоры до компенсаторов слева и справа. Индекс 1
относится к большей величине (У\4Г>П ф- слева или справа от
рассчитываемой неподвижной опоры; NK1 и ДГКЗ — отпоры компен-
саторов на соответствующих участках трубопроводов слева и енравг
от неподвижной опоры; 0 шах — максимальное значение коэффи-
циента трения. При трении стали ,ио-стали на скользящих опорах
fl max = 0,3. При катковых опорах !0 =0,05/г,гце г — радиус катка.
Перпендикулярно осп трубопровода, когда нет поперечного сме-
щения к каждой из опор (подвижной и неподвижной), приложено
горизонтальное усилие от давления ветра
4,о = = (12.5)
Ра четную щтровую нагрузку на трубопровод qa определяют
I о формуле (2. Си;, iГа неподвижные опоры при укладке «змейкой"-
вдел; оск трубопровода передается горизонтальная составляющая
. чорч'.ь о ’акции кзманечия температуры, внутреннего давления
II я..т> I, ЛЯ "’Р узки.
Как и в случае прямолинейной прокладки с компенсаторами,
наибольшие деформация будут при нагреве труб, когда относитель-
ные удлинения от изменения температуры е< = Еа A t и от внутрен-
него давления ер — суммируются. С увеличением длины
трубопровода, закрепленного на неподвижных опорах, произойдет
его поперечное смещение на подвижных опорах, отчего увеличится
стрелка «змейки». Увеличение стрелки повлечет за собой изгиб
труб в вершинах полуволн «змейки» и передачу продольного усилия
(распора) на неподвижные опоры.
Поперечному смещению трубопровода на подвижных опорах
будут препятствовать силы трения, которые равны вертикальному
давлению на опору от веса трубопровода, умноженному на коэффи-
циент трения.
Рассматривая трубопровод как ломаный ригель, можно получить
следующие выражения для определения усилий, передающихся на
неподвижные опоры от изменения температуры стенок труб и вну-
треннего давления в трубопроводе:
при скользящих промежуточных опорах
л 3 cos <р ( (Е a&t + 0,2 ОКц) , ?полн Чтах^оп^2 . ,л г,
! А t р-----—'---у?---------• + — ---. (1 • и)
при подвесных промежуточных опорах
, ^Зсозф/(£ад^0,2окц) , 9полп£2"Г „
Л(р-----------------------1-----—----. (12. 7)
Ветровая нагрузка действует как равномерно распределенная
по всей длине трубопровода. В отличие от сил трения, влияние ко-
торых одинаково во всех пролетах «змейки», ветровая нагрузка пре-
пятствует поперечному смещению трубопровода в полуволнах, изо-
гнутых навстречу направлению ветра, и наоборот, помогает смещаться
трубопроводу в соседних полуволнах «змейки», где он изогнут в про-
тивоположную сторону.
Как ч в предыдущем случае, рассматривая трубопровод как ло-
маный ригель, найдем горизонтальную составляющую от ветровой
"нагрузки:
при скользящих промежуточных опорах
< 9в^о|
— —КТ
<-»/
(12. 8)
при подвесных., промежуточных опорах
= ?в£2
Яв 3/ .
(12. 9)
Из сказанного следует, что передаваемые на непс чччжную шору
усилия в смежных полуволнах от ветровой нагрузки А я
Действуют в одну и ту же сторону, а усилия от jзмевепия
температуры и внутреннего давления /1 fpl и Л ip.> — в р<т н'.п> стороны.
Расчетное продольное усилие, действующее на неподвижную опору,
можно выразить формулой
Лг.н = ЛВ1 + ЯВ2 + (Л(Р1-О,8Л(Р2). . (12.10)
В формуле индекс 1 относится к большей длине полуволны
«змейки». Это выражение справедливо и тогда, когда соседние полу-
волны имеют одинаковую длину. Коэффициент 0,8 перед последним
членом формулы (12. 10) учитывает возможную разницу в величине
трения опорных частей в соседних полуволнах «змейки».
Продольные и поперечные горизонтальные усилия, действующие
на скользящие промежуточные (подвижные) опоры, при зигзагооб-
разной прокладке определяют по формуле
Л.п^е[пахдполн^В-^ПРаВ (12.11)
В формулах (12. 6)—(12. 11) приняты следующие обозначения:
<р — угол между осью трубопровода около неподвижной опоры и
прямой, соединяющий неподвижные опоры; L — расстояние между
неподвижными опорами по прямой — длина полуволны «змейки»;
/ — расчетная (начальная) стрелка «змейки», равная расстоянию
от вершины полуволны (места изгиба трубопровода при ломаном
очертании) до прямой, соединяющей неподвижные опоры; I — мо-
мент инерции поперечного сечения трубопровода; «/поли — полная
вертикальная расчетная нагрузка от собственного веса, веса про-
дукта и обледенения; qB — расчетная ветровая нагрузка на трубо-
провод; /лев и /прав — размеры пролетов, примыкающих к рассчи-
тываемой подвижной опоре; s — поперечное горизонтальное пере-
мещение трубопровода на средней угловой опоре (отклонение от
вертикали), вызываемое внутренним давлением в трубопроводе и
изменением температуры стенок труб; h — расстояние от места
крепления подвески на средней опоре до оси трубопровода, s/h —
тангенс угла отклонения от вертикали подвески на средней — углр-
вой опоре; 0 тах — максимальное значение коэффициентов трения
(при трении стали по стали принимается 0,3); коа — коэффициент?,
учитывающий при скользящих опорах передачу части нагрузки,
на промежуточные опоры.
Чем больше число опор, тем меньшая часть суммарного про-
дольного усилия от ветра, изменения температуры и внутреннего’
давления Лг. н дойдет до неподвижной опоры, так как в восприятия
этих нагрузок будут участвовать и подвижные скользящие опоры.
Значения коэффициента коа принимаются равными: при одной про-
межуточной опоре 0,8, при трех промежуточных опорах 0,6, при пяти
промежуточных опорах 0J5 и при семи промежуточных опорах 0,4.
На подвесных промежуточных опорах возникают горизонталь-
ные составляющие вследствие отклонения подвесок от вертикали
на величину у
д <дев+гправ /jO }2)
Лг.о —Чполи 2 h, ‘ k1 "
Ветровая нагрузка передается полностью на неподвижные опоры.
Для уменьшения на них нагрузок расстояния между опорами сле-
дует принимать одинаковыми.
Перпендикулярно распору (оси, соединяющей неподвижные
опоры) на неподвижные, а также на промежуточные опоры действует
сила ветра, определяемая по формуле (12. 5).
Для того чтобы в месте крепления трубопровода к неподвижной
опоре в трубах не возникло опорных моментов в горизонтальной
плоскости, трубопровод к опорам лучше крепить посредством вра-
щающихся шарниров.
Когда трубопроводы укладывают прямолинейно, без компенса-
ции продольных деформаций, вертикальную нагрузку на промежу-
точные опоры определяют, так же как и при прокладке трубопровода
с компенсацией продольных деформаций, по формуле (12. 1). На пря-
молинейных . переходах без компенсации продольных деформаций
чаще всего специальных береговых опор не делают или устраивают
их в виде подкладываемых под трубопровод железобетонных плит.
Давление на плиту принимают равным нагрузке от половины при-
мыкающего пролета длиной /кр плюс нагрузки от небольшого
участка трубопровода, находящегося в грунте. Если принять по-
следний равным 5 м, давление на крайнюю опору будет
Чк.р = <7полн(4Е- + 5)- (12.13)
Горизонтальную нагрузку, действующую на промежуточные
опоры прямолинейных переходов без компенсаторов вдоль оси тру-
бопровода, при подвижных опорных частях определяют, как и
при наличии компенсаторов, по формуле (12. 2), поскольку возможен
небольшой сдвиг трубопровода в продольном направлении. При жест-
ком креплении трубопровода к промежуточным опорам их прове-
ояют на возможное продольное смещение трубопровода от изменения
внутреннего давления и температуры стенок труб, которое может
произойти из-за разницы в степени защемления концов трубопро-
вода грунтом.
При отсутствии компенсаторов смещение принимают равным
Доп = 0,2 L (епр Р + еПр () = 0,2 Г°’2(7'^Л—. (12.14)
Обозначения те же, что в формуле (12. 3).
Выполняя расчеты на продольное усилие при подвижных опор-
ных частях по формуле (12. 2), нужно иметь в виду, что смещение от
прикладываемой силы не может быть больше Доп, определяемого по
формуле (12. 14). Если смещение от усилия получается больше, то
расчет опоры производят на деформацию Доп.
При прямолинейной прокладке без компенсации продольных
деформаций опоры конструируют так, чтобы не происходило смеще-
ние трубопровода перпендикулярно его оси. Перпендикулярно оси
22;
222
трубопровода опоры рассчитывают на нагрузку от ветра и составля-
ющую продольных усилий при возможном отклонении трубопровода
от прямой линии в плане. Величина возможного максимального
отклонения от прямой, т. е. стрелки изгиба трубопровода в плане на
участке любой длины L, принимается / = О,OIL. Суммарное'уси-
лие, действующее на опору, будет
Яг. о = Яв Яг f = Цъ---2— ----F 0,01 (ппр р опр h, (12.15)
где F — площадь поперечного сечения трубы.
Очень важно, чтобы промежуточные опоры были достаточно
жесткими в направлении, перпендикулярном оси трубопровода,
так как с увеличением отклонения оси трубопровода от прямой воз-
растает усилие, передающееся на эти опоры.
§ 3. КОНСТРУКЦИИ ОПОР
Плитные опоры
Когда под трубопровод, в местах его опирания на грунт, по-
ложены плиты, опорное давление распределяется на значительную
площадь, четко фиксируется величина пролета. Устройство плит-
ных опор может потребоваться при несущей способности грунтов
Рис. 12. 1. Плитная опора с ложем для укладки трубопровода.
менее 1,5—2 кГ/см\ при больших опорных давлениях п неустой-
чивых откосах. Размер плит определяют, исходя из условия пере-
дачи давления на грунт, однако длина стороны их должна быть не
менее 0,4 м. Плиты выполняют из железобетона, но в северных за-
лесенных районах могут делать и из дерева в виде двух рядов пе-
рекрестно уложенных коротышей.
Плитные опоры можно применять на крайних опорах в местах
выхода трубопровода из грунта, а также на промежуточных грунто-
вых опорах. В местах выхода трубопровода из грунта, а также на
промежуточных грунтовых опорах с обсыпкой трубопровода грунтом
удобно применять плоские плиты. Трубопровод укладывают на слон
д2 j
песка толщиной 12—18 см. Можно применять и плиты с ложем, со-
ответствующим диаметру трубопровода (рис. 12. 1).
Железобетонные плиты с соответствующими опорными частями
применяют при открытой прокладке трубопроводов по грунтовым
опорам.
Свайные опоры
При надземной прокладке трубопроводов свайные опоры приме-
няют очень часто. Свайные опоры не требуют трудоемких земляных
работ, которые на переходах приходится выполнять с интенсивным
Рис. 12. 2. Железобетонные свайные опоры.
и —промежуточная скользящая; б —неподвижная с вращающимся шарниром; 1 — метал-
лическая опорная подкладка; 2 — сборная железобетонная насадка; з — глухари; 4 — рельс;
з — влектроизолирующая подкладка; в —электроизолирующие пробки; 7 — металлическая
ось опоры; 8 — металлические соединительные косынки; 9 — железобетонные сборные сваи.
водоотливом. Сваи помимо вертикального давления могут воспри-
нимать и значительные горизонтальные нагрузки. Проектируются
свайные опоры согласно СНиП главы П-Б, 5-62, специальных ука-
заний и инструкций.
15 Заказ 2185
225
В зависимости от грунтовых условий, механизмов и оборудова-
ния, наличия материала и других данных применяют железобетон-
ные, деревянные и металлические сваи. Для последних чаще исполь-
зуют трубы с последующим заполнением бетоном. Опоры могут
состоять из одной—четырех п более сван. Для промежуточных опор
б
Рис. 12. 3. Опоры со
а — с одной сваей и простейшей опорной частью; б — на двух свай, связанных металличе
конструкции, вы
226
обычно бывает достаточно одной или двух свай, анкерные опоры
устраиваются из двух — четырех свай. Сваи поверху связывают между
собой ригелями или схватками. На рис. 12. 2 представлены железо-
бетонные свайные опоры, запроектированные Гипроспецгазом для
зигзагообразной прокладки трубопроводов на болотах: скользящая
г
сваями из стальных труб.
свой распоркой: в — из двух свай с «жетним железобетонным ригелем; г — в виде жесткой
полненной из труб.
15* 227
промежуточная опора (рпс. 12. 2, а) состоит из двух свай, неподвиж-
ная с вращающимся шарниром (рпс. 12. 2, б) — из четырех свай.
На опорах имеется электроизоляция трубопровода от грунта, ко-
торая бывает необходима при наличии электрической защиты тру-
бопровода от коррозии на примыкающих подземных участках. На
подвижной опоре сваи с ригелем соединяют путем омоноличивания
бетоном, на неподвижной опоре соединение выполнено путем сварки
металлических закладных деталей.
Рис. 12. 4. Металлическая односвайиая
из трубы).
т-250 - 500—\
опора (свая выполнена
На рис. 12. 3 показаны опоры, в которых в качестве свай приме-
нены стальные трубы. Трубы погружаются в грунт ударными ме-
тодами, завинчиванием или подмывом.
На рис. 12, 3. а приведена свайная опора с простейшей продольно-
подвижной опорной частью, выполненной из части той же трубы, что-
и трубопровод. Опора поддерживает среднюю часть прямолинейного
перехода трубопровода без компенсации продольных деформаций
(проект Гипрогаза).
На рис. 12. 3, б опора состоит из двух свай, связанных между со-
бой металлической распоркой (проект Гипротрубопровода). На
рис. 12. 3, в верхние части свай заделаны в массивный железобетон-
ный ригель, образуя достаточно жесткую раму (проект Гипрогаза).
На рис. 12. 3, г опоры имеют большую высоту. Стойки, связанные
ригелем, распорками и раскосами, образуют жесткую неизменя-
емую систему. Все элементы, за исключением ригелей, выполнены
из труб.
228
На рис. 12. 4 приведена металлическая односвайная опора. Свая-
труба после погружения заполняется бетоном. Ригель выполнен из
швеллера. Для удобства
приварки швеллера верх-
няя часть сваи может быть
немного сплюснута. При-
веденная на рисунке опор-
ная часть может допускать
лишь продольную, подвиж-
ность, если трубу поло-
жить на нее свободно, а
опорную часть приварить
к ригелю, и подвижность
в двух направлениях, если
опорную часть приварить
к трубе и свободно поло-
жить на ригель. Во втором
случае следует по концам
ригеля приваривать огра-
ничивающие упоры.
На рис. 12. 5 показана
конструкция подвижной —
скользящей и неподвиж-
а
ной деревянных опор, за-
проектированных Южгн-
прогазом для прокладки
трубопроводов в районах
Крайнего Севера и вечной
мерзлоты. На подвижной
опоре труба перемещается
по металлическим поло-
скам, прибитым к верх-
ним схваткам. Соеди-
нения выполнены на бол-
тах.
На рис. 12. 6, а пока-
зана деревянная свайная
скользящая опора высо-
той 3—3,5 м. Для воспри-
ятия горизонтальных уси-
лий при такой высоте
опоры надземную часть
Рнс. 12. 5. Деревянные свайные опоры.
а _ подвижная, скользящая; б — неподвижная;
; _ деятельный слой; 2 — многолетне-мерзлый грунт.
делают в виде жесткой
пространственной систе-
мы. Элементы опоры соеди-
няют на врубках и болтах.
Скольжение трубопровода происходит по стальной полосе, по краям
имеются ограничительные упоры.
На рис. 12. 6, б представлена верхняя часть аналогичной, но не-
подвижной опоры. Трубопровод к ригелю опоры притянут хомутами
Рис. 12. 6. Деревянная свайная опора высотой 3—3,5 м, запроекти-
рованная Южгипрогазом.
а — скользящая опора; б — верхняя часть неподвижной опоры.
диаметром 20 мм. Против поперечного смещения поставлены упор-
ные уголки 75 X 75 X 6 .и,и. На деревянных элементах ригеля, в ме-
стах опирания трубопровода, положены стальные полосы 10 X 8 мм.
Опоры на стойках и рамные опоры
Рамы из нескольких связанных между собой стоек свободно опи-
раются на фундамент или их жестко заделывают в фундамент.' Опоры
лишь во втором случае могут восприни.мать горизонтальное усилие.
230
ры: одностоечные (а, б) и рам-
ные (в, г).
231
osz on
Одиночные стойки почти всегда жестко заделывают в фундамент.
Для возведения рамных опор и опор из отдельно стоящих стоек
требуется достаточно надежное основание. При большом заглубле-
нии таких опор их возведение связано с выполнением больших
объемов земляных работ и часто со значительным водоотливом.
Рис. 12. 9. Конструкция опорной стойки с оголовком
для приварки ригеля.
На рис. 12. 7, а, б показаны одностоечные железобетонные
опоры: продольно-подвижная для прокладки трубопроводов с ком-
пенсаторами и подвижная скользящая для зигзагообразной про-
кладки в виде «змейки». В обоих случаях опоры получились легкими,
несмотря на большую их высоту.
На рис. 12. 7, в приведена сборная рамная опора, применяемая
Для любого типа балочных переходов. Опора состоит из общего
233
башмака, стоек и ригеля. Соединение ригеля со стойками выпол-
нено с помощью металлических закладных деталей.
На рис. 12. 7, г показана неподвижная опора, состоящая из фун-
даментного блока, железобетонных стоек, металлического ригеля и
металлических связей между стойками, приваренными к закладным
деталям. Стойки с фундаментом соединены анкерными болтами.
Рис. 12. 10. Верхние части опор с продольно-подвижными кат-
ковыми опорными частями.
а — при двух стойках; б — при одной стойке.
На рис. 12. 8 дана конструкция опорных башмаков для одно-
стоечной опоры и рамной опоры с двумя стойками. Конструкция
стоек видна на рис. 12. 9. На рис. 12. 10 показана конструкция
верхних частей опор при наличии на них продольно-подвижных
катковых опорных частей: на рамной опоре с двумя стойками
(рпс. 12, 10, а) п на одностоечной опоре (рис. 12. 10, б). На
рис. 12. 11 дана конструкция стойки, запроектированной вместе
с опорным башмаком.
234
Из таких стоек можно делать как одностоечные, так и рамные
опоры. Расход бетона на такую колонну составляет около 0,5 м3
и арматуры 34 кг. Ее вес 1200 кг.
Рис. 12. 11. Конструкция железобетонной стойки, выполненной
вместе с опорным башмаком.
В районах Севера и вечной мерзлоты рамные опоры можно вы-
полнять из дерева. На рис. 12. 12 приведена деревянная опора
235
из бревен, выполненная на врубках с металлическими скобами.
Скольжение трубопровода происходит по укрепленной на ригело
металлической полосе.
Опоры из блоков
Опоры из железобетонных блоков можно применять при всех
методах надземной прокладки трубопроводов. Для балочных систем
они будут отличаться главным образом устройством опорных ча-
стей. Применяют блоки, укладываемые с небольшим заглублением
в грунт и опоры из блоков, имеющие значительное заглубление. Каж-
дая из опор может состоять из одного или нескольких блоков. Опоры
пз железобетонных блоков, обычно пустотелых, удобны для монтажа
и при небольшой высоте опор весьма экономичны.
Рис. 12. 12. Деревянная рамная опора.
На рнс. 12. 13 приведена скользящая опора для зигзагообразной
прокладки, состоящая из одного блока. Такую опору при гравели-
стых, песчаных, супесчаных и других надежных грунтах уста-
навливают с заглублением около 20 см. Неподвижная опора будет
отличаться лишь опорной частью.
На рпс. 12. 14 дана конструкция опоры, состоящей из железо-
бетонных колец и верхней опорной плиты, запроектированная
Гипрогазом. Высота каждого кольца 1 м. Число колец принимается
в зависимости от заглубления и высоты опоры. Внутренняя часть
опоры чаще заполняется тощим бетоном. Приведенные на
рис. 1_. 14 кольца можно применять также для устройства фунда-
ментов одностоечных и рамных опор.
236
7*^77?#
^2000(25№J3000>.
Рис. 12. 13. Железобетонная
опора в виде пустотелого бло-
ка для зигзагообразной про-
кладки трубопроводов.
Нолацо
Рис. 12. 14. Сборная же-
лезобетонная опора из же-
лезобетонных колец.
237
пог
Рис. 12. 16. Опоры из бутовой кладки для зигзагообразной прокладки трубо-
провода .
а—подвижная скользящая (в трех проекциях); б—неподвижная; 1 —упорный уголок;
2 —железобетонная шпала; 3 —металлический рельс; 4 — железобетонная плита; 5 —
стяжная скоба; в —стяжная муфта.
238
Монолитные опоры
Монолитные опоры из бетона устраивают чаще всего в тех
случаях, когда однотипные надземные переходы на данной трассе
строятся в небольшом количестве. Форма, конструкция и глубина
заложения опор зависят от системы надземной прокладки, величины
пролета, диаметра трубопровода, рельефа местности и грунтовых
условий. На рис. 12. 15 показаны простые бетонные опоры, приме-
ненные Востокгипрогазом для консольного перехода.
Если трубопровод проходит по скальным грунтам или вблизи
имеются каменные карьеры, то для опор целесообразно использо-
вать местный строительный материал и выполнять опоры из буто-
бетона или бутовой кладки, как показано на рис. 12. 16. Подвиж-
ная опора отличается от неподвижной опорными частями и может
отличаться размерами. На рис. 12. 16, а показана в трех проекциях
подвижная скользящая опора для зигзагообразной прокладки трубо-
проводов, на рис. 12. 16, б — неподвижная. Опорные части заранее
заделывают в железобетонной плите и в готовом виде укладывают
поверх бутовой кладки.
Подвесные опоры
Подвесные опоры применяют главным образом в качестве по-
движных опор при зигзагообразной прокладке трубопроводов в виде
«змейки». Их широко используют при надземной прокладке трубо-
проводов в Коми АССР. Подвесные опоры создают малые сопроти-
вления при продольном и поперечном перемещениях трубопровода,
позволяют легко регулировать положение трубопровода по высоте.
Однако при этом трудно исправить его положение в плане. При под-
весных опорах вследствие малой жесткости системы более возможны
колебания трубопровода от ветра. При перегрузке опор возможен
обрыв подвесок, что влечет за собой падение трубопровода на участке
значительной протяженности. Чтобы предотвратить падение трубо-
провода при обрыве одной из подвесок, подвесные опоры приходится
ставить чаще, чем скользящие. Усложняется при подвесных опорах
и монтаж.
При зигзагообразной прокладке трубопроводов система стано-
вится более надежной, если часть подвесных опор, находящихся
рядом с неподвижными, где перемещения трубопровода невелики,
заменить скользящими.
На рис. 12. 17 показаны деревянные опоры, применяемые
в Коми АССР: простейшая подвесная с деревянным опорным лежнем
(рис. 12. 17, а), более совершенная — подвесная с бетонными опор-
ными башмаками (рис. 12. 17, б) и неподвижная с бетонными башма-
ками и металлическими оттяжками (рис. 12. 17, в). Оттяжки имеют
тальрепы для их натяжения при монтаже и во время эксплуатации.
Более капитальная подвесная опора для магистрального трубо-
провода диаметром 720 мм, запроектированная Гипроспецгазом,
239
показана на рис. 12. 18. Опора выполнена в виде замкнутой железо-
бетонной рамы, опирающейся на железобетонные сваи (рис. 12. 18, а).
При наличии электроизоляции на прилегающих к надземному под-
земных участках трубопровод изолируют от земли и в надземной
части. Деталь электроизоляции металлической подвески от железо-
бетонной рамы показана на рис. 12. 18, б. Приведенная на рис. 12. 18
опора требует одинакового уровня забивки свай и усложняет мон-
таж трубопровода, так как сваренные из труб плети приходится за-
водить внутрь замкнутых рам. Удобнее сваи связать ригелями, на
а
б
Рис. 12. 17. Деревянные опоры, применяемые в Комп
подвесная с опорным лежнем; б — подвесная с опорными бетонными башма-
230
которые после укладки на них плети трубопровода устанавливают
треугольные рамы с подвесками.
Расход материалов на одну подвесную опору (см. рис. 12. 18)
составляет: на раму 0,44 м3 на две сваи длиной 8 м — 1,45 м3 и ме-
талла на подвеску, хомуты и накладки — 90 кг.
Ряжевые и другие деревянные опоры
В лесистых районах северной части СССР, и особенно в районах
вечной мерзлоты, применяют деревянные ряжевые опоры, опоры
в виде шпальных клеток, скрепленных скобами или болтами, и др.
На рис. 12. 19 представлена ряжевая скользящая опора для зиг-
загообразной прокладки трубопроводов в районе вечной мерзлоты,
запроектированная Южгипрогазом. Для опоры применяют листвен-
ницу. Под ряж насыпают слой песка 15—20 см. В тех случаях, когда
устойчивость опоры недостаточна (например, при неподвижных
опорах), ее внутреннюю часть заполняют камнем или грунтом.
Опорные части делают металлическими, как показано на
рис. 12. 19, а и 12. 19, б.
Грунтовые опоры
Грунтовые опоры применяют в виде отсыпок, на которые укла-
дывают железобетонные или деревянные конструкции (плиты, рамы
и др.) с металлическими опорными частями, и в виде грунтовых
призм, сквозь которые проходит трубопровод.
Грунтовые опоры целесообразно применять на болотах, в районах
Севера и вечной мерзлоты, на поймах рек, где нет сильного течения
воды, в пустынных районах.
в
АССР при зигзагообразной прокладке трубопроводов.
«ями; « — неподвижная с бетонными башмаками и металлическими оттяжками.
16 Заказ 2185. 241
Грунтовая опора с железобетонной плитой показана на
рис, 12. 20: на рис. 12. 20, а в трех проекциях с подвижной опорной
частью и на рис. 12. 20, б с неподвижной опорной частью. Плита
снизу имеет ребра, препятствующие сдвигу по грунту. Плиту можно-
заменить горизонтальной прямоугольной или Н-образной рамой,
а также шпалами (рис. 12. 20, а, вариант I).
Рис. 12. 18. Железобетонная подвесная опора на сваях с замкнутой рамой
п деталь злектроизоляцни металлической подвески от железобетонной рамы.
1 —подвеска; 2 —хомут; з —труба газопровода; 4 — железобетонная сборная опорная
рама; 5 —опорная накладка; в — железобетонные сборные сваи; 7 —электроизоляционное
покрытие закладного упора; s — закладной упор опорной рамы; 9 —свая; 1» —опорная
рама.
На рис. 12. 21 изображена грунтовая опора с деревянной распре-
делительной плитой, запроектированная Южгипрогазом. Скольже-
ние трубопровода происходит по стальной полосе. Такие опоры мо-
гут быть весьма рациональны в районах вечной мерзлоты, при про-
кладке трубопроводов по песчаным, супесчаным и суглинистым
грунтам. Размеры земляных отсыпок определяются необходимой вы-
сотой прокладки трубопровода, характером грунта, из которого они
выполняются, заложением откосов, размерами распределительных
конструкций, укладываемых на земляные отсыпки, и величиной го-
ризонтальных усилий. Чаще всего достаточно по верху земляной
242
опоре.
Вариантg
\250
Bapt/ант I
Ваоицшп Q
железобетонными
частью; б___
вода
Деревянная ряжевая
опора.
— подвижная со скользящей опорной
;стью; б — узел крепления трубопро-
на неподвижной опопе
ггоо
мое-
2000
ч>180
30SO —----
Рис. 12. 19.
Вариант /
б
Рис. 12. 20. Грунтовая опора с .......^икпшными конструкциями, передающими
нагрузку на грунт.
« — подвижная в двух вариантах со скользящей опорной частью для зигзагообразной про-
кладки трубопроводов; б—неподвижная. 1 — трубопровод; 2 — мощение' з — железо-
остонные шпалы; 4 — железобетонная плита; .5 — стальная скоба; 6 — тяги-’ 7 — стяжная
муфта; з—стальной лист.
16*
отсыпки сделать площадку раз-
мером от 1,2 X 1,8 до 2 Х|3лс.
Откосы отсыпок укрепляют тра-
вами, одерновкой или моще-
нием.
При прямолинейной про-
кладке трубопроводов без ком-
пенсации продольных деформа-
ций можно применять такие
грунтовые опоры, на которых
трубопровод не имеет возможно-
сти смещаться в поперечном на-
правлении и в известной степени
ограничиваются его продольные
перемещения.
Грунтовые опоры имеют фор-
му, близкую к усеченной пи-
рамиде (рис. 12. 22). Высота
опор определяется необходимым
расстоянием от земли до низа
трубы, диаметром труб, вели-
чиной прогиба между опорами
и высотой слоя грунта над тру-
бой. На болотах, на поймах с
малой скоростью течения воды и
в других аналогичных случаях
высоту земляных опор прини-
мают равной
Н = hi -}- 0,2 -|~
&Н ~г / "Ь ^2> (12. 16)
где hi — максимальная толщи-
на снегового покрова или слоя
воды в паводок, DH — наруж-
ный диаметр труб; / — макси-
мальный прогиб трубопровода
посередине пролета между опо-
рами; hs — толщина засыпки
над трубой, принимаемая 0,5—
0,8 м.
Для того чтобы опоры бы-
ли достаточно устойчивыми и
грунт не осыпался, наклон от-
косов принимают меньше угла
естественного откоса грунта
опоры в мокром состоянии.
244
При песчаных, супесчаных и суглинистых грунтах чаще всего
достаточно иметь откосы 1 : 1,5, т. е. tga =1 = 0,67. Расстоя-
ние между осями опор
Ло = Z + Z3, (12.17)
где I — расчетный пролет, который больше пролета в свету по оси
трубопровода на 2—3 м\ 13 — длина участка трубопровода, защем-
ленного на опоре грунтом.
Рис. 12. 22. Грунтовая опора для
прямолинейной прокладки тру-
бопроводов без компенсации про-
дольных деформаций.
Размеры основания грунтовой опоры согласно рис. 12. 22 будут:
вдоль оси трубопровода а ~ с -}- ;
перпендикулярно оси трубопровода b = d + ,
где с и d — размеры опоры поверху, определяемые расчетом.
Размеры грунтовых опор следует назначать из условий: восприя-
тия вертикальных нагрузок, передаваемых на грунт трубопроводом;
устойчивости трубопровода против поперечных смещений и смещений
в вертикальной плоскости; заданного защемления трубопровода
против его смещений в продольном направлении.
Для передачи на опору вертикального давления достаточно иметь,
на уровне низа трубы длину 2—3 -и.
Чтобы обеспечить надежную работу трубопровода, весьма важно
закрепить его на опорах для предотвращения смещений перпенди-
кулярно оси. Это важно потому, что в каждом отдельном пролете-
245.
устойчивость трубопровода под действием продольных сил обеспе-
чена, но при отсутствии закрепления хотя бы на одной из опор сво-
бодная длина при продольном изгибе увеличится более чем в 2 раза
и трубопровод выпучится в сторону. Нужно при этом иметь в виду,
что после изгиба это место станет своеобразным компенсатором про-
дольных деформаций для нескольких примыкающих пролетов.
Величина реактивных сил, необходимых для удержания трубо-
провода на опорах от поперечных смещений, зависит от диаметра
трубопровода, температурного перепада, внутреннего давления,
ветровой нагрузки и прямолинейности укладки трубопровода в
плане.
Учитывая, что во время строительства трубопровод может быть
уложен с изломами в плане, принимают величину возможного откло-
нения трубопровода от прямой в пределах трех опор равной 0,02
от расстояния между центрами опор и соответственно величину
поперечного усилия, действующего на каждую из опор,
попер — 0,02 7VПр
(12. 18)
где Упр (Р+() = (0,2 оКц + crnp t) F — продольная сила, возникающая
в трубопроводе под действием внутреннего давления и изменения
температуры стенок труб.
Горизонтальному смещению на опорах препятствует часть грунта
(на рис. 12. 22 заштрихована), а также вес трубопровода и располо-
женного над ним грунта.
Объем смещаемой части грунта определяют приближенно для
горизонтальной плоскости, проходящей на уровне низа трубы. В этом
случае усилие, необходимое для смещения трубопровода на земляной
опоре, равно
Nудерж = /тр. гр УгрЛ (с 4* hi) -f tp, тр [<7тр (-£ 4“ ty] -j~
4- YrPcZ)H (h - D„) + /сц. гр (С 4- 2hi) 4- hi\, (12.19)
1Де /тр-гр коэффициент трения грунта при его сдвиге, равный тан-
генсу угла внутреннего трения грунта; /сц.гр — сила сцепления
грунта в т/м2 (может изменяться в значительных пределах); /тр.тр —
коэффициент трения трубопровода о грунт (его можно принять рав-
ным 0.25—0,3); угр — объемный вес грунта в т/м3-, <?тр — собствен-
ный вес трубопровода в т/м\ i — — заложение откосов опоры;
DH — наружный диаметр трубопровода в м; d — размер опоры по-
верху перпендикулярно оси трубопровода в м; с — размер опоры
поверху вдоль трубопровода в м; h — расстояние от низа трубы до
верха опоры в м; L 4- I — расстояние между центрами опор
в м.
246
Если принять i — 1,5 и h — Dn + 0,8, то формула (12. 19) будет-
иметь вид
ЛГудер-,к — /тр. гр Угр (Du 4~ 0,8) (с -}" 1 >5 Dh -J- 1,2)
d 4- 0»5 Du 4“ 1,2
-
+ /тр. тр [<?тр (L ~г 0 + Угрели 0,8] 4~
4- /си. гр (с 4" 3Z4 4* 2,4) —j- Du 4* 1,2
(12. 20)
В табл. 12. 1 приведены объемные веса различных грунтов
в уплотненном состоянии, углы внутреннего трения грунтов в гра-
дусах, тангенсы этих углов, соответствующие величины коэффи-
циентов трения /тр.гр и сил сцепления /сц.Гр.
Таблица 12. I
Данные для расчета грунтовых опор
В плотном СОСТОЯНИИ Средние расчетные значения
Грунт объемный пес угр, т/л(э угол внут- реннего тре- нии, а, град коэффициент трепня грун- та /Тр.Гр « tga । сила сцеяле- | ния^сц-гр, i 1П/Л13 объемный вес] Yrp, коэффициент трения Л'р- гр сила сцепле- 111,11 %Ц гр
Глины тяжелые .... » средние .... Суглинки глинистые » лёссовидные пылеватые Суглинки пылеватые песчанистые Супеси пылеватые . . . Пески пылеватые и гли- нистые Пески мелкозернистые » средпезернистые » крупнозернистые 1,8-2,0 1,7-1,9 1,7—1,9 1,6—1,8 1,6—1,8 1,6—1,7 1,6-1,7 1,6—1,8 1,7—1,9 1,8—1,9 17 14 19 23 25 26 31 34 38 40 0,31 0,25 0,29 0,42 0,47 0,49 0,60 0,68 0,78 0,84 4,5 3,0 2,0 2,3 1,3 0,4 0,2 0 0 0 1,7 1,6 1,6 1,5 1,5 1,5 1,5 1,6 1,7 1,7 02 0,2 0,2 0,3 0,3 0,3 0,4 0,4 0,5 0,6 1,0-2,0 0,5-1,5 0,4-1,0 0,2-0,8 0,08-0,4 0,06—0,2 0,05—0,1 0,02-0,05 0,01-0,03- 0
При расчете следует принимать все данные для грунтов средней
плотности или в несколько разрыхленном состоянии. Поэтому объем-
ный вес грунта в плотном состоянии нужно уменьшить на 15—20 ?о,
а величину коэффициентов /тр.гр и /сЦ.гр — на 30—50%. Расчет-
ные значения этих величин также даны в табл. 12. 1.
Достаточность принятых размеров опоры против поперечных
смещений трубопровода проверяют из условия
Принимая пгедв = 0,8,
Nпопер < Nудерж^сдв-
Nпопер ОД -^удерж-
(12. 21, а)
(12.21,6)-
247
Достаточность высоты засыпки над трубой проверяют из условия
возможного подъема трубопровода и грунта на опоре, когда соседние
опоры просядут. Принимая величину просадки, равную 0,02 (L -f- Z),
получают вертикальную составляющую от продольного усилия,
как и ранее в поперечном направлении, равную NnOnep = 0,02lVnpon.
Препятствовать подъему трубопровода будет его собственный вес
.и вес находящегося над ним грунта:
^подъем = <7тр (•£ + 0 + Утр Iе + i (h — Пн)] DH (h — DH). (12. 22)
В формуле принято в запас прочности, что подъему трубопро-
вода будет препятствовать лишь грунт, расположенный непосред-
ственно над трубой.
При h = Dtt -В 0,8 формула 12. 22 примет вид
Nподъем = 7 т р (L 4- I) + УтрПн (0,8 с -ф- 0,96). (12. 23)
Как и в поперечном направлении, необходимо условие
Nпопер <0,8 Nподъем*
При определении необходимого защемления трубопровода на
опорах грунтом за величину расчетного продольного усилия на каж-
дой опоре можно принять
iVnp.on = (0,06- 0,1) ЛГпр(р+(). (12. 24)
Сила, препятствующая продольному перемещению трубопровода
на каждой из опор, будет приблизительно равна поверхности сопри-
косновения трубопровода с грунтом, умноженной на коэффициент
трения трубопровода о грунт при сдвиге:
7/пр. сдв /сдв. тр л Вн [с(2/г Da) ij (12. 25)
или при h = Da + 0,8 м п i = l,5
^Р. сдв ~ 3,14 /сдв. rpDa [С -J- (1,5 Du -|-2,4)]. (12. 26)
Все значения в формулах должны приниматься в тоннах и метрах.
Сила, препятствующая сдвигу трубопровода в грунте, зависит
от вида грунта, его плотности, влажности, уплотнения вокруг трубы
и толщины слоя грунта над трубой. Коэффициент трения трубы
о грунт при отсутствии подвижек возрастает с продолжительностью
эксплуатации трубопровода, особенно в первые годы. Коэффи-
циент /сдв-тр может изменяться от 0,4 т/м2 в свеженасыпанных лег-
ких грунтах до 4 т/м2 и более в тяжелых суглинках и глинах.
При уплотнении грунта вокруг трубы величину коэффи-
циента /сдв.тр в тоннах на 1 м2 поверхности трубы можно принять:
для песков 1 —1,5 т/.м2, для суглинков и глин 1,5—2 т!м2.
Можно считать достаточным, если выполняется условие
•^пр. оп < Л^пр. сдв- (12.27)
248
Можно рекомендовать следующие размеры опор поверху:
- /1.1
вдоль осп трубопровода с= — ——
перпендикулярно оси трубопровода d ЗДН-
(12.28)-
§ 4. КОНСТРУКЦИЯ ОПОРНЫХ ЧАСТЕЙ
Продольно-подвижные опорные части
Продольно-подвижные опорные части допускают перемещение
трубопровода только вдоль его оси. Их применяют в качестве под-
Рис. 12. 23. Продольно-подвижные скользящие опорные части.
а — без электроизоляции трубопровода от опоры; б — с электроизоляцией
трубопровода от опоры.
вижпых опорных частей при прямолинейной прокладке трубопрово-
дов как с компенсаторами, так и без них. Наиболее часто приме-
няют скользящие опорные части.
249
На рис. 12. 23 показаны скользящие опорные части, запроекти-
рованные Востокгппрогазом для газопровода диаметром 720 мм. На
рис. 12. 23, а верхняя площадка, скользящая по опорной плите,
приварена к трубопроводу; на рис. 12. 23, б верхняя опорная пло-
б
Рпс. 12. 24. Продольно-подвижные скользящие
опорные части, установленные:
а — на бетонной опоре; б — на металлической свае.
щадка приварена к хому-
ту, который обжимает
трубопровод. Между хо-
мутом и трубопроводом
проложен электроизоля-
ционный слой, необходи-
мый при наличии на при-
мыкающих к открытой
части трубопровода под-
земных участках электри-
ческой защиты труб от
коррозии. Электроизоля-
ция может выполняться
из бризола, резины, не-
скольких слоев липкой
полиэтиленовой или иной
пленки. Скользящие пло-
скости смазывают гра-
фитовой или иной смазкой.
Поперечному смещению
опорных частей препят-
ствуют упорные уголки,
приваренные к нижней
опорной плите, закреплен-
ной на опоре.
В приведенных на
рис.' 12. 23 опорных частях
верхняя скользящая пло-
щадка, опирающаяся на
плиту, . имеет слишком
большую длину (вдоль
оси трубопровода), при
которой трудно достигнуть
ее опирания по всей пло-
щади и центральной пере-
дачи усилия на опору-
Исходя из величины опор-
ной реакции достаточно
иметь размер вдоль оси
трубопровода 100—150луь
На рис. 12. 24, а и б показаны продольно-подвижные скользящие
опорные части, установленные на низкой бетонной опоре и на
металлической свае. Конструкция опорных частей весьма проста)
но, как и на приведенных на рис. 12. 23 опорных частях, следовале
250
значительно сократить длину площадки передачи давления на
опору.
Благодаря простоте конструкции скользящие опорные части
применяют особенно часто, но они имеют значительный коэффициент
трения (0,15—0,30), вследствие чего на опоры передаются относи-
тельно большие горизонтальные усилия от вертикальной нагрузки.
При высоких опорах это может привести к усложнению их конструк-
Рпс. 12. 25. Катковые продольно-подвижные опорные части.
а — с одним катком; б — с тремя катками; 1 — швеллер; 2 — ребор-
ды; з — рамка, связывающая катки; 4 — опорные площадки из швел-
леров; 5 — катки с упорными кольцами; 6 — упор.
ции и увеличению стоимости. Намного меньшие горизонтальные
реакции передаются на опоры, если применить катковые опорные
части по типу представленных на рис. 12. 25. На рис. 12. 25, а опор-
ная часть имеет только один каток с пазами, в которые входят на-
правляющие реборды нижней опорной плиты. По концам площадки
опирания сделаны упоры, ограничивающие движение катка. Недо-
статком таких опорных частей является то, что каток при движе-
нии часто поворачивается и заклинивается или постепенно уго-
няется к краю.
251
Лучше применять опорные части, состоящие из двух-трех кат-
ков, связанных между собой -жесткой рамкой (рис. 12. 25, б).
Такие тележки в меньшей степени подвержены перекосам и угону.
Катковые опорные части показаны также на рис. 12. 26, а, б, в.
На последнем для предотвращения поперечных смещений устано-
влены вертикальные упоры из двутавра, упирающиеся в укреплен-
ные на хомуте направляющие. Такую конструкцию нельзя считать
удачной.
На рис. 12. 26, г показана опорная часть, в которой валок вра-
щается на оси. В ней исключена возможность смещения катка с оси
опоры, но она обладает большим коэффициентом трения, чем опорные
части с непосредственным опиранием на катки.
В ряде случаев трубопровод бывает удобно подвешивать на двух
тяжах, расположенных по бокам трубы. Длину тяжей назначают
в зависимости от расчетной величины перемещения трубопровода.
При подвеске трубопровод помимо продольной подвижности
имеет также и поперечную.
Продольное перемещение трубопровода на опорах может дости-
гаться также путем применения качающихся стоек с шарнирным
креплением в нижней и верхней частях и за счет изгиба стоек,
если ожидаемые перемещения трубопровода невелики.
При монтаже подвижных опорных частей очень важно иметь
плотное их прилегание по всем плоскостям опирания и пере-
дачу усилий на опору точно в запроектированных местах. Неболь-
шие смещения и повороты трубопровода после закрепления опор-
ных частей могут нарушить указанные выше требования. Для
того чтобы этого избежать, окончательную выверку положения
и закрепление верхних площадок опорных частей производят
после_выверки положения трубопровода на опорах и заварки мон-
тажных стыков.
