Автор: Фрейшист А.Р.   Хохарин А.Х.   Шор А.М.  

Теги: трубопроводный транспорт   гидродинамика  

Год: 1982

Похожие

Τα έργα αββά Ζωσιμά, Ισαΐσου, Δωροθέου (ΕΠΕ)

Ζητήματα και ασκήσεις φυσικής

Maximoy о omologhtoy

Неисчерпаемая энергия. Книга 2. Ветроэнергетика

Текст
                    
А.Р. ФРЕЙШИСТ
А.Х.ХОХАРИН, А.М. ШОР

СТАЛЬНЫЕ
ТРУБОПРОВОДЫ
ГИДРОЭЛЕКТРО-
СТАНЦИИ
; • - -
1 ; - ’> ' '. \
 . ‘ 
л


№
• i' *2* Д -j


•.
-
’.'з- 	 ?:;•
/ i/'i
Fr ;
В, л. ; 
4^?
 " I' К
Н-Ж. Г . .




А.Р. ФРЕЙШИСТ,
А.Х.ХОХАРИН, А.М. ШОР
СТАЛЬНЫЕ
ТРУБОПРОВОДЫ
ГИДРОЭЛЕКТРО-
СТАНЦИЙ
ИЗДАНИЕ ТРЕТЬЕ,
ПЕРЕРАБОТАННОЕ и ДОПОЛНЕННОЕ
ЕЭ
МОСКВА ЭНЕРГОИЗДАТ 1982
л

ПРЕДИСЛОВИЕ
Стальные напорные трубопроводы отно-
сятся к основным сооружениям гидроэлектро-
станций. В виде свободно уложенных, засы-
панных, заделанных в горной породе или в бе-
тонном массиве конструкций они широко
распространены на средне- и высоконапорных
гидроэнергетических установках. Стальные
трубопроводы также повсеместно используют-
ся на насосных станциях оросительных си-
стем, водопроводов, систем технического во-
доснабжения ТЭС и других промышленных
объектов.
Предыдущее издание книги «Стальные
трубопроводы гидроэлектростанций» (авто-
ров Н. В. Клингерта, А. X. Хохарина,
А. Р. Фрейшиста) вышло в свет в 1973 г.
За этот период произошли существенные из-
менения в теории и практике проектирования
и сооружения крупных высоконапорных водо-
водов. На основе разнообразных теоретиче-
ских и экспериментальных исследований на-
пряженно-деформированного состояния флан-
цевых соединений, лазов, компенсаторов,
опорных колец, разветвлений, открытых ко-
лен разработаны современные методики рас-
чета, основанные на использовании в первую
очередь электронно-вычислительной техники.
Введены в действие новые нормы проектиро-
вания трубопроводов всех типов, усовершен-
ствовано проектирование трубопроводов, за-
деланных в туннелях, и разработаны соответ-
ствующие руководящие материалы. Создан-
ные металлургической промышленностью но-
вые стали используются в трубопроводо-
строении.
Строительство крупных современных гид-
роэнергетических установок, особенно в гор-
ных районах, и- рост единичных мощностей
станций потребовали создания трубопроводов,
рассчитанных на пропуск больших расходов
воды и одновременно выдерживающих высо-
кое внутреннее давление. Конструкция такого
трубопровода должна обладать высокой на-
дежностью, а его сооружение в сжатые сроки
требует передовой организации и технологии
производства работ, обеспечивающих высо-
кую производительность труда при хорошем
качестве. При проектировании и строитель-
стве трубопроводов важнейшей задачей яв-
ляется экономия дефицитного толстолистового
проката, особенно из высококачественных
сталей.
На крупнейших в .мире сибирских гидро-
электростанциях и строящихся гидроаккуму-
лирующих электростанциях в европейской
части страны большое развитие .получили
сталежелезобетонные трубопроводы. Высоко-
напорные гидроузлы энергетического и ком-
плексного назначения, сооружаемые в горных
районах Средней Азии и Кавказа, вызвали
к жизни уникальные туннельные водоводы со
стальной оболочкой диаметром 4—11 м.
Организациями Минэнерго и Минводхоза
СССР, и в первую счередь Всесоюзного тре-
ста Гидромонтаж, получен новый богатый
опыт проектирования и строительства круп-
нейших трубопроводов на Нурекской, Шамб-
ской, Татевской, Ингурской, Чиркейской,
Зейской, Саяно-Шушенской ГЭС, на насос-
ных станциях Комсомольской оросительной
системы, Большого Ставропольского и Аму-
бухарского каналов и других объектах. Вне-
дрено много новых решений по механизации
сборочно-сварочных работ, особенно по мон-
тажу трубопроводов в подземных выработ-
ках. Освоены новые высокопрочные стали и
высокопроизводительные способы сварки. Су-
щественному пересмотру подвергается тради-
ционная технологическая схема изготовления
негабаритных трубопроводов, особенно в свя-
зи с новыми задачами по сооружению трубо-
проводов для Загорской и других ГАЭС, для
Рогунской ГЭС.
Указанные -изменения определили -необхо-
димость подготовки нового (третьего) изда-
ния книги. По сравнению с предыдущим из-
данием, которое в свое время было с удовле-
творением встречено научно-технической
общественностью *, новое издание существен-
но переработано и дополнено. Так, полностью
обновлены разделы, составленные в предыду-
щих изданиях Н. В. Клингертом и касающие-
ся нагрузок и расчета прочности засыпанных
трубопроводов, расчета устойчивости свобод-
но лежащих трубопроводов, проектирования
катковых опорных устройств, заглушек, гео-
1 Отзыв о книге «Стальные трубопроводы гидро-
электростанций». — Гидротехническое строительство,
1974, № 3, с. 61.
3

метрии колен. В соответствии с действую-
щими нормами исключен расчет трубопровода
на частичное заполнение водой.
Необходимая переработка гл. 3 выполнена
в соответствии с действующими нормативами
на стали и другие материалы, применяемые
в настоящее время для трубопроводов. Отра-
жен опыт использования высокопрочных ста-
лей, добавлены сведения о материалах для
сталежелезобетонных трубопроводов.
Глава 4 откорректирована в связи с изме-
нением главы СНиП «Нагрузки и воздей-
ствия». Уточнен вопрос о выборе расчетной
температуры при проектировании трубопро-
вода.
Глава 5 существенно переработана в соот-
ветствии с действующими нормами проекти-
рования, § 5.2 дополнен материалами по рас-
чету трубопровода как неразрезной балки и
по определению местных напряжений в обо-
лочке в местах перелома образующих. В §5.4
впервые подробно рассматриваются условия,
при которых заделанный трубопровод может
рассчитываться с учетом упругого отпора по-
роды. В связи с большим объемом гл. 5 рас-
четы трубопроводов на действие наружного
давления, связанные с проблемой устойчиво-
сти оболочки и колец, выделены в самостоя-
тельную гл. 6, материал которой также под-
вергнут серьезной переработке.
Новая методика расчета катковых опор-
ных устройств приведена в гл. 7. В гл. 8 по-
мещена новая методика расчета общей гео-
метрии трубопровода и установочных углов
колен.
Существенно переработана и расширена
гл. 9 «Разветвления трубопроводов», в кото-
рой нашли отражение результаты недавних
многолетних исследований, проводившихся
в СКВ «Ленгидросталь» и «Мосгидросталь».
Поскольку из всех элементов трубопроводов
разветвления отличаются наибольшей слож-
ностью и многообразием конструкций, авто-
ры сочли целесообразным дать по ним неко-
торый исторический обзор развития конструк-
тивных решений.
В гл. 10 наиболее существенно перерабо-
тан материал, посвященный фланцевым со-
единениям и заглушкам.
В гл. 11 отражен современный передовой
производственный опыт по изготовлению,
монтажу и предпусковым гидравлическим
испытаниям крупных трубопроводов, в част-
ности, заделанных в туннелях. Освещены во-
просы дренажа, бетонирования, цементации.
Наряду с отечественной практикой проек-
тирования и изготовления трубопроводов
в книге отражены достижения ведущих зару-
бежных фирм, работающих в этой области
гидротехники.
Учитывая положительный опыт использо-
вания двух предыдущих изданий книги в ка-
честве руководства по проектированию и по-
желания, высказанные специалистами, в на-
стоящем издании авторы приводят примеры
расчета свободно лежащего и заделанного
в горной породе трубопроводов.
В книге применена Международная систе-
ма (СИ) единиц физических величин. Табли-
ца соотношений между единицами СИ и неко-
торых других систем, дана в приложении в
конце книги.
Автором гл. 9 является канд. техн, наук
А. М. Шор. Им же написаны § 8.2 и 10.7,
а также части § 11.4, касающиеся внутренних’
раскреплений, отверстий для цементации, и
часть примеров расчета. | А. X. Хохарин [
является автором § 1.1, 1.4, 1.6, 1.8, 7.1, 7.4,
8.1, 10.6, а также его материалы использова-
ны частично в § 4.2, 5.2, 6.1 и 11.3. В книге
также использованы текст в § 10.1, 10.2, 10.5,
11.4 и некоторые иллюстрации в гл. 1, 7, 8 и
10, подготовленные редактором первого изда-
ния /А. 3. Хазановой | . Все остальные раз-
делы написаны канд. техн, наук А. Р. Ф(рей-
шистом, который также выполнил общее ре-
дактирование настоящего издания книги.
Книга рассчитана на инженерно-техниче-
ских и научных работников, занимающихся
проектированием, исследованием, строитель-
ством и эксплуатацией стальных трубопрово-
дов гидроэлектрических и насосных станций.
Однако учитывая, что книга также может
служить учебным пособием для студентов
специализированных факультетов вузов и тех-
никумов, авторы помещают в ней некоторые
сведения общего характера.
В новом издании учтены рекомендации
специалистов и преподавателей вузов (МИСИ,
МГМИ), использовавших предыдущее изда-
ние книги в учебном процессе.
Авторы признательны кандидатам техн,
наук В. Ф. Простаку и В. Ф. Илюшину, канд.
физ.-мат. наук Ф. М. Свойскому, инженерам
В. Ф. Рахманову, Г. И. Штейнцайгу, В. А. Гер-
ману и другим товарищам по работе за полез-
ные советы и предоставленные материалы.
Много полезных замечаний по рукописи сде-
лал инж. Я. Н. Ветухновский, которому авто-
ры глубоко благодарны.
Замечания и пожелания по книге просьба
направлять в Энергоиздат по адресу: 113114
Москва М-114, Шлюзовая наб., 10.
А. Р. Фрейишст, А. М. Шор