Свободно-подвижные опорные части
Свободно-подвижные опорные части не должны ограничивать
перемещение трубопровода в расчетных пределах ни в продольном,
ни в поперечном направлении. Их широко применяют при зигза-
гообразной и криволинейной прокладке трубопроводов, а также
на опорах под спинки компенсаторов. Наиболее часто применяют
скользящие опорные части по типу представленных на рис. 12. 27.
На рис. 12. 27, а вся верхняя часть опоры выполнена из
металла, на рис. 12. 27, б опора железобетонная, а трубопровод
скользит по металлической полосе. В месте опирания трубопро-
вода к нему приваривают подкладку из части той же трубы или
устанавливают хомут. Под хомутом может быть проложен элек-
троизолирующий слой (рнс. 12. 27, б). Несмотря на то, что дли-
на площадки скольжения назначается больше ожидаемого пере-
мещения (не менее чем в 1,5 раза), по концам ее делают
.252
253
упоры, предохраняющие трубопровод от падения. Трущиеся ча-
сти регулярно смазывают графитовой или иной устойчивой смаз-
кой.
б
Рис. 12. 27. Свободно-подвижные опорные части.
а — с металлической верхней частью опоры; б — с же-
лезобетонным ригелем.
На рис. 12. 28, а показана конструкция свободно-подвижной опор-
ной части, в которой опорный рельс изолирован от бетона благодаря
тому, что он крепится к пробкам из изолирующего материала.
Описанные выше свободно-подвижные скользящие опорные части
не требуют столь точной укладки на них трубопровода, как про-
дольно-подвижные скользящие и катковые опорные части. При мон-
254
таже трубопровода допускаются его небольшие линейные смещения
и повороты вокруг оси.
При высоких опорах, имеющих относительно небольшую жест-
кость вдоль оси трубопровода, можно применять вращающиеся на
оси валковые опорные части с поперечным скольжением по ним тру-
бопровода. В Коми АССР широко применяют подвеску трубопровода
Рис. 12. 28. Опорные части для зигзагообразной прокладки трубопроводов
с электроизоляцией трубопровода от опоры.
а—свободно-подвижная; б — неподвижная вращающаяся. 1 —глухари; 2 —электроизо-
лирующая подкладка; з—электроизолирующие пробки; 4—сборная железобетонная на-
садка; 5 —металлическая ось опоры; 6 — металлическая опорная площадка; 7 — закладная
деталь в железобетонной насадке; 8 — электроизолирующая прокладка или покрытие.
на длинных тяжах (см. рис. 12. 17). На рис. 12. 18 показана подвеска
трубопровода к железобетонной опоре и деталь подвески трубопро-
вода с его изоляцией от бетона. Подвеска трубопровода на одном
тяже обеспечивает более свободное его перемещение, чем скользя-
щие опоры, но при большой расчетной величине перемещения при-
ходится применять длинные тяжи. Помимо этого, учитывая возмож-
ность неравномерной загрузки опор при монтаже и во время
эксплуатации тяжи приходится ставить с большим запасом, что
увеличивает расход металла.
255
II е » о д в и ж н ы е опоры
Неподвижные опорные части применяют во всех надземных ба-
лочных системах прокладки трубопроводов. При зигзагообразной
прокладке трубопроводов в виде «змейки» применяют вращающиеся
О
а
подвижное крепление трубопровода с помощью хомутов предста-
влено на рис. 12. 29. На рис. 12. 29, а показано неподвижное крепле-
ние трубопровода, уложенного «змейкой». При такой конструкции
для предотвращения поперечных смещений трубопровода следует
делать упоры, приваривая их к металлическим частям опоры.
На рис. 12. 29, б видно аналогичное крепление трубопровода,
которое применено при прямолинейной укладке трубопровода
с П-образными компенсаторами. На рис. 12. 29, в дано более мощное
крепление трубопровода к железобетонной опоре с помощью двух
хомутов. Возможны-и иные варианты крепления с упорами против
поперечных и продольных перемещений трубопровода.
в
Рис. 12.29. Неподвижное крепление ^трубопровода к опорам с помощью хому-
тов.
а — применено при прокладке трубопровода в виде «змейки»; б и в — применены при прямо-
линейной прокладке с компенсаторами.
опорные части и жесткое крепление трубопровода к опорам. На
рис. 12. 28, б приведена конструкция неподвижной вращающейся
опорной части с электроизоляцией трубопровода от опоры. Тру °
провод вращается на металлической оси, выполненной из трубы, е-
17 Заказ 2185.
256
ЧАСТЬ III
ВИСЯЧИЕ СИСТЕМЫ
трубопроводов. На переходе, представленном на рис. 13.2, а, тру-
бопровод подвешен к распорке пилона.
На рис. 13. 2, б показан переход газопровода диаметром 168 лл,
пролетом 82 ж, построенный в 1955 г. Этот переход имеет двухцеп-
ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ
ВИСЯЧИЕ СИСТЕМЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ НАДЗЕМНЫХ
ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ ЧЕРЕЗ ПРЕПЯТСТВИЯ
§ 1. ОБЗОР ПОСТРОЕННЫХ ВИСЯЧИХ ПЕРЕХОДОВ
ТРУБОПРОВОДОВ ЧЕРЕЗ ПРЕПЯТСТВИЯ
В СССР висячие переходы трубопроводов через естественные пре-
пятствия начали применять на нефтепроводах еще до Великой Оте-
чественной войны. В 1929—1930 гг. был построен висячий переход
пролетом 102 м на горном участке трассы нефтепровода Баку — Ба-
туми. До 1941 г. висячие переходы трубопроводов через реки были
построены в западной части Украины. Один из переходов постройки
того времени представлен на рис. 13. 1 — пролет перехода 50 л.
К тросу диаметром 38 мм подвешено три нитки газопровода: одна
диаметром 325 мм и две по 169 лим. Пилоны перехода решетчатые ме-
таллические, жестко заделанные в бетонные опоры (рис. 13. 1, б).
Стрела провисания несущего троса 6,3 Л1, т. е. г/8 пролета. На пи-
лоне трос опирается на стальную секторную опору. В горизонталь-
ной плоскости по обеим сторонам установлены ветровые тросы, опи-
рающиеся на металлические консольные выносы по 3,4 м, прикре-
пленные к нижним частям пилонов. У ветровых тросов стрелка / —
4
= 2,2 м, т. е. пролета. Натяжение всех тросов регулируется
натяжными муфтами — талрепами. Трубопроводы подвешены один
под другим на тяжах диаметром 18 мм.
На надземных газопроводах в Коми АССР, строительство кото-
рых началось в 1941 г., пересечение рек выполнялось с помощью над-
земных конструкций, в том числе висячих. В Коми АССР построены
висячие переходы с несущими тросами с пролетамп от 30 до 121 м.
Ветровые тросы или оттяжки отсутствуют. На рис. 13. 2, а показан
один из переходов пролетом 90 м. Диаметр труб на переходе 325 мм.
Пилоны А-образной формы выполнены из труб диаметром 218 мм
и опираются на свайные опоры из стальных труб, залитых бетоном.
Несущий трос закреплен на вершинах пилонов. Небольшие откло-
нения пилона во время эксплуатации перехода происходят за счет
не вполне жесткого крепления пилона к сваям и изгиба самого пи-
лона. Такую конструкцию переходов можно применять при- относи-
тельно небольших пролетах, особенно при малых и средних диаметрах
258
б
ную систему несущих тросов, которые пересекаются посредине про-
лета. Диаметр тросов 13 мм. Тросы соединены между собой верти-
кальными распорками из труб диаметром 60 мм и диагональными
растяжками из круглой стали диаметром 12 мм. Несущие тросы
17*
259
закреплены на вершинах пилонов. Пилоны А-образной формы из труб
диаметром 219 мм, в отличие от перехода, приведенного на
рис. 13. 2, а, качающиеся с шарнирным опиранием на свайные
6
Рис. 13. 2. Висячие переходы, построенные на газопроводах
в Коми АССР.
а — одноцепной; б — дпухцепной.
опоры. Трубопровод опирается на нижнюю распорку пилона, име-
ющую упоры против поперечных смещений.
260
Применение на данном переходе двухцепной системы обеспечи-
вает его большую вертикальную жесткость и рекомендуется для пе-
реходов пролетом свыше 150 м.
В 1947 г. в Коми АССР был построен висячий переход газопро-
вода диаметром 114 мм без тросов в виде провисающей нити про-
летом 400 м (см. главу
первую, рис. 4. 10).
Несколько висячих пе-
реходов с тросами неболь-
ших пролетов построено в
1948—1957 гг. на газопро-
водах диаметром 200 и
400 мм (рис. 13. 3). В от-
личие от перехода, изобра-
женного на рис. 13. 3, а,
переход на рис. 13. 3, б
имеет эксплуатационный
пешеходный мостик. Пило-
ны на переходах выпол-
нены из труб в виде П-об-
разных рам. Стойки пило-
нов забиты в грунт. Несу-
щие тросы на пилонах
перекинуты через блоки и
крепятся на одном перехо-
де за куст связанных меж-
ду собой свай, а на дру-
гом — за бетонные анкеры.
Длина тросов регули-
руется талрепами.
В 1957 г. по проекту
Укрнефтепроекта построен
переход газопровода про-
тяженностью 341 м. У пе-
рехода четыре пролета:
а
средние 99 и 103 м и край-
ние около 70 м. Пилоны
имеют также различную
высоту — средние 9,24 м
и крайние 4 м. Стрелы про-
6
Рис. 13. 3. Висячие переходы на газопроводах
диаметром 200 и 400 мм.
а — без эксплуатационного мостика; б — с эксплуа-
тационным МОСТИКОМ.
писания несущих тро-
сов также различны: чем меньше пролет, тем меньше не только
стрелка, но и отношение ее к пролету (в средних пролетах
VL = 1/w и 1/145, в крайних Соотношение стрел подобрано
так, чтобы усилия в несущих тросах было примерно одинаковым.
На рис. 13. 4, а показан наибольший пролет перехода, перекрыва-
ющий русло реки. Пилоны перехода — решетчатые пространствен-
ные, жестко связанные с массивными бетонными опорами. Несущий
261
Рис. 13. 4. Много-
пролетные перехо-
ды с простран-
ственными решет-
чатыми пилонами,
жестко связанны-
ми с бетонными
опорами и шарнир-
ным опиранием
тросов.
а — средний пролет
четырехпролетного
перехода; б—трех-
пролетный переход.
а
б
нем трубопроводы.
Рис. 13. 5. Переходы трубопроводов
пролетом 130 м.
" бсп эксплуатационного мостика с монорельсом для смотровой тележки; б — со смотро-
м мостиком; а — вид на смотровой мостпкЦснизу; г — смотровой мостик с уложенным на
трос диаметром 42 через шарнир опирается на вершины пилонов.
Для обеспечения жесткости в горизонтальной плоскости с обеих
сторон трубопровода натянуты ветровые тросы диаметром 23,5 жм,
опирающиеся на трехметровые консольные выносы пилонов. Гори-
зонтальные тросы поддерживаются наклонными подвесками. Все
тросы на каждом берегу крепятся в одной бетонной анкерной опоре.
Кроме несущего троса вершины пилонов связаны между собой от-
дельным тросом — затяжкой диаметром 16,5 лл.
Аналогично описанному был построен другой висячий трехпро-
летный переход газопровода диаметром 325 мм (рис. 13. 4, б). Сред-
ний пролет перехода 85 м и крайние по 40 м. Расстояние от пилонов
до анкерных опор 23 м. Как и на четырехпролетном переходе, для
уравновешивания усилий в тросах стрелы провисания несущего
троса в крайних пролетах значительно меньше, чем в среднем. Все
пилоны имеют одинаковую высоту, и поэтому в крайних пролетах
появилась необходимость в установке длинных подвесок. Ветровые
тросы, опирающиеся на консольные выносы пилонов на этом пере-
ходе, не поддерживаются в пролетах наклонными подвесками и
поэтому слегка провисают. Опирание несущих и ветровых тросов на
пилоны и консоли шарнирное. Все тросы крепятся в общих опорах
Пилоны болтами жестко связаны с опорами.
С развитием трубопроводного транспорта в СССР строят все боль-
шее количество висячих переходов через крупные реки. Конструкция
переходов совершенствуется, упрощается и облегчается. Надземные
висячие переходы в ряде случаев становятся дешевле, подводных.
Рациональный висячий однопролетный переход газопровода диа-
метром 500 мм, пролетом 130 м показан на рис. 13. 5, а. Трубопровод
поддерживается двумя тросами диаметром 59 мм. На пилонах тросы
закреплены неподвижно в стальных отливках. Стрела провисания
тросов 11,6 м, т. е. 1/ц пролета. Боковая жесткость пролетного строе-
ния обеспечивается четырьмя парами оттяжек из тросов диаметром
30 мм, прикрепленных в каждой пятой части пролета. Трубопровод
пропущен-_через._же.стжие_^шльца,^_котррыьр._крепжт.сд_лодвес1П1
(через 6,5 м)_и..снизу..г^м,онор_ельс для смотровой тележки. Пилоны
плоские решетчатые, суживающиеся кверху, имеют значительную
жесткость из плоскости перехода и относительно малую вдоль оси
трубопровода. Пилоны связаны с опорой болтами. Небольшое пере-
мещение вершин пилонов происходит за счет поворота в опорном
сечении. Несущие и ветровые тросы закреплены в раздельных мас-
сивных бетонных опорах. Учитывая большое заглубление опор и
наличие свайного основания, дешевле было бы устроить консоли и
крепление всех тросов в общих опорах, т. е. вместо шести анкерных
опор построить две.
По концам перехода имеются компенсаторы, наклоненные к го-
ризонту под углом 25—30°. В местах пилонов трубопровод лежит
свободно, опираясь на скользящие опорные части.
На рис. 13.5, б—13. 5, г представлен висячий переход пролетом
также 130 м, но с эксплуатационным пешеходным мостиком. Этот
264
переход сложнее и тяжелее, чем переход, представленный на
рис. 13. 5, а (без мостика), так как мостик увеличивает собственный
вес и добавляет снеговую нагрузку.
Переход имеет два несущих троса диаметром 46 мм, расположен-
ных на расстоянии 1,5 at один от другого. Стрела провисания тросов
около llio пролета. Расстояние от оси пилона до оси анкерной опоры
30 м. Подвески расположены по длине пролета через 5 м. Несущие
тросы на расстоянии 30 м от пилонов связаны между собой распор-
ками. Пилоны решетчатые, пространственные, имеют одинаковую
ширину по высоте 2 м перпендикулярно оси перехода и треугольную
форму по фасаду. Крепление пилонов к железобетонным опорам
жесткое на болтах. Сверху пилонов тросы свободно лежат в пазах
отливок, но благодаря большому давлению не перемещаются. По-
скольку несущие тросы фактически оказываются соединенными
с верхними частями пилонов, то изменение их длины вызывает из-
гиб жестко скрепленных с опорами пилонов.
Пролетное строение имеет горизонтальные ветровые тросы,
подобные несущим, диаметром 26 мм. Ветровые тросы опираются на
концы металлических решетчатых консолей, жестко связанных с же-
лезобетонными опорами (рис. 13. 5, б), и крепятся в тех же массив-
ных бетонных анкерных опорах, что и несущие тросы. Расстояние от
оси трубопровода до конца консолей 8,6 м.
На концах консолей установлены отливки с пазом для ветрового
троса, подобные отливкам на вершинах пилонов для несущих тросов.
При изменении длины ветровых тросов (из-за большого трения
в опорных частях) консоли несколько изгибаются, и в них возни-
кают дополнительные напряжения, которые можно уменьшить при
вращающихся опорных частях и устранить при качающихся пило-
нах. Ветровые тросы поддерживаются в горизонтальной плоскости
наклонными оттяжками, прикрепленными к уголкам перил. При
раскачивании пролетное строение колеблется с частотой около 0,8 ко-
лебаний в секунду, с максимальной величиной амплитуды в четвер-
тях пролета.
К несущим тросам подвешен мостик, по оси которого на скользя-
щих опорах уложен трубопровод диаметром 426 мм (рис. 13. 5, г).
В пяти местах по длине пролета тубопровод связан с конструкцией
мостика хомутами. По концам перехода (за пилонами) трубопровод
имеет компенсаторы, но не под углом к горизонту с одним коленом,
а с двумя коленами; вначале трубопровод идет горизонтально, пер-
пендикулярно оси моста, а затем поворачивает вертикально вниз.
При таком компенсаторе трубы помимо изгиба работают на скру-
чивание.
Эксплуатационный мостик, имеющий ширину 1,5 м, выполнен
в виде горизонтальной фермы жесткости (рис. 13. 5, в). Такое реше-
ние облегчает работу ветровых тросов, а при сравнительно неболь-
ших пролетах дает возможность от них отказаться.
Представляет интерес однопролетный висячий переход трубопро-
вода пролетом 120 м (рис. 13. 6). Несущих троса два диаметром 44 мм.
265
а
б
Гис. 13. G. Висячий переход трубопровода пролетом 120 .«
а — общий вид; б — вид снизу.
Стрела провисания тросов */io пролета, т. е. 12 м. Расстояние между
несущими тросами 1 м. Пилоны качающиеся, шарнирно опертые на
бетонные опоры. Тросы на пилонах к опорным плитам крепятся
скобами, не допускающими их смещения как в поперечном, так и
в продольном направлении. К несущим тросам на металлических
подвесках из круглой стали под-
вешена конструкция смотрового
мостика и под ним на хомутах
трубопровод (рис. 13. 6, б). Рас-
стояние между подвесками рав-
но 5 м, что вызвано конструк-
цией мостика.
Для восприятия ветровых го-
ризонтальных нагрузок и обеспе-
чения устойчивости трубопровода
в плане натянуты горизонтальные
тросы, подобные вертикальным,
которые опираются на концы кон-
сольных выносов опор и закре-
пляются в той же анкерной опоре,
что и несущие тросы. Стрела у
ветровых тросов равна 4 .и.
Опоры под пилоны и анкер-
ные опоры — бетонные. Железо-
бетонные консольные выносы же-
стко связаны с опорами. Опира-
ющиеся на них ветровые тросы
могут перемещаться в продольном
направлении. Пилоны металличе-
ские состоят из двух стоек, свя-
занных решеткой. Высота пило-
нов 13,8 м. Расстояние между
стойками равно 1 м. Стойки пи-
лона шарнирно опираются на
опору. По оси стойки крепятся к
опоре анкерными болтами, кото-
рые одновременно являются и мон-
тажными. Давление на пилон от несущих тросов передастся по осям
стоек.
Рис. 13. 7. Двухниточный многопро-
летный переход без ветровых тросов
с пролетами по 100 м.
Крепление трубопровода под эксплуатационным мостиком в дан-
ном случае удобно, так как монтаж трубопровода производился пу-
тем его подъема к мосту снизу. Настил мостика съемный, и трубо-
провод доступен для осмотра, но лишь сверху. По концам перехода
трубопровод имеет наклонные компенсаторы.
Отлична от других конструкция многопролетного перехода двух
трубопроводов (рис. 13. 7) с пролетами по 100 at. На данном пере-
*одо вместо тросов применены стальные цепи из прокатной стали,
'нждос звено цепи состоит из сваренных между собой швелле-
267
ров № 14. Длина звеньев цепей Соответствует расстояниям менаду
подвесками при принятой кривой провисания цепей. Стрела провиса-
ния цепей равна 10,5 м, расстояние между подвесками 5 м. Звенья
цепей скреплены менаду собой и крепятся к вершинам пилонов шар-
нирно. Подвески из круглой стали диаметром 20 мм.
Пилоны решетчатые металлические высотой 12 м жестко крепятся
к опорам. Вершины пилонов между собой связаны дополнительным
тросом диаметром 30 мм, который имеет стрелу провисания
1,1 м.
Несущие, цепп и дополнительный трос крепятся в береговых же-
лезобетонных анкерных опорах. Натяжение цепей осуществляется
гидравлическими домкратами, установка которых предусмотрена
конструкцией анкерных устройств. Подвески регулируют винтовыми
талрепами.
Опоры под пилоны выполнены массивными железобетонными на
свайном основании, верхняя их часть — в виде массивной жесткой
рамы.
На средней опоре трубопровод закреплен неподвижно. Для
восприятия ветровой нагрузки вместо ветровых оттяжек устано-
влены между трубопроводами ветровые связи. Элементы связей
(раскосы и стойки) крепятся к трубам хомутами. К этим же хомутам
прикреплены и несущие подвески. Оси трубопроводов находятся на
расстоянии 3 м друг от друга, что позволяет, включая трубопроводы
в работу, создать достаточно жесткую горизонтальную ферму для
восприятия ветровых нагрузок. Использование трубопроводов в ка-
честве поясов ветровой фермы экономично, но в то же время не пре-
дусматривает возможности эксплуатации одного трубопровода. Обе
нитки трубопровода соединены обводными линиями, так как при от-
ключении одного трубопровода возникает разность температуры и
давления в работающей и неработающей трубах, а следовательно,
и разность продольных деформаций, что вызывает значительные на-
пряжения в элементах связей, и может произойти их разрыв. Одно-
временно произойдет и искривление пролетных строений в плане.
Чтобы избежать этого, раскосы связей придется проектировать
очень большого сечения. Облегчить связи можно лишь при ус-
ловии, что отключаться будут одновременно обе нитки трубопро-
вода.
Замена тросов цепями из прокатных элементов в отдельных слу-
чаях может быть экономична, но для их изготовления следует при-
менять, как правило, высокопрочные марки сталей.
Трос, опоясывающий вершины пилонов, ставится для предотвра-
щения наклона пилонов при неравномерном загружении перехода
по длине временной нагрузкой. Они могут использоваться так же, как
монтажные тросы кабель-крана. Необходимость в опоясывающем
верхнем тросе отпадает, если на вершинах жестких пилонов осуще-
ствлять подвижное опирание тросов с применением совершенных
опорных частей, а при жестком креплении тросов к вершинам пи-
лонов последние делать качающимися.
268
Особенно много висячих переходов трубопроводов через реки
и ущелья построено в последние годы. Как правило, строят переходы
без эксплуатационного мостика (см. рис. 13. 5, а). Пролеты построен-
ных переходов с несущими тросами превышают 200 ж, но наибольшее
количество висячих переходов имеют пролеты 100—150 м. Наиболь-
ший пролет построенного в СССР перехода с несущими тросами
равен 390 м.
Наряду с металлическими пилонами иногда применяют и железо-
бетонные. В качестве примеров перехода постройки последних лет
можно привести двухниточный однопролетный переход трубопро-
вода пролетом 132 м и вантовый переход под две нитки трубопровода
диаметром 1020 мм пролетом 390 м.
На переходе пролетом 132 мм (рис. 13. 8, а) два троса диаметром
65 мм поддерживают две нитки трубопровода диаметром 529 мм.
Подвески располагаются через 10—11 м. Стрела провисания тросов
равняется около Чю пролета. Для восприятия ветровой нагрузки
установлены четырН'Юттяжки (с каждой стороны по две), разделя-
ющие пролет между опорами на три равные части по 44 м. Трубы
к подвескам крепятся жесткими кольцами, соединенными рас-
поркой.
Вантовый переход пролетом 390 м (рис. 13. 8, 6) рассчитан на
укладку двух ниток газопровода диаметром 1020 мм и пропуск ав-
томашин по проезжей части шириной 3,5 м.
Основными несущими элементами являются две вантовые рас-
косные фермы, расположенные на расстоянии 8 м одна от другой и
разделяющие средний пролет на девять панелей. Несущие канаты
верхних поясов вантовых ферм опираются на стальные пилоны вы-
сотой 62 м, выполненные в виде пространственных ферм. Стрела
провисания верхнего пояса 43,4 м, т. е. Чв пролета. Высота вантовой
фермы посередине пролета 10 м. Чтобы избежать сжатия в раскосах,
нижние пояса вантовых ферм предварительно натянуты. Верхние
пояса вантовых ферм состоят из восьми канатов диаметром 59 мм
и одного диаметром 42 мм. Нижние пояса имеют два каната диаме-
тром 55 лии и раскосы из одиночных канатов диаметром 55 мм.
К вантовым фермам в узлах на расстоянии 3 м от нижнего пояса
на вертикальных подвесках укреплено подвесное пролетное строе-
ние в виде продольных ферм жесткости высотой 3 м, поперечных
балок и прогонов. В плоскости нижних поясов подвесных ферм уста-
новлены горизонтальные связи. Горизонтальная жесткость пролет-
ного строения обеспечена системой предварительно растянутых
ветровых канатов — по два каната диаметром 55 -ч.ч с каждой
стороны.
Ветровые канаты крепятся на берегах в самостоятельных железо-
бетонных анкерах.
В последние годы построено несколько переходов трубопроводов
п виде провисающей нити по типу «висячая труба». Пролеты по-
строенных переходов равняются 150—400 Л1, наибольший диаметр
труб 720 мм.
269
На рис. 13. 9, а показан висячий переход в виде прови-
сающей нити пролетом 350 м со стрелой провисания 1'1,2 м.
Переход состоит из двух труб диаметром 273 мм с толщиной стенки
8 мм (сталь Ст. 4), расположенных на расстоянии 1,2 м одна
от другой. Через каждые 38,8 м трубы соединены распорками с
а
Рис. 13. 8. Переходы, по
а —однопролетный двухниточный переход трубопровода пролетом 132 м
шарнирным креплением к трубам. На вершинах решетчатых пи-
лонов трубы закреплены так, что возможен их поворот в верти-
кальной плоскости. За пределами пилонов трубы выгнуты в виде
компенсаторов и затем спускаются вдоль пилонов вертикально
вниз. Качающиеся пилоны (с шарнирным креплением к опорам)
удерживаются в вертикальном положении подкосами из двутавров
и швеллеров. Для осмотра и окраски труб, а также для спуска
270
конденсата по трубам перемещается тележка грузоподъемностью
200 кг.
При устройстве переходов типа «висячая труба» сварка попереч-
ных сварных швов должна быть высокого качества и все швы должны
быть проверены физическими методами контроля.
В 1963 г. построен однониточный переход нефтепровода диа-
метром 720 мм в виде провисающей нити с пролетами 340 и 88,4 л«.
Первоначально предполагались три пролета: 90,240 и 88,4 м со стрел-
кой 22 м. Трубы на переходе с толщиной стенки 10 мм изготовлены
из стали 14ХГС с пределом текучести 4100 кПсм2 и временным со-
противлением разрыву 5500 кПсм2. На данном переходе максималь-
ные напряжения в трубах с учетом их изгиба близки к пределу те-
кучести металла.
б
строенные в последние годы.
(во время окончания его монтажа); б — вантовый переход пролетом 390 .н.
В месте перехода один берег более высокий, и поэтому предста-
вилась возможность установить только один пилон. Концы прови-
сающих участков закреплены с помощью анкеров в береговых опорах.
Пилон выполнен из двух П-образных рам, поставленных на расстоя-
нии 11,6 м и соединенных между собой поверху жесткими тягами.
Расстояние между опорными шарнирами ног рам перпендикулярно
оси перехода 6 м. Под каждую ногу выполнен отдельный железобе-
271
тонный фундамент. В промежутке между рамами пилона участки
трубопровода ввариваются после окончания монтажа и служат ком-
пенсаторами. Переход во время монтажа представлен на рис. 13. б
и 13. 9, в.
272
Висячие переходы с несущими тросами построены на трубопро-
водных линиях в Канаде, США, Италии, ЧССР, Австралии, КНР
и других странах.
Переходы, изображенные на рис. 13. 10, а и б, имеют простое
конструктивное решение. Опоры сварены из стальных труб диаметром
200 мм. Анкером для несущего троса на переходе рис. 13. 10, б, слу-
жит сам трубопровод. Трос крепится к трубопроводу хомутом. Хо-
мут в этом случае хорошо располагать за валиком сварного шва,
который препятствует его продольному смещению. Если грунты
слабые, устраивают специальные анкерные опоры. Натяжение тро-
сов регулируют винтовыми талрепами. Трубопроводу придан в про-
лете некоторый прогиб, что обеспечивает распределение усилий,
возникающих от колебаний температуры стенок труб и внутреннего
давления между тросом и трубой. Специальных компенсаторов по
концам перехода нет. Отсутствуют и горизонтальные ветровые
тросы. Трубопровод свободно висит на парных подвесках. Приве-
денные конструкции очень просты и могут найти применение при
относительно небольших пролетах.
Сравнительно прост и переход трубопровода диаметром 200 мм
через канал в районе Чикаго. Этот переход имеет пролет 129,3 м
(рис. 13. 10, в). Несущий трос один. Он опирается на пилоны, пред-
ставляющие собой треугольные вышки высотой 18, 9 м с консолями
для ветровых тросов. Передние стойки вышек выполнены из труб
диаметром 304 мм с толщиной стенки 9,5 мм, задняя наклонная
стойка — иэ труб диаметром 406 мм с толщиной стенки 7,9 мм.
типа «висячая труба».
п*реход нефтепровода диаметром 720 л<л< с пролетами 340 и 88,4 л« во время монтажа.
18 Заказ 2185. 273
1ш
Рис. 13. 10. Простые систе-
мы висячих переходов тру-
бопроводов, применяемые
за рубежом.
а — с одним тросом и Л-о б раз-
ной опорой; б — с тремя рас-
ставленными по ширине пило-
нов тросами; в — с жестки м
пилоном с подкосом.
б
в
274
Стальной оцинкованный несущий трос диаметром 47,6 мм был
предварительно вытянут при напряжениях до 60% его предельной
прочности. Вертикальные подвески сделаны пз троса диамет-
ром 12,7 мм.
Две передние стойки пилона воспринимают вес несущего троса
и трубопровода. Задняя наклонная стойка пилона, приваренная ниж-
ним концом к анкеру мощного бетонного якоря, воспринимает растя-
гивающее усилие от несущего троса. Переход имеет ветровые от-
тяжки из тросов.
Этот переход интересен в отношении монтажа. Вышки треноги
доставляли с завода-изготовителя в виде укрупненных узлов, про-
шедших контрольную сборку и испытания под нагрузкой. Несу-
щий трос был заранее размечен под крепления вертикальных под-
весок. При монтаже передние стойки опор были шарнирно прикреп-
лены к анкерам фундамента и опущены на землю вершиной в сторону
реки. В этом положении к опорам приварили раскосы.
К заранее сваренной из труб плети прикрепили хомутами верти-
кальные подвески, другой конец которых был закреплен на несу-
щем тросе. Трос и подвески временно привязали к трубопроводу ка-
натом для того, чтобы все вместе перетащить через водную преграду.
Концы несущего троса прикрепили к вершинам пилонов, и затем по
очереди опоры подняли тракторной лебедкой в вертикальное положе-
ние и закрепили наклонные стойки.
Подобен предыдущему висячий переход через Тринити-Ривер
(рис. 13. 11). Диаметр трубопровода 457 мм, пролет 162 м. Высота
вышек-пилонов 19,8 м. Передние стойки опор выполнены пз труб
диаметром 254 мм. Задняя стойка наклонная из труб диаметром
356 мм. Несущий трос стальной, оцинкованный диаметром 44,5 мм;
вертикальные подвески из оцинкованного стального троса диаме-
тром 12,7 мм.
Грунт по берегам реки неустойчив, поэтому фундаменты под
стойки устроены на свайном основании размером 2,6 X 1,2 м для
передних стоек и 4,4 X 4,4 X 2,9 м для задней стойки. Последняя
работает на растяжение.
На расстоянии 15 м в обе стороны от продольной оси трубопро-
вода устроены бетонные якоря объемом по 6,3 м2 каждый для крепле-
ния ветровых оттяжек из тросов диаметром 19 и 16 мм. На
рис. 13. 11, в показан момент подъема опоры в вертикальное поло-
жение.
В 1959 г. в США построено пять висячих переходов трубопроводов
диаметром 610 мм, отличающихся конструкцией опор (рис. 13. 12).
Опоры коробчатого сечения сварные из листовой стали толщиной
7,5—12 мм с усилением внутри сечения элементами жесткости. Не-
сущий трос на данных переходах рассчитан так, что после подвески
трубопровода он принимает форму не цепной линии, а параболиче-
ской кривой. На значительной длине стрела провисания троса близка
к Л о пролета, но с целью уменьшения высоты опор может
быть уменьшена до ’/м пролета.
18*
275
в
Рис, 13. 11. Переход трубопровода диаметром 457 мм че-
рез Тринити-Ривер пролетом 162 м.
— вад вдоль перехода; б — жесткая опора; в — подъем опоры в вер-
тикальное положение.
276
Ветровые усилия воспринимаются оттяжками, опирающимися на
консоли и закрепленными в фундаменте анкера. Один из переходов
подобной конструкции выдержал две сильные бури.
Фундаменты под опоры имеют до-
вольно необычную конструкцию: в пла-
не форму квадрата или прямоуголь-
ника, из углов которого в грунт вре-
заются диагональные выступы. Такая
конструкция легче массивных же-
лезобетонных фундаментов обычной
формы и более устойчива по отноше-
нию к опрокидыванию.
Конструкции перехода были собраны
на заводе в укрупненные узлы. Опоры
монтировали из заранее заготовленных
двенадцатиметровых секций. Сооруже-
ние каждого перехода, независимо от
нагрузки и пролета, занимало всего
несколько дней; а подъем опор пример-
но 1 ч.
Плеть из труб сваривали на берегу,
испытывали и покрывали защитной
краской. Затем ее крепили к несущему
Рис. 13. 12. Металлические
опоры коробчатого сечения,
применяемые в США для
висячих переходов.
а — подъем опоры; б — опора
после окончания монтажа пе-
рехода.
б
тросу, после чего вместе с тросом перетягивали через водную преграду.
После того, как опоры шарнирно закрепили на фундаменте, к ним кре-
пили несущий трос. Подъем опор осуществляли с помощью специаль-
ной стопки с подкосами (см. рис. 13. 12), двух блоков и трактора.
277
Каждую опору поднимали в нужное положение, после чего оттяжку,
идущую от вершины опоры, приваривали к анкеру фундамента.
Благодаря точности изготовления и монтажа несущий трос и трубо-
провод после подъема опор принимали заданную линию изгиба.
Пять переходов описанной конструкции имеют пролеты от 158
до 300 м. Переходы подобной конструкции построены также на
трубопроводах через р. Колумбия пролетом 370 м и через канал
Чизпик — Делавэр пролетом 408 м.
б
Рис. 13. 13. Висячие переходы' боль
Л—двухниточный переход газопровода через реку Миссури с основным пролетом 460 X
точный переход трубопровода диаметром 750 мм с центральным пролетом 655 мм черЛ
278
Описанная конструкция переходов представляет интерес. Опоры
просты и могут быть изготовлены не только из стали, но и из железо-
бетона. Можно принять и смешанную конструкцию: стойка и под-
косы — бетонные, консоли — металлические. Конструкция опор
удобна для применения принятого метода монтажа перехода.
Висячий переход трубопровода через р. Миссури в Платсмусе
(США, штат Небраска), представленный на рис. 13. 13, «, по мне-
нию американского института стальных конструкции, является
пролетов, построенные в США.
О "мигРСХОП тРУб°пРов°да диаметром 760 мм через рДКолорадо пролетом 310 .и; п — двухии-
мссисипи; г — анкеровка несущих и ветровых тросов на переходе через р. Миссисипи.
27»
лучшим пз больших висячих переходов, построенных в 1957 г.
Через реку перекинуто две нитки газопровода. Основной про-
лет перехода через реку 460 м и на “ опп
г
пойме 230 м.
Пилоны качающиеся
имеют очень малую шири-
ну по фасаду, несмотря
на большую высоту. Схе-
ма " ”
элементов.
Висячий переход трубо-
провода диаметром 760мм
“ ---------------- 4 4 „и
б
Рис. 13. 14. Монтаж висячих переходов.
а — монтаж с помощью люлек, перемещающихся по
несущим и ветровым тросам; б — протаскивание плети
трубопровода сквозь кольца, укрепленные на под-
весках.
четкая, без лишнпх
Висячий переход трубо-
------------- I
с толщиной стенки 11 мм
через р. Колорадо имеет
конструкцию, близкую к
вышеописанной. Пролет
перехода 310 м. Несущие
тросы имеют диаметр
70 мм, ветровые тросы-
45 мм (рис. 13. 13, б).
В 1953—1955 гг. через
р. Миссисипи (США) был
построен двухниточный
переход трубопровода диа-
метром 760 мм взамен
подводного трехниточного
перехода диаметром 500мм.
Надземный переход пред-
ставляет собой конструк-
цию в виде висячего моста
(рис. 13.13, в) с централь-
ным пролетом, равным
655 м. Расстояние между
осями анкеровки несущих
тросов 1125 м.
Восточный пилон име-
ет высоту 79, а западный
73,5 м. Участок между
пилонами разбит на 86 па-
нелей длиной по 7,6 м.
Трубопровод подвешен к
двум несущим канатам с
раскреплением в узлах рас-
тяжками к двум ветровым
канатам. Каждый несущий
-------------------- канат состоит из двенадцати
50-миллиметровых тросов. Для тросов использовали высокопрочную
проволоку с временным сопротивлением 26 000 кГ/сл«г. Анкеровка Hfr
сущих и ветровых канатов на восточном берегу показана на рис.13.13,»
Перед анкерным фундаментом тросовые канаты проходят через;
обоймы, расположенные на раме, шарнирно опирающиейся на фун-
дамент. Каждый трос как несущих, так и ветровых канатов заанке-
рен отдельно и имеет устройство для регулировки его натяжения.
Стрела провисания канатов между пилонами равна 50,3 м, что соста-
вляет 1/1з пролета. Трубопроводы по концам перехода имеют компен-
саторы с вылетом 15, 2 м. Переход через р. Миссисипи является од-
ним из самых больших сооружений подобного рода.
На рис. 13. 14, а показан один из моментов монтажа висячего
перехода трубопровода диаметром 660 мм и толщиной стенки 9,5 мм,
пролетом 310 мм. Пилоны имеют высоту 25 м (30 м над уровнем,
земли). Диаметр двух несущих тросов 70 мм и ветровых
44,5 мм.
Монтажные люльки перемещаются как по основным, так и по
ветровым тросам после их закрепления в средней части пролета.
Примененная конструкция опорных элементов под трубопровод
(хомутов) проста и позволяет производить не только продольную
надвижку трубопровода, но и укладку труб сверху.
На рис. 13. 14, б показан монтаж висячего перехода трубопро-
вода диаметром 760 мм в Канаде. Плеть трубопровода протаскивается
сквозь кольца, укрепленные на подвесках. Монтаж висячих пере-
ходов чаще производят путем вертикального подъема готовых пле-
тей с подмостей и плавучих средств или продольной надвижкой тру-
бопровода по подвешенным к жестким хомутам тросам или кольцам.
Применяют и одновременный подъем всей системы с трубопроводом
вместе с подъемом пилонов, блочную сборку перехода с помощью-
кранов (в том числе кабель-кранов) и другие методы.
§ 2. СИСТЕМЫ И ОБЩИЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ
ВИСЯЧИХ ПЕРЕХОДОВ
Висячие переходы трубопроводов можно подразделить по кон-
структивной схеме на три основные группы.
Гибкие висячие системы, в которых трубопровод
с помощью подвесок прикрепляют к одному или нескольким несу-
щим тросам, перекинутым через пилоны (рис. 13. 15, а, б). При двух
тросах, пересекающихся посередине пролета, образуется более жест-
кая двухцепная система (рис. 13. 15, в, г). Гибкие висячие системы
обладают малой вертикальной жесткостью, вследствие чего при ди-
намических воздействиях конструкции легко приходят в колеба-
тельное движение.
Вантовые системы, в которых трубопровод удержи-
вается в проектном положении с помощью нескольких наклонных
тросов или жестких ферм (рис. 13. 16). В вантовых схемах, как пра-
вило, все элементы работают только на растяжение и образуют в вер-
тикальной плоскости геометрически неизменяемую ферму. Вантовые-
фермы обладают значительной большей вертикальной жесткостью,
чем гибкие висячие системы.
281
280
Система в виде провисшей нити типа «ви-
сячая труба», в которой трубопровод, перекинутый через
пилоны или без них, свободно провисает под действием собственного
веса и веса продукта (рис. 13. 17, в, г). Эта система наиболее эконо-
мична, но наименее жесткая. В системе типа «висячая труба» возни-
кают значительно большие напряжения в металле труб от растяже-
г
Рпс. 13. 15. Гибкие висячие системы переходов.
а — одноцепная с несущим средним пролетом; б — одноцепная с ис-
пользованием оттяжек для подвески трубопровода; в—двухцепная с
подвеской трубопровода к нижним тросам; г — двухцепная с подве-
ской трубопровода одновременно к обоим тросам.
ния и изгиба, чем в двух первых, п она наименее удобна в эксплуата-
ционном отношении.
Представляет известную сложность и монтаж этих систем, так
как во время подъема сваренных плетей необходимо прикладывать
большие продольные растягивающие силы. Могут применяться
также комбинированные системы, например по типу, приведенному
на рис. 13. 17, а, где в обычной схеме для увеличения жесткости
поставлены дополнительные наклонные ванты.
Висячие системы проектируют однопролетными (рис. 13. IS-
IS. 17) п многопролетными (рис. 13. 18). Многопролетные в свой
282
очередь могут быть равнопролетными (рис. 13. 18, а) и неравнопро-
летными (рис. 13. 18, б). В последнем случае высоту пилонов п
стрелки провисания тросов назначают так, чтобы усилия в тросах
во всех пролетах были примерно одинаковыми, т. е. у меньших про-
летов принимают меньшее отношение стрелы провисания тросов-
Рпс. 13. 16. Вантовые системы переходов трубопроводов.
а — лучевая; б —ферма Жискляра; е — ферма Рабиновича — Крыльцо-
ва; г — ферма в виде опрокинутой трехшарнирной арки.
к пролету. Береговые оттяжки несущих тросов могут служить только
оттяжками или одновременно использоваться для подвески к ним
трубопровода (см. рис. 13. 15, б).
В системе типа «висячая труба» оттяжкой может служить пере-
кинутый через пилоны трубопровод (см. рис. 13. 17, в) илп для этого
Устраивают самостоятельные оттяжки из тросов. Во втором случае
трубопровод шарнирно закрепляют на верху пилонов с установкой
гнутого компенсатора деформаций (см. рис. 13. 17, г). Оттяжки из
тросов могут быть заменены постановкой у пилонов подкосов. Уси-
лия, возникающие в несущих тросах, воспринимаются анкерными
283.
г
Рис. 13. 17. Системы переходов.
-а — висячая система с дополнительными наклонными вантами; б — одноцепная система с вос-
принятыми на трубу горизонтальными усилиями; s — система типа «висячая труба» с исполь-
зованием трубопровода в качестве оттяжек; а — система типа «висячая труба» с оттяжками
из тросов.
Рис. 13. 18. Многопролетиые висячие системы переходов трубопроводов,
а — с равными пролетами; б — с разными по величине пролетами и стрелками провисания
284
опорами. Однако при относительно небольших пролетах на трубо-
проводах диаметром 529 мм и более усилия в тросах можно воспри-
нять самим трубопроводом (см. рис. 13. 17, б). В этом случае трубо-
провод должен быть проверен на устойчивость в горизонтальной
и вертикальной плоскости.
В практике строительства висячих переходов применяются три
конструктивных решения пилонов:
жесткие пилоны, заделанные в опоры, наиболее часто
с подвижными частями для тросов;
гибкие пилоны, жестко связанные с опорами, к верши-
нам которых тросы крепят неподвижно; небольшие перемещения
вершин пилонов в плоскости пролетного строения происходят за
счет пх изгиба;
качающиеся пилоны, шарнирно опирающиеся на
опоры. Тросы при этой конструкции должны быть жестко закреп-
лены на вершинах пилонов. Деформации в плоскости пролетного
строения происходят за счет наклона пилонов.
При относительно небольших пролетах нет необходимости в уста-
новке специальных тросов или оттяжек для обеспечения горизон-
тальной жесткости пролетных строений. Тросы и оттяжки в усло-
виях первого ветрового района можно не ставить на магистральных
трубопроводах диаметром 325—529 мм при пролетах до 60 м, на
трубопроводах диаметром 720—820 мм при пролетах до 80 м и на
трубопроводах диаметром 1020—1220 мм при пролетах до 100 м.