ПРИНЯТЫЕ ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
А — аилы, действующие на трубопровод парал-
лельно его оси;
Ьк — длина набивки сальникового компенсатора;
с — коэффициент перехода от основных к произ-
водным сопротивлениям материала;
Da — наружный диаметр трубопровода;
Do — внутренний диаметр трубопровода;
D — диаметр срединной поверхности оболочки
трубопровода;
Di — наружный диаметр патрубка сальникового
компенсатора;
D2 — внутренний диаметр патрубка сальникового
компенсатора;
Е — модуль упругости (нормальной деформации)
стали;
Еб — то же бетона;
Еск — тоже скальной породы;
Eq — то же грунта засыпки ненарушенной струк-
туры;
Fq — площадь поперечного сечения трубы, соответ-
ствующая jD0;
Го б — площадь поперечного сечения оболочки;
Гк — площадь поперечного сечения кольца (жест-
кости, опорного);
F'K^FK — то же с добавлением площади оболочки на
участке, ограниченном толщиной стенки
кольца;
j£P—площадь и момент инерции приведенного се-
чения кольца (с учетом присоединенного по-
яска оболочки);
f — коэффициент трения при перемещении тру-
бопровода по промежуточной опоре или по
грунту;	,
fK—коэффициент трения в сальниковом компен-
саторе;
g — ускорение свободного падения;
£тр вес 1 м длины металлоконструкции трубо-
провода;
gB—вес воды в 1 м длины трубопровода;
g3 — вес грунта засыпки, приходящийся на 1 м
длины трубопровода;
Нр — расчетный (гидродинамический) напор в
центре рассматриваемого сечения трубопро-
вода;
Нет — гидростатический напор в центре рассмат-
риваемого сечения;
Нс — дополнительный сейсмический напор;
НИсп — напор при гидравлических испытаниях;
А//у — расчетное гидродинамическое изменение на-
пора от гидравлического удара;
АН — суммарные гидравлические потери;
АНтр — потери напора на трение;
АНМ — местные потери напора;
k — коэффициент безопасности по материалу;
kn — коэффициент надежности;
km —коэффициент жесткости колена;
К— коэффициент упругого отпора породы;
Ко—коэффициент удельного упругого отпора;
I — расстояние между кольцами жесткости;
L — длина расчетного участка или расстояние от
компенсатора до расчетного сечения;
Гн, Гв — постоянный пролет между промежуточными
опорами соответственно на нижнем и на
верхнем участках трубопровода;
m — коэффициент условий работы;
тс — коэффициент сочетаний;
М —изгибающий момент в трубопроводе;
Л1К — изгибающий момент в опорном кольце;
Afg—изгибающий момент в меридиональном сече-
нии оболочки;
п — коэффициент перегрузки;
N — продольная сила в трубопроводе;
NK — продольная сила в опорном кольце;
Np—сила, растягивающая кольцо;
Ng— нормальная сила в меридиональном сечении
оболочки;
р — расчетное внутреннее давление воды на уров-
не оси трубопровода;
Ро — то же на уровне верхней образующей;
Рн — расчетное наружное давление на трубопровод;
рек — доля внутреннего давления на заделанный
в скале трубопровод, воспринимаемая горной
породой;
Рисп — внутреннее давление при гидравлических ис-
пытаниях;
Ркр — критическое наружное давление для обо-
лочки;
рт — предельное наружное давление, соответ-
ствующее достижению предела текучести
в оболочке;
5