На отводах и других, менее ответственных трубопроводах тросы и
оттяжки можно не ставить и при несколько больших пролетах (до
1,2—1,25 от вышеуказанных).
Увеличить поперечную жесткость пролетных строений при пар-
ных тросах можно за счет их расположения на У-образных или
иных пилонах на расстоянии нескольких метров один от другого.
При этом подвески будут идти наклонно (от каждого несущего троса
или каждой группы тросов). При такой конструкции ветровая на-
грузка будет передаваться на несущие тросы, что вызовет необхо-
димость увеличения их сечения.
Поперечная жесткость висячих переходов может быть увеличена
и путем устройства горизонтальных ферм. В конструкцию последних
обычно включают элементы эксплуатационного мостика. Однако
даже при относительно небольших пролетах, порядка 120—
150 м, конструкция фермы получается довольно тяжелой и
оказывается более целесообразным ставить специальные ветровые
тросы.
При наличии двух ниток трубопровода на одном висячем пере-
воде трубы в отдельных случаях можно использовать в качестве
поясов ветровых ферм, но если все узлы решены жесткими, то в рас-
порках и раскосах фермы возникнут значительные напряжения от
“вменения длины трубопроводов под воздействием внутреннего да-
вления и температурных колебаний стенок труб, даже при пдентич-
п9й работе обоих трубопроводов. Остановка одной нитки при
285
работе другой вызовет в решетке фермы жесткости еще большие на-
пряжения.
При использовании трубопроводов в качестве поясов фермы
жесткости потребуется устройство мощной решетки или специальное
довольно сложное оформление узлов, допускающее некоторую про-
дольную подвижку трубопроводов, а следовательно, и ограничен-
ный по величине изгиб пролетного строения от ветровой нагрузки
в горизонтальной плоскости.
Наиболее простым способом обеспечения поперечной жесткости
висячих переходов средних и больших пролетов является уста-
новка ветровых тросов. Натягивают два троса — по одному тросу
с каждой стороны трубопровода, к которым последний крепят с по-
мощью оттяжек, устанавливаемых в тех же сечениях, что и несущие
подвески (но несколько реже), или с обеих сторон трубопровода
ставят ряд оттяжек по типу прямолинейных несущих вант. При
больших пролетах последний способ требует большей затраты тро-
сов, чем первый.
Ветровые тросы можно крепить на берегах в специально соору-
жаемых для этого анкерах (рис. 13. 19, а, б) или в тех же анкерных
опорах, что и несущие тросы (рис. 13. 19, в, г). В последнем случае
в местах установки пилонов делают консольные выносы, через
концы которых перекидывают ветровые тросы.
Закрепляя на берегах ветровые тросы ниже оси трубопровода,
за счет предварительного их натяжения можно несколько увеличить
вертикальную жесткость пролетного строения.
Трубопровод чаще подвешивают на тросах прямолинейно или
с небольшим подъемом посередине пролета, величина которого опре-
деляется возможными изменениями длины несущих тросов от темпе-
ратурных колебаний и вертикальных нагрузок. При этом имеется
в виду возможность продольных перемещений трубопровода на пол-
ную величину расчетных деформаций за счет постановки компенса-
торов.
Компенсировать происходящие во время эксплуатации измене-
ния длины трубопровода в гибкой висячей системе в известных пре-
делах можно и за счет изгиба трубопровода в вертикальной плоско-
сти, если трубопровод подвесить со значительным прогибом илн
подъемом посередине пролета. Этот способ применяют редко из-за
ограниченных возможностей компенсации продольных деформаций,
уменьшения стрелки при подъеме трубопровода.
Количество ниток трубопроводов на одном переходе может быть
одна-две и более. Как правило, каждая из Прокладываемых ниток
должна свободно перемещаться в продольном направлении вне зави-
симости от остальных. Переходы можно устраивать и без эксплуата-
ционного мостика. Но в этом случае следует укреплять специальный
монорельс (или два рельса) для передвижения смотровой тележки.
Эксплуатационные мостики нужно проектировать легкими, минИ-,
мальноп ширины, так как помимо собственного веса на них ложится
значительная снеговая нагрузка. В отдельных случаях эксплуата-
286
ционные мостики приходится рассчитывать па проход легкого экс-
плуатационного или иного автотранспорта. В этом случае конструк-
ция перехода приобретает вид моста.
Наиболее же дешевыми и простыми являются впсячие переходы
без смотрового мостика, который следует устраивать лишь в случае
действительной его необходимости. При современных методах сварки
Рис. 13. 19. Схемы ветровых тросов.
а н б — с креплением за самостоятельные анкеры; в п г — с крепле-
нием в тех же анкерных опорах, что и для несущих тросов.
и приемах контроля стыков и всего трубопровода в целом образо-
вание неплотностей или разрывов исключено. Для производства
осмотра, подтяжки, окраски и смазки деталей обычно бывает доста-
точно подвижной люльки.
Опоры под пилоны и анкерные опоры чаще делают из железо-
бетона. Если в анкерных опорах положительную роль играет их
собственный вес, то в опорах под пилоны легкость и простота кон-
струкции почти всегда позволяют уменьшить их стоимость, конечно,
пРн отсутствии специальных требований, вызванных условиями
"рохождения ледохода или паводковых вод.
28Т
Из железобетона можно проектировать также и пилоны, осо-
бенно качающиеся, работающие почти исключительно на сжатие.
Железобетонными могут быть и консоли для ветровых тросов.
Переходы в виде провисающей нити (типа «висячая труба») в пер-
вую очередь нужно строить на отводах и трубопроводах местного
значения, где диаметры труб и внутреннее давление транспортируе-
мого продукта меньше. Относительно непродолжительная эксплуата-
ция нескольких переходов типа «висячая труба» еще не может слу-
жить полной гарантией их надежной работы при динамическом
воздействии ветровой нагрузки без принятия в отдельных случаях
специальных мер для уменьшения колебаний. Построенные переходы
вибрируют даже при очень слабом ветре, хотя амплитуды колебаний
невелики. Очевидно, при строительстве переходов в виде провиса-
ющей нити надо вести систематические наблюдения и в случае необ-
ходимости предусматривать мероприятия для уменьшения вибраций
путем постановки виброгасителей, устройства оттяжек и др. Работа
висячих систем переходов трубопроводов на динамические ветровые
нагрузки требует дополнительного теоретического и эксперименталь-
ного изучения, и в особенности система типа «висячая труба».
Для применения на магистральных трубопроводах рекомен-
дуются следующие висячие системы с несущими тросами или цепями.
1. При пролетах до 100 м рациональны висячие системы про-
стейшей конструкции, как правило, без ветровых тросов. Могут
применяться гибкие одноцепные (см. рис. 13. 15, а, б) и вантовые
системыс двумя — четырьмя наклонными вантами (рис. 13.20). Водно-
цепной системе оттяжки могут использоваться и как несущие тросы
(см. рис. 13. 15, б). Переходы следует строить без смотрового экс-
плуатационного мостика. На таких переходах можно предусмотреть
монорельс для передвижения люльки.
Пилоны на переходах до 100 м обычно устраивают качающимися.
В качестве основания под пилоны часто бывает достаточно куста
из двух — четырех свай.
"Простая конструкция пилонов получается из труб при А-образ-
ной форме. Трос может быть закреплен на верху пилона в устано-
вленной для этого обжимке. Надежно забитые и связанные вместе
три — пять свай во многих случаях могут служить анкерной опорой
для закрепления концов тросов. Для регулировки длины тросов
и подвесок нужно ставить талрепы.
В вантовых системах, кроме схемы, приведенной на рис. 13.20,а,
продольные деформации трубопровода от внутреннего давления
и изменения температуры будут вызывать деформации всей системы
и небольшое изменение напряжений в трубах и тросах. В свою оче-
редь, во всех вантовых системах, представленных на рис. 13- 20, б, в, я»
изменение длины вант от натяжения и изменения температуры будя*
вызывать деформации трубопровода. I
На рис. 13. 20, б, в, г средний участок между вантами будя
подвергаться дополнительному растяжению под действием возн^
кающих в них усилий. Поскольку площадь поперечного сечени!
288
трубопровода значительна, то растягивающие напряжения в трубах
не будут высокими, но они должны учитываться при назначении
расстояния между вантами. С учетом этого, а также общих дефор-
Рис. 13. 20. Простейшие схемы вантовых переходов тру-
бопроводов .
а — с двумя сходящимися посередине вантами; б—с двумя ван-
тами, закрепленными к трубопроводу; в —-с четырьмя вантами,
ив которых два сходятся посередине; а — с четырьмя ван-
тами, закрепленными к трубопроводу; д — с вертикальными
подвесками.
мадий всей системы расстояние между точками закрепления вант
па трубопроводе (или опирания в местах установки пилонов) может
назначаться равным 0,6—0,7 максимальной величины пролета в coot-
ie Заказ 2t85.
ветствующеп принятому методу монтажа схеме разрезной или пераз-
резной балки. Таким образом, расстояние- между точками закре-
пления вант на газопроводах диаметром 529—1020 мм принимают
в зависимости от диаметра труб, марки стали и метода монтажа рав-
ным 18—40 м, а на нефтепродуктопроводах соответственно 12—30 м.
Растягивающие напряжения в трубах от тросов в схемах на
рис. 13. 20, б, г, больше, чем в схемах на рис. 13. 20, а, в. На
рис. 13. 20, а небольшие дополнительные напряжения в трубопро-
воде возникают лишь от его изгиба при изменении длины вант, и рас-
стояние между опорами и местом закрепления тросов на трубопро-
воде может назначаться в пределах до 0,8—0,9 максимального про-
лета в соответствующей принятому методу монтажа балке, т. е.
расстояние между пилонами при трубах диаметром 529—1020 мм
может равняться на газопроводах 50—100 м и на нефтепродукто-
проводах 32—65 м.
Во всех вантовых схемах можно уменьшить максимальные рас-
четные изгибающие моменты в трубах за счет выноса трубопровода
за пределы опор, т. е устройства консолей с наклонными компенса-
торами.
2. При пролетах 100— 300 рационально применение одноцеп-
ных гибких висячих систем с ветровыми тросами. В качестве примера
можно привести переход через горную реку с блуждающим руслом
и сильно размываемым дном (рис. 13. 21). На этом переходе при
пролете 160 м удалось избежать высоких пилонов. При пролетах
более 150—180 м необходимо учитывать возможность возникновения
значительных колебаний от ветровой нагрузки.
На газопроводах больших диаметров (720—1020 мм) при пролетах
до 120—160 м можно применять более жесткие вантовые системы
по типу, приведенному на рис. 13. 20, в, г с ветровыми оттяжками,
а также в виде ферм системы Жискляра, представленных на
рис. 13. 20, д и 13. 16, б, в которых от вант не передаются растяги-,
вающие усилия на трубопровод. В этих системах трубопровод крепят^
с помощью вертикальных подвесок, расстояние между которыми
может доходить до 0,9 максимального расчетного расстояния дли
многопролетной балочной конструкции, соответствующей данной
схеме перехода и принятому методу монтажа трубопроводов.
В вантовых системах ввиду большого расстояния между точ-
ками подвески трубопровода затруднено устройство эксплуатацией*
ного мостика.
Как и при пролетах до 100 м, к устройству эксплуатационном
мостика нужно прибегать лишь в случае действительной его seot
ходимости для быстрой и регулярной связи между берегами. Коь
струкция мостика упрощается и облегчается при достаточно часто)
расположении подвесок, что легко выполнимо в гибких висячж
системах. На рис. 13. 22 представлен висячий переход с эксплуа!г
ционным мостиком пролетом 130 м.
Наиболее рациональны при пролете 100—300 м качающий
пилоны в виде многоярусных ферм или рам с наклонными ¥
290
Рис. 13. 21. Висячий переход через горную реку с сильно размываемым дном. Расстояние между пилонами 160 .и,
291
вертикальными стойками. Пило-
ны можно выполнять из железо-
бетона или сваривать из про-
фильной стали. Под пилоны
устанавливают железобетонные
опоры в виде связанных между
собой столбов или общего мас-
сива.
Ветровые оттяжки в ванто-
вых системах обычно ставят
в местах подвески трубопрово-
да к несущим вантам или через
одну. В гибких системах оттяж-
ки можно располагать реже,
чем подвески, несущие трубо-
провод и конструкцию эксплуа-
тационного мостика (через од-
ну или две).
В гибких системах ветровые
тросы можно устраивать в виде
оттяжек. Концы ветровых тро-
сов и оттяжек крепят на бере-
гах за самостоятельные анкер-
ные опоры или за те же опоры,
что и концы несущих тросов.
В последнем случае в местах
установки пилонов устраивают
консольные выносы или шар-
нирные стрелы, через концы
которых перекидывают ветро-
вые тросы или оттяжки.
В случаях, когда устраи-
вают эксплуатационный мостик,
его можно запроектировать в
виде горизонтальной фермы,
жесткость и прочность которой
вместе с трубопроводом при
пролетах до 100—150 м могут
быть достаточными для воспри-
ятия ветровых нагрузок. При
больших пролетах наличие го-
ризонтальной фермы в ряде
случаев позволит ограничиться-
постановкой с каждой сторон*-
лишь двух оттяжек по тип?
вант.
Ветровые тросы должн>
иметь предварительное натяж*
ние. Ветровую нагрузку можно воспринимать и несущими тросами,
раздвигая их на вершинах пилонов и устраивая наклонные подвески.
Для регулировки длины тросов, подвесок и оттяжек устанавли-
вают талрепы.
Анкерные опоры при пролетах 100—300 м выполняют из железо-
бетона. Для уменьшения расхода бетона рационально применение
опор коробчатого типа с загрузкой их грунтом по типу мостовых
опор. Возможно и применение анкеров в виде заглубленных в грунт
плит.
3. При пролетах свыше 300 м наряду с гибкими одноцепными
системами целесообразно применять двухцепные и другие, более
сложные вантовые системы, обладающие большей жесткостью, чем
однбцепные. При "таких пролетах под воздействием ветровых нагру-
зок возможно возникновение вибраций и обязательно производство
динамического расчета.
Помимо ветровых тросов, постановка которых при больших про-
летах обязательна, может потребоваться устройство виброгасителей,
однако лучше сразу принимать более жесткую двухцепную или
иную систему. При пролетах свыше 300 м пилоны проектируют
в виде пространственных решетчатых конструкций.
4. Систему в виде провисающей нитц (типа «висячая труба»)
можно применять'"начиная от небольших пролетов (50—80 -и), когда
применение балочных систем становится невозможным, и до про-
летов 400 м и более.
При относительно небольших пролетах и надлежащем рельефе
возникающий в трубах распор можно передавать на прилегающие
к переходу подземные участки трубопровода. Чаще же устраивают
специальные анкерные опоры. Пилоны удобнее применять кача-
ющиеся. Крепление трубопровода на вершинах пилонов делают
шарнирным, допускающим поворот в вертикальной плоскости.
Величина пролетов большинства висячих переходов с тросами
не превышает 200 м. Для этих пролетов разрабатывают типовые
решения висячих переходов. Переходы больших пролетов будут
почти всегда иметь свою специфику и потребуют разработки инди-
видуальных проектов.
Следует унифицировать узлы и отдельные детали висячих пере-
ходов, в том числе и типа «висячая труба».
§ 3. ОСОБЕННОСТИ ОПРЕДЕЛЕНИЯ НАГРУЗОК НА ВИСЯЧИЕ СИСТЕМЫ
ПЕРЕХОДОВ И РАСЧЕТА ТРУБОПРОВОДОВ
Висячие переходы трубопроводов рассчитывают на нагрузки,
приведенные в главе второй. При определении собственного веса
учитывают вес эксплуатационного мостика, подвесок, креплений,
тросов и других элементов перехода. При расчете всего перехода
и элементов эксплуатационного мостика обязательно вводят снего-
пую нагрузку, а также принимают в расчет временную эксплуата-
ционную нагрузку. Последняя для элементов мостика может явиться
293
определяющей, так как она равняется 100—200 кГ/м2 настила (вес
бригады с оборудованием). Нагрузка располагается по длине 8—
12 м. Поскольку при выполнении ремонтных работ зимой снег
с настила счищают, то в суммарную расчетную нагрузку на тросы
и пилоны временную нагрузку можно не добавлять или учитывать
ее в половинном размере.
В тех случаях, когда переход не имеет мостика, в расчетах при-
нимают нагрузку от люльки с находящимися в ней людьми и обору-
дованием (400—600 кГ, сосредоточенная на определенном участке).
На больших висячих переходах, особенно в горных районах,
величину скоростного напора ветра нужно контролировать на осно-
вании сведений ближайших метеостанций. По данным наблюдений,
скоростной напор ветра принимается
(13-1)
где v — наибольшая скорость ветра по данным наблюдений в м/сек.
Давление ветра на элементы настила, пилоны и другие детали
перехода принимают как обычно при расчете строительных кон-
струкций согласно СНиП (см. главу вторую). На вертикальные
и отклоняющиеся от вертикали на более чем на 30° поверхности
аэродинамический коэффициент к принимают: на крайние и возвы-
шающиеся промежуточные поверхности с наветренной стороны
+0,8; с заветренной стороны — 0,6; на промежуточные поверхности
с наветренной стороны +0,4; с заветренной стороны — 0,4. Для
решетчатых элементов учитывают их несплошность.
При неравномерном нагреве и изменении температуры элементов
висячих переходов в них могут возникнуть дополнительные напря-
жения, а также некоторые деформации (прогибы, искривления в плане,
наклон пилонов и т. п.). Если разницу в температуре отдельных
элементов перехода (от действия солнечных лучей, ветра и атмос-
ферных осадков) можно не учитывать, то колебания температуры
всей системы в целом и разницу между температурой трубопровода
и несущих элементов пролетного строения учитывают обязательно.
Расчетная температура металлических конструкций в зимний
период равняется минимальной расчетной температуре воздуха,
летом она превышает расчетную температуру воздуха в зависимости
от вида и цвета окраски на 20—50%.
Температура металла стенок труб зависит от района строитель-
ства, степени удаления перехода от компрессорной или насосной
станции, глубины заложения трубопровода на подземном участке
до компрессорной или насосной станции, наличия других надземных,
участков трубопровода, протяженности данного перехода, характера
и цвета изоляции.
На переходах протяженностью до 1 км, расположенных более
чем в 20—40 км от компрессорных или насосных станций, темпера-
тура стенок труб будет отличаться от температуры грунта на уровне
оси трубопровода не более чем на 5—10° и в рабочем состоянии трубо-
294
проводов для средней полосы может приниматься зимой —10° С
и летом +20—30° С. Во время остановок в транспортировании про-
дукта температура стенок труб может быть такой же, что и остальных
элементов металлоконструкций Перехода. При определении наибо-
лее невыгодного случая нужно иметь в виду возможную наибольшую
разницу между температурой воздуха и грунта в различное время
года.
При расположении перехода ближе чем в 20—40 к.и от компрес-
сорной или насосной станций учитывается возможное повышение
температуры стенок трубопровода в рабочем состоянии от нагрева
их транспортируемым продуктом.
Трубопровод рассчитывают как неразрезную балку на упруго-
податливых опорах-подвесках. Без большой погрешности трубо-
провод можно рассчитать по формуле
, (13.2)
где <7полн. тр — полная расчетная нагрузка на трубопровод от соб-
ственного веса, веса продукта, изоляции (если имеется) и обледене-
ния; I — расстояние между подвесками.
Напряжения от отпора компенсаторов малы и могут не учиты-
ваться. При наличии компенсаторов напряжения проверяют по
формуле
0,5 Пнц + Пи Т?2,
где стКц — кольцевые напряжения в трубопроводе от внутреннего
давления; о^ — напряжения от изгиба; Н2 — расчетное сопроти-
вление, определяемое исходя из предела текучести металла труб.
Если на трубопровод передаются усилия от тросов (в вантовых
системах и при закреплении за трубопровод оттяжек несущих и вет-
ровых тросов), то эти усилия должны учитываться.
При передаче на трубопровод сжимающих усилий его нужно
рассчитывать на продольное сжатие с изгибом в вертикальной пло-
скости и потерю устойчивости из плоскости пролетного строения без
учета растягивающей силы от внутреннего давления. При расчете
принимают во внимание возможные отклонения .трубопровода от
прямой.
Перила на эксплуатационном мостике рассчитываю? на горизон-
тальное давление, приложенное к поручню, равное 75 кГ/м.
ГЛАВА ЧЕТЫРНАДЦАТАЯ
НЕСУЩИЕ И ВЕТРОВЫЕ КАНАТЫ (ТРОСЫ)
ВИСЯЧИХ СИСТЕМ ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. КОНСТРУКЦИЯ КАНАТОВ
В зависимости от величины пролета перехода, конструкции про-
летного строения, диаметра трубопровода, нагрузок и методов мон-
тажа растягивающие усилия, возникающие в несущих или ветровых
канатах, могут изменяться от десятков до тысяч тонн. От величины
Рис. 14. 1. Однопролетный висячий переход через р. Терек с подве-
ской на двух канатах.
усилия зависит конструкция и число канатов. На небольших пере-
ходах бывает достаточно одного-двух канатов (рис. 14. 1). С увели-
чением пролетов переходов и нагрузок количество канатов прихо-
дится увеличивать и часто применять пучки, в которых канаты через
определенные промежутки по длине (обычно в местах крепления
подвесок) соединяются специальными обоймами. Применение боль-
206
шого числа канатов затрудняет равномерное их нагружение и не
позволяет полностью использовать их несущую способность. В неко-
торых случаях вместо канатов (тросов) делают цепи из отдельных
жестких элементов, шарнирно соединенных между собой
(см. рис. 13. 7). Однако это, как правило, утяжеляет конструкцию,
поскольку сталь, применяемая в канатах, имеет более высокие проч-
ностные характеристики, чем стальные прокатные элементы.
Количество и расположение канатов зависят не только от нагрузки,
по и от конструкции пролетного строения и метода его монтажа.
При устройстве на переходе эксплуатационного прохода или про-
езда (при наличи вух или нескольких трубопроводов), а также
при надвижке трубопровода с берега на заранее подвешенную систему
канатов обычно несущие канаты делают в виде двух раздвинутых
пучков (или двух канатов), к которым подвешивают поперечные
прогоны пролетного строения или седла. Иногда несущие канаты
раздвигают на значительное расстояние для того, чтобы воспринять
горизонтальные ветровые нагрузки. Ветровые канаты располагают
либо в горизонтальной плоскости по оси трубопровода, либо не-
сколько ниже трубопровода, что позволяет вместе с несущими кана-
тами получить предварительно напряженную систему.
Несущие и ветровые канаты, соединенные наклонными оттяжками,
вместе с вертикальными подвесками и горизонтальными оттяжками
создают несущую систему висячего перехода, воспринимающую все
виды нагрузок.
Стальные канаты для висячих систем переходов могут иметь
разнообразную конструкцию (рис. 14. 2). По типам, размерам и раз-
рывным усилиям канаты должны соответствовать стандартам. Раз-
личают канаты одинарной свивки, двойной и тройной. Стальные
канаты одинарной свивки (спиральные) свиты из проволок в один
или несколько концентрических слоев. Их применяют в качестве
несущих, ветровых, а также для расчалок, подвесок, оттяжек. При
двойной свивке из проволок свивают пряди, из которых затем полу-
чают канат-трос (рис. 14. 2, а). При тройной свивке полученные
двойной свивкой канаты (стренги) свивают в кабель. Пряди могут
иметь круглое, плоское, овальное и трехгранное сечение.
По роду свивки проволок в прядях канаты изготовляют:
а) с точечным касанием проволок между слоями прядей — ТК;
б) с линейным касанием проволок в пряди — ЛК: ЛК-0 — про-
волоки подбирают одинакового диаметра в отдельных слоях пряди;
ЛК-Р — проволоки двух разных диаметров в верхнем слое пряди;
ЛК-РО — проволоки разного и одинакового диаметра по отдельным
слоям пряди; ЛК-3 — между двумя слоями проволок размещаются
заполняющие проволоки меньшего диаметра;
в) с точечным и линейным касанием проволок в пряди — ТЛК.
Стальные канаты с линейным касанием проволок более совершенны,
отличаются лучшим коэффициентом использования поперечного
сечения и повышенной износостойкостью.
Канаты по виду свивки изготовляют:
297
Рис. 14. 2. Конструкции стальных канатов.
а — спиральный ТК (1 х 61 = 61 проволока, ГОСТ 3065—55); б — спиральный закрытый
с одним слоем клиновидной и одним слоем Z-образной проволоки (ГОСТ 7675—55); в —трос
ТК (7 х 37 = 259 проволок с металлическим сердечником, ГОСТ 3068—55); г — трос ЛК-Н
(6 х 19 = 114 проволок с органическим сердечником, ГОСТ 2688—55); д — трос ТЛК-и
(6 х 37 = 222 проволоки с органическим сердечником, ГОСТ 3079—55); е— трос ТЛК-НО
(6 х 36 = 216 проволок с металлическим сердечником конструкции 7 X 7 = 49 проволока
ГОСТ 7669—55); ж — трос ЛК-3(7 х 25 = 175 проволок с металлическим сердечником, ГОСТ
7666—55); з — трос ЛК-ОЗ (6 х 41 = 246 проволок с органическим сердечником, ГОСТ
7684—55)' и — трос ТК (6 х 30 = 180 проволок с 7 органическими сердечниками, rocij
3084—55); к — трос многопрядный ТК (18 х 19 = 342 проволоки с органическим сердечником,'
ГОСТ 3088—55); л — кабель ТК (6 х 7 х 19 = 798 проволок с органическим сердечником,
ГОСТ 3089—55); .4 — кабель ТК (6 x 6 x 19 = 684 проволоки с 7 органическими сердечни-
ками, ГОСТ 7674 — 55).
298
а) обыкновенные (раскручивающиеся) — пряди и проволоки не
сохраняют своего положения в канате после снятия перевязок;
б) нераскручивающиеся (Н) — канат не должен раскручиваться
на отдельные пряди, а пряди — на проволоки; пряди и проволоки
сохраняют свое прежнее положение после снятия перевязок;
в) некрутящиеся (Н) — многопрядные с противоположным на-
правлением свивки прядей по слоям.
Направление свивки прядей канатов может быть правое и левое
(Л); направление свивки проволок в прядях — крестовое, одно-
сторонней (О) и комбинированной свивки (К).
По механическим свойствам канаты подразделяют на изготовлен-
ные из проволоки: высшей марки (В); первой марки (I) и второй
марки (II) — ГОСТ 7372—55. Расчетный предел прочности прово-
локи от 100 до 260 кГ/мм2, в специальных случаях до 350 кГ/мм2.
Канаты изготавливают из проволоки диаметром 0,3—4 мм. По виду
поверхности проволоки канаты различают на изготовленные из
холоднотянутой светлой проволоки и оцинкованной проволоки: для
легких условий работы (ЛС); для средних условий работы (СС) и для
жестких условий работы (ЖС).
По форме сечения проволоки стальные канаты различают: изго-
товленные из проволоки только круглой (наиболее распространены)
и фасонной (частично). Канаты с внешним слоем (иногда с двумя
и более слоями) проволок фасонного сечения (закрытые) имеют глад-
кую цилиндрическую поверхность, что увеличивает их стойкость
против истирания. Поэтому их применяет при больших нагрузках
в качестве несущих для подвесных канатных дорог и кабель-кранов.
В канатах с органическим сердечником последний изготовляют
из лубяных волокон (пенька, манила, сизаль), а также из хлопчато-
бумажной пряжи и корда. Стальные канаты с несколькими сердеч-
никами отличаются большей гибкостью.
Разрывное усилие каната определяется суммой разрывных уси-
лий проволок при 100% их испытании. При испытании части про-
волок каната разрывное усилие определяют по формуле
Р = 1 N, (14.1)
где Р — суммарное разрывное усилие каната; р — сумма разрывных
усилий проволок, подвергнутых испытанию; п — число испытанных
проволок; N — общее число проволок в канате.
Отожженная проволока, применяемая в сердечниках канатов,
в общее число проволок каната не включается.
Для примера приведем условное обозначение каната (рис. 14. 2, в)
с точечным касанием проволок в прядях типа ТК, диаметром 55 мм,
пораскручивающегося, из проволоки с расчетным пределом прочно-
сти 130 кГ/мм2, марки В, оцинкованного по группе ЛС, левой кре-
стовой свивки: канат 55-Н-130-В-ЛС-Л (ГОСТ 3068—55). Канаты,
Нримепяомые в строительстве, указаны в табл. 43 СНиП, I-B. 12-62.
299
§ 2. РАСЧЕТ НЕСУЩИХ КАНАТОВ В ОДНОЦЕПНОИ СИСТЕМЕ
Расчет несущих канатов в многопролетном переходе производят
отдельно в каждом пролете. При равных пролетах расчет сводится
к однопролетной системе. Схема однопролетного висячего перехода
с оттяжками представлена на рис. 14. 3, а.
Рис. 14. 3. Схемы висячих переходов.
а — одноцепного; б —двухцепного с подвеской в среднем узле; L —пролет перехода, Г—
расстояние от оси пилона до анкерной опоры; Л — высота пилона от верха опоры; / — стрел! .
провеса несущего троса, b — вылет койсолей ветровых тросов; /1 — стрела в середине про^
лета ветровых тросов; а — расстояние по вертикали от несущих тросов до оси трубопроводе
в середине пролета; b — расстояние по горизонтали от ветровых тросов до оси трубопроводу
в середине пролета; SK, SK в—длина несущих и ветровых тросов между опорами; 30, So, в
длина оттяжек несущего и ветрового тросов; с — расстояние между подвесками и оттяжка!^
по длине перехода.
300
Стрела провисания несущих канатов назначается обычно в пре-
делах 1/в—V16 пролета. С увеличением пролета высота пилонов воз-
растает и, чтобы уменьшить пилоны, отношение стрелки к пролету
принимают несколько большим, чем при относительно малых про-
летах.
Обычно стрелу провисания / несущих канатов назначают при
пролетах до 100 м в пределах х/8—х/ю пролета, при пролетах более
100 м — Vjo—х/12 пролета.
Высота пилонов определяется величиной стрелы провисания
несущих канатов, длиной подвесок посередине пролета, конструк-
цией опорных частей пилонов и конструкцией опор под пилонами.
Расстояние I между береговой опорой пилона и анкерной опорой
выбирают часто с таким расчетом, чтобы расчетное максимальное
усилие в оттяжке было равно усилию в крайней панели несущего
каната (примыкающей к вершине пилона).
Висячие переходы трубопроводов можно рассматривать обычно
как гибкие системы, поскольку у них почти всегда высота балки
жесткости, которой является трубопровод, меньше х/юо пролета,
т. е. < 100.
Lt
Влияние жесткости трубопровода можно не учитывать также
потому, что пролетное строение загружено по всей длине практиче-
ски равномерно распределенной нагрузкой, а в этом случае изги-
бающего момента в балке жесткости не возникает. Влияние жесткости
трубопровода, а также настила или проезжей части учитывают при
расчете перехода на значительную временную нагрузку, распола-
гаемую на части пролета.
В гибкой системе с вертикальными подвесками расчет несущего
каната производится от действия вертикальных нагрузок и от изме-
нения температуры. В отдельных случаях, (при наклонных подве-
сках, при пониженном расположении ветровых канатов и др.) несу-
щие канаты могут находиться под воздействием ветровой нагрузки.
При определении постоянной нагрузки учитываются собственный
лес самих канатов, вес ветровых канатов, подвесок, оттяжек и дру-
гих элементов пролетного строения, вес трубопровода и др.
Если вес трубопровода может быть подсчитан достаточно точно,
то вес отдельных конструктивных элементов пролетного строения
определится лишь после его расчета и конструирования. Для пред-
варительных расчетов можно принять собственный вес несущих
канатов равным 0,1 веса трубы (без продукта), а вес ветровых кана-
тов, оттяжек и подвесок примерно 0,05 веса трубы.
Если предусмотрено устройство эксплуатационного мостика, то
его вес устанавливают на основании точного или прикидочного рас-
чета. Отдельно учитывают вес рельсового пути для передвижения
смотровой тележки.
Под действием равномерно распределенной нагрузки по длине
пролета перехода очертание канатов получается близким к парабо-
лическому. Принимая начало координат на вершине более высокого
.30!
где CTl( _ среднее напряжение в канате; Ек — модуль упругости
каната; 5К — расчетная длина каната.
Максимальные напряжения в канате определяют по формуле
_ Zmax
<Тк — р
(14. 14)
где F — суммарная площадь поперечного сечения проволок каната.
Наибольшую величину расчетных напряжений в канате прини-
мают приближенно
ок = 0,85ов «0,40b, (14.15)
где ов — расчетный предел прочности проволоки каната при растя-
жении вгкГ/см2; /q — коэффициент однородности при разрыве (fci =
= 0,8)Г тпх — коэффициент условий работы материала в конструк-
ции (яг, = 0,8); т2 — коэффициент условий работы для переходов
(т% — 0,75); 0,85 — коэффициент снижения разрывного усилия про-
волок в канате.
Модуль упругости канатов можно определять по формуле
Ек = аЕ, (14. 16)
где Е = 2,1 • 10е кПсм2 — модуль упругости проволок троса; а —
коэффициент, зависящий от конструкции каната и принимаемый
для канатов одинарной свивки 0,64, двойной свивки 0,4, тройной
свивки 0,21.
В СНиПе П-В. 3-62 для предварительно вытянутых канатов
усилием не менее 30—40% от разрывного усилия для каната в целом,
рекомендуется принимать модуль упругости: Е — 1,3 -10е кПсм2
для канатов с органическим сердечником; Е = 1,5 • 10е кГ/см2 для
канатов с металлическим сердечником и Е = 1,7 • 10е кГ/см2 для
спиральных закрытых канатов.
Удлинение каната от изменения температуры на A t°
&SK( = aAtSK, (14. 17)
где а = 0,000012 — коэффициент температурного удлинения стали;
Л t — разность температур, принимаемая для большинства районов
СССР ±50° С.
Удлинение и укорочение пилонов от изменения температуры
может не учитываться.
Дополнительный прогиб в середине пролета от сближения или
удаления на величину АЛ, точек крепления канатов на вершинах
пилонов вследствие удлинения или укорочения оттяжек будет
где
АЛ,
9
“ COS Фо
(14.18)
304
Здесь AS0 — удлинение или укорочение оттяжки от напряжений
в ней и изменения температуры:
Л50 = Д5ОСТ + Д50/ = -^- + аЛ^0,
где а0, So и Еа — средние напряжения, длина и модуль упругости
оттяжки.
Таким образом, наибольшая величина стрелы провисания канатов
посередине пролета будет равна
/сум = /+Д/+ДД.
Дополнительный прогиб, получающийся вследствие удлинения
канатов между пилонами и оттяжек от собственного веса конструк-
ции, ликвидируется после монтажа всей конструкции путем под-
тягивания талрепов оттяжек, несущих канатов, подвесок и ветровых
расчалок. Поэтому в процессе эксплуатации трубопровода стрела
провисания несущих канатов будет изменяться только под влиянием
изменения температуры и дополнительной нагрузки (обледенения,
снега, веса продукта).
Максимальное усилие в канатах будет при максимальной верти-
кальной нагрузке и наиболее низкой температуре наружного воздуха,
так как при этом уменьшается стрела провисания канатов /.
В тех случаях, когда трубопровод подвешен к канатам не только
между пилонами, но и к оттяжкам (см. рис. 13. 15, б и 13. 17, б)
или применена схема с одним пилоном в средней части перехода,
расчет не будет отличаться от приведенного выше. Каждый из проле-
тов будет рассчитываться отдельно, причем величина стрелки прови-
сания канатов будет приниматься по вертикали, как указано на
схемах.
Величину стрелки провисания канатов назначают исходя из
равенства усилий, возникающих в несущих канатах в соседних про-
летах. На висячем переходе, загруженном по всей длине одинаковой
нагрузкой q, отношение стрелок должно быть прямо пропорцио-
нально квадратам пролетов, т. е.
L2
= (14-19)
Зная величину стрелки среднего пролета /, легко найти величину
стрелки оттяжек или соседнего пролета
/г = / • (14- 20)
Максимальное усилие в канатах имеет место при минимальной
величине стрелки, т. е. при понижении температуры и при наличии
обледенения.
Удлинение каната от веса обледенения
Д5К1 = ^^, (14.21)
-0 Заказ 2185.
305
где trK1 — средние напряжения в канате от веса обледенения, равные
аК1 = ак^- (14.22)
9 по пн
Удлинение оттяжки от обледенения
Д£о = -^°-. (14.23)
Сближение опорных точек каната (вершин пилонов) от обледе-
нения
А^ = 2^- (14-24)
CUo *Ро
Увеличение стрелы провисания каната за счет его удлинения
между пилонами и удлинения оттяжек равно
Укорочение каната от понижения температуры составит
Дб’ке = -а ЫЗК. (14.26)
Суммарное изменение длины каната от веса обледенения и изме-
нения температуры будет
Д5К = ЛЗК1 + Д5К(. (14.27)
Удаление опорных точек каната от укорочения оттяжек при изме-
нении температуры
А£( = 2 . (14.28)
cos ф0 ' '
Суммарное изменение расстояния между опорными точками
каната от обледенения и понижения температуры
ДЛ=ДЛ1-ДЛ(. (14.29)
В этом случае стрела провисания каната за счет смещения опор-
ных точек изменится на величину
15Д5К + [15-40 +
Д/ = ______L U-ДД) \L-SLf]___________ (14 3(Г
14±^15-2<т:Цг)21
L — Дь |_ \L—Дь / J
Таким образом, максимальное усилие в канате определится пр№
полной расчетной нагрузке д, расстоянии между опорными точкам!
каната Lx = L + ДА и стреле провисания каната Л = / + А/-
306
Максимальное усилие в канате
Zmax = + • (14. 31)
Условие прочности для канатов записывается
R> Zjuax, (14. 32)
где Rd — действительное разрывное усилие каната, определяемое
непосредственно испытанием образца каната на разрывной машине
(или на основании испытания проволок); тк — число несущих
канатов; Zmax — максимальное расчетное натяжение каната.
Значения разрывных усилий Rd приведены в стандартах на
стальные канаты. Оно может быть также определено по формуле
лЛ2
Rd = кгав —%-i, (14.33)
где i — число проволок в канате; б — диаметр проволок в мм2;
ki — коэффициент, зависящий от вида свивки каната и учитыва-
ющий влияние всех факторов, которые снижают величину разрыв-
ного усилия (для Круглых канатов при двойной свивке kt = 0,9,
при тройной свивке kf — 0,85).
кк— коэффициент, учитывающий возможное снижение прочности
канатов в местах соединений и неравномерность работы канатов при
большом их числе. При двух канатах кв =0,95 4-0,9, при трех-
четырех канатах 0,9 4-0,85.
§ 3. РАСЧЕТ НЕСУЩИХ КАНАТОВ В ДВУХЦЕПНОЙ ВИСЯЧЕЙ СИСТЕМЕ
Двухцепная висячая система с подвеской в среднем узле пред-
ставлена на рис. 14.3, б. Как и в одноцепной, в двухцепной системе
очертание принимается таким, какое занимают канаты при равно-
мерном загружении нагрузкой всего пролета при равенстве всех
панелей. Таким образом, при равномерно распределенной загрузке,
как и в одноцепной системе, при малой высоте балки жесткости
(трубопровода) изгиб последней невелик и его можно при расчетах
не учитывать.
Согласно принятым на рис. 14. 3, б обозначениям, сумма момен-
тов сил, действующих на одну половину пролета относительно места
пересечения канатов (шарнира),
Мс = Hf-Aok + ~ = 0> (14. 34)
откуда
Н = ’ (14‘ 35)
4/ О/
где f — стрелка посередине пролета (в месте центрального шарнира);
” — полный распор.
20* 307
Отсекая левую часть фермы сечением II—II и рассматривая ее
равновесие относительно точки а (места рассечения нижнего каната),
будем иметь
Ма = Нух — Нг (Ух — У1х) — Лох + = О,
откуда Ну* — Р Я = z— , (14. 36) 2 Ух — У1х '
где Я2 ~ распор Рассматривая верхней цепи полуфермы. также равновесие левой части, отсеченной сече-
нием III—III относительно точки е, получим
QI2
Я</Ж1-Ло*1+
Ух1 У1XI
Я2
(14. 37)
Для того чтобы определить распор, необходимо задаться помимо
величины / положением цепей в четвертях пролета — (посередине
каждого полупролета — X), т. е. величинами Д и /2 — стрелками
провисания цепей в пределах полупролетов.
При Л = | I Ух = А + у и yiXl = /2 ,
приравняв правые части выражений (14. 36) и (14. 37), получим
jr ( 4. I / \ -^о А. । А.2
+ 2 )- 2 +9 8 _ ?Ш-/)
2~ А-/з ~ 8/(Л—/а)
и аналогично
гг __ 9^ (/—4/а)
1 8/(/1 —/3) ’
(14.38)
(14. 39)
где Я\ — распор нижней цепи полуфермы.
Если длины подвесок, соединяющих узлы верхней и нижней
цепей, взяты из расчета, что верхняя и нижняя цепи имеют парабо-
лическое очертание, то ординаты верхней цепи определятся урав-
нением
Ухв.ц= <14-40)
Л Л Л
и нижней цепи
। 4д/1 (14 41)
где / — общая стрела фермы (ордината среднего узла); Д и /2 —
стрелы нижней и верхней цепей полуфермы.
Из этих уравнений, вычитая соответственно правые и левые части,
получим значение (ух — у1Х) и затем, приравнивая выражения
308
(14. 36) и (14. 37), получим уравнения, аналогичные (14. 40) и (14. 41),
в которых за величины Д тах и /2 тах приняты максимальные орди-
наты между прямой, соединяющей точки подвеса рассматриваемой
цепи, и самой цепью. Эти ординаты характеризуют кривую всей
цепи и называются стрелой цепи.
Для нижней цепи
+ (14.42)
Л Л Л
для верхней цепи
(14. 43)
Л Л Л*
Поскольку X = ~ и обозначая
ь — . ь_______. ь___________
/ ’ 1 2fi max ’ 2 2/2 max ’
уравнения (14.42) и (14.43) можно записать:
2i 4х 8i2 .. . . ..
= = т + (14.44)
2i , 4х 8i2 ... .
£/2 = ^=^ 4--^-^.. (14.45)
Взяв производную от выражения (14. 44) и приравняв ее
нулю, найдем, что наибольшая ордината (низкая точка нижней цепи)
будет на расстоянии от начала цепей (пилона)
= ^ (^ + 2fc). (14.46)
Подставляя значение хй в выражение (14. 44), получим макси-
мальную ординату
y0 = ^-(i + 2)2, (14.47}
где. г = -у •
Усилие в каждом из элементов цепей равно:
в нижней цепи
Sr = , (14. 48)
в верхней цепи
гДе а2 и а2 — углы наклона к горизонту элементов нижней и верхней
Цепей.
309-
Максимальное значение усилий — около пилонов, где значения
углов ах и а2 наибольшие.
Если бы цепи фермы представляли собой плавные кривые, то
для нижней цепи:
cos а,
. dy 2,4 16* .
tg«1=4 = T+*7“ ^7’
1_______
2 4 16* \2
к ' кх ktL I
для верхней цепи:
(14. 50)
(14.51)
(14. 52)
(14.53)
cos аа =
. 2,4 16* ,
tg Я2 — к + kiL ,
1_________
2 4 1бГ\2
к кг кгЬ J
4
При передаче нагрузок через подвески цепи представляют собой
не плавные параболические кривые, а многоугольники, узлы которых
расположены на данной кривой параболического вида. В этом слу-
чае для нижней цепи, считая панели от опорного узла на пилоне,
tg ami = т 4- Г - -4^— ' <14’ 54>
При числе панелей в пролете п значение т меняется от нуля до
Если длина панели d, то количество панелей п = —.
Для верхней цепи
tgam2— к I k*L (14.55)
В одноцепной системе, когда крайние точки (места опирания на
пилоны) находятся на одном уровне,
• (14-56)
7
где к = — .
Для переходов, имеющих кроме среднего два одинаковых двух-
цепных крайних пролета, все формулы останутся теми же, как и для
среднего полупролета.
Длину нижней цепи в двухцепной системе можно определить по
•формуле
Sn = — (1 4- — 4- -ДД (14. 57^
к 2 ( зк* J v
и верхней цепи по формуле
Sb = t(1+т- + ^)’ (14'58^
Ь \ К2 Зк /
2
где L = 2Л,; к = ~; кг = и к2 = — .
310
Прогиб пролетного строения от равномерно распределенной по
пролету нагрузки q можно определить как сумму прогибов от растя-
жения нижней и верхней цепей Д5Н и Д5В, а также от растяжения
оттяжки Д&0.
Удлинение тросов от соответствующего распора Нк при стрелке
/к равняется
Л С Н(Л I k \ /I/ гп\
= (14’59>
где Ек — модуль упругости материала цепей (канатов).
Общее удлинение всех цепей (канатов) будет равняться
Д^полн — Д5н Д5В -f- 2Д5О. (14. 60)
Распоры определяются по формулам (14. 35), (14. 38) и (14. 39).
. Изменение стрелки f от удлинения всех цепей (канатов) будет
2 Vl + tg*a<, (ЛЬ - Ь2а) Д80 +16/t/a ЛЯ + L ESB-f2 Д$„)
Д/ =-------------------------------п~.1.___________________
1 2/(Л-Л)
(14. 61)
где а0 — угол наклона к горизонту оттяжек; а = 5Н—L — раз-
ница между длиной нижней цепи и пролетом; b — SB—L— разница
между длиной верхней цепи и пролетом; /, Ди/, — стрелки цепей —
L
до среднего шарнира, нижнеи и верхней; п = —— отношение вели-
чины пролета к длине панели; ДУ — полное удлинение всех под-
весок, расположенных между нижней и верхней цепями в полу-
пролете.
= (14. 62)
3 Ек to nk2L ' r
где Нг — распор в верхней цепи; со — площадь сечения подвесок,
расположенных между цепями.
Зная Д/, можно определить изменение стрелок /1 и /г при равно-
мерном загружении всего пролета:
нижней цепи
л / __ 6я Л8о У14~ tg2 Go 4~3Z> Д8Н — 6/ Д/ я
'* 32Л ’
верхней цепи
д г 6Ь д So tg2 ав 4" З-Д Д $в — 6/ д/
(14. 63)
(14.64)
При пользовании формулами (14. 62), (14. 63) и (14. 64) учет
знаков для Д50, Д5В, Д5Н и ДУ является обязательным.
Если удерживающие цепи перехода удлиняются на ДЗ, то вели-
чина Д50 вводится со знаком минус. При удлинении верхней и ниж-
и°й цепей в пролете величины Д5В п Д5Н вводятся со знаком плюс.
311
Если подвески между цепями растянуть, то величина AN должна
иметь также знак плюс.
При укорочении цепей и подвесок величины AS0, А5В, ASH и AN
должны иметь обратные знаки.
При отсутствии подвесок между цепями расчет упрощается.
Верхние цепи становятся прямолинейными оттяжками нижних цепей
(если пренебречь провисанием их от собственного веса троса).
Нижняя цепь в каждом полупролете может быть рассчитана,
как указано выше.
Величина общего распора
Прогиб будет зависеть почти исключительно от понижения сред-
него узла:
А/ = ~ + g°-oCt8°2 ), (14. 65)
' Ек \ sin а2 cos а<, j '
где s2 — длина прямолинейной верхней цепи в пределах полупро-
лета; сг2 — напряжения в верхней цепи; sa — длина оттяжки; <за —
напряжения в оттяжках; а2 — угол наклона верхних цепей (вант)
к горизонту; ао — угол наклона оттяжек к горизонту; Ек — модуль
упругости верхних цепей и оттяжек (тросов); f — стрела до среднего
узла.
§ 4. РАСЧЕТ НЕСУЩИХ КАНАТОВ В ВАНТОВЫХ ФЕРМАХ
В простейших вантовых фермах с прямыми наклонными вантами
(рис. 14. 4, а и б) при гибкой балке жесткости (как это имеет место
на переходах трубопроводов) каждый наклонный канат (вант) вос-
принимает нагрузку, находящуюся на примыкающих участках
между точками подвески или опирания трубопровода, т. е. на двух
соседних пролетах. Передачу нагрузки можно считать, как в про-
стых балках, разрезанных в точках подвески или опирания.
Если расстояние между точками подвески или опирания трубо-
провода на опоры равно с, то вертикальное усилие, приложенное
к канату (ванту),
Рв = 9сумС, (14.66)
где ^сум — суммарная расчетная нагрузка с учетом временной экс-
плуатационной.
При расчете оттяжек, пилонов и опор влияние эксплуатационной
временной нагрузки обычно будет невелико и ее можно не учитывать.
Растягивающее усилие в наклонном канате (ванте) (рис. 14. 4)
312
и горизонтальная сила, приложенная к трубопроводу в месте кре-
пления каждой ванты,
=тйг <«• 68>-
Рис. 14. 4. Схемы вантовых переходов.
а — простейшая вантовая с двумя вантами; б — вантовая с четырьмя вантами; < — вантовая,
с дополнительными нижними тросами.
Усилие в оттяжке будет равняться сумме горизонтальных соста-
вляющих усилий, возникающих во всех вантах полупролета, поде-
ленной на косинус угла наклона оттяжки к горизонту, т. е.
V — S _ S /‘в ctgЯв
от cos аот cos Оот ’ ( • )
где а0.г — угол наклона оттяжки к горизонту.
Прогиб перехода с наклонными вантами, прикрепленными непо-
средственно к трубопроводу, будет зависеть от удлинения вантов
в пределах пролета и удлинения оттяжек.
313
Удлинение вантов
Д50 = ^_; (14.70)
удлинение оттяжек
А50Т = ^Д^. (14.71)
Прогиб трубопровода в месте крепления данного ванта будет
складываться из прогиба от удлинения ванта и прогиба от удлине-
ния оттяжки. При качающихся или гибких пилонах от возника-
ющих в вантах и оттяжках напряжений прогиб
___ 11 <Тв бв ~1 оЬт бот Ctg ав
N Ек \ sin ав ' cos Ост
(14. 72)
(14.73)
При жестко заделанных пилонах и свободном перемещении кана-
тов на их вершинах
д f __' Ив бвЦ-НоТ бот
'N Ек sin ав
От изменений длины вант и оттяжек под влиянием колебаний
температуры прогиб будет равен
д f _ Дбв t | Дбрт t ctg ав .
'1 sin ав ' cos оот ’
при свободном перемещении канатов на вершинах жестких
д 1 Дбв i 4~ Д бот t
~ sinaB
(14. 74)
пилонов
(14.75)
Температурные удлинения вант и оттяжек:
ASb t = а
ASот t — гс At *Vqt.
(14.76)
(14.77)
В выражениях (14. 70)—(14. 77) приняты следующие обозна-
чения: пв и (Тот — напряжения в вантах и оттяжках; SB и S0T —
длины наклонных вант и оттяжек; Ек — модуль упругости вант
и оттяжек; ав и аот — углы наклона к горизонту вант и оттяжек;
a — коэффициент линейного расширения вант и оттяжек (для стали
a = 0,000012); А? — расчетное изменение температуры вант и оття-
жек.
При непосредственном креплении вант к трубопроводу изменения^
длины последнего под воздействием внутреннего давления скажутся
на вертикальных смещениях точек крепления (прогибах трубопрот
вода). j
Изменение длины трубопровода Д5тр на участке от серединч
пролета до места крепления данной ванты от внутреннего Давление
АЗтр.в.д, изменения температуры стенок трубы ASTpt и от пре3
314
дольных сил, передаваемых на трубопровод в местах крепления
вант Д5тр N, равняется
А5ТР = А\р. в. д + ^^тР. t + А5тр. N- (14- 78>
При наличии компенсаторов по концам трубопровода (рис. 14. 4):
^р,в.я = El^-^S-; (14.79)
Д5тр. t = ЕаЛ.Итр; (14.80)
где Е — модуль упругости стали, равный 2,1 • 106 кГ/см2; 1гр —
длина участка трубопровода от середины пролета до места крепления
ванты, где определяется прогиб, в см; ZTP,K — длина участка трубо-
провода, на котором действует продольное усилие NK в пределах
полупролета в кг; NK — продольное усилие в трубопроводе от натя-
жения вант, действующих на рассматриваемом участке; F — пло-
щадь поперечного сечения трубы в см2.
Остальные обозначения те же, что и выше.
Вертикальное перемещение трубопровода в месте крепления
любой ванты будет равняться
Д/тр = Д5тр ctg ав. . (14.82)
Суммарный прогиб трубопровода в местах крепления вант
А/= Д^ + Д/( + Д/тр. (14.83)
Сечение вант и оттяжек подбирается, как и в других системах,
из условия
> Л^тах, (14. 84)
где Л^тах — максимальное усилие в тросе от расчетных нагрузок.
Остальные обозначения даны в формулах (14. 15) и (14. 32).
При расчете трубопровода (определения расстояния между ван-
тами) нужно учитывать все факторы. При передаче усилий от вант
на трубопровод не вдоль оси последнего нужно учесть эксцентри-
ситет приложения усилий NTp.
Передачи усилий от вант на трубопровод можно избежать, если
применить систему с дополнительными нижними тросами
(рис. 14. 4, в). В такой системе суммарный распор определяется от
сосредоточенных грузов Рв, приложенных в местах подвесок. Сум-
марный распор, приложенный к верху пилонов при X = А и длине
панели с (из загружения линии влияния И),
Н = А(о,5 4--^4--^ + ...). (14.85)
Д/ \ Л. Л< /
315
(14.87)
(14. 88)
узла можно
равновесия
Усилие в оттяжке определяют подобно другим системам:
(14.86)
cos с*от
Усилия в ванте N3 и нижнем элементе ^определяют из равно-
весия узла, ближайшего к опоре:
дг _ п sin (90°—аз) .
Лз-Рв-3!п(а3-₽»Г’
„ _ n sin (90° — Р)
2 в sin(a-f-P)
Зная величину усилия С7>, из равновесия следующего
определить значения усилия Sz и Ui.
Возможен и иной путь — составление уравнения
после рассечения фермы.
§ 5. РАСЧЕТ ВЕТРОВЫХ КАНАТОВ
В ВИДЕ ОДНОЦЕПНОЙ ВИСЯЧЕЙ СИСТЕМЫ
Ветровые канаты натягивают с обеих сторон трубопровода в гори-
зонтальной или слегка наклонной плоскости часто по типу одноцеп-
яой висячей системы. Связь с трубопроводом осуществляется с по-
мощью оттяжек, подобных несущим подвескам. В местах пилонов
ветровые канаты опираются на специальные жесткие элементы.
Стрелка у ветрового каната принимается меньше, чем у несу-
щих, примерно в 2 раза, т. е. в пределах J/i2—1/зо пролета. Обычно
величину стрелки назначают равной 1/jS—*/зо пролета. Схема ве-
тровых канатов приведена на рис. 14. 3, а.
Усилия в горизонтальных (ветровых) канатах возникают от дей-
ствия ветровой нагрузки на трубопровод, эксплуатационный мостик
(если он запроектирован) и другие детали пролетного строения.
В горизонтальных канатах также возникают усилия от понижения
температуры.
Нагрузка от воздействия ветра на горизонтальные канаты и под-
вески невелика, и ее можно при расчете не учитывать.
Длина оттяжки
— 1
COS do
(14.89)
Длина каната между опорными
сами или др.)
Зк. в — L £1 4-
Полная длина, ветрового каната
точками (консольными выпо-
4“ SK. в
(14. 90,1
З’а ==; 25О. в
(14.91)
316
От ветровой нагрузки и температурных колебаний будет изме-
няться стрела ветровых канатов Д. При этом канат, находящийся
со стороны действия ветра, будет натягиваться, а с противополож-
ной стороны выключаться из работы и провисать. При перемене
направления ветра произойдет обратное перераспределение усилий
в ветровых канатах.
Если канаты не будут иметь предварительное натяжение, то под
воздействием ветра они будут вибрировать и вместе с ними будет
колебаться трубопровод. Чтобы в процессе эксплуатации ветровые
канаты были всегда растянуты и колебания трубопровода были
возможно меньшими, ветровые канаты предварительно напрягаются
усилием
Zn = 0,5ZB + Zt, (14.92)
где ZB — усилие в канате от ветровой нагрузки; Zt — усилие
в канате от температурного изменения.
Максимальное усилие в канате с учетом предварительного напря-
жения в зимнее время равно
ZB. щах = ^в + 2Zt. (14.93)
Принимая для конструкции канат с расчетным пределом проч-
ности проволоки при растяжении равным пв, получим среднее напря-
жение в канате при максимальном усилии ZB.max
(Тв. щах 0,4 ов. (14. 94)
Среднее напряжение в канате от натяжения при изменении тем-
пературы будет
ов. t — a&.tEK. (14.95)
Среднее напряжение в канате от ветровой нагрузки
ОВ. q Ов. шах — 2ов. £. (14. 96)
Наибольшее усилие в канате от ветровой нагрузки равно
Z.= ’i/1+ (А)'. (14.97)
Максимальное усилие в канате от действия ветра, температуры
и предварительного натяжения будет
ZB.max=^>^-. (14.98)
ов. q
Удлинение ветровых канатов от силы предварительного натяже-
ния равно
ДЗтр = 2Д5О в + ДЗК в = 2 -f- , (14.99)
317
где (То.п, пи п — среднее напряжение в оттяжке и канате между
точками опирания у пилонов от силы предварительного натяжения,
равное
а0.п=пк.п = ^- = -ft5-^ax-. (14.100)
Следовательно, , чтобы дать канату предварительное натяжение
силой, равной 0j5_ZB IIlaxu. необходимо подтянуть-оттяжки ветровых
канатов на величину ASTp.
Наибольший прогиб трубопровода в горизонтальной плоскости
будет в середине пролета и определится по формуле
АЛ = . r15A5Tpz ~vrr (14.101)
16Я5~24Ш]
Трубопровод в горизонтальной плоскости работает, так же как
и в вертикальной, подобно многопролетной неразрезной балке, но
с пролетами, равными расстоянию между оттяжками ветровых кана-
тов. Проверку на изгиб трубопровода или элементов эксплуатацион-
ного мостика на ветровую нагрузку следует производить лишь в том
случае, если поперечные ветровые оттяжки располагаются реже,
чем несущие подвески.
§ 6. РАСЧЕТ ВЕТРОВЫХ ОТТЯЖЕК
Ветровые оттяжки, как и ветровые канаты, ставят в горизонталь-
ной или слегка наклонной плоскости с обеих сторон трубопровода
под различными углами к его оси. Количество их обычно невелико —
две — шесть с каждой стороны (рис. 14. 5, а).
Ветровые оттяжки почти всегда крепят за самостоятельные анкер-
ные опоры, но возможно и опирание их на концы ветровых выносов
у пилонов и закрепление в тех же анкерных опорах, что и несущих
канатов.
Усилия в оттяжках и трубопроводе находят так же, как и в несу-
щих радиальных вантах от вертикальной нагрузки. Ветровая на-
грузка, распределенная равномерно по длине трубопровода, пере-
дается в виде сосредоточенных сил в узлы крепления оттяжек. В каж-
дый узел крепления передается ветровая нагрузка с половины длины
примыкающих пролетов. Если расстояния между местами крепле-
ния оттяжек одинаковы, то в каждом узле крепления приложены
равные сосредоточенные нагрузки
Рв = qBcB. (14.102)
Работают лишь оттяжки, расположенные с наветренной стороны.
Растягивающие усилия в оттяжках:
-УВ1 = ; УВ2 = , (14. 103}
B1 Sin ф! ’ В2 Sin ф2 '
.318
где и ф2 — углы наклона оттяжек по отношению к оси трубопро-
вода.
В местах крепления оттяжек на участок трубопровода, располо-
женный от места крепления оттяжки до середины пролета, пере-
даются растягивающие силы:
(14. 104)
с _____ Рр . с ___________ Рр
Bl ~ tg ф, ’ ®2 tg гр.
Рнс. 14. 5. Расчетные
схемы.
а — ветровых канатов;
б — для определения
усилий в подвесках.
Таким образом, от ветровой нагрузки в трубопроводе возникают
растягивающие напряжения
V s
дв.тр — —I (14. 105)
г тр
где /'тр — площадь поперечного сечения стенок трубопровода.
В узлах присоединения оттяжек возникают изгибающие моменты
А/п, равные величине силы (SB1 или <SB2), умноженной на эксцентри-
ситет ее приложения е, т. е. на расстояние от места крепления до
осп трубопровода:
Mpi ~ //на = $в$ег- (14. 106)
Дополнительные напряжения в трубопроводе от этих моментов:
ГТ — _____________ - ♦ (X — ______£.
МВ1 1Ртр ’ «В2 И'тр
(14.107)
где !VTp — момент сопротивления поперечного сечения трубы.
319
Напряжения от изгиба <тл<В1 и <7лгв2 суммируются с напряжениями
от поперечного изгиба трубопровода под воздействием ветровой
нагрузки на участках между растяжками. Изгибающий момент от
ветровой нагрузки определяется, как в неразрезной балке с проле-
тами, равными св. Приближенно его можно принять равным
2
м’в = ЛГ • <14-108)
Суммарные напряжения в трубопроводе определяются с учетом
того, что изгибающие моменты от вертикальной и ветровой нагрузок
действуют в разных плоскостях, а также коэффициента сочетания
нагрузок 0,9. Условие прочности трубопровода можно в таком слу-
чае записать
2 ^’верт + 0,9 2 . 1/'(2ЛГвеРтГ + (0’9 D М/ ЛАПЧ
------------FTP-------+-------------< *2’ (14' W9)
где S N верт— суммы продольных сил и изгибающих моментов,
возникающих в трубопроводе от вертикальной нагрузки. Дополни-
тельные нагрузки должны умножаться на коэффициент 0,9; SA^,
S А/г — суммы продольных сил и изгибающих моментов, возни-
кающих в трубопроводе от ветровой нагрузки без введения коэффи-
циента 0,9; R2 — расчетное сопротивление стали труб (по пределу
текучести).
Оттяжки, как и ветровые канаты, натягиваются на 50% макси-
мального расчетного усилия [см. формулу (14. 92)]. При загруже-
нии канатов максимальной расчетной ветровой нагрузкой при мини-
мальной температуре воздуха со стороны ветра канаты будут натя-
нуты до расчетного предела ZB + 2Zt, а с другой стороны усилия
в канатах будут равняться Zt. При максимальной температуре
воздуха канаты со стороны ветра будут натянуты усилием ZB, а с про-
тивоположной стороны усилия в канатах будут равны нулю. Если
натянуть канаты с силой меньшей, чем на 50% расчетной нагрузки,
то при максимальной ветровой нагрузке, при большей температуре
по сравнению со средней расчетной канаты с одной стороны будут
провисать. Если же натянуть канаты с усилием большим, чем 50%
расчетной нагрузки, то при максимальном значении ветровой
нагрузки (при меньшей температуре по сравнению со средней рас-
четной) напряжения в канатах с наветренной стороны превысят
расчетные значения, в результате чего сечение ветровых канатог
придется увеличить.
ГЛАВА ПЯТНАДЦАТАЯ
ДЕТАЛИ КОНСТРУКЦИЙ
ВИСЯЧИХ СИСТЕМ ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. РАСЧ1Т ПОДВЕСОК НЕСУЩИХ КАНАТОВ
Вертикальные подвэски в висячих системах переходов трубо-
проводов рассчитывают на сосредоточенную нагрузку от веса трубо-
провода и элементов конструкции и нагрузку от обледенения или
снега. При расчете подаесок учитывают также временную эксплуа-
тационную нагрузку. Нггрузка собирается с примыкающих к под-
веске панелей. При расстоянии между панелями с и величине сум-
марной расчетной равномерно распределенной нагрузки уполн сила,
приложенная к подвеске
Рподв ~ ?полн С- (15.1)
В случае приложения сосредоточенной временной нагрузки от
веса люльки Ра сила при.оженная к подвеске
Р->№ ~ #подв С Рэ. (1э. 2)
Усилие в вертикальныхподвесках равняется приложенной к пей
силе, т. е.
Уподв = -РпОДВ-
Усилия в верхних подесках двухцепных и других вантовых
систем определяют метода вырезания узлов (см. рис. 14. 5, б).
Чаще всего наибольшее уилпе получается в крайних подвесках,
расположенных около пилоов, но должны быть проверены усилия
11 в Других подвесках. Сечеие всех подвесок обычно подбирают ио
наибольшему усилию, поскльку и оно получается небольшим.
Вырезая узел крепленияюдвесок к тросу и проектируя усилия
в элементах троса Zx и Z2, н ось подвески (вертикальную) получим
уравнение равновесия
Z, sin а2 — \ sin а2 — А110ДВ -= О,
откуда усилие в подвеске
тУподв = 1 sin а2 — Zj sin щ. (15. 3
21 Заказ 2185.
Усилия в элементах верхней цепи двухцеппой системы и анало-
гичных вантах других систем равняются распору данной цепи, поде-
ленному па косинус угла наклона рассматриваемого элемента к гори-
зонту, т. е.
2 ____ -Ив- ц . 2 ____ Лв. ц
1 cos ct| ’ 2 cos а2 '
(15.4)
Площадь «нетто» сечения подвесок определяют во всех случаях
из условий работы их на растяжение
(15.5)
где R — расчетное сопротивление стали подвески.
Аналогично рассчитывают растяжки ветровых канатов, напра-
вленные перпендикулярно оси трубопровода.
§ 2. КРЕПЛЕНИЕ КОНЦОВ ЮНАТОВ
В висячих переходах трубопроводов очень ответственно закре-
пление концов канатов. Способ крепления юнцов канатов выбирают
в зависимости от диаметра канатов, конструкции анкерных опор
ЗЙ2
ц условий эксплуатации. Крепление концов канатов к анкерным
опорам осуществляется через талрепы пли другие стяжные устрой-
ства, с помощью которых можно регулировать длину канатов. Для
крепления концов канатов на переходах небольших пролетов допу-
стимо применение зажимных устройств: односторонних и двусто-
ронних.
На рис. 15.1, а показан часто применяемый односторонний зажим.
На внутренней поверхности обоймы имеются-углубления, совпада-
ющие по величине и направлению с витками прядей каната. Размеры
и количество зажимов подбирают в соответствии с диаметром каната.
Устанавливают зажимы так, чтобы все гайки болтов располага-
лись со стороны рабочей нитки каната (рис. 15. 1, в).
Обычно расстояние между зажимами принимают не мепее шести
диаметров каната. Болты следует затягивать на натянутом канате
равномерно на всех установленных зажимах. После нескольких
часов работы каната под нагрузкой проводят окончательную затяжку
болтов.
В процессе эксплуатации необходимо следить за плотностью
затяжки зажимов, а также за состоянием проволок каната в этих
местах. Рекомендуемое количество зажимов и расстояние между
Таблица 15. 1
Размещение и потребное количество одинарных
зажимов для канатов с одним органическим
сердечником
Диаметр каната, льч Расстояние между зажимами, лмс Число одинар- ных зажимов Длина ключа для затяжки гаек, леи
5 30 2
7 35 2 250
8 50 2
10 55 2
И 12 60 75 3 300
15 100 3
20 110 4 450
22 130 4
25 150 4
28 175 5
32 200 5
35 225 5
38 250 5 600
40 250 6
45 275 6
48 300 7
50 300 7
55 350 8 700
60 375 8
Примечание. При использовании каната с металличе-
ским сердечником диаметром 15 мм и более число зажимов
должно быть увеличено на единицу.
323
ними па канате в зависимости от диаметра последнего приведены
в табл. 15. 1. Кроме одинарных имеются двойные зажимы, исполь-
зование которых обеспечивает большую надежность крепления. На
рис. 15. 1, б показан двойной усовершенствованный зажим, который
обладает надлежащей прочностью при минимальном весе.
Для того чтобы канат не ломался, в месте его перегиба устана-
вливают стальные коуши (рнс. 15. 1, г), которые, предохраняя канат,
служат для крепления последнего к другим элементам конструкции.
Размеры коушей в зависимости от диаметра каната приведены
в табл. 15. 2.
Таблица 15.2
Размеры коушей (ем. рис. 15. 1, г)
Диаметр каната, ММ Размеры, мм Вес тео- ретиче- ский, кг
D L R В, не более L1 т з, не менее S1
От 3,6 до 3,9 10 15 13 7 24 2,5 2 2,5 0,006
Свыше 3,9 » 4,7 14 20 16 8 31 3 3 3 0,011
» 4,7 » 5,5 18 25 20 8 38 3 3 3 0,019
» 5,5 » 6,6 22 30 24 10 45 4 4 4 0,033
» 6,6 » 7,8 26 35 26 12 52 5 4 5 0,044
» 7,8 » 9 5 30 45 38 14 65 6 4 6 0,067
» 9,5 » 11,0 35 50 39 16 73 6 5 6 0,118
» 11,0 » 13,0 40 55 40 20 82 7 6 7 0,214
» 13,0 » 15,0 45 65 52 23 98 8 7 8 0,314
» 15,0 » 17,0 50 • 70 54 25 106 9 8 9 0,423
» 17,0 » 18,5 55 80 65 27 122 10 9 10 0,582
» 18,5 » 20,5 60 90 76 29 137 11 10 12 0,895
» 20,5 » 22,5 65 100 87 32 152 12 10 13 1,000
» 22,5 » 24,5 70 110 99 34 166 13 11 14 1,350
» 24,5 » 26,5 80 120 102 36 177 14 11 15 1,500
» 26,5 » 28,0 90 130 103 40 190 15 12 16 2,04
» 28,0 » 30,5 95 140 115 42 205 16 12 18 2,48
» 30.5 » 32,5 100 150 127 46 220 18 13 19 3,18
» 32,5 » 34,0 105- . 155 127 48 230 18 14 20 3,70
» 34,0 * 36,0 ~1Т0~ 160 129 52 235 19 14 21 4,14
» 36,0 » 39,0 115 170 140 54 250 21 15 22 4,85
» 39,0 » 41,5 120 180 151 58 268 22 16 24 5,75
» 41,5 » 45.0 125 190 157 62 296 24 24 26 9,60
» 45,0 » 49,5 135 200 162 68 320 27 28 28 11,55
» 49,5 » 54,3 145 220 186 74 350 30 30 30 14,80
» 54,3 » 61,5 150 230 197 80 370 33 32 32 17,10
» 61,5 » 69,0 190 270 210 88 430 36 38 36 26,90
» 75,5 200 290 234 100 465 40 40 40 35,20
Несмотря на простоту крепления конца каната зажимами, в пере-
ходах трубопроводов следует применять не зажимы, а втулки раз-
личной конструкции, обеспечивающие более надежное соединение
концов канатов. На рис. 15. 2 показаны некоторые конструкция
втулок, получившие наибольшее распространение. В данных втуЯу
как конец каната расплетается и после этого заливается легкопла»"
324
ким .металлом (например, ципком). Размеры втулок дани
в табл. 15. 3—15. 6.
При закреплении канатов в муфтах с конусным отверстием проч-
ность каната может быть использована на 100%, т. е. крепление
получается равнопрочным канату.
о
Рис. 15. 2. Втулки для закрепления концов канатов.
J — втулки литые для канатов диаметром от II до 59 мм; б — втулки сварные для канатов
Дааметром от 12 до 38 мд; в — втулки сварные для канатов диаметром от 46,5 до 67,5 мм;
г — муфта с U-образным болтом.
Основное правило, которое следует соблюдать при заливке
Конца каната, — это расположение оси каната строго по оси отвер-
стия для его крепления, без перегибов каната у места закрепле-
ния.
Таблица. 75. 3
Втулки литые для канатов диаметром от И до 59 -и-н
Характеристика каната Геометрические размеры втулки, леи Вес, кг
" г Расчетное
Диаметр, Л1Л4 ГОСТ „ Предел прочности роволоки, КГ/Л1.И2 Зазр ывное усилие каната, Т усилие втулки, Т D2 D3 6 h i Г d h втулки залив- ки
И 3063—55 140 9,09 4,1 50 15 66 8 80 45 35 25 12 2 0,22
22,5 3064-55 120 304 13,8 96 26 116 10 140 70 60 40 16 6,5 1,3
25,5 3065—55 130 40,0 18,2 108 31 132 12 160 80 70 46 18 -10 2,1
31,5 3065-55 120 57,6 26,2 120 36 148 14 180 87 78 52 20 14,5 2,6
36 3065—55 120 75,5 34,3 140 40 172 16 200 100 85 58 25 20 4,2
42 3067-55 140 97,5 44,3 160 46 196 18 225 ПО 95 63 30 27 6,4
.48 3067-55 120 109,0 49,5 170 53 214 22 250 120 100 70 33 35,5 8,0
51 3067—55 120. 130,0 59,0 180 56 230 25 270 130 110 75 35 -40 10,2
59 3068—55 130 • * * 169,5 77,0 240 . 64 288 24 340 150 130 95 40 67 21,6
Таблица 15. 4
№
Втулки сварные для канатов диаметром от 12 до 38 .«.и
Характеристика каната О
Геометрические размеры втулки, дин Вес, хг
А <и Я я я гост Предел прочно- сти проволоки, кГ/мм2 Разрывное уси- лие каната, Т Расчетное усили втулки, Т Тип втулки Di D., D3 & «1 «а h i Г н d а я ч Я я ч я
12 13 14 14 15,5 17 . 18 18 20 22 22 23,5 25,5 27 27 30 33 33 36 38 3064-55 3064—55 3065-55 3065—55 3065—55 1 3067—55 3067—55 3067—55 3068—55 160 160 140 150 140 140 120 150 140 130 140 140 130 140 160 150 130 140 , 140 130 11,4 12,75 13,85 14,8 16,7 19,9 18,8 23,5 26,65 29,3 31,6 37,2 40,0 40,15 45,9 53,2 53,8 60.1 71,5 70,3 6,3 9,1 13,3 18,3 25,4 32,5 УСК-33 УСК-32 УСК-31 УСК-30 УСК-29 УСК-28 32 41 48 59 67 79 18 22- 26 32 38 43 42 51 60 73 83 95 4 6 8 10 12 14 4 6 6/8 6/10 6/8 6 16 16 20 20 20 24 120 120 140 140 150 160 90 88 100 140 130 130 38 42 46 60 65 70 30 30 40 50 57,5 57,5 35 35 48 55 65 65 34 38 48 59 67 69 2,36 3,25 5,9 9,3 14,3 16,6 0,5 0,75 1,25 1,7 2,4 3,8
Втулки сварные для канатов диаметром от 46,5 до 67,5 зьи
<м О пяпшгее iniiMis _ o' P m Д; d 2
36,4 40,5 । 59,0 66,6 79,3
Геометрические размеры втулии, леи ь. 90 90 100 105 120,
о 10 10 10 15 30
г* о g s ° S r- ® -1 cl -J
g S S § §
10 10 10 10 10
£ 25 26 26 30 40
О w о s 2 2
о 10 12 16 16 16
еа = о 120 130 140 150 150
а Q 102 ПО 120 125 130
Q 56 1 60 64 68 72
KHir.U.8 unj, Я 7 3 7 £ 5 5 5 5 § > >= _
эшгноХ аонхэьоВ(1 52 62 72 82 100
Характеристика каната 2 ‘вхвнвя эшгпэЛ aonendp.Bd 113,5 115 134 135 157.5 157 169,5 180 195 1 222
zh-w/ju ‘ш oeoaodn am -oifSHioduO'. anwnawada о S3 «3 S3 §§ § -Д -
гост г 3068—55 3068—55 3068—55 3068-55 3068—55
мг ‘diOKenl „ S3 S I -j5 о о d uc сэ ю “ •**
Таблица 15. в
Размеры втулки с {/-образным болтом (рис. 15. 2, г)
Диаметр каната, мм Размеры, мм
А Б В Г Д Е
19 230. 460 100 95 25 75
22 230 480 115 105 28 90
25 230 510 125 125 32 100
28 305 610 140 140 35 115
32 305 660 150 150 40 125
35 305 710 165 165 45 125
38 380 810 180 180 50 150
41 380 810 180 180 50 165
45 380 860 210 200 55 180
48 380 860 210 200 55 180
50 460 1000 260 250 65 200
55 460 1150 300 290 70 220
65 460 1225 350 315 75 260
70 460 1250 350 340 85 280
Рекомендуется канат до расплетения его конца туго перевязать,
оставив достаточную длину для заделки во втулке, и вертикально
эажать в тисках. При наличии в канате органического сердечника
последний удаляют до перевязки. После этого распускают прово-
локи прядей и тщательно промывают бензином. Если сердечник
металлический, его отрезают ближе к концу перевязки, чтобы концы
проволок сердечника были залиты сплавом. Затем в течение 1—2 мин
концы проволок (если канат изготовлен из светлой проволоки) травят
в 50-процентном растворе соляной кислоты, после чего их обмывают
в кипящей воде с небольшим добавлением соды. В отдельных слу-
чаях светлые проволоки каната лудят. После промывки проволоки
тщательно протирают и просушивают.
Собрав проволоки отдельными временными перевязками, на рас-
пущенный конец каната надевают втулку. Втулка должна быть
сухой, хорошо прогретой. После этого временные перевязки снимают
и распущенные проволоки равномерно распределяют во внутреннем
конусе втулки. Концы отдельных проволок желательно загнуть
» виде крючков на 10—15 мм.
Перед заливкой тщательно проверяют правильность располо-
жения наконечника по отношению к оси каната. У нижней части
конуса зазоры между краем наконечника и канатом заделывают
асбестовой перевязкой для предотвращения протекания цинка или
Другого сплава.
Температура заливаемого цинка не должна превышать 445° С.
После заливки и некоторого затвердения цинка (сплава) конец каната
к втулку быстро охлаждают, чтобы предохранить стальные прово-
•1о1(п от отпуска. В качестве заменителя цинка используют сплав,
329
328
состоящий из 68—72% свинца, 12—20% сурьмы и 20—8% олова,
или другой.
Размеры стяжных муфт приведены в табл. 15. 7.
Таблица 15. 7
Муфты стяжные
Характери-
стика натяги-
ваемых кана-
тов
Тип
муфты
Геометрические размеры стяжной муфты, мм
Вес,
кг/
22,5
31,5
36,0
42,0
51,0
63,0
30,4
57,6
75,5
97,5
130,0
195,0
14
27
34
45
60
90
СК1-202
СК1-182
СК1-192
СК1-162
СК1-142
СК1-122
М42 *
М56
М64
М72
М76
М90
24
32
40
45
50
65
90
120
130
150
160
180
60
70
80
90
100
125
ПО
130
140
150
170
220
1200
1180
1400
1390
1440
1650
100
110
150
180
200
250
33
44
50
60
70
80
61,6
120
181
244
337
612
s
я
S ?
* Здесь и далее M — метрическая резьба.
§ 3. РАСЧЕТ ОПОРНЫХ ПОДУШЕК (БЛОКОВ)
ДЛЯ НЕСУЩИХ И ВЕТРОВЫХ КАНАТОВ
В местах перегиба канатов на несущих пилонах и ветровых кон-
солях устраивают опорные подушки, обеспечивающие плавный изгиб
каната. Применяются подушки в виде роликов, подвижных секторов
и неподвижных элементов с канавками для канатов. Канаты опи-
раются на подушки свободно или закрепляются (рис. 15. 3). Это»
зависит от конструкции пилонов или консолей. Если пилоны иля^
консоли ветровых канатов опираются на опоры шарнирно или запро;
ектированы гибкими, то канаты обычно закрепляются на подушках
неподвижно.
Наименьший радиус кривизны опорной подушки, огибаемо!
канатом, зависит от конструкции каната и режима его эксплуатации^
Для опорных подушек несущих и ветровых канатов висячих систе|
переходов минимальное отношение диаметров подушки и канат
определяют по табл. 15. 8 и 15. 9.
При возможности рекомендуется отношение приведение
“к J
в таблицах, увеличивать в 1,5—2 раза, что улучшит условия
плуатации каната и увеличит срок его службы.
Размер канавок в опорных подушках для пропуска канатов
висит от диаметра канатов и определяется по табл. 15. 10.
330
a
б
в
Рис. 15. 3. Опирание ветровых канатов на кон-
соли.
а — неподвижная опорная подушка со свободным поло-
жением кан .та; б — подвижной опорный сектор; в — не-
подвижная опорная попушка с закрепленным канатом.
331
Глубина желобков в блоках должна быть не менее трети диаметра
каната. Для нормальных условий работы опорных подушек н канатов
радиальное давление должно быть принято с учетом конструкции
каната и вида свивки. Исходя из этих же условий подбирают мате-
риал подушек.
Радиальное давление каната на подушку определяют по формуле
2Zmax
(15.6)
где Zniax максимальное растягивающее усилие в канате в кГ;
D6 — диаметр блока (подушки) в см; dK — диаметр каната в см.
Рекомендуемые радиальные давления канатов на блоки из раз-
личных материалов можно определить по табл. 15. 11.
Таблица 15. 8
Минимально допустимые отношения диаметров опорной подушки
(£>о) п каната (dK) с точечным касанием проволок
гост Конструкции каната Диаметр ка- ната, мм Диаметр про- волок в ка- нате, * мм Минимальное отношение °б / +
от до от ДО крестовая свивка односто- ронняя свинка
3067—55 7X19+1 м. с. 3,0 6,00 0,20 4,0 40 24
3068—55 7Х 374-1 м. с. 4д62 73.5 0,22 3,5 25 2J .
3070—55 6X19+1 0. с. 3,10 46,5 0,20 3,0 29
3071—55 6Х37+1 0. с. 4,8 65,0 0,22 3,0 21 18
3072—55 6X61 + 1 о. с. 11,5 67,0 0,40 2,4 18 16
3073—55 8X19+1 о. с. 11,5 56,0 0,60 3.0 23 20
3074—55 8Х37+1 о. с. 10,5 78,5 0,4о 3,0 17 15
3075—55 6x16+1 о. с. 20,0 40,0 1,1 1,6 2,1 3,2 40 34
3076—55 6x17+1 0. с. 24,0 41,0 1,4 1,8 2,4 3,1 38 —
3083—55 6Х17+1 0. с. 7,4 56,0 0,4 3,0 18 —.
3084—55 6Х30+7 о. с. 8,7 65,0 0,4 3,0 20 —-
3088—55 18X19+1 0. с. 5,6 66,5 0,22 2,6 28 —.
3089-55 6x7+19- Pl 0. с. 9,5 79,0 0,20 1.7 12 —.
7674—55 6X6X19+7 0. с. 12,5 81,0 0,26 1,7 10 —.
7680—55 6X61 + 1 и. с. 11 0 65,0 0,40 2,4 23 —.
* В числителе приведены данные для крестовой свивки, в знаменателе — для односто-
ронней.
Как видно из таблицы, путем увеличения числа проволок в канате,
а также соответствующего подбора родов свивки и числа прядей
в канате можно значительно увеличить радиальное давление.
332
Таблица 15.9
Минимально допустимые отношения диаметров опорной подушки
(Do) и каната (rfK) с линейным и точечно-линейным касанием проволок
ГОСТ Конструкция каната Диаметр ка- ната, ММ Диаметр про- волок верхне- го слоя, мм Минимальное отношение D6,'dK
от до от до крестовая свивка односто- ронняя свивка
Канаты ко нструь ции Л К-3
7672-55 8X25+1 о. с. 9,3 56,0 0,5 3,0 21 17
7665—55 6x25+1 о. с. 7,7 46,5 0,5 3,0 26 22
7667—55 6X25+1 м. с. 7,5 45,0 0,5 3,0 28 24
7666-55 6x25+1 м. с. 7,5 45,0 0,5 3,0 30 26
Канат itoi ICTpyKI ;ии Л6 1-Р
7670— 55 8X19+1 о. с. 5,1 49,0 0,24 2,3 25 20
0,31 3,0
2688—55 6X19+1 о. с. 4,2 41,0 0,24 2,3 32 27
0,31 3,0
7678-55 6X13+1 о. с. 6,8 32,5 0,5 2,4 40 35
0,65 3,1
Канаты конструкции ЛК-0
а) однослойные пряди
7673-55 6Х6Х7+7 о. с. 6,3 58.0 0,22 2,0 18 —
8082—55 6Х 12+7 о. с. 6,2 46,5 0,4 ' 3,0 20 —
7681-55 18X7+1 о. с. 3,4 46,5 0,22 3,0 34 —
7683-55 34Х7+1 о. с. 4,6 42,0 0,22 2,0 28 —>
8067— 55 6Х7+1 о. с. 2,1 28,0 0,22 3,0 46 42
8066-55 7X7+1 м. с. 1,8 27,0 0,20 3,0 48 44
б) двум ЛОЙНЫ( пряд и
8080-55 8X19+1 о. с. 12,0 45,0 8,8 3,0 28 23
8077-55 6x19+1 о. с. 4,6 37,5 0,37 3,0 36 31
8081-55 6X19+1 м. с. 6,0 36.0 0,5 3,0 42 37
7677-55 6X19+1 м. с. 6,0 36,0 0,5 3,0 44 39
Канаты констру кцпн J IK-03 г! ЛК-6 0
7684—55 6Х41+1 о. с. 30,0 64,0 1,5 3,2 20 18
7678—55 6x36+1 о. с. 18.0 56,5 1,0 3,2 21 19
7669—55 6Х36+1 м. с. 17,5 60,0 1,0 3,5 22 20
Примечание. При наличии в верхнем слое проволок двух диаметров отношение
установлено с учетом большего диаметра.
33?.
Таблица 15. 10
Рекомендуемые диаметры канавок в опорных
подушках (блоках)
Диаметр начата, «л Допуск на диаметр канавок, мм
наименьший наибольший
6,0—8,0 +0,4 +0,6
9,5-19,0 +0,8 + 1,6
20,0-28,5 + 1,2 + 1,6 + 2,4 -
30,0-38,0 +3,2
39,5—57,0 +2,4 +4,0
58,0 и более +3,2 +4,7
Таблица 15. 11
Рекомендуемые радиальные давления канатов на блоки (опорные подушки)
из различных материалов
Материал блока (подушки) или его поверхности Удельное давление (в кГ/см2) при конструкции каната
6X7+ 1 о. с. ЛК-0 6X19+ 1 О. с. ЛК-0 6Х19 + 1 о. с. ТК; ЛК-Р лк-з 6X37 + 1 о. с. ТК 3x194-1 о с. ЛК-0
Дерево 11,0' 14,0 17,5 21.0 24,5
11,5 15,5 19,4 23,2 27,0
20,0 26,8 33.5 40,0 46,8
Чугун 22,2 29,8 36,8 44.0 51,2
Литая сталь . . . 38.0 50,5 63,2 76,0 88,5
42,2 56,0 70,3 84,5 98,5
Отбеленный чугун
пли отлитый в 42,2 62,0 77.0 93,0 108,0
КОКИЛЬ . . . . 51,0 63,4 84,0 104,0 120,0
Марганцовистая 105,0 142,0 176,0 211,0 246,0
сталь 110,0 155,0 194,0 232,0 282,0
Примечание. Данные приведены для различных видов свивки; в числителе — кре-
стовой, а в знаменателе — односторонней.
§ 4. КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ И РАСЧЕТ ТАЛРЕПОВ
Для регулировки натяжения канатов применяют винтовые стяж-
ные устройства — талрепы. Конструкция талрепов может быть
различная (рис. 15. 4 и 15. 5). Она зависит от расположения талре-
пов, воспринимаемых ими усилии и особенностей конструкции вися-
чей системы. Однако все системы талрепов имеют общие элементы:
несущий винт, гайки, шарнирные элементы и муфты для заделки
концов канатов.