рх, bpx — горизонтальное давление грунта на засыпан-
ный трубопровод;
ру, Apv — вертикальное давление грунта на засыпанный
трубопровод;
<7тР — поперечная нагрузка на 1 м длины трубопро-
вода от веса его металлоконструкции;
<7в — поперечная нагрузка на 1 м длины трубо-
провода от веса заполняющей его воды;
Q — силы, действующие на трубопровод перпен-
дикулярно его оси; поперечная сила в тру-
бопроводе;
г — радиус срединной поверхности оболочки;
Го — внутренний радиус оболочки;
гн — наружный радиус оболочки (обделки);
Rk—радиус центроиды кольца (жесткости, опор-
ного) ;
R — расчетное сопротивление материала;
Ra — нормативное сопротивление материала;
R — опорная реакция (при расчете трубопровода
. как неразрезной балки);
s — расстояние между центрами опорных катков;
t — расчетная температура;
At — расчетный температурный перепад;
v—’.скорость движения воды в трубопроводе;
а — угловая координата точки в поперечном се-
чении трубопровода, отсчитываемая от ниж-
него радиуса;
— температурный коэффициент линейного рас-
ширения стали;
3 — угол между образующей и осью конической
оболочки;
Y — удельный вес воды;
То — удельный вес материала трубы;
Уск — удельный вес частиц (скелета) грунта засыпки;
Уз — удельный вес грунта засыпки;
Угр — удельный вес скального грунта;
б — толщина оболочки трубопровода;
Д — расчетный зазор между оболочкой заделан-
ного трубопровода и окружающей средой;
е — полный центральный угол колена;
8о — угол скоса обечайки колена;
9 — угловая координата точки в поперечном се-
чении трубопровода, отсчитываемая от верх-
него радиуса;
ц— коэффициент Пуассона стали;
,Цб — то же бетона;
Цск— то же скальной породы;
Цо — то же грунта засыпки ненарушенной струк-
туры;
р — плотность воды;
От—предел текучести стали;
ов—временное сопротивление стали;
Ох — продольное напряжение в оболочке;
Oz—кольцевое напряжение в оболочке;
oz кот—«котельное» напряжение в оболочке;
Оприв—приведенное напряжение;
т — касательное напряжение;
<р — угол наклона оси трубопровода к гори-
зонту;
<Ро — угол внутреннего трения грунта засыпки;
Фа, фв — углы установки колена трубопровода;
<1>зак — площадь закрытия сечения трубы.

ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О НАПОРНЫХ ТРУБОПРОВОДАХ
1.1. НАЗНАЧЕНИЕ НАПОРНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
Водоводы, выполненные из труб круглого
поперечного сечения, называют трубопро-
водами.
Напорные трубопроводы наряду с тунне-
лями и каналами являются одним из -наиболее
распространенных типов водопроводящих гид-
ротехнических сооружений (водоводов) гидро-
электрических станций, особенно на гидро-
энергетических установках среднего и высо-
кого напоров.
На всех гидроэлектростанциях высокого
напора и на многих гидроэлектростанциях
среднего напора для подвода воды к турби-
нам используют трубопроводы, которые в этом
случае называют турбинными (рис. 1.1).
Рис. 1.1. Турбинный трубопровод высоконапорной дери-
вационной -ГЭС, расчетный напор Яр = 380 м, диаметр
£>=3,2ч-2,7 м.
Рис. 1.2. Турбинный трубопровод, проложенный в теле
бетонной плотины, £>=7,0 м, Яр= 130,5 м.
/ — турбинный трубопровод; 2 —закладные армофермы трубо-
провода; 3 — аварийно-ремонтный затвор; 4 — гидроподъемник;
5 — ремонтный затвор; 6 — штанги ремонтного затвора; 7 — ос-
роудерживаюшая решетка: 8 — козловой кран,
7

Рис. 1.3. Схема гидроэлектростанции с безнапорной де-
ривацией.
1 — водохранилище; 2 — отстойник; 3 — плотина; 4 — деривацион-
ный канал; 5 — напорный бассейн; 6— щитовая стенка; 7 — тур-
бинный трубопровод; 8 — здание ГЭС.

Рис. 1.4. Схема гидроэлектростанции
с напорной деривацией.
1 — водохранилище; 2 — шахта водоприемни-
ка; 3 — напорный деривационный туннель; 4 —
уравнительный резервуар; 5 — турбинный тру-
бопровод; 6 — здание ГЭС; 7 — решетка; 8 —
воздухоподводящая труба; 9—затвор водо-
приемника; 10 — затвор перед турбиной.
А-А
62800
48000
24000
30000
, 7500 2000
^24,500
1-0,00365
55800
Рис. 1.5. Деривационные и турбинные трубопроводы, Z? = 5,3
1 — свободно лежащий деривационный трубопровод в галерее; 2 — уравнительный резервуар; 3 — турбинный трубопровод; 4 — про^
рей; 8 — отводы в ирригационный канал; 9 — оболочка резервуара; 10 — заглушка. (На плане у трубопроводов № 2--6 опоры и.
8

Для всякой гидроэлектростанции необхо-
димо создать на реке сосредоточенный пере-
пад— напор. По способу создания напора
различают три основные схемы гидроэнерге-
тических установок: плотинная, деривацион-
ная и плотинно-деривационная.
Плотинная схема характеризуется
сооружением в русле реки плотины, перед ко-
торой образуется водохранилище.
В плотинных установках турбинные трубо-
проводы начинаются водоприемником,
который обеспечивает водозабор из водохра-
нилища в трубопровод. Турбинные трубопро-
воды могут быть проложены в теле плотины
(рис. 1.2) или по ее низовой грани.
При деривационной схеме напор»
создается главным образом посредством де-
ривации, т. е. часть воды из реки направ-
ляется в водовод, проложенный по берегу
с уклоном, значительно меньшим, чем уклон
в реке. За счет разности уклонов деривации
и реки между ними образуется перепад, кото-
рый можно использовать для выработки элек-
трической энергии. Деривация может быть
безнапорной, напорной и смешанной.
Деривация с безнапорными
водоводами: отвод воды от водозаборного*
сооружения, расположенного на водотоке,,
осуществляется посредством деривационного»
канала или лотка, заканчивающегося напор-
м, с уравнительными резервуарами на каждой нитке.
межуточные катковые опоры; 5 — неподвижные опоры; 6— компенсаторы; 7 — температурно-осадочные швы железобетонных гале-
компенсаторы условно не показаны.)
О