Талрепы подвесок, растяжек и других малонагруженных эле-
ментов значительно проще. Если элементы изготовлены из круглого
334
Из условия смятия резьбы высоту гайки определяют по формуле
______
см- м
(15. 17)
где 7?см-м — расчетное сопротивление при местном смятии; <70 —
диаметр винта.
Сварные швы, соединяющие гайки талрепов с планками (если
талреп сварной), работают на срез от воздействия усилия 2тах и на
растяжение от сил, возникающих при завинчивании талрепов Рв.
Расчетную длину шва, равную его полной длине за вычетом 10 мм,
определяют по формуле
__ Zm ах_________I______Р з_____
Ш ~~ 0,7 п/1шЯу° 0,7 п/гш7?уВ ’
(15.18)
где п — количество швов; /гш — толщина углового шва, принима-
емая равной катету вписанного равнобедренного треугольника; Д™ —
расчетное сопротивление углового шва.
Болты в узлах соединения винта талрепов с муфтой каната или
с анкером берегового устоя работают на срез и смятие под дейст-
вием СИЛЫ -Zmax.
Расчет их на срез производят по формуле
Ишах < ппсрдсбр , (15. 19)
откуда необходимый диаметр болта
dG = 1/ -4ZlX - <15- 2°) V ппсрРсрп
где яСр — число рабочих срезов; п — число болтов; /?ср — расчет-
ное сопротивление срезу материала болта.
Расчет на смятие производят по формуле
откуда Zmax < (15.21) d5 = —, (15. 22)
где 2 6 — наименьшая суммарная толщина элементов, сминаемых
" одном направлении; 7?°м — расчетное сопротивление смятию
материала соединяемых элементов.
Продольные соединительные планки талрепа испытывают растя-
гивающие усилия от натяжения каната и, кроме того, должны быть
рассчитаны на поперечные силы, возникающие при завинчивании
талрепа во время регулировки длины каната.
Продольное усилие в планке талрепа равно
Поперечная сила равна
------------------------------ ,
(15.23)
(15. 24)
где Л/кр — крутящий момент, необходимый при завинчивании тал-
репа; h — расстояние между точками приложения сил к талрепу
при его завинчивании (плечо пары сил).
Крутящий момент определяют по формуле
Мкр
®аХЙСР ndcp-A5
(15.25)
Расстояние h принимается конструктивно и должно быть мини-
мальным, так как чем меньше Л, тем меньшее усилие (при одинако-
вой длине рычага) требуется для завинчивания талрепа.
Поперечная сила Р3, равная —j—-, приложенная к планке, не
совпадает ни с одной из двух главных плоскостей, проходящих
через ось планки. Следовательно, планка будет испытывать косой
изгиб (рис. 15. 6).
Разложив силу Р3 на соответствующие Pz и Ру, направленные
но главным осям инерции сечения, находят величины этих соста-
вляющих:
Pz = Р cos <р и Ру = Р sin ср.
Рассматривая пленку (в запас прочности) как балку, лежащую
на двух опорах, определяют изгибающие моменты от составляющих
сил Pz и Ру, расположенных в главных плоскостях инерции:
Му = = COS(p;
J 4 4
р t Pl (15.26)
Mz = sin cp,
4 4
Где А,л—расчетная длина планки.
Зная суммарные напряжения от изгиба в каждой из плоскостей
и напряжения от силы определяют необходимую толщину
планки Ьал. Крутящий момент, возникающий от несимметричного
приложения силы Ро не учитывают.
Толщину планки определяют из условия
К С — 4- — 4- -Z,nax - Р1»л cos со 4- Р1пл sin ю 4- -Z-m-a— =
Wy + Wz + 2^„л ~ 4WV СОьф + 4ИА Г ф 2ГПл
= ^Hr^C0SfP + + (15’271
4ЛПЛЬ- 2/цгл^пЛ
340
откуда толщина планки
^ид —
6Р(Цл cos ф-|-Итах2Лпл ±
±У (^1пп C(!S Ф + г||1ах2/г,1л)'- + 4 • 4тД^,6Р<пл^ол8>Пф
2ДЛпЛ
ЗР(цл cos <p4~Zmax^nn ±
± У ‘API cos <р (API cos <р 4-2М + 24 mRh3njIPl sin ф + Лцлг’пях
------------:--------------—у-----------------------------. (15. 28/
Rhnn
При регулировке длины троса путем завинчивания или развин-
чивания талрепов между соединительными планками талрепа встав-
ляют рычаг (рукоятку). Величину силы, которую необходимо
приложить к рукоятке, можно определить по формулам:
при завинчивании
п _____ 2Z / / л d, . d, \
Рз.рук- L yndi_fSi 2 (10.
при развинчивании
р _____ 2Z / л dj—Sj
^Р. РУК- L I +
(15.30)
где И — усилие, действующее вдоль оси винта талрепа в момент
завинчивания; L — длина рычага (рукоятки); — ход резьбы винта
в см; d{ — средний диаметр резьбы в см; / — приведенный коэф-
фициент трения в резьбе.
§ а. КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ И РАСЧЕТ ОПОР ПОД ПИЛОНЫ
Опоры висячих систем переходов трубопроводов, на которые
опираются пилоны, имеют разнообразные конструктивные решения.
Это обусловливается местными условиями строительства, геометри-
ческими размерами и общей конструкцией перехода, различной
величиной воспринимаемых нагрузок, материалом, из которого сде-
ланы пилоны, условиями монтажа п транспортирования конструк-
ций от места изготовления до строительной площадки, экономиче-
скими соображениями и другими факторами.
Конструкция фундаментов зависит от характера грунтов, вели-
чины передаваемых на фундамент усилий п размеров опор.
Опоры висячих переходов с большими пролетами чаще выполня-
ются из бетона или железобетона. В настоящее время начинают
применять сборные опоры из бетонных блоков или железобетонных
элементов. При сооружении промежуточных опор необходимо умень-
шать по возможности размеры отдельных элементов.
Фундаменты опор обычно располагают на естественном или
свайном основании (на глубоком пли высоком свайном ростверке).
Иногда применяют основание в виде опускных колодцев и др.
341
Опоры проектируют в виде одного массива на всю высоту или
из двух частей: нижней — в пределах колебаний горизонтов воды,
состоящей из одного массива, и верхней — надводной в виде отдель-
ных колонн (рис. 15. 7). Последнюю конструкцию целесообразно
применять при больших высотах надводной части, когда уменьше-
ние объема опоры по затратам перекрывает некоторое усложнение
в производстве работ.
При скорости ледохода до 1 мкек и толщине льда до 50 ext, как
показала практика эксплуатации автодорожных и городских мостов,
нет необходимости в применении каких-либо особых мер для защиты
тела массивных опор от ледохода (например, устройства ледорезов).
В этом случае верховая и низовая поверхности имеют коническую
форму с уклоном образующей 30 : 1 или 20 : 1.
При большей скорости ледохода и большей толщине льда устраи-
вают режущие ребра с крутыми уклонами 10 : 1—5 : 1 и, кроме
того, к ребру крепят уголок, режущий лед (рис. 15. 7, в). Уклон
ребер при проектировании можно принимать, пользуясь данными
табл. 15. 12, предложенными Е. В. Болдаковым.
Таблица 15.12
Зависимость уклона режущих ребер от различных факторов
Характеристика ледохода Толщина льда, СЛ< Скорость ледохода, м/сек Уклон ребер Возвыше- ние верха ледореза над гори- зонтом, м расположение ледореза ниже наи- меньшего горизонта продвижения льда.
Особо сильный (типа ледохода рек Енисея и Северной Двины) 150 2-2,5 1:1 1.5 1,0
Сильный (типа ледохода реки Оби) 100 2-2.5 1 : 0,5 ДО 1,0 1,0
Среднесильный (типа ледо- хода рек Волги и Камы) 80 1,8-2,0 1:0,1 1:0,1 1,0 0,75
Средний (типа ледохода реки Днепра и реки Мо- сквы) 60 1,8—2,0 1:0,1 0,75 0,6
При сильном ледоходе опоры в пределах колебания горизонтов
ледохода армируют защитными сетками из прутков диаметром 8—
12 мм, особенно с верховой стороны. Боковым граням опор также
следует придавать слабый уклон в пределах 30 : 1—50 : 1 в зависи-
мости от высоты опоры. Уклон граней полезен для увеличения устой-
чивости опоры в плоскости оси перехода, а также по архитектурным
соображениям. При небольшой высоте опор (до 4 м) и слабом Тече:
нии, например на поймах рек, опоры можно конструировать <?
342
однопролетного перехода пролетом 130 м с двумя несущими канатами; б — мпогопролетного перехода с жесткими звеньями несущих
цепей; и — многопролетного перехода с одним несущим канатом.
6
Рис. 15. 8. Типы
опорных узлов пи-
лонов.
а — шарнирное опи-
рание А-образного
пилона и труб; б —
жесткое опирание
А-образного пилона
из двутавров; в —
шарнирное опирание
пилона через метал-
лическую ось; а—по-
лужесткое опирание
пилона; д — шарнир-
ное опирание через
гнутые опорные ли-
сты; е —жесткое кре-
пление пилона.
г
.вертикальными гранями, ограниченными по торцам цилиндрическими
поверхностями или даже плоскостями (рис. 15. 7, б, 15. 8, б).
Размер опор чаще назначают конструктивно. Ширину опор
наверху назначают в зависимости от ширины стоек пилонов и раз-
мера опорных частей (от 1 до 2 ле); длина опор наверху зависит от
ширины пилона, а для речных опор — и от интенсивности ледохода.
Ширину массивных бетонных опор внизу обычно не делают
меньше 1/5—1/в их высоты. При меньшей ширине чрезмерно повы-
шаются напряжения от горизонтальных реакций. Меньшую ширину
можно принимать в железобетонных опорах с достаточным количе-
ством арматуры.
Для стока воды с верха опоры устраивают сливы с уклоном
1/ю и карнизы размером 5—15 см.
Пилоны построенных висячих переходов трубопроводов разно
образны по своей конструкции. На переходах небольших пролето]
обычно устраивают А-образные плоские пилоны, сделанные из труб
или двутавров (рис. 13. 2 и 15. 8, а). С увеличением пролетов пилоны
делают пространственной конструкции, обычно из уголков (см.
рис. 15. 7). Такая конструкция позволяет увеличить жесткость
пилона с наименьшим расходом металла. Иногда пилоны изгото-
вляют из железобетона. В зависимости от конструктивной схемы
перехода пилоны могут быть жестко заделаны в опоры (рис. 15. 8, б
г, е) или шарнирно оперты (рис. 15. 8, а, в, д). Шарнирное опирание
пилонов позволяет сделать их сечение минимальным (см. рис. 13. 6, а),
так как пилон воспринимает только сжимающие усилия и не нагру-
жен изгибающим моментом. При жесткой заделке пилонов в опорах
пилоны воспринимают изгибающие моменты, увеличивающиеся к месту
заделки, и поэтому сечение их делают переменным (см. рис. 15. 7, а,
в). На вершине пилонов укрепляют опорные1 подушки для канатов.
Аналогично пилонам проектируют и консоли ветровых канатов.
Закреплять консоли можно либо в основании опор (см. рис. 15. 7, а),
либо в нижней части пилонов (см. рис. 15. 7, в). Пилоны рассчиты-
вают в соответствии с принятой конструкцией, как рамы или фермы
(плоские или пространственные).
На пилон--действуют- следующие вертикальные-нагрузки:
а) давление несущих канатов
2 ^тР = 2rnZmax sin ф0, (15. 31)
где т — количество несущих канатов; Zmax — максимальное рас-
четное усилие в канате; <р0 — угол наклона оттяжки к 'горизонту
или несущего каната у места примыкания его к пилону;
б) собственный вес пилона с опорными подушками несущих
канатов, который принимается по фактическому весу пилона. Кроме
того, на пилон действует горизонтальная ветровая, нагрузка.
В плоскости пилона учитывается давление ветра на пилон и на
несущие канаты. На, пилон действует ветровая нагрузка.•:
qn = nkQFw, (15. 32)
346
где п — коэффициент перегрузки; 1с — аэродинамический коэффи-
циент; Q — скоростной напор ветра в кГ/мг; Fa — площадь элемен-
тов перпендикулярно направлению ветра в пределах 1 м по высоте
пилона.
На несущие канаты
wTp = 0,71 Qd« -s-°-TtSTp- т, (15.33)
где dK — диаметр несущего каната; s0T — длина оттяжки; sTp —
длина несущего каната между пилонами; т — количество несущих
канатов.
В плоскости, перпендикулярной плоскости пилона, на него
действует ветровая нагрузка
q'a = nkQFB, (15.34)
где Fs — площадь элементов пилона, на которые действует ветровая
нагрузка в пределах Г м высоты.
Если пилон жестко заделан в опоре, а несущие канаты свободно
опираются на вершине пилона, то при изменении длины оттяжки
от изменения температуры или от дополнительных нагрузок канат
будет скользить по вершине пилона. При этом возникает сила тре-
ния, направленная горизонтально в плоскости перехода.
Если канат скользит по вершине пилона, величину силы трения
определяют по формуле
Fтр — /тр-^тр, (15- 35)
где 7VTp — нормальное давление каната на пилон; /тр — коэффи-
циент трения скольжения (определяется по таблицам); при сколь-
жении металла по металлу /тр = 0,15 я- 0,30.
Если на верху пилона установлен блок, тогда силу трения опре-
деляют по формуле
^тр = ^-/к, (15.36)
где г — радиус блока в мм; fK — коэффициент трения качения
между канатом и блоком (определяется по таблицам); при катании
стали по стали /к = 0,5 мм.
На шарнирно опертые (качающиеся) пилоны от канатов пере-
дается лишь вертикальное усилие. Расчет пилона необходимо про-
изводить по Двум расчетным сочетаниям нагрузок. Первое сочетание-
нагрузок; действие вертикальных нагрузок и горизонтальных в пло-
скости перехода. Второе сочетание нагрузок: действие вертикальных
нагрузок и горизонтальных в плоскости, перпендикулярной пло-
скости перехода. Принимается наибольшее сечение элементов пилонаг
полученное по расчету.
Опоры под пилонами рассчитывают на нагрузки, передаваемые
пилоном и элементами пролетного строения, опирающимися на
347
опору, п па собственный вес части опоры, расположенной выше
расчетного сечения, а также на горизонтальные нагрузки от давле-
ния потока воды в паводок, воздействия льда и ветра.
При качающихся пилонах через их опорные части передаются
вертикальное давление от вертикальной и ветровой нагрузок, дейст-
вующих в плоскости пилона, и горизонтальные усилия от ветровом
нагрузки, действующей перпендикулярно плоскости перехода или
вдоль его оси.
При жестко заделанных пилонах добавляются еще изгибающие
моменты, возникающие в местах заделки пилона. Давление льда
Ялед (в Т) на опору с вертикальными гранями (вдоль ее оси) опре-
деляют по формуле
Нлед = uRpbh, (15. 37)
где h — толщина льда в м, принимаемая равной 0,8 наибольшей
за зимний период толщины 1-процентной обеспеченности; Ь — шири-
на опоры на уровне ледохода в л; и — коэффициент формы опоры,
принимаемый в зависимости от очертания ее передней стенки в плане:
при полуциркульном очертании 0,9; при треугольной форме незави-
симо от величины радиуса закругления в зависимости от угла заостре-
ния: при < 45° — 0,60, < 60° — 0,65, < 75° — 0,69, < 90° — 0,73,
< 120° — 0,81; Rp — нормативный предел прочности чистого льда,
принимаемый равным в начальной стадии ледохода (при первой
подвижке) 75 Т/м2-, при наивысшем уровне ледохода 45 Т/м2. Зна-
чения пределов прочности льда для рек, вскрывающихся при отри-
цательных температурах воздуха, и для рек, расположенных север-
нее линии, соединяющей города Петрозаводск, Киров, Петропавловск,
Новосибирск, Улан-Уде, Биробиджан, Магадан, должры прини-
маться в 2 раза больше указанных.
Давление льда на опору с наклонным ледорезом (при угле на-
клона менее 82°) учитывают в виде вертикальной составляющей в Т
V — Rnh2 (15.38)
и горизонтальной составляющей в Г
Нл = (15.39)
где р — угол наклона режущего ребра к горизонту; RB — предел
прочности льда при изгибе в Т/м2, принимаемый равным 0,7 Яр-
Давление па опоры от ударов одиночных льдин можно определят»
по методике, приведенной в GH 200—62 (стр. 277). •*
Если ветровые канаты перехода запроектированы с опирапиеМ
па консольные выносы опор, то необходимо учесть давление, созда^
ваемое канатами от действия ветровой нагрузки на пролетное стр^
ение. Расчет опор заключается в проверке размеров, предварительВС
назначенных по конструктивным соображениям. Если намечей
размеры опоры поверху, то размеры в плайе по обрезу ростверЯ
определяются в зависимости от выбранного уклона граней. Про*
348
ность проверяют во всех сечениях с резким изменением профиля
(обрез и уступы фундамента).
Расчетные проверки опор необходимо производить на следующие
сочетания нагрузок: а) максимальное вертикальное давление и мак-
симальное горизонтальное давление в плоскости, перпендикулярной
плоскости перехода; б) максимальное вертикальное давление и макси-
мальное горизонтальное давление в плоскости перехода.
В каждом случае учитываются одновременно действующие силы
другого направления.
§ 6. АНКЕРНЫЕ ОПОРЫ
Несущие и ветровые канаты висячих переходов трубопроводов
прикрепляют к анкерным опорам, которые воспринимают усилия от
канатов и передают их на грунт. Анкерные опоры делают в виде
монолитных железобетонных пирамид с сильно развитой подзем-
ной частью в сторону, к которой прикрепляют канаты (рис. 15. 9).
Выпос нижней части опор в сторону действия опрокидывающих сил
от натяжения канатов позволяет создать большую устойчивость
опор. Если анкерную опору сооружают на слабых или размываемых
грунтах, то ее можно возводить на сваях.
В качестве анкеров можно применять заглубленные в грунт
железобетонные плиты (рис. 15. 10). В табл. 15. 13 приведены дан-
ные для проектирования анкерных фундаментов в виде плит (Спра-
вочник проектировщика. Металлические конструкции. 1962 г.).
На небольших переходах иногда в виде анкерных опор исполь-
зуют одну или несколько свай.
Размеры массивных анкерных опор назначают из условия необ-
ходимой длины заделки металлических анкеров талрепов и обеспече-
ния устойчивости опоры на опрокидывание и скольжение.
Высота заделки анкеров в опоры должна обеспечивать их сохран-
ность при подъеме воды в реке. Для удобства регулировки натяже-
ния канатов анкерные опоры можно оснащать эксплуатационными
площадками (см. рис. 15. 9, а и б). Несущие и ветровые канаты при
наличии на переходе консолей для ветровых канатов обычно заделы-
иают в одну и ту же анкерную опору. Если же на переходе запроек-
тированы ветровые оттяжки, то для нпх чаще сооружают отдельные
анкерные опоры. Для обеспечения надежной работы монолитной
анкерной опоры она должна иметь большой собственный вес. По-
атому для экономии бетона анкерные опоры можно строить коробча-
тыми с последующим заполнением их тощим бетоном пли грун-
том.
При сооружении анкерных опор нужно обращать внимание па
надежность их основания. Глубина заделки опор должна быть ниже
возможного размыва основания. Следует иметь в виду, что часто
®₽и подготовке канатов к монтажу анкерные опоры используют
* качестве якорей для заделки концов канатов при их вытяжке.
'г,° Необходимо учитывать при проектировании опор.
349
a
б
в
Рис. 15. 9. Анкерные опоры.
а — для крепления ветровых оттяжекЙ
б — для крепления несущих и ветровых]
канатов; в — для крепления одного несу*
щего каната. '
Рис. 15. 10. Анкерный фундамент
виде плиты.
359
Таблица 15.13
Данные для проектирования анкерных фундаментов в виде плит (см. рне. 15.10)
Оттяжки Вид грун- та Ликерные тяжи Анкерные фундаменты
Размеры, м Вес, кг Объем бетона, л<з
do, мм рразр» Т (1, мм Вес, m н а t- ft заклад- ных деталей арма- туры
27 45,9 I II III 45 0,108 0,108 0,117 2,5 2,5 3,0 2,5 2,75 3,5 2,5 2,75 3,5 0,2 0,2 0,25 0,033 0,033 0,039 0,148 0,195 0,238 1,25 1,50 3,06
33 60,1 I II III 52 0,147 0,147 0,164 2,8 2,8 3,5 2,5 3.0 3,5 2,5 3,0 3,5 0,2 0,25 0,25 0,033 0,039 0,039 0,148 0,17 0,238 1,25 2,25 3,06
36 66,4 I II III 54 0,156 0,166 0,191 2,8 3,2 4,2 2,75 3,0 3,5 2,75 3,0 3,5 0,2 0,25 0.25 0,033 0,039 0,039 0,195 0,17 0,238 1,50 2,25 3,06
42 93,45 I II III 2X50 0,358 0,358 0,381 2,6 2,6 3,0 2,0 2,5 3,2 5,5 6,0 7,5 0,25 0,3 0,3 0,17 0,176 0,176 0,231 0.33 0,71 3,43 6,18 7,84
46,5 105 I II III 2X58 0,47 0,44 0,505 3,0 3,0 3,5 2,0 2,5 3,2 5,5 6,0 7,5 0,25 0,3 0,3 0,17 0,176 0,176 0,231 0.33 0,71 3,43 6,18 7,84
50,5 134 I II III 2X65 0,553 0,608 0,659 3,0 3.8 4,4 2,5 2,5 3,2 6,0 6,0 7,5 0.3 0,3 0,3 0,176 0,176 0,176 0,33 0,33 0,71 6,18 6,18 7,84
55 157,5 I II III 2X65 0,618 0,639 0,691 3,0 3,2 3,8 2,5 3,0 3,6 6,0 7,0 8,5 0,3 0,3 0,35 0,176 0,176 0,181 0,33 0,553 0,786 6,18 6,96 11.36
59 169,5 I II ш 2x75 0,746 0,765 0,85 3,3 3,4 4,2 2,5 3,0 3,6 6,0 7,0 8,6 0,3 0,3 0,35 0,176 0,176 0,181 0,33 0,555 0,786 6,18 6,96 11,36
«7,5 222 I II III 2X80 0,921 1,008 1,206 3.4 4,2 6,0 3,0 3,2 3,6 7,0 7,5 8,5 0.3 0,3 0,35 0,176 0,176 0,181 0,553 0,71 0,786- 6,96 7,84 11,36
2050,5 268 I II III 4x65 1,617 1,659 1,829 3,8 4,0 4,5 3,2 3,6 4,5 7,5 8,5 11,0 0,3 0,35 0,4 0,432 0,421 0.432 0,717 0,898 1,45 8,50 13,00 21,10
2055 — — 315 I II III 4X65 1,748 1,748 2,246 3,6 3,6 5,5 4,0 4,0 4,5 10,0 10,0 11,0 0,4 0,4 0,4 0,432 0,432 0.432 1.175 1,175 1,45 17,30 17,30 21.10
20 «7,5 444 HP 4x65 4x80 1,95 2,767 3.247 4,0 5,5 6,5 4,0 4,0 5 0 (0,0 10,0 г?.о 0,4 0,4 m.5 0,432 0,432 0,57 1,175 1,175 2,167 17,30 17,30 41,50
351
Требуемая площадь сечения анкера, заделываемого в онору
должна соответствовать площади сечения внутреннего диаметра
резьбы винта талрепа F. Необходимая площадь анкера будет равна
^а = 1,2Л (15.40)
где 1, 2 — коэффициент, учитывающий увеличение площади сечения
анкера за счет действия крутящего момента при завинчивании тал-
репа.
Длина заделки анкеров в бетой, обеспечивающая их прочность
при выдергивании, ориентировочно равна для круглых анкеров
35 с?0, где d0 — требуемый по расчету диаметр анкера.
Независимо от принятой формы поперечного сечения анкера
его всегда можно привести к эквивалентному круглому сечению
(т. е. с равной площадью сечения)
= (15.41)
и определить необходимую длину заделки
/з = 35 Д).
Если невозможна заделка анкера в опору на длину 35 d0, то
к концу анкера приваривают шайбу и производят расчет на выкалы-
вание бетона по ее контуру; при этом сцепление анкера с бетоном ни
учитывают.
ГЛАВА ШЕСТНАДЦАТАЯ
ВИСЯЧИЕ СИСТЕМЫ ПЕРЕХОДОВ
В ВИДЕ ПРОВИСАЮЩЕЙ НИТИ (ТИПА «ВИСЯЧАЯ ТРУБА»)
§ 1. РАСЧЕТ ТРУБОПРОВОДОВ,
ПОДВЕШЕННЫХ В ВИДЕ ПРОВИСАЮЩЕЙ НИТИ
Системы в виде провисающей нити можно применять как на пере-
ходах через естественные и искусственные препятствия, так и на
участках большой протяженности. При благоприятном рельефе
местности можно избежать постановки пилонов, а при относительно
небольших пролетах растягивающее усилие, возникающее в прови-
сающих участках трубопровода, можно передавать на прилегающие
подземные участки.
На рис. 16. 1, а приведена схема однопролетного перехода трубо-
провода с разной высотой пилонов, в котором в качестве оттяжек
использован трубопровод, т. е. в действительности это трехпролет-
ный переход с тремя провисающими участками трубопровода про-
летами Lx, L2 и 13, имеющими стрелки провисания Д, /2 и /3.
Аналогично можно прокладывать трубопровод (конечно, если это
технически и экономически оправдано) и на большом протяжении,
периодически устанавливая жесткие пилоны, рассчитанные на одно-
сторонний распор (рис. 16. 1, б), или закрепляя трубопровод в анкер-
ных опорах (рис. 16. 1, в). Устройство анкерных низких опор рацио-
нально при прокладке трубопровода близко от поверхности земли.
Поставив один пилон, можно получить двухпролетную систему
(рис. 16. 1, г), что может быть рационально при соответствующем
рельефе местности, например при наличии острова посередине реки.
В том случае, когда пролеты не одинаковы, то, чтобы уравнять
натяжение трубопровода в обоих пролетах, для меньшего пролета
следует принимать меньшее отношение //£.
На рис. 16. 1, д показана схема однопролетного перехода с пере-
дачей растягивающего усилия на прилегающие подземные участки
трубопровода.
Расчет провисающих участков трубопровода для всех систем,
приведенных на рис. 16. 1, аналогичен. Расчет производится по
первому предельному состоянию (по несущей способности), при
23 Заказ 2185. 353
этом должна быть обеспечена прочность при статических и вибра-
ционных нагрузках, а также ограничено развитие чрезмерных пла-
стических деформаций как в процессе эксплуатации, так и во время
монтажа (СНиП II-A. 10-62).
Трубопровод рассчитывают:
а) на эксплуатационные нагрузки и воздействия в наиболее невы-
годном их сочетании в соответствии с СНиП Н-А. 11-62 и СНиП П-Д.
Рис. 16. 1. Схемы трубопроводов, подвешенных в виде провисающей нити (тип®
«висячая труба»), •]
а — одвопролстпая, в которой оттяжками служит трубопровод {фактически трехиролЯ^
иля): 6 — многопролетняя с анкерными пилонами; в — многопролетная с закреплением трп
бопровода в анкерных опорах; г — двухпролетпая с одним пилоном: д — однопролетная едя
редачей растягивающего усилия на прилегающие подземные участки.
.454
10-62. К эксплуатационным нагрузкам и воздействиям отно-
сятся: собственный вес трубопровода, вес транспортируемого про-
дукта, воздействие внутреннего давления, температурные воздей-
ствия, ветровая нагрузка (статическое давление и динамическое дей-
ствие), вес от обледенения или снега. Ветровая нагрузка и нагрузка
от обледенения и снега относятся к кратковременным. Все остальные
являются длительными нагрузками на трубопровод;
б) на монтажные нагрузки в соответствии с принятой схемой
производства работ;
в) на испытательные нагрузки при частичном и полном заполне-
нии трубопровода продуктом.
Толщину стенки труб определяют иэ расчета на внутреннее
давление, и лишь в случае необходимости увеличивают ее на основа-
нии расчета труб вдоль их оси.
От внутреннего давления в изогнутом трубопроводе возникают
продольные растягивающие напряжения
РП
апр.р = -^. (16.1)
От вертикальной нагрузки трубопровод подвергается растяже-
нию и изгибу.
Поскольку диаметр трубопровода по отношению к пролету неве-
лик (обычно меньше х/2оо пролета), то форма провисающего трубо-
провода будет близка к параболе, уравнение которой при одинако-
вой высоте точек подвеса (рис. 16. 1, а) будет
— —х)
У £2
(16. 2)
и при разнице в высоте точек подвеса
hx ifx(L-x)
У~ L ' L1
(16.3)
Длина провисшего трубопровода при различной высоте точек
подвеса
S = —[1 + 4Ш2cos4 Р] = • (16.4)
cos р I ' 3 ( L I / cos р ' Зь
При одинаковой высоте точек подвеса
s = t[1 + Am’i = i+№
I (j \ ху / I Оху
(16.5)
где / — стрела провисания трубопровода; L — пролет (расстояние
между пилонами); h — разница в высоте точек подвеса трубопро-
°°Да; р — угол наклона прямой, соединяющей точки подвеса трубо-
провода, к горизонту.
23*
355
где Pep — средний диаметр трубопровода;
Рср = -^Ц^ =Рн-6 = Рвн + б,
где Da и Рвн — наружный и внутренний диаметры трубопровода;
б — толщина стенки труб.
Напряжения от изгиба труб в провисшем трубопроводе можно
найти по кривизне 1/р, поскольку
= Е . (16. 21)
Кривизну находят как вторую производную из уравнений (16. 2)
или (16. 3), т. е.
Пи = Е у" (16. 22)
или
<Ти = Р-^-. (16.23)
То же самое можно выразить через q и Н, тогда
ои = Е-^-. (16.24)
Суммарные продольные напряжения в трубопроводе от внутрен-
него давления, растяжения и изгиба
Осум — Ппрр + Стр ±ои = + . (16.25)
При малых значениях стрелок провисания трубопровода (менее
1/1S L) значение Тшах близко к распору Н, и тогда
СТоуМ = опр.р + ор±ои = ^ + -^-±£ (16.26)
где Етр — л £>сРб — площадь поперечного сечения стенки трубо-
провода.
Трубопровод рассчитывают как подвешенный шарнирно на пило-
нах, так как обычно в этих местах после окончания монтажа ввари-
вают изогнутые участки труб и устраивают шарнирные опорные
части. С увеличением стрелки уменьшается величина растягиваю-
щих напряжений, но увеличиваются напряжения от изгиба труб,
поскольку возрастает величина у".
Для того чтобы определить стрелку, при которой суммарное
напряжение
0, = Яр + «,_да- + —(16.21)
358
имеет минимальное значение, нужно взять производную и при- равнять ее к нулю (при ТтЛК ~ Н). + (16.28) а/ oj г тр откуда / = — 1/ д tamin 4 У 2EFtVDk ’ или при Е = 2,1 • 10е кПсм? ^min “ 8200 FrpDH ' (16, 29 )
Если считать, что Fi p л Dab, то
f » =< L2 1/ " - L2 т/ ’ от
''’min " 8 2000 н У чд 14 5000н У 6 ’
где q — полная расчетная нагрузка (с учетом веса продукта, обледе-
нения и др.).
Выражение (16. 30) можно записать и так:
где /ср = V 1 + tg2 р — коэффициент, учитывающий разность уров-
ней точек подвеса трубопровода; р — угол наклона к горизонту
прямой, соединяющей точки подвеса; kq = — — отношение полной
?тр
расчетной нагрузки на единицу длины трубопровода к весу трубы
<hp ~ Р V, гДе F — площадь поперечного сечения трубы и у —
удельный вес металла труб.
Если приближенно принять, что вес вместе с продуктом, обледе-
нением и другими эксплуатационными нагрузками будет равняться
весу трубы, увеличенному в 1,5 раза, т. е.
q — 1,5(?Тр = 1,5у^тр,
тогда суммарные напряжения от нагрузки q при 7’тах = И
, 1,5у 7.2 , 4Е£>Н/ iar о о,
ст? = (Тр +(Ти= -8у +—• (16.32)
Подставляя в выражения ор ици значения у = 7,85-10~3 кПсм?
Е = 2,1 • 10®, получим:
Пр = 0,00147 -у-; (16. 33)
_ 8,4 • 108Дн/
Си — Ь2
(16. 34)
359
Горизонтальная составляющая растягивающего усилия, часто
называемая по аналогии с арками распором, как и в других висячих
системах, равна
Я = (16.6)
Если учесть жесткость нити, то
иг ^&Е1 ..Л
Яж = , (16.7)
где Е — модуль упругости материала труб; I — момент инерция
поперечного сечения трубы; q — максимальная расчетная нагрузка
(с учетом коэффициентов перегрузки); / и L — стрела и пролет
провисающего трубопровода.
Растягивающее усилие в трубопроводе изменяется по длине
Т = = Н V 1 + (16- 8)
где a — угол наклона оси трубопровода к горизонту в данном се-
чении.
У места примыкания к пилону значение растягивающего усилия
в трубопроводе наибольшее (при одинаковой высоте точек подвеса):
7\nax = 4-l/1+(v/- (16’9)
При различной высоте точек подвеса трубопровода
ТА = И 1 + ; Тъ = Н ]/ 1 + . (16.10)
• Когда трубопроводами небольшого диаметра перекрываются
малые пролеты с непосредственным защемлением концевых участков
в грунте (заделка), горизонтальная составляющая осевого продоль-
ного растягивающего усилия в трубах (распор) определяется из
выражения
т. е. стрела провисания становится меньше на величину
д/^-2-j/ IL.
4 * л
Увеличение длины оси провисающего трубопровода под нагруз-
кой при отношении -jy можно определять по приближенны!
формулам, принимая на всей длине Т = Н:
356
(16. 12)
при расположении точек подвеса на одном уровне
Д^=~5 (16.13)
н при различной высоте точек подвеса
<>6-14)
От изменения Температуры стенок труб увеличение длины оси
составит
Д5< = ±аД/5 (16.15)
и от внутреннего давления транспортируемого продукта
Л с 0,2<ткц о 0,1 npD„ п /лр ла\
ДДв.д = —g—д = ——д, (16.16)
где 3 — длина провисающего- участка трубопровода между точками
его подвески (по кривой изТиба).
Таким образом, все формулы без учета жесткости трубопровода
остаются теми же, что и для расчета несущих тросов гибкого одно-
цепиого перехода. По ранее приведенным формулам можно опреде-
лить изменение стрелок провисания трубопровода от возникающих
в нем растягивающих напряжений и изменения температуры.
При расчете определяют наибольшее увеличение и наибольшее
сокращение длины трубопровода между точками подвеса Д5тах
и ДДщ1п, а также изменение длины, при котором возникают макси-
мальные напряжения в трубах Д5Р.
Наибольшее увеличение длины трубопровода получается при
самой высокой температуре и при наибольшем внутреннем давлении:
ДДтах = 3Sq -f- 3.Sf Д5В. д. (16. 17)
Наибольшее сокращение длины трубопровода будет при наиболее
низкой температуре и при ' отсутствии внутреннего давления:
ДЗщт = Д5Ч - Д5«. (16.18)
Длина трубопровода, при которой чаще всего возникают наиболь-
шие продольные растягивающие напряжения в трубах,
Д5Р = Д5д-Д5(+Д5в.д. (16.19)
Значения Д5?, &St и Д5ад определяют из выражений
(16. 13)—(16. 16).
Растягивающие напряжения в трубопроводе
357
Производная
daq 1,5у L2 . 4ED„
~f ~ + L2
Приравнивая производную к нулю, получим
- 4’/И=°'2,ep/S • <1в- 35>
При Е = 2,1 • 106 кГ/см? и у = 7,85 • 10~3 кГ!см3
f„ml = . (16. 36)
Ш1П 10s /Он
При значении /<ущ1п напряжения от растяжения и изгиба полу-
чаются равными. Следовательно, /amin можно получить и приравни-
вая выражения для ор и ои в формулах (16. 27) и (16. 32).
Из формулы (16. 32) получим:
f 1,5у L2 = 4EDHf .
8/ L2 '
(is. si)
Более точное выражение для /а tn получим из формулы (16. 27):
qL2 iEDHf
8fFTp ~ L2 ’
В формулах все измерения даны в кг и см.
Отношение стрелки, при которой 6Ч минимальное, к пролету
находят из выражения (16. 36):
Подставляя значение /«,„ = —blZfL. в выражения <JD и а»
плп 105 у Dh
формулы (16. 32), получим:
_ 1,5 • 7,85 • 10~3 П5£2 Т/д; =1111/5; Мб 401
? 1.ЛЗ-8Л3 '
_ J.32 ^4.2.1. ОТО, f _ j! 4 (t6 4,
L2 105 / Он
Суммарные напряжения от растяжения и изгиба
о, = 2 • И1 /Пн = 222 /DH.
(16,42}
360
Выражая полную расчетную нагрузку q = kqq^ и учитывая
разность уровней точек подвеса трубопровода коэффициентом /ср,
как это было сделано в формуле (16. 31), значение суммарных про-
дольных напряжений в трубах при стреле провисания /arajn
сг, 182 У /с3 kqDa . (16.43)
Подставляя значение
/ = 11 1/ ?
'°min 4 Г 2EDaFTp
в формулу (16.27), получим:
пр== 4-
й, = 0Р-Ни^/-^. (16.45)
Таким образом, с некоторым приближением можно считать,
что при стрелке /«min напряжения в подвешенном трубопроводе
зависят только от величины наружного диаметра трубопровода
(было выведено Г. А. Тартаковским). С учетом изменения длины
провисаюцзго участка в процессе эксплуатации, а также жестко-
сти труб фактические продольные растягивающие напряжения будут
несколько выше найденных по формулам (16. 42) и (16. 43).
Суммарные напряжения в трубопроводах от вертикальной на-
грузки oq — Пр -Ни возрастают с увеличением диаметра и относи-
тельно мало зависят от изменения толщины стенки (особенно на
газопроводах), поскольку с изменением толщины стенки пропорцио-
нально изменяется вес труб, а напряжения от изгиба практически
остаются неизменными.
В табл. 16. 1 приведены вычисленные [по формуле (16. 32)] для
газопроводов, подвешенных в виде провисающей нити, величины
/<Тт i п
отношения —при которых суммарные напряжения имеют
наименьшее значение для различных пролетов L и диаметров труб
Вн, а также значения напряжений ор, ст и, Опр.р и их суммы осум =
= СГр + СТ И + Опр- р.
На графиках рис. 16. 2 построены кривые изменения суммарных
напряжений в трубах (ТСум, подвешенных в виде провисающей нити
с пролетом 100, 200, 300 и 400 м в зависимости от величины отноше-
ния (стрелки к пролету) -1 для труб 325 X 6, 529 X 8, 720 X 10
и 1020 X 12 мм при внутреннем давлении, равном 55 кГ/см\
11 ?р = 1,5 дтр. Для трубопроводов диаметром 325 мм используют
тРУбы из малоуглеродистой стали, для трубопроводов большего
Диаметра — из низколегированной.
361
---1 OOSt 1--1--1---1--1---1--।--1---1--'--1 ODOS
Ч'
i/ioo t/tzo-. о i/го iflo f/ба t/so 1/100 i/tzo
362
Т аблица 16.1
„ amln ,
Значения отношения ----—, стрелок fg и возникающих напряжении в тру-
_ L mln
бах различных диаметров при различной величине пролета висячей нити L,
нагрузки др = 1,5 <?Тр и внутреннем давлении 55 кГ/см*
Наружный диаметр трубопрово- дов DiV леи Про- лет ь, м Напвы- гидней- шая стрелка м Отноше- ние ^amln Толщина стенки б, мм Напряжения вкГ/сл<2 при данной толщине стенки
ар апр р ’’сум + <ти+<тпрр
L
325 100 200 300 400 2,31 9.3 21,5 36,4 1/43 1/21,5 1/14 1/11 6 630 630 720 1980
529 100 200 300 400 1,8 7,2 16,7 28.6 1/55 1/28 1/18 1/14 8 820 820 880 2520
720 100 200 300 400 1,6 6,3 14,3 25,0 1/64 1/32 1/21 1/16 10 940 940 960 2840
Пр имечание. Данные таблицы вычислены по формулам:
^аП11П L 1 32 Г. L2 8,4 ’10>Dnf = I <Jn = 0,00147 -г- ; а„ у-—— 105}ЛОН Р f и La
р (Он — 26) pD0
пр р = 4в 4в
Как видно из таблицы и графиков, для того чтобы достигнуть
в трубах минимальных суммарных растягивающих напряжений,
при больших пролетах (300—4G0 лс) необходимы относительно боль-
шие стрелки провеса —Чп—1/25, а при сравнительно небольших
пролетах (100—150 лс) — до Ч зо—4ib пролета. Следует при этом
обратить внимание на то, что растягивающие усилия, передаваемые
на анкерные опоры, почти не меняются с изменением величины про-
лета, а следовательно, останутся почти неизменными и размеры опор.
При расчете трубопровода в виде провисающей нити пег пределу
текучести, как это делается согласно СНиП П-Д. 10-62 для других
систем надземной прокладки, условие прочности запишется так:
Осум — Пр 4~ Ои -(- Опр. р С (16. 46)
где Т?2 — расчетное сопротивление; Т?2 = R* k2m2.
Величина В., = ттг2/с2 сгт при тп2 = 0,75 для бесшовных труб из
стали марки Ст.З равняется 0,75 • 0,9 • 2300 = 1550 кГ/см* и для
сварных труб из низколегированной стали 14ХГС 0,75 • 0,85X
Х3400 = 2160 кГ/см*.
363
Таким образом, согласно приведенной табл. 16. 1 и графикам
рис. 16. 2, если предельным состоянием считать состояние металла
при пределе текучести, получается, что трубопроводы по типу про-
висающей нити можно строить лишь из труб относительно неболь-
шого диаметра.
Для нефтепроводов и продуктопроводов напряжения в трубах
будут выше, чем в газопроводах, и, следовательно, возможности
применения системы типа «висячая труба» будут еще более ограни-
ченными. В действительности в трубопроводах, подвешенных в виде
провисающей нити, с достижением металлом труб пластических
деформаций еще не наступает предельное состояние, поскольку при
дальнейшем увеличении продольной растягивающей силы произойдет
выравнивание напряжений по поперечным сечениям, влияние изгиба
труб почти не будет сказываться и разрушение трубопровода про-
изойдет от действия лишь осевого усилия. Чрезмерного развития
пластических деформаций допускать нельзя, так как в трубопроводе
имеется высокое внутреннее давление и с появлением пластических
деформаций в одном направлении они неизбежно появятся и в дру-
гом. Кроме того, трубопроводы в виде провисающей нити подвержены
вибрациям. При расчете трубопроводов в виде провисающей нити
за предельное состояние следует принимать разрыв трубопровода,
т. е. расчет вести по пределу прочности труб. Кроме того, нужно
делать проверку по пределу текучести металла для предотвращения
развития чрезмерных пластических деформаций.
От расчетных эксплуатационных нагрузок (с учетом коэффи-
циентов перегрузки) величина суммарных максимальных растяги-
вающих напряжений в металле труб от осевого растяжения и изгиба
должна быть
<ад>п,.х<0,94ЛЯ- (16.47)
Во время монтажа и при испытании трубопровода суммарные напря-
жения от фактических нагрузок
^П+м)тах<\<- (16.48)
Осевые продольные растягивающие напряжения от расчетных
нагрузок без учета напряжений изгиба должны быть
алтах<т37?1- (16‘49)
где /с2 — коэффициент однородности металла труб при расчете по
пределу текучести (для труб, изготовленных из углеродистой стали,
к2 = 0,9 и для труб из низколегированной стали к2 = 0,85); та —
коэффициент, учитывающий динамическое воздействие ветра, нали-
чие напряжений изгиба и кольцевых напряжений (сложно-напря-
женного состояния), принимаемый равным 0,8; Ra — расчетное со-
противление, определяемое из условий работы труб на разрыв Ri
= кутщт., (согласно СНиП П-Д. 10-62); 7?” = цт — нормативное
364
сопротивление, равное нормативному значению предела теку-
чести.
Если расчет вести по этим формулам (что, конечно, более пра-
вильно), то границы применения переходов в виде провисающей
нити расширяются. В этом случае для бесшовных труб из стали
марки Ст.З:
юах < 0,9 • 0,9 • 2300 = 1860 кГ/см2-
ojVmar < 0,8-0,48-3800= 1460 кГ/см2-
и для сварных труб из низколегированной стали марки 14ХГС:
<^+м) max < °>9 • °-85 • 3400 = 2600 кГ^
af. mar < 0,8 • 0,48 • 5000 = 1760 кГ/см2.
Расчеты показывают, что газопроводы в виде провисающей нити
можно строить из существующих труб без их усиления диаметром
до 720 хн, а нефтепроводы и продуктопроводы — до 529 мм вклю-
чительно.
Во время монтажа трубопроводов в виде провисающей нити
в местах подвески устанавливают шарниры, и поэтому от собствен-
ного веса опорные моменты в трубах равны нулю.
Однако при изменении длины провисающего трубопровода от
веса продукта и дополнительных нагрузок, внутреннего давления
и изменения температуры стенок труб в местах подвески трубопро-
вода возникают изгибающие моменты, которые можно находить по
приближенной формуле
МОП«0,75^-/^Л (16.50)
и напряжения в стенках труб от изгиба
- 0.38 . (16. 51)
где Д5 — максимальное увеличение или уменьшение длины оси
провисающего участка трубопровода после приварки колен и при-
соединения перехода к общей нитке. При определении &S учиты
вают вес продукта и обледенение [по формулам (16. 27) и (16. 28) ],
увеличение длины от внутреннего давления [по формуле (16. 11) J
и изменение длины от колебаний температуры [по формуле (16. 12)];
/ — величина стрелы провисания, соответствующая данному рас-
четному состоянию трубопровода; Da — наружный диаметр трубо-
провода; /тр — момент инерции поперечного сечения трубопровода
(Лр = 0,3927 £>ср б, где Dcp = Du —-6); 6 — толщина стенки
труб. Е — модуль упругости металла труб; для стали Е — 2,1 х
X 106 кГ/см2-, Н — горизонтальная составляющая растягивающего
365
усилия в кГ (распор) от всех расчетных нагрузок (с коэффициен-
тами перегрузки) при данной величине стрелы провисания /.
Суммарные напряжения от осевого растяжения и изгиба должны
удовлетворять требованию, выраженному формулой (16. 47).
В системах в виде провисающей нити с защемленными концами,
лежащими на одной оси, например в однопролетных переходах
трубопроводов с непосредственным защемлением концов в грунте
(без вварки колен на опорах), под воздействием вертикальной на-
грузки возникают:
изгибающие моменты на опорах
Л7оп
и напряжения в опорных сечениях труб
изгибающие моменты посередине пролета
„ , Elq
Ml,Z ~ ~Н~
и напряжения в трубах
ст — Ejq =
uMI/2 HW 2Н
(16.52)
(16.53)
(16. 54)
(16. 55)
где L — расчетный пролет провисающего участка трубопровода;
Н — горизонтальная составляющая растягивающего усилия в кГ
при принятой стрелке /; W — момент сопротивления поперечного
сечения трубопровода;
рр = 0,78 Вер б;
q — полная расчетная нагрузка на трубопровод (с учетом коэффи-
циентов перегрузки).
Строительство переходов в виде провисающей нити без вварки
колен на опорах возможно лишь при очень малых отношениях
и допустимо лишь на трубопроводах диаметром 529 мм и меньше.
При проектировании переходов в виде провисающей нити с заще-
млением концов открытого участка трубопровода непосредственно
в грунте необходимо учитывать продольное смещение примыкающих
подземных участков трубопровода в сторону перехода. Суммарные
напряжения в трубак определяются от продольного осевого растя-
жения под действием усилия Н и изгиба с учетом изменения длины
оси под воздействием внутреннего давления, колебаний температуры
стенок труб и от смещения опорных сечений. При расчете нужно также
учитывать частичное заполнение трубопровода водой во время испы-
тания и жидким продуктом во время залива и опорожнения.
366
Для уменьшения напряжений изгиба, возникающих в трубах
в местах подвески во время эксплуатации и при испытании трубо-
провода, трубы следует крепить к опорам шарнирно. После окон-
чания монтажа трубы соседних пролетов и концевых участков пере-
хода рекомендуется соединять с помощью гибких криволинейных
или прямолинейных вставок, выполняющих роль компенсаторов.
§ 2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИЗУЧЕНИЕ НА МОДЕЛЯХ ТРУБОПРОВОДОВ,
ПОДВЕШЕННЫХ В ВИДЕ ПРОВИСАЮЩЕЙ НИТИ, ПОД ДЕЙСТВИЕМ
ВНУТРЕННЕГО ДАВЛЕНИЯ
Переходы трубопроводов типа «висячая труба» подвешиваются
с относительно малыми стрелками провеса — порядка х/го—Vio
величины пролета. В изогнутых трубопроводах при свободе переме-
щений возникают от внутреннего давления:
продольные растягивающие напряжения
°пР. р — 4б
и продольные, относительные удлинения:
£пр. р = (^пр. р ЦОкц) = -£- (0,5—0,3) (Ткц =
= 0,2 -^3- = 0,1 (16.56)
£• Л О
При малых стрелках провисания трубопровода возможно некото-
рое уменьшение продольных деформаций, а следовательно, и про-
дольных растягивающих напряжений от внутреннего давления.
Это обстоятельство необходимо учитывать, так как в литературе
встречается и иное толкование. Так, в книге Г. А. Тартаковского
«Новая система сооружения трубопроводов в виде провисающих
нитей» (изд. Министерства коммунального хозяйства РСФСР,
1961 г.) указывается, что провисающий трубопровод под влиянием
внутреннего давления не удлиняется, а укорачивается и что про-
дольное растяжение труб от собственного их веса и веса продукта
уменьшает кольцевые напряжения (напряжения в продольных сече-
ниях), возникающие в стенках труб от внутреннего давления.
Изучение деформаций, возникающих в трубопроводе^ подвешен-
ном в виде провисающей нити, проводилось на моделях, сваренных
из тонкостенных труб с DH — 19 мм, с толщиной стенки 1,2 лсле,
изготовленных из стали с пределом пропорциональности около
3500 кГ!см\ пределом текучести свыше 4000 кГ/см? и временным
сопротивлением около 5000 кПсмг.
Расстояние между пилонами было 10 (с оттяжками из труб)
и 12 м (с шарнирным закреплением на вершинах пилонов). Величины
стрел провисания моделей / были приняты Ч25—величины про-
лета I, т. е. близкие к фактически применяемым на практике. Для
367
увеличения натяжения трубопро-
вода равномерно по его длине бы-
ли подвешены 11, 12 или 23 гру-
за весом 5—10 кГ.
Подвешенные трубы были за-
глушены с концов и заполнены
водой. Давление в них поднима-
лось ступенями по 50 кПсм* (со-
ответствует Окц == 34G кГ/cjh2) с
помощью масляного насоса. Между
насосом и трубой был установлен
ресивер. Во время испытания мо-
делей измеряли изменения стрелы
провисания посередине в четвер-
тях пролета между пилонами и
посередине оттяжек из труб, а
также горизонтальные смещения
вершин пилонов. Деформации из-
меряли с помощью мессур с це-
ной деления 1/юо мм.
Испытание модели
с качающимися пилонами,
в которой оттяжками служит
трубопровод (рис. 16. 3)
Труба перекрывает пролет
между пилонами, равный 10 м,
огибает вершины пилонов и дальше
спускается к анкерным опорам,
установленным на расстоянии2,6 м
от оси пилонов. У анкерных опор
труба заканчивается заглушками.
Анкерные опоры закреплены в
мощной испытательной плите пола,
на которой установлены и пило-
ны. Вершины пилонов очерчены
по кривой радиусом 8,5 см, вни-
зу пилонов устроены шарниры.
На концах труб имеются отвер-
стия: с одной стороны для подачи
воды из насоса, с другой — для
выпуска воздуха при наполнении
трубы водой. Между трубой и верх-
ней опорной частью пилона была
проложена свинцовая прокладка.
На вершинах пилонов был устроен
368
желобок, соответствующий диаметру трубы (с учетом свинцо-
вой прокладки).
На модели с качающимися пилонами и оттяжками из труб было
проведено четыре серии опытов, отличавшихся одна от другой вели-
чиной нагрузки q на участке трубопровода, расположенного между
пилонами. В каждой из серий, за исключением первой, измерения
производили при нескольких значениях стрелы провисания /.
Значения нагрузок и первоначальных стрел провисания при всех
опытах приведены в табл. 16. 2.
Каждый из опытов повторяли три раза; результаты измерений
принимали как среднеарифметическое из полученных данных. Перед
каждым опытом нивелиром определяли ординаты кривых провиса-
ния труб в Чз, 1/а, 3/з, 4z, s/a, 3/t и 7/s пролета. При испытании
давление в трубах поднимали ступенями по 50 кГ!смг до 400 кПсм*,
а затем сбрасывали также ступенями по 50 кПсмЧ После каждой
ступени давали выдержку в течение 5 мин, после чего записывали
показания приборов.
Результаты измерения очертаний кривых провисания труб пока-
зали, что они весьма близки к параболе и цепной линии, причем
в отдельных случаях парабола оказывалась даже ближе. При всех
значениях первоначальных стрелок провисания труб по мере подня-
тия внутреннего давления стрелки несколько возрастали. Прираще-
ние стрелы провисания, точнее увеличение длины провисающего
участка, находилось почти в прямой зависимости от величины вну-
треннего давления. Изменение длины провисающего участка под
влиянием внутреннего давления при разной величине стрелок и на-
грузки было не одинаковым'. С увеличением стрелы провисания
( М
(отношения L (величины удлинении провисающего участка трубы
все более приближались к теоретически вычисленным значениям
исходя из предположения, что провисающий трубопровод длиной 5
под влиянием внутреннего давления удлиняется, как и труба с за-
глушенными концами, на величину ДД = ?— ’ S. Это наглядно
видно на графиках рис. .16. 5, на которых показано изменение отно-
шения в зависимости от ~ посередине (рис. 16. 5, а) и в четвер-
тях пролета (рис. 16. 5, б, в), а также на графике рис. 16. 5, г, где
показано изменение отношения фактического удлинения труб между
пилонами к теоретическому при давлении 400 кПсм2 в зависимости
от отношения ~ для трех серий опытов.
Из графиков (рис. 16. 5) видно, что если при отношении -g-
около0,01 (1/ioo) измеренные приращения ординат кривой провисания
посередине и в четвертях пролета составляют немногим более 40 %
величины, вычисленной для трубопровода с заглушками, при
24 Заказ 2185. 369
/ 1 1 A /
около 0,015 I —4-y ) — примерно 45—60%, то при у порядка
/ 1 1 \
0,025 —измеренные приращения ординат составляют уже
/ / 1 1 \
85—90% вычисленных значений, а при у около 0,04 124 6^253/
достигают 90—95%.
Рис. 16. 4. Схемы загруженпя моделей с качающимися пилонами.
а — I серия — q = 0,740 кГ/м‘, б —-И серия — q ~ 5,72 кГ/лс; в — III серия — tf
= 10,72 к/'/л*; г — IV серия — q =* 15,2 кГ/м.
370
На расхождении результатов измерений с данными расчетов
могли в некоторой степени отразиться жесткость трубы, отсутствие
шарниров на пилонах и наличие оттяжек из труб.
Рис. 16. 5. Относительное приращение ординат провисающей трубы в зависи-
мости от отношения у- при поднятии давления до 400 кГ/см1 (пИц = 2770 кГ/смг).
kJ
а — посередине пролета- б — в >/4 пролета; в — в пролета; г — отношение изморенного
удлинения трубы Л3ц3м (с учетом удлинения оттяжек) при давлении 400 кГ/см? к теоретиче-
скому значению ASreop, подсчитанному, как для трубы с заглушками для различных ве-
личин при II, III и IV сериях испытаний. Римскими цифрами обозначены серии опытов.
Из графиков (рис. 16. 5) также видно, что при одном и том же
значении измеренные величины деформаций с уменьшением до-
kJ
полнительной нагрузки на трубопровод, т. е. с уменьшением про-
дольных растягивающих напряжений, приближаются к теорети-
ческим.
24*
371
см
to
<3
S'
3
VO
Q
b-.
Значения напряжений, которые возникали в трубах при испыта-
нии моделей с качающимися пилонами, приведены в табл. 16. 3.
Напряжения в трубах складываются из напряжений от вертикаль-
ной нагрузки, обозначенных для середины пролета цр, напряжений
от внутреннего давления в трубах Опр Р и напряжений от изгиба
провисающего трубопровода ои. Напряжения вычислены по фор-
мулам, приведенным в § 1.
Таблица 16. 3
Напряжения в висячем трубопроводе с качающимися пилонами
L = 10 м- Da= 19 мм\ 6 = 1,2 мм\ р = 400 кГ/см2
Серия опы- тов Номер опыта / L Нагрузка Q, КР/Л1 Напряжения
% апр р аи аР + апр р асум " ар + + апр р+ аи
I 1 1/870 0,74 1200 1385 20 2585 2605
1 1/104 5,72 1110 1385 155 2495 2650
II 2 1/42 5,72 445 1385 385 1830 2215
3 1/25,3 5,72 270 1385 640 1655 3295
1 1/74 10,72 1470 1385 220 2855 3075
III 2 1/40 10,72 795 1385 400 2180 2580
3 1/24,9 10,72 500 1385 645 1880 2525
1 1/64 15,2 1810 1385 250 3195 3445
IV 2 1/37,1 15,2 1050 1385 430 2435 2865
3 1/24,6 15.2 695 1.385 650 2080 2730
Напряжения от внутреннего давления получены, как для трубы
с заглушками. Перед началом испытаний давление в трубопроводе
повышали несколько раз выше 400 кГ/см2. Таким образом, все
опыты проводились в упругой стадии работы металла, что подтвер-
ждается очень малыми остаточными деформациями.
Испытание модели с шарнирным закреплением концов
провисающего трубопровода на жестких пилонах
Вторая модель отличалась от первой тем, что концы провисающей
трубы крепили на вершинах жестких пилонов в шарнирах, позво-
ляющих трубе свободно поворачиваться в плоскости модели пере-
хода. Пилоны были закреплены подкосами и туго стянуты с анкер-
ными опорами. Вершины пилонов не смещались при испытаниях.
Схема модели с жесткими пилонами и шарнирным креплением прови-
сающей трубы приведена на рис. 16. 6. Расстояние между осями
пилонов равнялось 12 м. Испытываемая труба,как и в первой мо-
дели, была по концам заглушена, заполнена водой и присоединена
к насосу.
373
372
На модели с шарнирным закреплением концов трубы'было про-
ведено пять серий опытов, отличавшихся одна от другой величиной
нагрузки на трубу. В сериях I, II и IV измерения производились
при нескольких значениях стрелки /, в сериях III и V — лишь при
одном значении стрелки.
Значения нагрузок q и первоначальных стрелок всех моделей
с шарнирным креплением концов даны в табл. 16. 4.
Кривую изгиба трубопровода измеряли путем нивелирования.
Она, как и в предыдущем случае, оказалась близкой к цепной линии
и параболе.
----------L--------------Н На всех образцах спо-
"Ряс. 16. 6. Схема модели с жесткими пило-
нами и шарнирным закреплением концов.
L— пролет 12 м; /о — первоначальная стрелка;
И и уз —ординаты кривой в четвертях пролета; Д/
и Ду — приращение ординат под влиянием внутрен-
него давления; So — начальная длина провисающей
трубы; Д5о — приращение длины трубы от внутрен-
него давления; Mi —И} —мессуры для измерения
деформаций (индикаторы). В точках Мг, М3, М< ус-
тановлены кроме того линейки с визирками.
мощью мессур и линеек с
визирными нитями изме-
ряли приращения ординат
посередине пролета и в
четвертях и смещения
вершин пилонов (см.
рис. 16. 6). Результаты из-
мерений приведены на
рис. 16. 8.
Помимо фактических
данных, полученных пу-
тем измерений, на графи-
ках показаны увеличения
ординат в тех же сечени-
ях, подсчитанные, как для
трубы с заглушками. По
приращениям ординат вы-
числены удлинения трубы. Увеличение ординат кривой провиса-
ния с повышением внутреннего давления происходило почти по
прямолинейному закону, и отношение измеренных приращений ор-
динат к теоретическим остается почти постоянным. Это наблюдалось
и в первой группе опытов. Как и в первой группе опытов, расхожде-
ние между фактическими деформациями и теоретическими умень-
шалось с увеличением стрелкп / отношения Разница между
теоретическими и фактическими значениями деформаций увеличи-
вается с ростом нагрузки на трубопровод q, и во второй группе
опытов это видно ярче, чем в первой.
Благодаря шарнирному креплению трубопровода на пилонах
можно было испытывать модели с малыми стрелками без навески
грузов. Модели находились лишь под действием веса трубы с водой,
Так как опоры на пилонах не смещались, приращение ординат
происходило лишь от изменения длины трубы между пило-
нами.
На графиках рис. 16. 8 показана теоретическая зависимом»
от посередине пролета, от X- в четвертях и фактическЯ
Li ъ Lt Lt
31,8 28 26,5
.374
375
>гооо
а
Рнс. 16. 7. Схемы загружения моделей с жесткими пилонами
и шарнирным закреплением на них концов трубы.
а — I серия — q = 0,74 хГ/м; б — II серия — q — 5,72 кГ/л«; в —
Ш серия — q — 9,87 кГ/м; г — IV серия — q = 10,71 кГ/м; д —
V — серия — q = 14,84 кГ[м.
376
в
Рпс. 16. 8. Относительное приращение ординат в провисающей трубе при- шар-
нирном закреплении концов в зависимости от величины начальной стрелки при
поднятии внутреннего давления до 400 кГ/смг (Пцц = 2770 кГ/с.ч ).
а — посередине пролета; б — в 1/4 пролета; в — в 3/< пролета. Отношение измеренных удли-
нений трубы между шарнирами ASa3M к теоретическому удлинению, вычисленному как для
трубы с заглушками, в процентах; з — при поднятии внутреннего давления от 400 кГ/см“,
д — среднеарифметические значения, полученные на основания измерений при давлениях
50, ЮО, 150, 200, 250, 300, 350 и 400 кГ/см*. Римскими цифрами обозначены серии опытов^
сплошной Линней — теоретические значения, пунктирной — измеренные приращения ор-
динат.
377
полученные отношения и ~ на испытанных моделях с шарнир-
ным закреплением концов.
Как видно из графиков, при отсутствии грузов (q = 0,74 кГ/м) из-
f 1 1
меренные приращения ординат при = -^-g- и практически
совпали с вычисленными, как для участка трубы с заглушками
по концам.
На моделях с подвешенными грузами по 5 кГ на метр трубы
(о =. 5,72 кГ/м) при тех же значениях отношений -у- измеренные
приращения ординат были меньше теоретических на 8—10%. С уве-
личением дополнительной нагрузки в 2 раза (q = 10,71 кГ/м) рас-
хождение между теоретическими и измеренными величинами при
~ — 0,03 увеличилось примерно до 15%.
Расхождение между фактическими и измеренными величинами
деформаций трубы возрастает с уменьшением Если при q —
Ху
= 5,72 кГ/м на модели с-~- = 0,03—0,04 разница между измерен-
ными и вычисленными значениями приращения ординат была 8—
10%, то при-у- = 0,02 расхождение увеличилось до 26%. Это видно
из графиков рис. 16. 8, з и д, на которых теоретическая величина
удлинений трубы с заглушками принята за 100%. Ломаными лини-
Т аблица 16.5
Напряжения в висячем трубопроводе с шарнирным закреплением концов
L — 12 м, Он=19 мм, 6=1,2 мм, р=400 кГ1см2
Серия опытов Номер опыта / L Нагрузка <3, «Г/jW Напряжения
аР °прр стр+апр р "сум’М' +°пр р+°п
I 1 1/31.8 0,74 55 1385 420 1440 1860
2 1/26,5 0,74 45 1385 505 1430 1935
1 1/50 5,72 640 1385 265 2025 2290
2 1/34 5,72 435 1385 395 1820 2215
3 1/28 5,72 360 1385 475 1745 2220
4 1/24,7 5,72 320 1385 540 1705 2245
III 1 1/23,7 9,87 525 1385 560 1910 2470
Г V 1 1/42,5 10,71 1020 1385 310 2405 2715
2 1/32,4 10,71 775 1385 410 2160 2570
V 1 1/23,1 14,84 765 1385 575 2150 2725
378
ями соединены точки, полученные при испытаниях (в процентах,
по отношению к теоретической величине).
Напряжения, которые возникали при каждом испытании моделей
второй группы, приведены в табл. 16. 5 (аналогичной табл. 16. 3).
Напряжения в таблице вычислены по формулам § 1. Напряжения
от внутреннего давления подсчитаны, как для заглушенной с концов
трубы. Остаточных деформаций при испытании моделей практи-
чески не было.
Выводы
На основании проделанных опытов с различным отношением,
стрел провисания трубы к пролету от до и различной
величиной равномерно распределенной нагрузки по длине трубо-
провода (растягивающие напряжения в трубах др равны от 44 до
1820 кГ/см1} можно сделать следующие выводы.
1. В трубах, подвешенных в виде провисающей нити, под воз-
действием внутреннего давления увеличивается стрела провисания,
что может быть только от возникновения в металле стенок труб'
продольных растягивающих напряжений и что соответствует теоре-
тическим предпосылкам.
2. В трубах, подвешенных в виде провисающей нити, фактиче-
ские продольные деформации от внутреннего давления несколько
меньше деформаций, подсчитанных, как для заглушенной по концам
трубы. Фактические деформации в трубах приближаются к послед-
ним по мере увеличения стрелы провисания трубопровода и практи-
чески становятся равными им при более 0,04 (Д).
Расхождение между фактическими удлинениями трубы под воз-
действием внутреннего давления и теоретическими величинами,
подсчитанными, как для трубы с заглушками (при продольных рас-
тягивающих напряжениях от вертикальной равномерно распределен-
f 1’1
ной нагрузки 500—1200 кГ/с.ч2), для --- = — -4- — не превышает
। Lj 2\) 30
5—10%, для отношений — — Д ~ Д равняется 10—20% и для
L/ 30 40
* /11
отношений ~ эд составляет порядка 25—40%.
3. Величина продольного удлинения в подвешенном трубопро-
воде от внутреннего давления в трубах несколько уменьшается с уве-
личением суммарной вертикальной нагрузки, т. е. с увеличением,
продольных растягивающих напряжений в металле стенок труб.
При продольных растягивающих напряжениях в трубах 400—
600 кГ/см2 продольные деформации уменьшаются на 5—8 %, при растя-
гивающих напряжениях в трубах 1000—1200 кПсм2 — на 10—15%.
4. При расчете трубопроводов, подвешенных в виде провисающей
нити, должны учитываться продольные растягивающие напряже-
ния и деформации, возникающие в трубах под воздействием внутрен-
него давления.
379-
Поскольку трубопроводы в виде провисающей нити обычно про-
ектируют с отношением то напряжения и деформации
от внутреннего давления следует определять, как для трубы с за-
глушками, что и было принято в § 1 настоящей главы.
§ 3. КОНСТРУКЦИЯ УЗЛОВ ПЕРЕХОДОВ В ВИДЕ ПРОВИСАЮЩЕЙ НИТИ
Пилоны для подвески трубопроводов удобно выполнять кача-
ющимися в виде плоских А-образных или решетчатых конструкций,
суживающихся кверху. Ширина пилонов понизу определяется их
Рис. 16. 9. Верхняя (а)-
и нижняя (б) части пи-
лона перехода трубопро-
вода диаметром 114 мм,
пролетом 400 м, постро-
енного в Коми АССР.
устойчивостью перпендикулярно оси перехода при расчете на ветрсц
вую нагрузку. Пилоны следует проектировать из прокатного ме?
талла, но можно выполнять и из труб.
38Q
На рис. 16. 9 и 16. 10 представлены верхняя и нижняя части
пилона перехода газопровода диаметром 114 мм, пролетом 400 м,
построенного в Коми АССР. Высота пилонов 10 и 20 м. Пилон выпол-
нен из четырех труб диаметром 114 м, связанных между собой угол-
fl
//ООО--------
в
Рис. 16. 10. Детали перехода газопровода диаметром 114 мм, L =
= 400 at, построенного в Коми АССР.
а, б — узлы подвески трубопровода на пилонах; в•— нижняя часть пилона.
ками. Для нижней опорной части пилона (рис. 16. 9, б) применена
труба диаметром 219 мм. Шарниры изготовлены из листовой стали.
Сварные решетчатые пилоны высотой 15, 25 м из швеллеров и
Уголков применены на двухниточном переходе газопровода диаметром
381
273 мм, пролетом 350 м (рис. 16. 11, а, б). Устройство опорного
шарнира видно на рис. 16. 12, а..
Если па переходе (см. рис. 16. 9) установлены грбкие оттяжки
из тросов, то на двухниточном переходе (см. рис. 16. И) оттяжки
заменены жесткими подкосами. Наличие жестких подкосов пред-
отвращает закручивание пилона при различной величине усилий
а — пилон с подвешенной смотровой люлькой; б — пилон на противоположном берегу.
в подвешенных трубах как во время монтажа, так и в процессе)’
эксплуатации. Крепление жестких подкосов к анкеру показано:
на рис. 16. 12, б.
На вершинах пилонов трубопровод крепят шарнирно. При таком
закреплении трубопровода упрощается монтаж (рпс. 16. 12) и сни-
жаются напряжения в трубах во время эксплуатации в местах их
крепления на опорах.
На трубопроводе в месте его подвески приваривают упорно*
кольцо, которое упирается в муфту шарнирного креплен®#
(рис. 16. 13). На переходе в Коми АССР упорное кольцо имеет сф*
рическую поверхность, которой оно упирается в вогнутую поверх-
ность муфты (рис. 16. 13, а). Такая конструкция устраняет перекосг
от неточности изготовления и монтажа деталей. Упорное кольЦ#
приварено к трубопроводу сплошным кольцевым швом. Во избежаЯЯ*
382
ослабления трубопровода лучше упорное кольцо приваривать с по-
мощью ряда продольных ребер, как это указано на рис. 16. 13, б.
При недостаточно гибких компенсаторах вблизи подвески трубо-
провода к пилонам в трубах возникают напряжения изгиба. В этих
а
б
Рис. 16. 12. Детали двухниточного перехода га-
зопровода диаметром 273 мм, L = 350 м.
и — шарнирное опирание пилона; б — крепление подкосов.
случаях целесообразно усилить это место установкой муфты
(рис. 16. 13, в).
Простейшие оголовки пилонов (при наличии оттяжек из тросов)
показаны на рис. 16. 10, а и б. Муфта своими цапфами ложится
383
384
в гнезда опорного узла оголовка. Оттяжки крепятся за специаль-
ные серьги.
На рис. 16. 14 показана конструкция верхней части пилона двух-
ниточного перехода, имеющего вместо оттяжек подкосы. На общих
а
Л
Рис. 16. 15. Подвеска трубопровода па пилоне с по-
мощью тяг.
а—двух тяг; б—трех тяг, соединенных в жесткий треугольник.
осях, связанных с вершиной пилона, крепят серьгп подкосов и
крюки для подвески трубопровода. К крюкам при монтаже привари-
вают серьги для крепления талей. При такой конструкции усилие
передается на пилон вдоль его оси не только во время эксплуатации,
25 Заказ 2185. 385
но и при монтаже. К недостаткам данной конструкции оголовка
пилона относятся его сложность и изгиб осей шарниров.
В многопролетпых системах или в однопролетных, когда в каче-
стве оттяжек используется трубопровод, целесообразно трубопровод
подвешивать на пилонах с помощью двух стальных тяг (рис. 16.15, а)
Применение тяг создает большие удобства при монтаже и позволяет
над или под вершиной пилона установить компенсаторы трубопро-
Рис. 16. 16. Тали для подъема плети трубопровода на пилоны.
1 —оттяжка; 2 — серьга; з —шарнир на вершине пилона; 4 —крюк; 5 —тали; 6 -
поднимаемый трубопровод; 7—монтажные приспособления для крепления талей; 8 — муфта.
вода. Три тяги можно связать шарнирно в жесткий треугольник
с центральной передачей усилия на пилон (рис. 16. 15, 6). Примене-
ние той или иной конструкции оголовка зависит от диаметра трубо-
провода, пролета, метода монтажа и других факторов.
Конструкция всех узлов должна быть такой, чтобы можно было
свободно выполнять все операции при намеченном способе монтажа.
Поднимают трубопровод вместе с пилонами или отдельно после рас-
чалки последних. В последнем случае обычно применяют тали
(рис. 16. 16) с лебедками. Возможен и вертикальный подъем трубо-
провода в проектное положение с одновременным созданием растяги-
вающих усилий. Все узлы, а также трубопровод рассчитывают на
усилия, возникающие не только в процессе эксплуатации, но и во
время монтажа.
ЧАСТЬ IV
АРОЧНЫЕ СИСТЕМЫ
ГЛАВА СЕМНАДЦАТАЯ
АРОЧНЫЕ СИСТЕМЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ НАДЗЕМНЫХ
ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ
§ 1. ОБЗОР ПОСТРОЕННЫХ АРОЧНЫХ ПЕРЕХОДОВ ТРУБОПРОВОДОВ
ЧЕРЕЗ ПРЕПЯТСТВИЯ
В Советском Союзе построено несколько арочных переходов
трубопроводов различного назначения. В 1957 г. был сооружен
самонесущий арочный переход двух ниток напорного водовода боль-
шого диаметра через железнодорожную магистраль (рис. 17. 1),
Рис. 17. 1. Арочный переход двух ниток трубо-
провода большого диаметра через железно до рож- -
ные пути.
запроектированный Гидропроектом. Пролет арок 42 Л1, радиус кри-
визны осевой линии 24,3 м, стрела подъема 12 м, напор воды в ключе
16,85 м, в пятах свода 28,85 м, расстояние между осями арок 60 м.
При проектировании были учтены возможности осадки и смеще-
ния опор в связи с разработкой в районе перехода угольных место-
рождений. Опоры бетонные монолитные.
25* 387
Толщина оболочки водовода 12—24 мм с постепенным увеличе-
нием от ключа арки к ее пятам. Все металлические элементы пере-
хода изготовлены из стали Ст. 3. Кагкдая арка разделена на 25 секций.
Арки оборудованы защитными приспособлениями, исключающими
образование вакуума в мосте перехода.
6
в
Рпс. 17. 2. Арочные переходы тру;
бопроводов через рекц небольши'
пролетов.
а, б — двухниточный пролетом 18
трехниточный пролетом 30 м.
Водоводы защищены от промерзания термоизоляцией, состояще|
из слоя праймера, который наклеивали на горячий битум, рубероид
(или пергамина), битумного покрытия марки М-4 (слой 1—1,5 *4
и утеплительного слоя минерального войлока толщиной 100 **
388
От внешних воздействий термоизоляция защищена металлическим
кожухом.
По условиям заводского изготовления арка была разбита на
девять монтажных частей весом от 7,2 до 12 т. Доставляли их к ме-
сту строительства железнодорож-
ным транспортом, автотрубово-
зами и трейлерами. На заводе ар-
ка проходила контрольную сбор-
ку. Все элементы , ее (за исключе-
нием заделываемых в бетонные
опоры) отправляли с завода за-
грунтованными битумной масти-
кой.
Монтаж вели укрупненными
секциями с помощью кранов боль-
шой грузоподъемности. Секции из
отдельных элементов собирали на
монтажных площадках, оборудо-
ванных вблизи стройки. Монтаж
арок начинали с установки опор-
ных колен.
Арки собирали одновременно с
обеих сторон. Положение свобод-
ных колец смонтированных консо-
лей фиксировали временными ме-
таллическими опорами. Средняя,
замыкающая часть арки длиной
приблизительно 10 м и весом 15 т
была собрана на монтажной пло-
щадке и установлена на место
железнодорожным краном СК-25.
Переход был испытан под давле-
нием 15 кГ/см-.
На рис. 17. 2, а, б показан
двухниточный арочный переход
газопровода через реку, запроек-
тиров анный Мосподземпроектом.
Арки перекрывают реку и опира-
ются на бетонные береговые устои.
Арки_связапы между собой лег-
кими распорками из швеллеров.
Снизу арок устроен подвесной
легкий смотровой трап из уголков
и стальных прутьев. Высота подъ-
ема арок составляет 1/з пролета;
пролет перехода 18 м. Аналогичные
через другую реку (рис. 17. 2, в и
попы с большим запасом прочности
переходы газопровода построены
17. 3). Все эти переходы выпол-
Стыки труб усилены муфтами.
389
На переходах, приведенных на рис. 17. 2, трубы арок выгибали
по заданному радиусу в заводских условиях и доставляли автотранс-
портом на место строительства, где их сваривали в две полуарки
или в одну общую арку.
Трехниточный арочный переход газопровода из труб 273 X 9 мм
(см. рис. 17. 2, в) построен в 1955 г. Расстояние между трубами
(осями арок) 1,3 м. Арки соединены между собой поперечными
связями из швеллеров № 16. Каждая арка состоит из шести элемен-
тов: четырех но 6,8 м и двух по 4 м. Ось арки очерчена по кругу
Рис. 17. 4. Двухниточпый арочный переход газопровода
диаметром 426 мм с ломаным очертанием осп, пролетом 30 м.
радиусом 31,8 м. Стрела подъема арки / = 3,75 м. Пролет перехода
I = 30 м. Отношение f/l — 1/в.
Для предотвращения замерзания конденсата в зимнее время
трубы арок покрыты теплоизоляцией.
Монтаж перехода производили двумя полуарками. Их гнули,
собирали и сваривали на стройплощадке. К месту монтажа полуарки
доставляли па автомашинах. На время монтажа посередине пере-
крываемого пролета была установлена деревянная монтажная опора.
Монтаж полуарок выполняли автокраном К-51 (см. рис. 17. 3).
Двухпиточный арочный переход газопровода диаметром 426 мм
через реку пролетом I = 30 м с ломаным очертанием оси показана
на рис. 17. 4. Арки расположены параллельно друг другу па рас-
стоянии между осями 1,4 м. Между собой арки соединены попереч-
ными связями из двутавра № 16. Каждая нитка арки была сварена
из девяти прямолинейных отрезков труб со скошенными под углом
3°36' торцами. Таким образом, ось арки имеет вид многоугольника
кругового очертания радиусом 31,8 м. Стрела подъема / = 3,75 лЬ
Отношение f/l = l/s.
390
Места соединения элементов арок усилены галтелышми муф-
тами. К крайним элементам (опорным) арок приварены патрубки —
футляры из труб диаметром 529 мм с опорными фланцами, усилен-
ными косынками. Футляр заделан в тело бетонного устоя так, что
опорный фланец опирается на его опорную поверхность. Простран-
ство между футляром и газопроводом заполнено битумом. Расход
бетона па устой составил 35 №. Снизу арок устроен металлический
эксплуатационный мостик, приваренный к поперечным связям
и трубам.
На одном из нефтепроводов в 1961 г. построен двухниточный
арочный переход через реку из труб 529 X 8 мм, пролетом 48 м.
Проект перехода разработан институтом Укрпроектстальконструк-
Щ1Я. Пролет перекрывает русло реки и часть пойм (рис. 17. 5).
Река типичная для горных мест с быстро меняющимися в зависимо-
сти от времени года уровнями и расходами воды. Русло реки на уча-
стке перехода извилистое, хорошо разработанное. Устойчивый
высокий крутой правый берег возвышается над меженным горизон-
том воды на 9 л, а левый берег — на 3,5 м.
Арки перехода расположены па расстоянии между осями 90 см.
Устойчивость арок из плоскости обеспечивается двумя жесткими
связями, расположенными в четвертях пролета. В местах установки
связей и опор трубы усилены стальными ребрами (рис. 17, 5, а).
Арки очерчены по кругу радиусом R = 60,1 м. При пролете 48 м
1
стрела подъема составляет 5 м, т. е. //Z = Пяты арок шарнирно
опираются на опоры во время монтажа и защемлены па период
эксплуатации. Железобетонные монолитные опоры на естественном
основании выполнены из гидротехнического бетона марки 200.
Конструкция опор позволяет после установки арок на место испра-
вить их положение, а затем после приварки к линейной части нефте-
провода произвести замополичивание пят арки.
На рис. 17. 5, а видна опора до замоноличивания пят арок. Для
удобства эксплуатации перехода по трубам устроен служебный
мостик. Деформации арок от изменения температуры и давления
компенсируются за счет увеличения или уменьшения их стрелы
подъема. Жесткая связь между двумя нитками перехода предусма-
тривает одновременную эксплуатацию обеих ниток, т. е. одинаковое
внутреннее давление и малую разницу температуры стенок труб.
В этом случае в арках и связях будут возникать лишь незначитель-
ные дополнительные напряжения. На случай необходимости кратко-
временного отключения одной из ниток с обеих сторон перехода
на берегах установлены задвижки.
Арки собирали на берегу из звеньев труб, согнутых на станке
УГТ-7. Полностью смонтированное пролетное строение из двух арок
со служебным мостиком устанавливали в проектное положение
стреловым краном и трубоукладчиками с удлиненными стрелками
(рис. 17. 5, б). Во время монтажа в поперечном направлении пролетное
строение расчаливали двумя тросами, которые были прикреплены
391
a
б
Рис. 17. 5. Арочный переход нефтепровода из двух ниток труб
529 X 8 мм, пролетом 48 м.
а — часть пролета с опорой; «5 — момент установки пролетного строениЯ на
опоры.
392
к двум бульдозерам с механическими лебедками, позволявшими
регулировать положение арки. В период монтажа распор арочной
конструкции передавался на закладные металлические элементы
опор. При монтаже арочных конструкций особое внимание должно
обращаться на то, чтобы весь распор от собственного веса арочной
конструкции был передан на опоры. Это может быть достигнуто
соответствующим расположением подъемных механизмов и техноло-
гией установки арки, соединением пят арок на время монтажа за-
тяжкой, устройством под аркой временных опор или сплошных лесов.
В последние годы при пересечении арыков и небольших каналов
и ручьев стали широко применять простейшие арочные переходы.
В литературе приведены данные о ряде переходов, построенных
за рубежом. Имеются переходы, состоящие только из одного трубо-
провода без каких-либо вспомогательных конструкций, однотруб-
ные переходы с оттяжками, переходы, состоящие из двух трубопро-
водов, связанных между собой поперечными связями, из одного
или двух трубопроводов, усиленных вспомогательными арками,
а также арочные переходы, в которых трубопровод не является
частью несущей конструкции.
На рис. 17. 6, а представлен арочный переход водовода, построен-
ный в Канаде. Арка жестко заделана в бетонных опорах. Поверх нее
проложен пешеходный мостик. Так как переход выполнен из труб
большого диаметра и относительно небольшого пролета, то его
жесткость и устойчивость вполне обеспечены.
На рис. 17. 6, б приведен арочный переход трубопровода через
капал, выполненный по схеме бесшарнирной арки. Отношение диа-
метра труб к перекрываемому пролету-^-. На рис. 17. 6, в изобра-
жен двухниточный арочный переход трубопровода через реку.
Каждая нитка представляет собой бесшарнирную арку ломаного
очертания. Между собой трубопроводы соединены поперечными
связями. Для увеличения поперечной жесткости и восприятия вет-
ровой нагрузки около опор арки удалены друг от друга.
Представленный на рис. 17. 7 арэчный переход состоит из одного
трубопровода, сваренного из отдельных прямолинейных труб.
Стрела подъема арки 4 м (Чв'1). Арка опирается на берегах в бетон-
ные устои.
Устойчивость перпендикулярно плоскости арки обеспечивается
ветровыми оттяжками с обеих сторон перехода, заделанными на
берегах в бетонных якорях.
На рис. 17. 8 представлен монтаж двухниточного арочного пере-
хода из труб диаметром 406 мм с толщиной стенки 9,5 лгл1, построен-
ного в США через р. Колдуотер Крик вблизи г. Септ-Луис. Переход
запроектирован как сегмент круга пролетом 45,6 м со стрелой 6,6 м.
Отношение f/l у данного перехода около 1/7. Переход рассчитан па
внутреннее гидростатическое давление 105 кПсм2, и давление ветра,
имеющего скорость 100 м/мин. Предел текучести стали труб
2950 кГ!см*.
393
в
Рис. 17. 6. Арочные переходы простой конструкции, построенные за рубежом.
а —большого диаметра с эксплуатационным мостиком поверх арки; б — простейший ароч-
ный переход через канал; в —двухниточный с увеличением расстояния между арками около
пят.
Рис. 17. 7. Переход газопровода пролетом
32 м из труб диаметром 500 мм с оттяжка-
ми, построенный в Чехословакии.
394
Для обеспечения большей устойчивости перехода арки у пят
разведены. Между собой арки соединены поперечными связями
(распорками) диаметром 304 мм. В пятах арок поставлены фланцы-
заглушки. У пят арки соединены перемычками, в которые врезаны
а
б в
Ряс. 17. 8. Двух ниточный арочный переход из труб диаметром 406 дл, по-
строенный в США, пролетом 45,6 м в момент монтажа.
а — окончание установки полуарок; б — поднятая краном вторая полуарка перед ее уста-
новкой на место; в — установка на место полуарки.
трубы магистрали. Соединение арок в пятах выполнено относи-
тельно гибким. На устоях были уложены опорные плиты с отвер-
стиями для анкерных болтов, которыми крепились фланцы
арок.
395
Пролетное строение собирали и сваривали па заводе в две двух-
питочпые секции — полуарки. Каждую полуарку сваривали из четы-
рех 12-метровых труб, согнутых горячим способом. Поперечные
связи-распорки выполнены из труб диаметром 304 мм. Всю конструк-
цию в заводских условиях подвергали тщательному радиографиче-
скому контролю, после чего секции были доставлены на трейлерах
к месту строительства. Вес одной полуарки равнялся 6,5 т.
а
в
Рис. 17. 9. Арочные переходы
трубопроводов.
а —двухниточный двухшарнир-
ный; б —двухниточный с затяж-
кой из труб диаметром 460 мм
в — трехтрубный — средняя арк.
диаметром 610 мм и крайние знй
чительно меньшего диаметра.
б
Переход был смонтирован двумя 60-тонными кранами за сутки.
Сначала была укреплена в проектном положении полуарка с одной
стороны, а затем с другой (см. рис. 17. 8). Сварку полуарок выпол-
няли с подвесной платформы.
Для прокладки трубопроводов через реки и овраги в Австралии'
часто применяют арочные переходы трубопроводов. Переход газо-
провода, представленный на рис. 17. 9, а, выполнен в виде двухшар-
нирной арки, второй переход (рис. 17. 9, б) — в виде арки с затяж-
кой с шарнирным опиранием на раздельные бетонные опоры. Арк»
изготовлены из труб диаметром 460 мм. Между собой арки жесткс
связаны поперечными связями из труб диаметром 300 мм.
На рис. 17. 9, б переход имеет пролет 64,8 м при стреле подъема
10,9 л. Отношение стрелы к пролету 1/6,2. Газ подается только через
396
одну нитку; другая должна быть подключена после увеличения
потребления газа.
На рис. 17. 9, в показан арочный переход через капал. Переход
состоит из трех арок, жестко связанных между собой поперечными
связями в виде конических распорок. Средняя арка сварена пз труб
диаметром G10 мм с толщиной стенки 7,6 мм. Боковые арки из труб
меньшего диаметра значительно увеличивают поперечную устойчи-
вость основной (средней) арки. Арка имеет пролет I = 70 м и стрелу
' 1
подъема f — 12 м. Отношение f/l (=>
6
Очертание оси арки принято по катеноиду. При таком очертании
оси в высоких арках возникают незначительные изгибающие моменты
от собственного веса, который является основной нагрузкой. Для
лучшего восприятия опорных изгибающих моментов от ветровой
(горизонтальной) нагрузки жесткость пролетного строения у пят
увеличена за счет удаления боковых арок от средней.