иы.м бассейном с очистными и водоприемными
устройствами (рис. 1.3).
Деривация с напорными водо-
водами: деривация выполняется в виде на-
порного туннеля или трубопровода, идущего
от водозаборного сооружения и переходящего
в трубопровод, подающий воду к турбинам
гидроэлектростанции (|рис. 1.4).
Деривация с безнапорными и
.напорными водоводами (смешан-
н а я): верхний участок деривации выполняет-
ся в виде открытого канала или безнапорного
туннеля, заканчивающегося напорным бассей-
ном, от которого начинается напорный дери-
вационный туннель или трубопровод.
В установках с безнапорной деривацией
турбинный трубопровод начинается в -щито-
вой стенке напорного бассейна
(рис. 1.3).
В установках с напорной деривацией ко-
нец деривации совпадает с началом турбин-
ного трубопровода. При большой длине на-
порной деривации в месте ее сопряжения
с турбинным трубопроводом часто устраивают
уравнительный резервуар с откры-
той поверхностью воды, который предохра-
няет напорную деривацию от воздействия
ЗРис. 1.6. Распределитель турбинного трубопровода.
10
гидравлического удара, возникающего вслед-
ствие изменения расхода воды в трубопроводе
при нормальном регулировании агрегатов
или аварийной остановке, а также уменьшает
величину гидравлического удара в самом тур-
бинном трубопроводе благодаря ограничению
длины распространения ударной волны. Если
напорная деривация или один из ее участков
выполнены в виде напорного трубопровода, то
такой трубопровод называют деривацион-
ным (рис. 1.5).
Деривационные трубопроводы обычно про-
кладывают на местности с минимальными
уклонами, достаточными лишь для подачи
самотеком необходимого расхода воды. По-
этому они имеют относительно небольшие на-
поры, а благодаря защитному действию урав-
нительного резервуара почти не подвержены
динамическим нагрузкам, возникающим при
гидравлическом ударе в турбинном трубопро-
воде. Турбинный трубопровод стремятся про-
кладывать по кратчайшему расстоянию от
конца деривации до здания гидроэлектростан-
ции. Обычна .он имеет значительный уклон, и
расчетный напор резко увеличивается от на-
чала к концу турбинного трубопровода. По-
этому по соображениям прочности, чтобы не
слишком увеличивать толщину оболочки, не-
редко диаметр трубопровода постепенно
уменьшают к концу.
При числе ниток турбинного трубопрово-
да, равном числу агрегатов, каждая турбина
питается индивидуальным трубопроводом
(рис. 1.5) и не зависит от работы других тур-
бин. Если число ниток турбинного трубопро-
вода меньше числа агрегатов, то для подачи
воды к турбинам устраивают р а сп р е д е л и-
т е л ь, или коллектор, представляющий
собой одно или несколько последовательных
разветвлений основного трубопровода, на
определенное количество отводов. Примеры
различных распределителей показаны на
рис. 1.6, 1.7, а также в гл. 9.
Кроме деривационных и турбинных на
гидроэлектростанциях нередко имеются
сбросные трубопроводы (рис. 1.8), пред-
назначенные для пропуска сбрасываемых па-
водковых расходов, опорожнения водохрани-
лищ и водоводов, осушения подводных частей
гидросооружений. Сбросные трубопроводы
характеризуются более высокими скоростями
движения воды.
В местах пересечения трассы водовода
с шоссейными или железнодорожными маги-
стралями, реками, оврагами и другими пре-
пятствиями устраивают акведуки или
дюкеры.
Устройство акведука в виде мостового пе-
рехода (рис. 1.9) является выгодным в том
случае, если мост одновременно используют

Рис. 1.7. Заделанный в скале турбинный трубопровод подземной гидроэлектростанции, 77р=160 м.
/— турбинный трубопровод, заделанный в скале; 2 — свободно лежащий деривационный трубопровод; 3 — уравнительный резер-
вуар; 4— лаз диаметром 1000 мм; 5— лаз диаметром 500 мм.