Опирание арок выполнено шарнирным с учетом возможного
смещения опор до 1,5 м в вертикальном направлении и до 0,2 м
в горизонтальном. Это было вызвано тем, что в районе перехода
ведутся подземные горные разработки.
По основной (средней) нитке предусмотрен транспорт газа под
давлением до 8 кГ/см2. Одна из боковых ниток предназначена также
для транспорта газа, а вторая для телефонного кабеля. На
конических поперечных связях подвешена линия электропере-
дачи.
Арки сварены из прямолинейных шестиметровых секций, загото-
вленных в заводских условиях. Строился переход одновременно
с обоих берегов. В качестве подъемных механизмов использовали
два деррик-крана.
Интересен арочный переход газопровода, построенный через
реку в ФРГ около Нюрнберга. Переход в виде пространственной
двухшарнирной арочной фермы состоит из трех трубчатых поясов,
связанных между собой решеткой (рис. 17. 10). Длина пролета
1
перехода I = 24 м, стрела подъема арки / = 3 м. Отношение f/l = -g.
Два верхних пояса из труб диаметром 108 мм с толщиной степки
4 мм предназначены для транспорта газа под давлением 25 кГ/см?\
нижний пояс из труб диаметром 63,5 мм, с толщиной степки 3 мм
является нерабочим и служит только для увеличения вертикальной
жесткости. Верхний пояс очерчен по параболе, нижний — имеет
полигональное очертание. Пролетное строение шарнирно опирается
на бетонные опоры (рис. 17. 10, в). Шарнирное опирание выбрано
для того, чтобы не возникали опорные моменты в арке при значитель-
ных температурных колебаниях. К опоре подходят лишь два верх-
них пояса, т. е. рабочие трубопроводы. Они в пятах вварены в пере-
мычку большего диаметра, которая лежпт на опорных частях —
шарнирах. В среднюю часть перемычки вварен трубопровод маги-
страли. Трубопровод, идущий от магистрали, проходит между
397
бетонными устоями и имеет достаточную длину для того, чтобы
компенсировать возникающие в пятах угловые деформации.
Полуарки были доставлены с завода па берег реки на грузовике
н сварены между собой (рис. 17- 10, а). Затем монтажным краном
в
Рис. 17. 10. Двухшарнпрный арочный переход
из трех труб малого диаметра пролетом 24 м, по-
строенный в ФРГ.
а — пролетное строение перед установкой на место; б—
общий вид перехода; в—шарнирное опирание пролет-
ного строения на опору.
был поднят один конец арки и перекинут на второй берег. После
этого арка за среднюю часть была поднята краном и установлена-
на бетонные опоры (рис. 17. 10, б). Монтаж длился около 3 ч.
На рис. 17. 11 представлен момент монтажа навесным способом
арочного перехода через глубокое ущелье в США. Пролетное строе-
ние состоит из четырех трубчатых поясов, соединенных между собой
398.
решеткой. Пояса арки, заделанные в пятах, собирали как консоли.
Когда консоли стали очень длинными, были поставлены наклонные
оттяжки из тросов.
Много арочных переходов через реки построено в Италии, где
их часто выполняют со специальным декоративным оформлением.
Своеобразен арочный переход, построенный в ФРГ (рис. 17. 12,а,
б). Переход состоит из пяти трубопроводов. По двум трубопроводам
пропускается пар, по двум другим — вода и один трубопровод пред-
назначен для транспорта газа. Кроме того, по переходу проходят
различные электрические кабели. Пролет перехода 103 .и. В месте
Рис. 17. И. Навесной монтаж арочпого перехода
через глубокое ущелье в США.
перехода наблюдается значительное колебание уровня воды, а по
рукаву порта, который пересекает переход, проходят довольно
высокие суда. Исходя из этих условий пяты пролетного строения
сильно приподняты. Стрела перехода 12,3 м ^//Z =В данпых
условиях арочная конструкция перехода — это самое лучшее ре-
шение.
Четыре нитки перехода из труб диаметром 318 мм с толщиной
стенки 7,3 мм соединены решеткой и образуют простРанственпУю
арочную ферму высотой 3 м и шириной 4,5 м. У опор пояса расхо-
дятся и ширина в пятах составляет 9 м. Вся конструкция состоит
из труб, за исключением опорных ригелей. Вертикальная решетка
соединена сваркой, а горизонтальная — болтами. Трубы решетки
121 X 4 лл. Вертикальные фермы с горизонтальной решеткой соеди-
нены шарнирно. Опираются арки посредством шарниров, что умень-
шает дополнительные напряжения, возникающие при различных
условиях работы трубопроводов.
Пятый газопровод, проложенный внутри пролетного строения,
не участвует в работе несущих конструкций. Он имеет значительно
399
больший диаметр. Его работа сильно отличается от работы других
трубопроводов. С берегами он сопрягается посредством пространст-
венных компенсаторов (рпс. 17. 12, б). Опоры перехода имеют вынос-
ные пяты. Для осмотра перехода внутри пролетного строения проло-
жен небольшой пешеходный мостик.
п
Рис. 17. 12. Переход пя-
ти трубопроводов, че-
тыре из которых явля-
ются поясами несущего
решетчатого пролетного
строения. Пролет пере-
хода 103 м.
Переход монтировали из отдельных секций, изготовленных в за-
водских условиях, которые доставляли на место автотранспортом.
Боковые фермы были собраны из четырех секций длиной около 26 м
каждая. Опорные секции, примыкающие к пятам, при монтаже были
установлены на вспомогательные монтажные опоры. Две средние сек-
ции монтировали с понтонов. Переход монтировали четыре дня. На-
грузка на пролетное строение 2350 кПм. Общий вес конструкции 68т.
В тех случаях, когда арочный переход состоит из нескольких
труб с различньш режимом эксплуатации, применяют распорки,
которые могут поворачиваться в местах крепления к трубам (рис.
17. 13). Такие распорки могут служить и гасителями вибраций.
400
Рис. 17. 13. Конструкция распорок, допу-
скающая вертикальное смещение арок от-
носительно друг друга.
Как видно из приведенных выше примеров, в СССР и за рубежом
применяют различные системы арочных переходов для транспорта
газа и жидких продуктов. Как правило, переходы делают с исполь-
зованием несущей способности труб. Отношение стрелы подъема
арок к пролету у большинства переходов составляет 1/в-=-1/8.
Очертание осей арок принимают по параболе, окружности,
а также по катеноиду. При выборе очертания оси арок стремятся
уменьшить возникающие в арках напряжения изгиба, а также упро-
стить изготовление пере-
хода.
В арочпых фермах, а
также в арках, состоящих
из одного трубопровода,
наряду с криволинейными
применяют и прямолиней-
ные элементы. Это упро-
щает изготовление, но
может вызвать дополни-
тельные напряжения из-
гиба. Сопряжение арок с
опорами делают жестким,
упруго-защемленным и
шарнирным, причем по-
следнее широко применяют
за рубежом. Это объяс-
няется тем, что в бесшар-
нирных арках возникают
значительные напряжения
в пятах при изменении
длины оси арки трубопровода от колебаний температуры сте-
нок труб и под воздействием внутреннего давления, а также от
осадки опор. Двухшарнирные арки часто применяют, когда условия
работы поясов не одинаковы, при недостаточно падежных грунтах
и при больших пролетах.
Однотрубные арочные переходы без оттяжек применяют при отно-
сительно небольших пролетах, примерно до 40 диаметров труб арки.
Для повышения боковой устойчивости и жесткости при восприятии
ветровой нагрузки применяют переходы, состоящие из нескольких
рабочих ниток, которые связаны между собой распорками или решет-
кой и образуют фермы.
В тех случаях, когда в двухниточных переходах недостаточна
вертикальная жесткость, устраивают дополнительно один или два
пояса жесткости, и так образуется пространственная арочная ферма.
При бесшарнирном опирании трубопроводы заделывают в опоры.
При упругом защемлении пят применяют присоединение арок к опо-
рам на фланцах. Торцы арок в этом случае заглушают и для подачи
продукта вваривают патрубки или устраивают перемычки. Таким же
образом присоединяют трубопроводы и в двухшарнирных арочных
26 Заказ 2185.
401
переходах, у которых в пятах арок располагают шарнирные устрой-
ства.
При проектировании трубопроводов, примыкающих к аркам,
учитывают деформации, которые возникают в пятах во время экс-
плуатации перехода, а также смещения труб в грунте.
Монтаж арочных переходов производят из отдельных готовых
секций. Размер секции назначают исходя из принятого метода
монтажа, наличия подъемных механизмов и средств транспорта.
Секции транспортируют на автомашинах с прицепами и на трейле-
рах в вертикальном или горизонтальном положении.
На месте монтажа элементы можно укрупнять до полуарок или
даже целых арок. Монтаж производят: а) путем установки всего
пролетного строения краном или на плаву; б) соединением двух
готовых полуарок, подаваемых на место с берегов; в) навесным спо-
собом с применением вспомогательных оттяжек; г) с постановкой
дополнительных (часто инвентарных) опор; д) с устройством подмо-
стей. Способ монтажа влияет на расчет перехода. Часто во время
монтажа при восприятии собственного веса арки работают как трех
или двухшарнирные, а во время эксплуатации — как бесшарнирные.
§ 2. СИСТЕМЫ АРОЧНЫХ ПЕРЕХОДОВ
И РАЗЛИЧНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ
Классификация арочных переходов
При пересечении трубопроводами препятствий применяют раз-
личные решения арочных переходов. Это зависит от местных усло-
вий и рельефа местности, диаметра и числа трубопроводов, величины
пролета, грунтовых условий, требований эксплуатации, условий
монтажа.
Арочные конструкции отличаются от балочных тем, что на опорах
помимо вертикальных составляющих — опорных реакций имеют
место горизонтальные составляющие — распор. Наличие распора
вносит особенности как в конструкцию перехода, так и в их монтаж.
По конструкции пролетного строения арочные переходы подраз-
деляют на:
а) однотрубные переходы без вспомогательных конструкций;
б) переходы с увеличенной поперечной жесткостью с помощью
стоек и оттяжек (тросов);
в) переходы, состоящие из двух и более связанных между собой
рабочих трубопроводов;
г) переходы с вспомогательными конструкциями, работающими
совместно с одним или несколькими трубопроводами (увеличива-
ющими поперечную жесткость, а также общую несущую способность);
д) переходы, в которых трубопроводы не включаются в несущую
конструкцию арок.
По виду опор (передаче нагрузок на грунт) арочные переходы
подразделяют на:
402
а) простейшие переходы с передачей распора па трубопровод
и вертикального давления непосредственно на грунт;
б) переходы с упорами, воспринимающими распор;
в) переходы с массивными опорами.
Переходы могут быть без мостика и со смотровым мостиком.
Помимо этого арочные переходы, как и другие системы, проекти-
руются однопролетными и многопролетными. Переходы также раз-
личают по степени заделки труб в пятах, по очертанию арок и по
методу монтажа. При восприятии собственного веса арки могут
работать как трехшарнирные, двухшарнирные или бесшарнирные.
В некоторых случаях арочные переходы выполняют с затяжкой.
Простейшие однотрубные арочные переходы без специальных опор
Простейшие арочные переходы не требуют устройства опор
(рис. 17. 14). В месте перехода трубопровод выходит из земли под
углом, поднимаясь над препятствием, и затем вновь под тем или
часи'Пь
а
Прямой
। ~* участок ।
Рис. 17. 14. Простейшие арочные переходы без устройства специальных
опор. -
иным углом к горизонту уходит в землю. Лишь при значительной
величине пролетов (20—25 м и более) и недостаточно плотных грун-
тах может потребоваться укладка под трубопровод в местах опирания
его на грунт распределительных железобетонных плит (рис. 17. 14, в).
Плиты укладывают аналогично тому, как это делают в прямолиней-
ных переходах балочного типа.
Возможно строительство следующих трех типов арочных пере-
ходов:
26*
403
1) из трех криволинейных участков труб, изогнутых холодным
или иным способом; между криволинейными участками располага-
ются прямые отрезки труб (рис. 17. 14, а);
2) из четырех криволинейных участков с прямой вставкой по-
середине пролета. Допускается помещать прямые участки между
кривыми и вблизи пят (рис. 17. 14, б);
3) из труб, согнутых по .заданной кривой (по окружности, по
параболе или по иной кривой), с криволинейными участками, изогну-
тыми у пят в обратную сторону (рис. 17. 14, в).
Наибольший пролет, естественно, можно перекрыть арками
последней конструкции, так как в этой схеме при правильном назна-
чении очертания арки изгибающие моменты в трубах значительно-
меньше, чем в первых двух. Во всех схемах от вертикальных нагру-
зок максимальные изгибающие моменты будут меньше, чем в балках
того же пролета. Величина изгибающих моментов в арках зависит
от их первоначального очертания, изменения очертания под нагруз-
ками (включая температурные, а также внутреннее давление), от
жесткости арок, от заделки пят, смещений опорных сечений, методов
монтажа. Но даже при самых неблагоприятных условиях арочные
переходы на вертикальные нагрузки работают не хуже прямолиней-
ных балочных того же пролета. Устойчивость арок в вертикальной
плоскости обычно тоже не ниже, чем у прямолинейных переходов
с защемленными концами.
В защемленной по концам балке критическая сила продольного
изгиба будет
Для двухшарнирной пологой арки критическую силу определяют
по формуле
;v "Р — .1
‘а
где — длина дуги арки (точка перегиба будет находиться в ключе).
Для бесшарнирной арки точка перегиба также будет находиться
в ключе и каждая полуарка будет работать как односторонне
заделанный стержень с шарнирной опорой в ключе. Поэтому длина
дуги в бесшарнирной арке по сравнению с двухшарнирной должна
быть умножена на 0,7, т. е.
_ 4я2Л7 ~ 8я*ЕГ
Кр (0,7 1а)г ~ I*
В однотрубных арочных переходах определяющей чаще всего
является устойчивость арок из плоскости, т. е. работа на сжатие
и изгиб от ветровой нагрузки криволинейного стержня длиной /а-
404
В плоскости, перпендикулярной плоскости арки, последняя
может быть проверена как внецептрально сжатый элемент согласно
СНиП II. В. 3—62. При ех < 10 по формуле
где N — расчетное осевое усилие в арке с учетом коэффициентов
перегрузки; F — площадь сечения трубы; с — коэффициент пони-
жения напряжений, зависящий от относительного эксцентриситета
приложения осевой силы арки в ее плоскости и типа сечения:
Фу (1.07 + ех) 1
где q> (,• — коэффициент продольного изгиба из плоскости арки
(берется в зависимости от свободной длины); ех = — наиболь-
ший относительный эксцентриситет приложения осевой силы; R„—
расчетное сопротивление (с учетом коэффициентов однородности
и условий работы).
За расчетную длину, учитывая упругое защемление пят, можно
принять 1Р 0,6 la (4 — расчетная длина дуги арки).
Исходя из устойчивости пролеты простейших однотрубных ароч-
ных переходов следует назначать примерно такими же, как и для
прямолинейных балочных переходов без компенсации продольных
деформаций из тех же труб. На газопроводах при трубах диаметром
529—1020 мм максимальный пролет 20 —40 м.
Пролет арочных переходов, осуществляемых по схемам, приве-
денным на рис. 17. 15, за счет повышения поперечной жесткости и
надлежащего подбора очертания арок может быть увеличен до
30—60 м и более.
Поперечную жесткость можно повысить за счет забивки в одном-
трех местах по сторонам от трубопровода упорных свай, между
которыми он свободно перемещается в вертикальной плоскости
(рис. 17. 15, а), или постановки оттяжек (рис. 17. 15, б). Оттяжки
ставят или посередине пролета в обе стороны, или на расстоянии
—Чз пролета. Во втором случае от оттяжек на арку передается
сжимающее усилие. Оттяжки натягиваются под небольшим углом
к горизонту, так как в противном случае натяжение их будет заметно
изменяться при вертикальных перемещениях арки от внутреннего
давления и изменения температуры (с учетом смещения пят).
За расчетный пролет в простейших арочных конструкциях без
опор принимают расстояние между началом обратных кривых (вогну-
тых вниз) у пят арок, которые, как правило, должны располагаться
в грунте. При малых пролетах арок соблюдение этого правила
не обязательно. Не следует пролет в свету простейших арочных
переходов назначать больше, чем величина расчетного пролета
минус 2—4 м, в зависимости от надежности защемления пят арок.
В местах выхода трубопровода из грунта нужно отсыпать насыпи
(см. рис. 17. 14 и 17. 15). Насыпи увеличивают защемление пят
405
арок и, следовательно, уменьшают их продольные перемещения от
колебаний температуры стенок труб и внутреннего давления, а также
уменьшают длину трубопровода, находящегося на границе между
открытым и засыпанным грунтом участками трубопровода, которые
необходимо особенно тщательно защищать от коррозии.
Рис. 17. 15. Увеличение поперечной жесткости арок путем: забивки свай (а)
и устройства оттяжек (б).
1 —сваи; 2 —оттяжки.
При проектировании простейших арочных переходов не следует
забывать, что они являются компенсаторами для прилегающих под-
земных участков трубопроводов, которые должны быть достаточно
надежно защемлены в грунте. В противном случае нужно произ-
водить проверку арок на ожидаемые смещения их пят.
Стрелы подъема арочных переходов принимают в пределах 1/i—
1/ю величины пролета. При малых пролетах часто приходится
проектировать арки и с большим подъемом. С увеличением стрелы
подъема арки уменьшается величина распора, но увеличивается
влияние ветровой нагрузки.
Переходы, состоящие из двух и больше связанных между собой
рабочих трубопроводов
Как указывалось выше, величина пролета, перекрываемого одно-
трубным переходом, определяется поперечной устойчивостью арки.
Увеличить ее можно, связав вместе две или более труб. Исходя из
этого часто становится целесообразным при необходимости перекрыть
аркой значительный пролет, ставить на переходе вместо одного тру-
406
бопровода два меньшего диаметра. Трубопроводы связываются
вместе распорками, а при необходимости — и раскосами.
Расстояние между трубопроводами зависит от пролета и вели-
чины ветровой нагрузки. Оно может быть одинаковым по всей длине
арки или несколько увеличивается к пятам (рис. 17. 16).
При жесткой связи труб между собой они должны работать в оди-
наковых условиях; в противном случае появятся деформации про-
летного строения и в связывающих арки распорках и раскосах
Рис. 17. 16. Двухниточный арочный переход.
а — с параллельным расположением труб; б — с увеличением расстояния между трубами
к опорам; в — расстояние между нитками трубопровода, бк и &п — соответственно в ключе
и в пятах.
возникнут значительные напряжения. Поэтому продукт следует по-
давать на переходе одновременно в оба трубопровода. Переходы,
состоящие из нескольких труб, как правило, требуют устройства
специальных опор.
Арки могут быть заделаны (защемлены) в опорах, иметь некото-
рую подвижность (упругое защемление) или опираться на опоры
с помощью шарниров. При защемлении пят около опор возникают
значительные изгибающие моменты от вертикальных -нагрузок, осо-
бенно от изменения температуры стенок труб, а также от осадки опор
(если грунты недостаточно надежны). Поэтому при больших проле- -
тах арок, когда напряжения в пятах получаются слишком высокими,
можно у пят ставить трубы с большей толщиной стенки или приме-
нять шарнирное опирание арок. Шарнирное опирание имеет свои
достоинства при монтаже, что также может послужить основанием
для выбора двухшарнирной схемы арочного перехода.
Очертание арок чаще всего назначают по параболе или по окруж-
ности. Уравнение параболы у2 = 2ах. Значение коэффициента а
407
определяется в зависимости от величины / и I. При у = / и х — ,
а =
При круговом очертании уравнение оси запишется
_ г=Ч-4/2
Г~ 8/ ’
Рис. 17. 17. Трехииточиый арочный переход из труб диаметром 273 .иж
пролетом 30 м.
Обозначая I ~ г — /, у = г cos а — I,
I
х — —---т sin а,
где а — центральный угол от вертикальной осн до точки с коорди-
натами ж и у; г — радиус очертания кривой оси арки.
В пологих арках параболическое очертание становится близким
к дуге окружности. Отношение стрелки к величине пролета можно
назначать от V2 до Vie 4- Vie- Наиболее рациональное отношение
в пределах от 1/i до Vs. В пологих арках распор больше и
сильно сказывается влияние внутреннего давления и изменения
температуры. В подъемистых арках возрастает нагрузка от
ветра.
Расстояние между арками зависит от величины пролета, диа-
метра труб, ветровой нагрузки, стрелки, системы связей и других
факторов. Оно колеблется от 1 до 3—4 м в свету и более, причем
может меняться по длине арок.
На трубопроводах диаметром 529—1020 мм расстояние между
арками в свету принимают Ого—1/40 величины пролета.
408
00£
409
Ветровые связи (распорки и раскосы) можно приваривать не-
посредственно к трубопроводам без ослабления последних, к на-
кладкам, приваренным к трубам в местах примыкания связей, или
к установленным па трубах хомутам.
При необходимости транспортировать различные продукты по
двум ниткам связь между арками можно осуществлять с помощью
распорок с шарнирами у мест присоединения к трубопроводам (см.
рис. 17. 13). Это позволяет избежать возникновения дополнитель-
ных напряжений в связях и самих трубах от разницы температуры и
давления в нитках.
Арочные переходы из двух и более рабочих трубопроводов должны
получить наибольшее распространение наряду с простейшими одно-
трубными. На рис. 17. 17 приведен трехниточный переход газо-
проводов пролетом 30 м из труб диаметром 273 мм. Трубы соеди-
нены распорками, а под ними расположен настил смотрового
мостика.
На рис. 17. 18 показана половина пролета двухниточного
арочного перехода диаметром 529 мм, пролетом 48 м со стрелой
подъема арок 5 м. Смотровой мостик устроен поверх трубопрово-
дов.
Переходы с вспомогательными конструкциями, работающими
совместно с трубопроводами
Поперечную и вертикальную жесткость, а также общую несущую
способность арочного пролетного строения можно увеличить раз-
личными вспомогательными конструкциями. Поперечная жесткость
Рис. 17. 19. Увеличение поперечной жесткости арочного перехода за счет
вспомогательных арок.
однониточного арочного перехода намного повышается, если по бо-
кам поставить вспомогательные арки (рис. 17. 19). При этом основ-
ной рабочий трубопровод почти полностью разгружается от ветровых
нагрузок.
410
Вспомогательные арки назначают значительно меньшего сечения.
С основной аркой их связывают распорками. Применение решетки
раскосной или треугольной неудобно из-за малого расстояния между
арками. Расстояние между осями вспомогательных арок принимают
равным Нм — H2i величины пролета.
Вспомогательные арки на всем протяжении находятся на одина-
ковом расстоянии от рабочего трубопровода или несколько уда-
ляются от него по мере приближения к пятам. Диаметр и толщину
Рис. 17. 20. Арочные переходы из трех’щчетырех’труб, связанных решеткой.
1 — наклонная решетка; г — вспомогательные пояса; 3—рабочий трубопровод, а, б, в,
г, а — различные поперечные сечения пролетных строений.
стенок вспомогательных арок, а также расстояние между ними опре-
деляют из расчета на ветровую нагрузку. В первом приближении
вспомогательные арки назначают из труб диаметром в 3—5 раз
меньше диаметра рабочего трубопровода.
На однониточном переходе можно значительно повысить попереч-
ную и вертикальную жесткость, поставив вспомогательные арки
несколько выше или ниже основного рабочего трубопровода, как
это показано на рис. 17. 20. В этом случае перекрываемый пролет
может составлять 100 м и более. В результате соединения арок ре-
шеткой образуется жесткая пространственная арочная ферма. При
такой системе по связям легко устроить смотровой мостик.
На двухниточных переходах с помощью одной вспомогательной
арки, расположенной выше или ниже рабочих труб, и системы
связей можно повысить вертикальную жесткость, а следовательно,
увеличить перекрываемый пролет (рис. 17. 20, в и г). Система
411
получается та же, что и при одном рабочем трубопроводе. На двух-
ниточных переходах устройство двух вспомогательных поясов
(рис. 17. 20, д) может потребоваться лишь в особых условиях. В та-
кой схеме помимо того, что увеличивается расход металла на пояса
и решетку, требуется еще постановка поперечных связей (диагона-
лей).
На трехпиточных переходах больших пролетов все пояса ароч-
ных ферм состоят из рабочих трубопроводов.
Крепление решетки к вспомогательным аркам производится на
сварке непосредственно или через посредство фасонок. К рабочим
трубопроводом в местах крепления решетки лучше приваривать
вырезанные из труб подкладки. Можно в местах примыкания ре-
шетки устанавливать и хомуты, охватывающие трубы. Для вспомо-
гательных арок, а также для решетки применяют не только трубы,
но и уголки, швеллеры, тавры или иные профили.
При трех поясах арки соединяют таким образом, что в попереч-
ном сечении образуется равносторонний или близкий к нему тре-
угольник. Величину каждой стороны треугольника между осями
поясов принимают равной 1/15—’/зо части пролета. Окончательно
все размеры устанавливают па основании расчета арочных ферм.
Переходы, в которых трубопроводы не участвуют в работе
арочного пролетного строения
При наличии нескольких ниток трубопровода, каждая из которых
имеет свой режим работы, а также при больших перепадах темпера-
туры транспортируемого продукта включение трубопроводов в кон-
струкцию арочного перехода в качестве рабочих поясов может по-
влечь осложнения в его работе. Большие, различные по величине,
а может быть, и по знаку продольные деформации трубопроводов
вызовут значительные дополнительные напряжения в элементах
пролетного строения и его искривление. В результате может ока-
заться более целесообразным исключить трубопроводы из работы
и положить их свободно на специальные несущие конструкции.
Конструкция переходов останется почти топ же, что и при включе-
нии трубопроводов в качестве рабочих элементов фермы. Удобна
трехпоясная ферма с расположением трубопроводов по поперечным
распоркам внутри треугольника (рис. 17. 21, а). Если внутри ока-
жется недостаточно места для расположения всех трубопроводов,
их можно поместить сверху фермы. Тогда треугольник будет обра-
щен вершиной книзу (рис. 17. 21, б). При большом количестве тру-
бопроводов, возможно, будет удобнее иметь две вертикально распо-
ложенные арочные фермы. Трубопроводы при этом можно распола-
гать по распоркам верхних и нижних горизонтальных связей
(рис. 17. 21, в).
Арки могут иметь различную конструкцию. При раздельной ра-
боте арок и трубопроводов арки можно проектировать трехшарнир-
ными, двухшарнирными и бесшарнирными. Наиболее удобно в дан-
412
иом случае применение двухшарнирных арок. Трубопроводы закре-
пляют неподвижно над ключом, а над опорами устраивают компен-
Рис. 17. 21. Конструкция арок, в которых трубопроводы не включа-
ются в работу (вариант сопряжения трубопровода с берегом при шар-
нирном опирании арки).
/ — трубопровод; 2 — несущая арочная ферма; 3 — опора; 4 — устои; о —
компенсатор.
саторы, допускающие не только продольные перемещения трубопро-
вода, но и небольшой его поворот (рис. 17. 21, г). Во всех случаях
рядом с трубопроводами легко устроить смотровой мостик.
Опоры арочных переходов трубопроводов
Как указывалось выше, при малых пролетах простейшие арочные
переходы не требуют устройства опор. Вертикальное давление в та-
ких переходах передается на грунт, распор воспринимается трубо-
проводом. С увеличением пролетов опорные реакции возрастают, и
поэтому при недостаточно плотных грунтах вблизи выхода трубо-
провода из грунта следует укладывать распределительные железо-
бетонные плиты подобно тому, как это делается в прямолинейных
балочных переходах без компенсации продольных деформаций.
Поскольку трубопроводы в грунте находятся в упруго-защем-
ленном состоянии, то в местах выхода их из земли при изменении
температуры и внутреннего давления наблюдаются продольные пе-
ремещения труб. Продольные перемещения трубопровода в местах
выхода из грунта будут наблюдаться н от изменения величины пере-
даваемого на трубы распора.
Для того чтобы уменьшить продольные смещения пят арок, а
также для передачи части распора на грунт вблизи выхода из
413
Рис* 17. 22. Опоры
, арочных переходов.
1 —насыпь; 2—изоля-
ция; з — муфта; 4 —
упор; 5—железобетон-
ный упор; б — ребро
плиты; 7—массивный ус-
той; 8 — железобетонный
башмак; 9 — стальной
упор.
в
414
грунта устраивают упоры. Относительно небольшие упоры устраи-
вают вокруг трубопровода в виде приваренного к нему достаточно
жесткого щита (рис. 17. 22, а). Щит приваривают не непосредственно
к трубопроводу, а к установленной в этом месте муфте. Площадь
упора можно увеличить, развивая его в стороны (рис. 17. 22, в).
Упор должен быть достаточно жестким, и выполнять его лучше из
железобетона в виде ребристой плиты с закладными деталями для
передачи на нее давления от трубопровода. К трубопроводу прива-
ривают муфту с упорными ребрами.
После укладки трубопровода в траншею и установки упора
необходимо очень тщательно (с поливкой водой) уплотнить грунт
с обеих сторон упора. Грунт лучше затрамбовывать со щебнем.
В месте выхода трубопровода из грунта делают небольшую насыпь,
в которую заключают нижний криволинейный участок трубопровода.
Насыпь для увеличения защемления пяты арки хорошо уплотняют
вокруг трубопровода. Участок трубопровода, граничащий с воздухом
и находящийся в условиях переменной влажности, надежно защи-
щают против коррозии. Изоляция помимо высоких противокорро-
зийных свойств должна обладать достаточной механической проч-
ностью. Подземную часть трубопровода изолируют обычным способом,
открытую — окрашивают специальными лаками. Вблизи выхода
трубопровода из грунта подземную изоляцию накладывают поверх
окраски труб и затем покрывают слоем прочного рулонного
материала (стеклотканного и др.).
На переходах, перекрывающих большие пролеты, устраивают
массивные опоры — устои мостового типа. В скальных и других
плотных грунтах можно ограничиться относительно небольшими
башмаками (рис. 17. 22, в). На обычных грунтах средней несущей
способности опору развивают в сторону берега в соответствии с кри-
вой передачи давления на грунт (рис. 17. 22, г). При слабых грунтах
может потребоваться устройство свайного или иного основа-
ния.
Для передачи давления от трубопровода на опоры к трубам при-
варивают упоры (рис. 17. 22, в) или непосредственно заделывают
трубы в массивные опоры (рис. 17. 22, г). В местах заделки трубо-
провода в опоры в трубах возникают высокие напряжения, и эти
места находятся в условиях переменной влажности. Поэтому в ме-
стах заделки труб в опоры следует устанавливать усилительные
муфты.
Помимо жесткого закрепления труб в опорах можно применять
также упругое защемление или шарнирное опирание. Если арочный
переход запроектирован с затяжкой, то опоры распором не загру-
жаются и в основном проектируются и рассчитываются на восприятие
вертикальной нагрузки.
ГЛАВА ВОСЕМНАДЦАТАЯ
РАСЧЕТ АРОЧНЫХ ПЕРЕХОДОВ
§ 1. ОБЩИЕ РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
На арочный переход действуют следующие нагрузки: собствен-
ный вес трубы; вес изоляции и различных устройств, необходимых
при эксплуатации перехода; вес обледенения конструкций и снега;
вес транспортируемого продукта; вес настила, перил и других кон-
структивных элементов; ветровая нагрузка; усилия от именения тем-
пературы арок, внутреннего давления в трубопроводе и упругого
обжатия арок; усилия от смещения опор арок; временная эксплу-
атационная нагрузка. В основном все эти нагрузки определяются,
как и для других систем переходов, в соответствии с положениями,
изложенными во второй главе.
Небольшая особенность, связанная с формой осп арки, имеется
при определении нагрузки от собственного веса на 1 м горизонталь-
ной поверхности. Вес трубы увеличивается по мере приближения
к пятам арок.
В любом сечении арки вес равняется
дтР.х = ~^-; (18.1)
COS фх '
в ключе
дТр к = дтр.
(/ 1 \
JqI, у которых угол наклона сечений
в пяте невелик, можно принимать нагрузку неизменной по длине
арки.
При параболическом очертании арки тангенс угла наклона се-
чения в пяте
tg <Рп = ~ .
Следовательно, при отношении — = угол наклона сечения
в пяте будет:
tg фп = 0,4; <рп 22 ,
и нагрузка в пяте
Л ____9тр, к _ 9тр. к _ 1 ла „
hp-а - 9тр- «•
416
В арочных переходах, как и в других статически неопределимых
системах, изменение длины элементов сказывается на напряженном
состоянии. Если трубопровод является, несущей частью арочного
перехода, то в нем возникают продольные напряжения при измене
иии температуры стенок труб и внутреннего давления, а также от
упругого обжатия арки.
Как известно, от изменения температуры возникают относитель-
ные продольные деформации в элементах металлических конст-
рукций.
е, = аД<, (18. 2)
где а — коэффициент линейного расширения (для стали равный
0,000012); Д£ — расчетный перепад температуры арок (стенок труб
на переходе); коэффициент перегрузки nt = 1.
От внутреннего давления в изогнутых трубах, как подтвердили
опыты, возникают продольные удлинения
ер = (0,5 - 0,3) = 0,2 ,
л
где сгКц — кольцевые напряжения в трубах; Е — модуль упругости
материала.
Продольные растягивающие напряжения в изогнутых трубах от
внутреннего давления
апр.Р = 0,5акц = -^-.
От упругого обжатия арок ось их укорачивается. Продольные де-
формации будут равны
где аПр — продольные напряжения сжатия арок.
Поскольку арочные переходы имеют довольно большую гибкость
в плоскости арок, влияние перечисленных факторов не очень ве-
лико, но их следует учитывать. При небольших пролетах арок, когда
металл их работает с большим недонапряжениеч и устойчивость
в обеих плоскостях вполне обеспечена, очертание изогнутой оси
может приниматься довольно свободно. При значительных же проле-
тах арочных переходов необходимо стремиться к тому, чтобы ось
арки была по возможности близкой к кривой давления от действу-
ющих на арку нагрузок.
В этом отношении достаточно хорошо отвечает предъявляемым
требованиям квадратная парабола, имеющая уравнение
f
уг = 2рх, (18. 3)
/2
где р = — (/ — стрелки арки, I — пролет арки); ординаты у
27 Заказ 2185.
417
определяются при х, равном от нуля до 1/2. Ординаты оси арки при
параболическом очертании можно определить из уравнения
4fx(l — х)
У ~ р
(18-4)
где значение х берется от нуля до I.
Длина дуги арки при параболическом очертанйи
Za - /[1 + |(4-) ]•
(18.5)
Тангенс угла наклона сечения арки к вертикальной оси
tgTx = ^{1-2л). (18.6)
В пяте х = 0 и х = I
tg<pn = 4- (!8-7)
В табл. 18. 1 даны координаты и тангенсы углов наклона каса-
тельных к горизонтальной оси для различных точек арки через
0,05 I (V20 пролета). Указанные в таблице значения х, у и tg ср нужно
умножить соответственно на I, f и f/l.
Таблица 18.1
Координаты и тангенсы углов наклона касательных к горизонтальной оси
для различных точек оси арки через 0,05 I
Коорди- наты и тангенс угла Номер сечения Множи- тель
0 (пята арки) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 (ключ арки)
X 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 1
У 0,00 0,19 0,36 0,51 0,64 0,75 0,84 0,91 0,96 0,99 1,00 f •
tg <р 4,00 3,60 3,20 2,80 2,40 2,00 1,60 1,20 0,80 0,40 0,00 //г
При круговом очертании уравнение оси арки (рис. 18. 1)
Z’ + 4/2
8/
(18.8)
Связь между пролетом I, стрелой / и радиусом оси арки г выра-
жается также следующими уравнениями:
Z = 2//(2r-/);
(18.9
I*
4 '
(18.1Q)
/ =
г —
418
Длина оси круговой арки достаточно точно может быть опреде-
лена по формуле
о / f \2
1 + 4 4 • (i8.il)
О \ ь /
Рис. 18. 1. Схемы арок ц линия влияния распора.
а — геометрические размеры арки кругового очертания; б —
линия влияния распора в двухшарнирной арке (ординаты умно-
жить на f/l); в — основная система для расчета бесшарнирной
арки; а — основная система для расчета арки на температурные
деформации.
Координаты оси круговой арки (обозначая е = г— f) будут:
у = г cos а — е; (18-12)
x^l-rsina, (18.13)
27*
419
где а — центральный угол, образованный вертикальной осью и
линией, соединяющей точку на оси арки с координатами х и у с цен-
тром окружности.
Длину дуги арки можно выразить и через центральный угол:
Za = 2ran. (18.14)
где ап — центральный угол, образованный вертикальной осью
и линией, соединяющей пяту арки с центром окружности, в ра-
дианах. ,
В табл. 18. 2 приведены данные, необходимые для построения
оси арки при круговом очертании и вычислении ее длины.
Как видно из таблиц, при малых отношениях / /1 (меньше /в)
параболическое очертание близко к круговому.
Во время эксплуатации арочные переходы, в которых трубопро-
воды служат основной несущей частью конструкции или непосред-
ственно входят в ее состав, являются бесшарнирными арочными
системами или системами с упругим защемлением в пятах. Защемле-
ние в пятах конструктивно можно снизить настолько, что арку можно
считать и как двухшарнирную. При монтаже арок они чаще рабо-
тают как двухшарнирные или трехшариирные. Таким же образом
они могут работать, если трубопровод не используется в качестве
несущего элемента конструкции, а лишь свободно на нее опирается.
Таким образом, расчет арок зависит не только от принятого кон-
структивного решения в законченном виде, но и от того, как соору-
жение будет возводиться. Во все время монтажа арок распор должей
передаваться на опоры или восприниматься затяжкой.
При монтаже и эксплуатации арочных переходов малых проле-
тов возможна работа арок и как простых балок, что также должно
учитываться при расчете. Таким образом, часто приходится усилия
в арках от собственного их веса определять отдельно от усилий,
возникающих под действием всех остальных нагрузок.
В общем случае усилия в арках, отнесенные к оси, при располо-
жении пят на одном уровне определяют по формулам:
Мх = Мо - Ну, (18. 15)
Nx = Н cos а + Qo sin a; (18- 16)
Qx = Qo cos a — H sin a, (18.17)
где Mx, Nx и Qx — соответственно изгибающий момент, нормаль-
ная и поперечная силы в сечениях арки; Мо и Qo — изгибающий
момент и поперечная сила в двухопорнон балке того же пролета, что
и арка. При двух- и трехшарнирных арках принимается
разрезная балка, а для бесшарнирной арки — балка с защеми
ними концами; Н — распор арки; у — ордината рассматриваем j
сечения; a — угол наклона рассматриваемого сечения к г0Риз0’"5Й
Из выражения изгибающего момента в арке видно, что ого в «О
чина зависит от очертания оси (величины у), и при рациона
подборе изгибающие моменты в арке могут быть доведены Д
нимума.
Таблица 1Ц. 2 Координаты и другие данные для круговых арок Значения у//, sin а и cos а при указанных х/1 0,50 1,000 0 1,000 1,000 0 1,000 1,000 0 1,000 1,000 0 1,000 1,000 0 1,000 1,000 0 1,000 1,000 0 1,000
о ю О ю О —* С5 ООО СО CM О о о о ООО CM о г* о оо о ООО ООО сч о оо о о о ООО О QO СТОСТ ООО о ю a ООО о о'о 0,990 0,047 0,999
I ого 0,980 0,200 0,980 S оо 5? 0^0 ООО 0,968 0,160 0,987 ю оо о о со о 0^0 ООО ху О СО С© сч о о о ООО 0,963 0,106 0,994 CM xr CT ООО ООО
0,35 | 0,954 0,300 0,954 о см о ООО 0,927 0,240 0,971 СЧ Г- ОО см О Г- о сч о ООО оо о хг —' оо оо О ’Г-.О ООО Г- 00 г- Ю оо 0^0 ООО 0,914 0,141 0,919
0,30 | 0,916 0,400 0,916 0,885 0,367 0,929 0,868 0,320 ! 0,947 СТО ю г* со ОО сч О ООО 0,854 0,240 0,971 0,850 0,211 0,977 0,848 0,188 0,982
Л сч о оо ю оо ООО 0,816 0,462 0,887 — о о О О чх г- о о'о оо ю о г- •ч’ со г- со ст ООО 0,770 0,300 0,954 ио «ч* «ч* со со со г* сч о ООО 0,761 0,235 0,972
о сч о 0,800 0,600 0,800 0,728 0,554 0,832 со о г* о оо г- СО *4* ОО ООО 0,675 0,414 0,910 Ш о со со о со СО со СТ ООО 0,658 0,317 0,948 0,654 0,282 0,959
0,15 | 0,714 0,700 0,714 0,615 0,646 0,763 — о оо г* со см Ю LQ.OO ООО О со СО ио оо г* ю •ч’ оо ООО оо о г- СО СМ о Ю ху С5 ООО ООО СО Г- сч ю со ст о о о' 0,526 0,329 0,944
0,10 | 0,600 0,800 0,600 0,471 0,738 0,674 0,421 0,640 0,768 ОО см XT* О ио СО со ю оо ООО 0,386 0,480 0,877 0,379 0,423 0,906 Ю ОО со г- г- сч со со о о'о о
0,05 | СО О с© СО О со О хг ООО о-но оо со ю сч оо ю ООО U-J о ху со см о сч с© ООО ^сч оо СЧ СО Г- ООО СТ О СМ О ху хг О'! Ю ОО ООО СМ ю О О Г'- оо СЧ ХГ 00 ООО О хт о о см о CM XT О ООО
Данные y/f sin a cos a y/f sin a cos a i y/f sin a cos a 3 а — СП ^.3 § y/f sin a cos a У-1 sin a cos a y/f sin a cos a 1
сГ сч о О O - i О ч. % CO UO CO О ч-чсо 87° 12' 20" 'TJ * Г4” XT СЧ ,97 cS9 О ОО _ йо'З
1,571 1,274 1,159 1,103 1,073 1,054 1,041
ч~ 0,5 0,542 0,625 0,725 0,833 о' 1,063
Ч~ "I1” "I” •’-'Н ч°°
420
421
§ 2. РАСЧЕТ ТРЕХШАРНИРНЫХ АРОК
Трехшарнирная арка является статически определимой. Достоин-
ство ее в том, что в ней не возникают дополнительные напряжения
при смещении опор. Вертикальные составляющие опорных реакций
в таких арках определяют, как в обычной простой балке, а горизон-
тальные составляющие — распор находят из уравнения равновесия
моментов всех сил относительно центрального шарнира, т. е.
Я = ^, (18.18)
где Мд к — изгибающий момент в ключе арки (центральный шар-
нир), определяемый, как для простой балки пролетом I; / — стрела
подъема арки.
Изгибающий момент в любом сечении арки, нормальную и попе-
речную силы определяют из выражений:
Мх = Мох-Ну, (18.19)
Мх = <2о х sb ф + я cos ф; (18.20)
Qx = <?0 х cos ф — Н sin ф, (18.21)
где Мох и Qox— изгибающий момент и поперечная сила в простой
балке пролетом I в сечении х; ф — угол касательной к оси горизонта.
Величина распора в трехшарнирной арке любого очертания от
равномерно распределенной нагрузки
Я = ^. (18.22)
При загружении половины пролета
= «в = < <18- И)
При треугольной нагрузке, увеличивающейся от середины к опо-
рам до величины q, по закону прямой
и от параболической нагрузки, увеличивающейся от середины про-
лета к опорам до величины q, по параболе
Я = ЯО = -^. (18.25*.
л пв 48/ .
Изгибающие моменты можно определить в любом сечении с KOOJh
динатами х и у по следующим формулам:
422
при равномерно распределенной по всему пролету нагрузке
(18. 26)
при симметричной треугольной нагрузке, увеличивающейся от се-
редины к опорам до величины q,
м»=<!2нЧ^ЧМ’-т+(т)’]--тЬ <18-27»
при симметричной параболической нагрузке, увеличивающейся
от середины к опорам,
"»=< {8 [т - (тП [* - 2 Г + 2 (г)1 - т) • <18'
Нагрузку от собственного веса арки можно разложить на две:
равномерно распределенную по пролету и параболическую или тре-
угольную.
Линия влияния распора в трехшарнирной арке имеет вид
треугольника с максимальной ординатой под центральным шар-
ниром.
При проверке устойчивости трехшарнирной арки в плоскости
арки критическая сила равняется
(18. 29)
где
+ /2 — длина хорды полуарки;
/г — стрелка изгиба полуарки (относительно прямой, соединя-
ющей опорный и центральный шарниры).
Трехшарнирную арку рассчитывают на продольный изгиб в пло-
скости арки как прямой стержень приведенной длины
Г / f \21
Znp«^l,28h + Is
(18. 30)
или по формуле Znp = л у I,
где к = 22,5 при у = 0,1;
к — 39,6 при -у = 0,2;
к = 46,5 при у = 0,3.
423
Прогиб трехшарнирной арки постоянного сечения посередине
пролета от равномерно распределенной сплошной нагрузки
д'=та[«+3({)!
(18.31)
где Е и I — модуль упругости и момент инерции арки.
От равномерно распределенной по всему пролету нагрузки
в арке, очерченной по квадратной параболе, изгибающие моменты
равны нулю. Арка испытывает только сжатие от распора Н =
= 0,125 q-j и
вертикальной опорной реакции V — 0,5 ql.
верти пролета нормальная сила при этом
WZ/4 = -О,
В чет-
(18.32)
1
При загружении половины пролета арки, очерченной по квадрат-
ной параболе, изгибающий момент в четверти ^при х —
Л/(/4 = ^- = 0,0156 qZ2 (18:33)
и нормальная сила
Nifi = -0,125 ql 1 f 14----Ц; ; (18. 34)
И 4 Ш
величина распора Н = 0,0625 ~~ (18. 35)
и вертикальные опорные реакции:
УА = 0,375 ql', - (18.36)
Ув = 0,125 ql. (18.37)
§ 3. РАСЧЕТ ДВУХШАРНИРНОЙ АРКИ
Двухшарнирная арка является однажды статически неопреде-
лимой системой. В ней не возникает дополнительных напряжений йрн
вертикальных смещениях пят. При монтаже готовых арок для вос^|
приятия распора на время производства работ часто устанавливаю®
затяжку. Как уже указывалось выше, трубопровод может работать
как двухшарнирная арка не только на собственный вес, но при
соответствующей конструкции опорных узлов и в процессе эксплуа™
тации перехода.
424
В двухшарнирной арке распор от вертикальной нагрузки опре-
деляется из выражения
ds
H =
О
(18.38)
Гу2 ( cos2 а
о о
где Мо — балочный момент в сечениях арки; I и F — момент инер-
ции и площадь сечений арки; Е — модуль упругости материала.
В арке с затяжкой распор определяют по этой же формуле,
но в знаменатель прибавляется член (F3 — площадь сечения за-
тяжки), учитывающий удлинение затяжки под действием единич-
ного загружения.
Распор от изменения температуры арки .
и atl
Ht=z~
(18.39)
где А — выражение знаменателя в предыдущей формуле.
От внутреннего давления ось арки удлинится и появится распор
Нр = -^.= °'? °™ -А . (18.40)
В формулах а — коэффициент линейного расширения металла;
t — расчетный перепад температуры со знаком плюс при нагреве
и минус при охлаждении; I — пролет арки; ер — относительные
продольные удлинения арки от внутреннего давления; акц — коль-
цевые напряжения от внутреннего давления.
Изгибающий момент в любом сечении двухшарнирной арки бу-
дет равен
МХ = МО-НУ1 (18.41)
где Мо — изгибающий момент в простой двухопорной балке; у —
ордината точки оси арки в месте определения изгибающего момента
с абсциссой х.
Нормальная и поперечная силы в арке будут:
Na — Н созф. + (?о sin ф! (18.42)
Qx = Qo cos ф — Нзшф, (18.43)
где Qq — поперечная сила в рассматриваемом сечении, найденная,
как в простой балке пролетом Z; ф — угол наклона рассматрива-
емого сечения.
В арках, очерченных по квадратной параболе, при равномерном
за гружении по всему пролету без учета упругого обжатия арки
425
изгибающие моменты М = 0. Величина распора от нагрузки q;
тогда
Нч = 0,125-^- (18.44)
и вертикальные опорные реакции
V = 0,5gZ. (18.45)
При загружении половины пролета равномерно распределенной
нагрузкой распор
Hq = 0,0625-^- (18.46)
и вертикальные опорные реакции:
= 0,375 ql- (18.47)
VB~0,i25ql. (18.48)
Изгибающие моменты в этом случае будут:
по середине пролета
М1/2 = ^-, (18.49)
в четверти пролета
^i/4 = -g-. (18.50)
От параболической нагрузки, увеличивающейся от середины
(где <?к — 0) к опорам до величины q, будем иметь:
Н = 0,024^-, (18.51)
VA = VB = . (18. 52)
При учете обжатия в приведенные выше формулы вводят коэф-
фициент
‘“TFT’ (13.53)
где
v = при отсутствии затяжки (18. 54)
8 г к!
И
v =1—Ь-р~) при наличии затяжки. (18.5$
о J X о ^а /
В формулах 1К и FK — момент инерции и площадь сечения
в ключе; Ея и Ев — модули упругости материала арки и затялоЯр
FB — площадь сечения затяжки; / — стрела подъема арки.
426
С учетом упругого обжатия формулы будут иметь вид:
при равномерно распределенной нагрузке на всем пролете:
Н=^к~, (18.56) мг/2 = -^-(1-*); (18.57)
при загружении вины пролета: равномерно распределенной нагрузкой поло- Н = ^-к- (18.58) /И£/2 = ^-(1-/с); (18.59)
при параболической нагрузке, увеличивающейся от середины
к опорам,
Н = 0,024^- к. (18.61)
От изменения температуры параболической арки постоянного
сечения возникает распор
= <18-62)
1+w
При наличии затяжки распор будет равен
+ 8/2 \ F + F3)
где I и F — момент инерции и площадь сечения арки; F3 — пло-
щадь сечения затяжкп.
Для определения распора, который вызовет внутреннее давле-
ние в трубопроводе — арке или суммарное смещение пят арок Д,
в формулы для Hi следует подставить вместо a/tl величину - —2 1<q • I
или величину Д. Распор в арке от любых вертикальных нагрузок
можно определить по линии влияния, приведенной на рис. 18. 1.
Устойчивость двухшарнирной арки можно проверить по приве-
денной ее длине
(18. 64)
427
или по формуле Zup = л j/"у^- I,
где к = 28.5 при у = 0,1;
к — 45,4 при у = 0,2;
к = 46,5 при у = 0,3.
При проверке устойчивости нормальную силу допустимо при-
нять равной
Na = /п! + Я^ах . (18. 65)
Можно пользоваться для определения критической силы также
формулой
Л'ир = 77ЛТ • (18. 66)
(т)
При равномерно распределенной вертикальной нагрузке по всему
пролету критическая нагрузка в плоскости арки (А. Н. Динник)
составит
(18.67)
Значения коэффициента к приведены в табл. 18. 3.
Таблица 18. 3
Значения коэффициента к
Очертание арин Отношение
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Параболическое . . 28,5 45,4 46,5 43,9 38,4
Круговое 28,4 39,3 40,9 32,8 24,0
§ 4. РАСЧЕТ БЕСШАРНИРНОЙ АРКИ
Бесшарнириая арка является трижды статически неопределимой
системой. При расчете арки методом сил за основную систему можно
принять кривой брус, заделанный одним концом, или разрезать арку
посередине пролета; при этом неизвестные можно перенести в упру-
гий центр. Обозначая неизвестные через х, у, z, получим канониче-
ские уравнения, которые будут иметь вид:
ДхЗ + х бх1 + у дху + z бхг = 0;
Д|/9 х бух -|- у dyy Z дуг = 0;
Дг<7 -|- X д2х 4- у д2у Z д2г = 0.
(18.08)
428
Канонические уравнения обозначают, что в месте разреза в ос-
новной системе горизонтальное и вертикальное перемещения,
а также угол поворота под действием сил q, х, у и z равны нулю.
Если принять основную систему при расчете согласно рис. 18. 1, е,
перемещения &yq, , 6Х«/, 6Ух, 6Уг и 6zy обратятся в нуль.
Уравнения в этом случае упростятся:
AxQ Ч- % бхх Ч- 2 6хг = 0,1 . Дх5 4“ Я бгх Ч- 6Zz = 0 J (18. 69)
или, обозначая X = Н\ z = Л/; бхх = бхг = 6i2;
бгх = d2i — бр»! Axq = = Anqi
получим: Н 6ц 4“ ^12 Ч- А1<? = 0; 1 ZT 612 Ч" -Л^бог 4“ ^29 — 0- J (18.70)
системе согласно рис. 18. 1, в в параболической
При основной
пологой арке
1/2
t I я л ds u1 dx
перемещение 6U = J/ = A— ;
J 1 El EL
0
4x2/ A
j/ = V; 6“ =
г/2
г/2 .
10£/ ’
(18.71)
x f ds
перемещение o22 =
J ElK
0
Если считать ds = cix
расчет), то
cos срх
и
/к
COS Срх
(что значительно
упрощает
Перемещение
б 22 —
/dx CCS Срх _
cos срх Е1К ~
о
622 = 1
2Е1К
О
dx
(18. 72)
1/2
6u= J =
0
,, 4x2/
Из уравнения параболы у =
1/2
612 = / 1
О
Если принять нагрузку
в
гДе <7к — нагрузка в ключе,
1/2
1/2
О
4Л3
J у RiK '
о
/г-
dx
EIK ~~ PEIkM^ "(>A/K
пяте равной
а = —9к
/п cos cpn ’
(18. 73)
429
то перемещение
Z/2
д1<7= f
о
г/2
Л Г/ Як*г । (9п — 9к)*3') 4x2/ dx
” J \ 2 + 31 / I2 Е1К
О
__ /^3 ( Як . Яп Як \ /л о 7Д\
= -Тб£7ГкТ + Т~/ (18’74)
и перемещение
1/2
Д2д — J" МqM2 £1 !
0
1/2
Л — Г (Як1"1 . (Яп~9к)*3\ dx 1 I Як13 (9п — Як) I3 \ мй 7г,
d2’ ~ J \“2" +-------31---J -ЁТ = ~Ёй \~48-------192--/ • (18‘ 75)
о
Подставляя полученные значения перемещений в канонические
уравнения, получим:
и Ч2 л 10Е1к М ЗЕ1К fl3 f Як \ 5 ?п ?к 18 > = 0;
i6EIK
тт П 6Е1К 1 М 2Е1„ 1 48Я/К (?к — Яп '?к 4 = 0.
(18. 76)
Преобразуя эти уравнения, получим:
Я/
5
Я/
9
М ____ 1г (Як । Яп Як \
3 8 \ 5 18 )
м , 12 L , 9п-7к\ _ п
f+72-^н +
(18.77)
Алгебраическая сумма этих уравнений составит
Н/(- — —}-)-~(ак + — — fe + ?п= 0. (18.78)
' \ 5 9 / ' 72 4 / 8 \ 5 ' 18 / k
Из этого выражения определяется значение Н, подставляя ко-
торое в одно из уравнений, находят значение
м = (<7к + ; (18. 79)
Мх = М - Ну + + (?n~fK)~) (18- 80)
при х = 0; у = 0; следовательно, Мх = М
430
при х = i/2; у = f и, значит,
при х= у
Ml/2 = + (?п 2=
= Л/-Я/+4(<7к + -^р-)
4Z2/ /
y = T6^=T: тогда
дг дг Hf । f ?к^2 । (?п — 9к) 'j
м'/4 - м - Т + к~зГ + —з!бГ^/ ~
(18. 81)
= М-^
4
(?п 7к)
6
(18. 82)
Нормальная сила в любом сечении арки
Nx = Нк cos <р + qx sin ф;
п — 0 х _i_
Чх — Чхх I »
(18. 83)
где х — расстояние от середины свода до рассматриваемого сече-
ния; ф — угол наклона сечения к горизонту.
При х — 0, ф — 0, cos ф = 1.
При х = 1/2, tg ф = .
гт г . 2/
При х = - ; tg ф = — .
Вид этих изгибающих моментов и нормальных сил в арке от вер-
тикальной нагрузки представлен на рис. 18. 2, а.
По приведенным выше формулам определяют моменты и нормаль-
ные силы в арке — трубопроводе от собственного веса, веса изоля-
ции и различных устройств, веса обледенения и снеговой нагрузки,
веса продукта и элементов конструкции перехода.
Усилия, возникающие в арке от изменения температуры, также
можно получить, решая канонические уравнения для основной си-
стемы (см. рис. 18. 1, г):
Xi б ц Мо, б 12 Ч- A it — 0;
Xi 621 б22 = 0;
(18. 84)
Д1( = atlt,
(18.85)
где at —коэффициент линейного расширения (для стали щ =
= 0,000012); I — пролет арки; t — расчетный перепад темпера-
туры.
431
Перемещения:
„л dx
J "£77=J
О О
г-^У ~ ; (18.86)
/ * к 1*)Л / к
б]2 — д
4/z (I —х) dx
Р ~ЁЦ
2 fl .
£/к ’
(18.87)
dx
I
Е1К
6..,.- ] м;~ - j Е1к - Е1к t
о о о
Подставляем значения перемещений в уравнения:
х. М _________ai И — О'
Х1 15£/к~^2 3fc7K U>
~ Х11ЁЦ + М- Е/к = °'
Решая систему уравнений, найдем:
45a( UEIк _ 45а(г£7к
X1 = Xpi ~ 4/2 ’
У 45Щ tE [к2/ 15<ц tElK
2 ~ 4/22 • 3 ~ 2/
Изгибающий момент в сечении на расстоянии х от опоры равен:
Мх — —М2 + х^;
=
J Р
Нормальная сила в сечении
Nx = xt COS ф
(18.88)
(18. 89)
(18. 90)
(18.91)
(18.92)
(18.93)
о
о
3
1 , I 3 ,
при X = - ; у=/; х = - ; у = т/.
От внутреннего давления трубопровод удлиняется. ОтносителЬ'
пые деформации трубопровода при поднятии давления равны
ер = , (18. 94)
где Окц — кольцевые напряжения в стенках труб от внутреннего
давления.
Следовательно, для определения и Д/, в формулах нужно вместо
att подставить величину еР.
От равномерного нагрева арки-трубопровода или поднятия в тру-
бопроводе внутреннего давления эпюры изгибающих моментов и
нормальных сил будут иметь вид, представленный на рис. 18. 2, Р
432
Напряжения в арке определяют по обычной формуле
о='ж+4- (18-95)
Для расчета арок, у которых момент инерции сечения следует за-
Л.
СОЗ <рх
кону 1Х —
(что намного упрощает формулы и при пологих ар-
ках не вносит большой ошибки), имеются готовые формулы для раз-
личных видов загружения.
От равномерно, распределенной по всему пролету нагрузки q
в параболической арке:
опорные реакции = VB = ; (18.96)
распор я _ ?,а к. ti - 8f к, (18. 97)
изгибающий момент в пяте МА =Мв = --^-(1-М; (18. 98)
изгибающий момент в ключе
Mlt=-g-(l-/c), (18. 99)
где , • 1 45 /к к~ 1 + V ’ Л “ 4 FKf* ’ (18. 100)
где /к и FK — момент инерции и площадь сечения арки в ключе.
Если не учитывать влияния упругого обжатия арки, то v = О
и к = 1, т. е.
Я = Мл = Мв = Мк = 0. (18.101)
о/
При загружении всего пролета арки нагрузкой, увеличивающейся
от ключа (в ключе нагрузки <?к = 0) к пятам по параболе до вели-
чины q — qa~ Qk, формулы имеют вид:
VA = ; (18- 102)
Я==-^-/с; (18.103)
Мп=МА = Мв= -^(7v + 2)/c; (18.104)
Ми= - -^(3-7v)k. (18.105)
Значения v и к те же, что приняты выше. При v = 0 и к — 1
Н = 4Й-; М1Пах== 42-при г = 0,233/. (18.106)
«50/ эиу
28 Заказ 2185.
433
При равномерном нагреве арки на t °C возникают:
Н = (18.107)
Ма = МА = Мв = ^^^-к- (18.108)
(18.109)
= VB = 0.
При загружении половины пролета арки равномерно распреде-
ленной нагрузкой, расположенной со стороны опоры Л:
= = (18.110)
Н = (18.111)
* МА=--^-(3-f-llv)/c; (18.112)
Мв = ^-(3 - 5v)/с; (18.113)
MK = 4^-vfc. (18.114)
При v = 0 и к = 1
// = W' = М* = ТГ; м- = п- <18“5>
При горизонтальном смещении одной из опор (пяты арки) на
единицу:
VA=VB=1; Н = (18.116)
МА =МВ=^-^-, (18.117)
Мк = --^--^. (18.118)
От любых нагрузок значения Н, V, Ма и могут быть найдены
по линиям влияния, приведенным на рис. 18. 3; В параболических
арках постоянного сечения распоры, опорные реакции и изгиба-
ющие моменты можно определить, пользуясь данными табл. 18. 4.
В таблице приведены значения Н, V и М без учета упругого обжа-
тия арок прн различных отношениях //1. Табличные значения,
нужно умножить на величины, указанные в последней графе таблицы.
Влияние упругого обжатия невелико, и этими таблицами можно пол*
зоваться при расчете арочных переходов трубопроводов.
434
В табл. 18. 5, аналогичной предыдущей, приведены значения Н,
V и М для круговых бесшарнирных арок постоянного сечения с от-
ношением //1 от 0,1 до 0,5.
6
Рис. 18. Z. Эпюры изгибающих моментов и нор-
мальных сил в бесшарнирной арке.
а — от вертикальной нагрузки; б — от изменения темпе-
ратуры или внутреннего давления.
Проверку устойчивости бесшарнирной арки в плоскости арки
можно приближенно производить по нижеприведенной формуле
(Влей х. Теория и расчет железных мостов):
критическая сила
N __ 4л2 EI ~ 8л2 EI
КР (0,7 Za)2 ~ /2 ’
где /а — длина дуги арки.
(18.119)
28*
435
Таблица 18. 4
Распоры, опорные реакции и изгибающие моменты в параболичеекой^бесшарнирной арке
постоянного сечения при разных отношениях z
Схема нагрузки Реакции и моменты Отношение /11 Множитель
0,2 0,3 0,4 0,5 ... 0,7 0,8 0,9 1,0
— «А X % OZ 1 п У*" "А-"в^о i vj Н-0-, I в н 0,625 0,4167 0,3125 0,2500 0,2083 0,1786 0,1562 0,1389 0,1250 ‘11
VA *в н МА 0,1896 0,8104 0,6250 0,030? 0,1916 0,8084 0,4167 0,0292 0,1933 0,8067 0,3125 0,0284 0,1947 0,8052 0,2500 0,0276 0,1956 0,8044 0,2033 0,0272 0,1964 0,8036 0,1785 0,0268 0,1969 0,8031 0,1562 0,0266 0,1973 0,8027 0,1389 0,0264 0,1976 0,8023 0.1250 0,0262 0,5 ql 0,5 ql 0,5 ql 0,5 ql
1 1 1 1 1
1 1 1 1 1 1 1 1 1
От собственного Веса Н 1,2853 0,8219 0,5911 0,4567 0.3699 0,3096 0,2656 0,2327 0,2069 Q
МА 0,0096 0,0071 0,0045 0,0027 0,0013 0,0002 -0,0008 —0,0014 -0,0019 QI
Мк -0,0085 -0,0096 -0,0106 -0.0126 -0,0138 -0,0153 -0,0158 -0,0171 —0,0183 QI
Va‘Vb*Q *ql0/Z Q 0,549 0,602 0,667 0,740 0,818 0,9000 0,985 1,072 1,161 qi
1' И 1,1563 0,7622 0.5654 0,4471 0.3691 0,3135 0,2726 0,2406 0,2151 р
H _ м МА 0,0290 0,0275 0,0262 0,0250 0,0241 0,0233 0,0228 0,0222 0,0217 pi
1 мк 0,0447 0.0489 0,0501 0.0515 0,0527 0,0539 0,0547 0,0557 0,0566 pi
vA \1а--Ув--0,5Р
*А 0,0520 0,0796 0,1081 0,1368 0,1660 0,1950 0,2240 0,2529 0,2820 qi
Н . 0,1970 -0,8030 0,1999 -0,8001 0,2026 —0,7974 0,2050 -0,7950 0,2069 -0,7931 0,2084 -0,7916 0,2097 -0,7903 0,2108 -0,7892 0,2120 -0,7880
На J Х«А J bq > to it
—J МА мв мк 0,0103 0,0153 0,0201 0,0250 0,0297 0.0375 0,0394 0,0444 0,0493 qfi
Ha Ьа Ме=-УЛ —0,0377 -0,0031 —0,0551 -0,0049 —0,0718 -0,0069 -0,0881 -0,0090 -0,1043 -0,0114 -0,1204 -0,0138 -0,1366 -0,0163 -0,1527 -0,0189 -0,1686 -0,0216 Qfi qfi
Таблица 18. 5
Распоры, опорные реакции и изгибающие моменты в круговой бесшарнирной арке
постоянного сечения при разных отношениях f/l
Схема нагрузки Реакции и моменты Отношение / /! Множи- тель
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
|111111П111111111111111111Н11111Н||111111111111111111!1111Н1К1Й И 1,2609 0,6378 0,4342 0,4356 0,2758 ql
м, м» V8‘Ve'Q,Sql 0,0013 0,0041 0,0093 0,0165 0,0247 д1г
„zf । нА*нв мк 0,0002 0,0016 0,0040 0,0073 0,0118 ql2
IIIMIIIIIIIIIIIIIIIIII ипм-с vA 0,1885 0,1916 0,1968 0,2036 0,2110 0,5 ql
VB 0,8115 0,8084 0,8032 0,7965 0,7890 0,5 g/
н 1,2609 0,6378 0,4342 0,3356 0,2758 0,5 ql
На “ Нв °Н МА 0,0320 0,0333 0,0359 0,0397 0,0442 0,5 ql2
. ! "’ Мв -0,0294 0,0251 -0,0174 —0,0067 -0,0052 0,5 ql2
Pl/2-J Мк 0,0002 0,0016 0,0040 0,0073 0,0118 0,5 ql2
1 1 1' 1 1
От собственного Веса МА =мв X НА-НВ=Н H MA MK Q 2,4848 0,0019 0 0,514 1,2065 0,0058 0,0020 0,552 0,7736 0,0138 0,0044 ' 0,614 0,5439 0,0220 0,0084 0,692 0,4015 0,0310 0,0133 0,785 Q Ql Qi ?/
Г ч Мл 74, „ "a =HS = 4 H MA 2,3461 0,0325 1,1677 0,0353 0,7740 0,0401 0,5769 0,0466 0,4551 0,0533 p pi
| мА 1 Иа — VA=VB^O.SP ns 1 f Vg Ma --MB MK 0,0479 0,0517 0,0579 0,0659 0,0757 pi
У A 0,0249 0,0486 0,0706 0,0899 0,1053 g/
HA 0,2141 0,2145 0,2156 0,2183 0,2235 g/
HB -0,7859 -0,7855 —0,7844 —0,7817 —0,7765 g/
MA 0,0068 0,0145 0,0228 0,0332 0,0463 g/Z
-0,0183 -0,0369 -0,0566 —0,0769 —0,0984 g/i
MK —0,0022 —0,0041 —0,0066 -0,0091 -0,0128 <1U
439
A. H. Динник дает простую формулу для проверки устойчивости
бесшарнирной арки (как и для других арок) в плоскости ее кри-
визны при равномерно распределенной по всему пролету вертикаль-
ной нагрузке
дкр = к^-. (18.120)
Рис. 18. 3. Линии влиянии распора, вертикаль-
ной составляющей опорной реакции и моментов в
пяте и ключе арки. Ординаты распора множатся
па It f, а ординаты моментов — на I.
Значения к принимают по табл. 18. 6.
Устойчивость из своей плоскости одиночных круговых арок с за-
щемленными пятами можно проверить но формуле
_ (4л2—4а2)2 П! _ , Е/
д"р 4а2(4л-’ + 4а2А) г» — г3'
(18. 12!)
440
Таблица 18. 6
Значения коэффициента к
Очертание арин Отношение f/l
0,1 0,2 о.з 0,4 0,5
Параболическое Круговое (>0.7 58,9 101,0 90,4 115.0 93,4 111,0 80,7 97,4 64,0
где а — половина центрального угла арки (между пятами); X —
отношение жесткости при изгибе (EI) к жесткости при кручении
(GIP).
Значение к в этом случае получается пе меньше, чем при потере
устойчивости в плоскости арки (при 2 а — 45° к 60, при 2а =
= 90° к 12), поэтому для одиночных арок опасна потеря устой-
чивости перпендикулярно плоскости их изгиба. В очень пологих ар-
ках величина критической силы нз плоскости приближается к вели-
чине критической силы стержня длипой 1Л.
Исходя из устойчивости одиночных арочных переходов с защем-
ленными в массивных опорах пятами пролет их не следует прини-
мать больше, чем пролет балочных переходов с защемленными
концами, монтируемых из тех же труб.
На ветровую нагрузку одпоарочные переходы следует прове-
рять, если они имеют относительно большую стрелу (при //1 > V4)
подъема арок. Для облегчения расчета распределенную по длине
арки нагрузку можно принимать как сосредоточенную, равную по
величине 2/3 всей ветровой нагрузки, воспринимаемой аркой. В ар-
ках с оттяжками максимальный пролет может быть увеличен
в 2 раза.
Арочные переходы, перекрывающие большие пролеты, состоят
из нескольких арок. Если все арки поставлены рядом и имеют оди-
наковые стрелы, то увеличивается лишь поперечная жесткость
перехода и проверка устойчивости арок в плоскости их изгиба обя-
зательна.
На ветер такие пролетные строения рассчитывают как балки
типа Виранделя (прп наличии лишь распорок) или как фермы
(когда имеются раскосы). Если отношение //1 менее Vj-?-1/», то
расчет можно вести, как с защемленными концами балки (или фермы)
длиной, равной длине арки /а. Для поясов фермы, т. е. арок, ветро-
вая нагрузка входит в дополнительное сочетание нагрузок с коэффи-
циентом 0,9. Для распорок и раскосов она является основной, и
поэтому коэффициент сочетания нагрузок не вводится (равен еди-
нице).
Усилие от ветровой нагрузки в поясах около пят
= (18.122)
441
и в ключе
Л.. (18.123)
где Ьа, Ьк — расстояние между осями крайних арок в пяте и в ключе.
Пространственные арки с тремя-четырьмя поясами рассчитывают,
как обычные арки соответствующего сечения (определяется площадь
сечения и момент инерции в двух направлениях). Для определения
усилий в распорках и решетке удобно нагрузку раскладывать на
направления, соответствующие плоскости балок или ферм, обра-
зующих арку, и расчет вести, как для плоских систем.
Суммарные напряжения в арках складываются из напряжений,
возникающих от вертикальной и ветровой нагрузки:
^сум “ ®верт + ав < 7?г, (18.124)
где Пверт, ов — напряжения от расчетных вертикальных и ветро-
вой нагрузок; В2 — расчетное сопротивление, найденное исходя
из предела текучести.
При расчете арок, являющихся одновременно трубопроводами,
сложно-напряженное состояние металла можно не учитывать, так
как продольные сжимающие напряжения обычно меньше продоль-
ных растягивающих от внутреннего давления, т. е. металл оказы-
вается растянутым в двух взаимно перпендикулярных направлениях,
а при этом, как известно, предел текучести не снижается. Если: и
возникают сжимающие напряжения в местах действия наибольших
изгибающих моментов, то они невелики и появляются наиболее
часто при относительно невысоком внутреннем давлении в трубо-
проводе.
Расчет можно вести и по энергетической теории прочности
^пред -р Окц — ^п^кц > (18.125)
от расчетных нагрузок должно быть
Оцред В2,
где од и одц — расчетные продольные и кольцевые напряжения
(с учетом коэффициентов перегрузки).
В некоторых случаях для экономичного проектирования сече-
ния арок в них можно искусственно создавать предварительное на-
пряжение. Для этого применяют регулируемые опорные части. Пу-
тем затяжки или растягивания пят арки в ней создаются требуемые
предварительные напряжения.
При расчете простейших арочных переходов без специальных
опор следует считать пяты упруго защемленными. В формулах для
определения распора, нормальных сил и изгибающих моментов при-
ближенно можно принимать значения цифровых коэффициентов сред-
ними между коэффициентами длядвухшарнирной и бесшарнирной схем-
ЛИТЕРА ТУРА
Беляев Н. М. Сопротивление материалов. Физматиздат. 1959.
Беляев Н. М. и Си ниц кий А. К. Напряжения и деформации
в толстостенных цилиндрах при упругопластическом состоянии материала
с учетом упрочнения. «Изв. АН СССР», ОТН. № 4, 1938.
Б лейх Ф. А. Устойчивость металлических конструкций. Фпзматиздат.
-1959.
Богословский В. И., Голубев И. М., Амитин И. И.
Проволочные канаты. Металлургиздат 1950.
Букштейн М. А. Стальные канаты. Металлургиздат. 1959.
Булгаков А. В. Надземные газопроводы с самокомпенсацией тем-
пературных напряжений. Изд. отдела научи о-технич. информ. ВНИИСТ. 1959.
Гибшман Е. Е., Калмыков Н. Я., Поливанов Н. И.,
Кириллов В. С. Мосты й сооружения на дорогах. Автотрансиздат. 1961.
«/' Гольденблат И. И. и Сизов А. М. Справочник по расчету
строительных конструкций на устойчивость и колебания. Госстройиздат. 1952.
у--Д и и н и к А. Н. Устойчивость упругих систем. Объед. научно-техн.
гизд. НКТП СССР. 1935.
Ильюшин А. А. Пластичность. Гостехиздат. 1948;
Камерштейн А. Г. Исследование гибкости и напряженного состояния
крутозагнутых колен при изгибе. «Строительство трубопроводов», № 6, 1959.
Камерштейн А. Г. Исследование несущей способности П-образных
компенсаторов «Строительство трубопроводов», № 11, 1961.
Качурин В. К. Теория висячих систем. Госстройиздат. 1962.
Лессиг Е. Н., Лилеев А. Ф, Соколов А. Г. Стальные
листовые конструкции. Госстройиздат. 1956.
Павлов Я. М. Детали машин. Машгиз. 1958.
Папаценко X. И. Проектирование, строительство и эксплуатация
самонесущих провисающих трубопроводов. Гостоптехиздат. 1963.
Петров И. П., Камерштейн А. Г., Долгов В. К. Расчет
напорных трубопроводов на прочность. Госстройиздат. 1955.
Петров И. П. Влияние сложно-напряженного состояния на деформа-
ции и прочностные характеристики металла труб и сварных соединений. Труды
. ВНИИстройнефть, вып. 6. Гостоптехиздат. 1954.
' Петров И. П. Методика расчета нефтегазопроводов с учетом действи-
тельных условий их работы. Труды ВНИИСТ, вып 6. Гостоптехиздат. 1954.
Петров И. П., Спиридонов В. В. Надземная прокладка трубо-
< проводов «змейкой». «Строительство трубопроводов», № 3, 1959.
Петров И. П., Спиридонов В. В. Влияние экспандирования
труб на физико-механические свойства металла и особенности расчета надземных
переходов из тонких труб. Труды ВНИИСТ, вып. 10. 1960.
Петров И. П., Спиридонов В. В. Надземные переходы трубо-
проводов без компенсации продольных деформаций. «Строительство трубопро-
водов», № 7, 1960.
Петров И. П., Спиридонов В.'В. Надземные консольные
переходы трубопроводов. «Строительство трубопроводов», № 2, 1961.
443
Петров И. И., Спиридонов В. В. Расчет опор для надземной
прокладки трубопроводов. «Строительство трубопроводов», № 4, 1963.
Петров И. п П., Спиридонов В. В. Надземные консольные
переходы трубопроводов. Труды ВНИИСТ, вып. 15. 1963.
Ржаиицын А. Р. Расчет сооружений с учетом пластических свойств
материалов. Госстройиздат. 1954.
Скворцов А. А. Новый способ воздушной прокладки трубопроводов
по принципу гибкой нити. «Теплосиловое хозяйство», № 7, 1938.
Спиридонов В. В., Петров И. П. Расчет компенсаторов для
надземных магистральных трубопроводов. Труды ВНИИСТ, вып. 10. 1960.
Спиридонов В. В. Колебания надземных трубопроводных систем.
«Строительство трубопроводов», № И, 1961.
Спиридонов В. В. Переход арочной конструкции на нефтепроводе
«Дружба». Экспресс-информация Главгаза СССР. ВНИИСТ, № 22. 1961.
Спиридонов В. В. Новая конструкция арочного перехода. Экс-
пресс-информация по зарубежной технике Главгаза СССР. ВНИИСТ, № 12,
1961.
Спиридонов В. В. Экспериментальные исследования работы над-
земного самокомпенсирующегося газопровода. Акад, коммунального хозяй-
ства им. К. Д. Памфилова, вып. XII. «Инженерные сети в условиях вечной
мерзлоты». 1962.
Спиридонов В. В. Особенности строительства магистральных
газопроводов в районах вечной мерзлоты. Акад, коммунального хозяйства
ям. К. Д. Памфилова, вып. XII «Инженерные сети в условиях вечной мерзлоты»
1962.
Спиридонов В. В. Переход нефтепровода в виде висячей нити через
реку Ия. Экспресс-информация Газпрома СССР. № 11. ОНТИ Газпрома СССР.
1963.
Спиридонов В. В. Расчет надземных самокомпенсирующихся
систем трубопроводов с учетом смещения опор. Труды ВНИИСТ, вып. 15. 1963.
Справочник проектировщика. «Металлические конструкции промышлен-
ных зданий и сооружений». Госстройиздат. 1962.
Справочник проектировщика (расчетно-теоретический). Госстройиздат. 1960.
Стрелецкий Н. С., Гениев В. А., Балдин В. А., Б е-
леня Е. И., Лес сиг Е. Н. Металлические конструкции. Госстрой-
издат. 1961.
Строительные нормы и правила. Магистральные, стальные трубопроводы,
материалы и изделия. СНиП I. Д. 4-62. Госстройиздат. 1963.
Строительные нормы и правила. Магистральные трубопроводы, нормы
проектирования. СНиП If-Д. 10-62. Госстройиздат. 1963.
Строительные нормы и правила. Нагрузки и воздействия. СНиП 11-А.
11-62. Госстройиздат. 1962.
Строительные нормы и правила. Строительные конструкции и основания.
Основные положения проектирования. СНиП II-A. 10-62. Госстройиздат. 1962.
Строительные нормы и правила. Стальные конструкции, нормы проекти-
рования. СНиП П-В. 3-62. Госстройиздат. 1963.
Строительные нормы и правила. Металлы и металлические изделия. СНиП
I-B. 12-62. Госстройиздат. 1963.
Тарта к опекий Г. А. Новая система сооружения трубопроводов
в виде провисающих нитей. Мин. коммун, хоз. РСФСР. 1961.
Тимошенко С. П. Сопротивленце материалов, т. II. Гостохиздат.
1946.
Тимошенко С. П. Устойчивость упругих систем. Гостохиздат. 1955.'
Туркин В. С.. Петров И. И., К а м е р ш т е и и А. Г. Расчет
трубопроводов ио пределу прочности. Труды ВНИИСТ, вып. 10. 1960.
Т у р к и и В. С. Деформации металла труб в упруго-пластической стадия.
Изд. ВНИИСТ. 1961. ’
Указания по расчету магистральных стальных трубопроводов ДЛЯ тр*ЯС*
портирования газа, нефти и нефтепродуктов. СН 186-61. Госстройиздат. IW*»
Цаплин С. А. Висячие мосты. Гострансилдат. 1937.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисл»’’.................................................... 3
ЧАСТЬ ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ НАДЗЕМНЫХ
ТРУБОПРОВОДОВ
Глава («а я. Общие сведения о надземных трубопроводах и основные
дакц Для проектирования ........................................ 5
Глава ррая. Основные положения по расчету надземных трубопроводов 24
I. Расчет стальных конструкций по предельным состояниям 24
2. Нагрузки и воздействия ................................ 31
3. Расчетные параметры трубопроводов ..................... 42
Глав&рлвъл. Некоторые особенности расчета трубопроводов .... 52
г 1. Влияние экспандирования труб па физико-механические свой-
ства металла и особенности расчета надземных трубопрово-
дов ........................................................ 52
§ 2. Влияние, сложного напряженного состояния при расчете над-
земных трубопроводов ....................................... 58
Глава четвертая. Колебания надземных трубопроводов и способы борьбы
с ними........................•.................................. 70
§ 1. Основные определения колебании систем с конечным числом
степеней свободы .............................. 70
5 2. Собственные частоты колебаний балочных трубопроводов,
лежащих иа жестких опорах .......................... 72
5 3. Собственные частоты колебаний арочных переходов трубопро-
Дов_ ....................................................... 80
§ 4. Колебания висячих переходов трубопроводов ............ 82
§ 5. Колебания трубопроводов под воздействием ветровой нагрузки
и способы борьбы с колебаниями ............................. 84
ЧАСТЬ II. БАЛОЧНЫЕ СИСТЕМУ НАДЗЕМНОЙ ПРОКЛАДКИ
ТРУБОПРОВОДОВ
1лава пятая. Системы, применяемые при надземной прокладке трубопро-
водов ...................................................... 97
§ 1. Обзор построенных балочных систем надземных трубопроводов 97
§ 2. Основные балочные системы, применяемые при надземной
прокладке трубопроводов ............................... . 117
§ 3. Прямолинейная прокладка трубопроводов без компенсации
продольных деформаций .................................... 120
§ 4. Прокладка трубопроводов с компенсаторами.............. 123
§ 5. Зигзагообразная прокладка трубопроводов ч виде «змейки* 127
§ 6. Усиленные балочные конструкции ....................... 129
145
Стр.
Глава шестая. Надземные трубопроводы с компенсаторами.............
§ 1. Расчетные положения ...................................
§ 2. Консольные схемы переходов с наклонными компенсаторами
и многопролетные схемы .....................................
5 3. Многопролетные балочные системы с компенсаторами-стой-
ками
Глава еедъмая. Компенсаторы для надземных трубопроводов...........
| 1. Конструктивные решения п основные расчетные положения
5 2. Расчет деформаций и отпора компенсаторов
Глава восьмая. Зигзагообразная прокладка трубопроводов
§ 1. Выбор длины волны и стрелы изгиба «змейки»
* о ----л------
«змейкой»
г . ismvjy длины водны и стрелы изгиба «змейки» в плане . . .
5 2. Расчет трубопровода, уложенного «змейкой» в вертикаль-
ной и горизонтальной плоскостях ...........................
Стр.
133
133
135
146
164
164
170
184
184
187
Глава пятнадцатая. Детали конструкций висячих систем переходов тру-
бопроводов ......................................................
§ 1. „Расчет подвесок несущих канатов......................
§ 2. Крепление концов канатов .............................
§ 3. Расчет опорных подушек (блоков) для несущих и ветровых
канатов ...................................................
§ 4. Конструктивные решения и расчет талрепов .............
§ 5. Конструктивные решения и расчет опор под пплопы . . . .
§ 6. Анкерные опоры.................................. . .
Глава шестнадцатая. Висячие системы переходов в виде провисающей
нити (типа «висячая труба»).......................................
§ 1. Расчет трубопроводов, подвешенных в виде провисающей нити
§ 2. Экспериментальное изучение на моделях трубопроводов, под-
вешенных в виде провисающей нпти, под действием внутрен-
321
321
322
330
334
341
349
353
353
Глава девятая. Прямолинейная прокладка без компенсации продольных
деформаций......................................................
§ 1, Расчет прямолинейных переходов без компенсации продоль-
ных деформаций ...........................................
{ 2. Особенности проектирования прямолинейной прокладки тру-
бопроводов по земляным опорам ............................
Глава десятая. Усиление балочных конструкций при надземной прокладке
трубопроводов ..................................................
§ 1. Усиление трубопроводов путем приварки к пим дополнитель-
ных элементов ............................................
5 2. Расчет шпренгельных систем трубопроводов ...........
него давления................................ ‘_' '
§ 3. Конструкция узлов переходов в виде провисающей ни я
367
380
Глава одиннадцатая. Расчет надземных самокомпенсирующихся систе
трубопроводов с учетом деформативности опор . -...............
§1 . Определение допускаемой деформации опоры .......
§ 2. Определение оптимального пролета между опорами ....
Глава двенадцатая. Опоры балочных систем прокладки трубопроводов . .
5 1. Применяемые типы опор и опорных частей ..............
§ 2. Нагрузки, передаваемые от трубопроводов к опорам . . . .
§ 3. Конструкции опор ....................................
§ 4. Конструкция опорных частей ..........................
190
190
196
199
199
?01
ЧАСТЬ IV. АРОЧНЫЕ СИСТЕМЫ
Глава семнадцатая. Арочные системы, применяемые для надземных пере-
ходов трубопроводов...............................................
§ 1. Обзор построенных арочных переходов трубопроводов через
препятствия .................................................
§ 2. Системы арочных переходов и различные конструктивные ре-
шения .......................................................
207
207
210
218
218
219
224
'249
Глава восемнадцатая. Расчет арочных переходов ................... чш
§ 1. Общие расчетные положения............................ 416
§ 2. Расчет трехшарнирных арок............................ 422
§ 3. Расчет двухшарнирной арки......................... . 424
§ 4. Расчет бесшарнирной арки............................. 428
Литература ..................................................... 443
ЧАСТЬ III. ВИСЯЧИЕ СИСТЕМЫ
Глава тринадцатая. Висячие системы, применяемые для надземных пере-
ходов трубопроводов через препятствия ..........................
§ 1. Обзор построенных висячих переходов трубопроводов через
препятствия...............................................
§ 2. Системы и общие конструктивные решения висячих переходов
§ 3. Особенности определения нагрузок на висячие системы пере-
ходов и расчета трубопроводов ............................
Глава четырнадцатая. Несущие и ветровые канаты (тросы) висячих
систем переходов трубопроводов .................................
Конструкция канатов .................................
Расчет несущих канатов в одноцепной системе..........
~--------
§
1.
2.
___j Muuuiov и оцкицепиий СИСТбМв..........
§ 3. Расчет несущих канатов в двухцепной висячей системе . . .
§ 4. Расчет несущих канатов в вантовых фермах.............
Расчет ветровых канатов в виде одноцепной висячей системы'
Расчет ветровых оттяжек................
5.
6.
58
*58
21
Игорь Петрович Петров, Виктор Васильевич Спиридонов
НАДЗЕМНАЯ ПРОКЛАДКА ТРУБОПРОВОДОВ
296
296
300
307
312
316
318
Редактор В. В. Переверзев
Ведущий редактор Г. В. Растова. Технический редактор В. В. Воронова
Корректоры: Т. Я. Хомутова, Г. Г. Дебабова
Сдано в набор 8/IX 1964 г. Подписано к печати 14/XII 1964 г.
Форкат в0х90'/ц. Псч. л. 28,0. Уч.-пзд. л. 25,62. Т-16876. Тираж 2475 »нз.
Зак. X, 2185/439-8. Цена 1 р. 38 к.
Oftwnuiciio втемплапе б. Гостоптехпздата 1964 г. .N4 164. Индекс 1—3—1.
Ч^здтслнетап '»Н6лра». Москва, к-12. Третьяковский проезд, 1/19.
Лешшпыдскал тапогрпфпп^йч14 «Красный Печатник» Главпопиграфпрома
ЙГо<гхда>сН4фЛтг4 ноййтета,Соната Министров ссей по печати. Московский пр..
5
446