$ 263,O_
262,0
7 255,0
$264,0
Рис. 1.8. Сбросной трубопровод высоконапорного водо-
выпуска.
1 — механизм аварийно-ремонтного затвора; 2— аварийно-ре-
монтные затворы плоские; 3 — туннель водовыпуска; 4 — сброс-
ной трубопровод; 5 — основной затвор плоский; 6 — гидропривода
7 — воздуховод.
3360/2200
L $199,5
‘i ,Ш

у 187,575
rrpf3
Рис. 1.9. Переход стального трубопровода, /> = 3,2 м, через ущелье
по мосту-акведуку.
Рис. 1.10. Арочный переход стального трубопровода через желез-
ную дорогу, пролет L=42 м, £) = 2,3 м, //р = 80 м.
12

для автогужевого транспорта. Если мостовой
переход для транспортных целей не требует-
-ся, то трубопровод может быть уложен само-
стоятельно сверху или снизу препятствия. На
рис. 1.10 показан акведук в виде самонесущей
арки над железнодорожной магистралью.
В этом случае сама оболочка трубопровода
является основной несущей конструкцией. Ре-
же переход осуществляется снизу дюкером
(рис. 1.11). Дюкеры устраивают при перехо-
дах через овраги, в горных местностях, в ко-
торых открытая прокладка трубопровода из-
за обвалов и лавин небезопасна. Дюкер мо-
жет быть одним из участков напорного тру-
бопровода или соединять между собой два
участка безнапорного водовода (туннеля,
канала, лотка).
Напорные (нагнетательные)
трубопроводы насосных станций
по своим конструкциям и условиям работы
очень близки к напорным трубопроводам гид-
роэлектростанций. Однако практика показы-
вает, что по сравнению с трубопроводами
ГЭС они в большей степени подвержены виб-
рации при эксплуатации, особенно в неустано-
вившихся режимах.
На гидроаккумулирующих установках на-
порные трубопроводы являются одним из ос-
новных видов гидросооружений. Особенностью
работы ГАЭС является то, что здесь один и
тот же трубопровод поочередно функциони-
рует то как нагнетательный трубопровод на-
сосной станции, то как турбинный трубопро-
вод гидроэлектростанции. Режим работы
ГАЭС определяется в зависимости от характе-
ра графика нагрузки. Практически большин-
ство гидроаккумулирующих установок в тече-
ние суток несколько раз работает в турбинном
режиме и несколько раз — в насосном режиме.
Поэтому напорные трубопроводы ГАЭС
многократно подвергаются пульсационным
нагрузкам, возникающим при неустановив-
шихся режимах в процессе разгона и тормо-
жения гидромашин, и для них становится ак-
туальной задача обеспечения их усталостной
прочности.
Иногда для общего определения напорных
трубопроводов ГЭС, ГАЭС и насосных стан-
ций используют термин станционные тру-
бопроводы.
Трубопроводы могут быть изготовлены из
стали, железобетона, дерева. На современных
гидроэлектрических и насосных станциях де-
ревянные трубопроводы не применяют. Тру-
бопроводы довоенной постройки из деревян-
ной клепки со стальными бандажами успешно
эксплуатировались на многих гидроузлах
вплоть до настоящего времени.
Рис 1.11. Дюкер под руслом водостока, засыпанный
грунтом.
/ — воздушный клапан; 2 — сливная труба; 3 — анкерная опора;
4 — промежуточная опора.
Железобетонные трубопроводы, в том
числе из предварительно напряженного желе-
зобетона, применяют на насосных станциях
и гидроэлектростанциях в качестве дерива-
ционных, а также в качестве турбинных при
умеренных напорах (60—100 м); при наличии
стального сердечника такие трубопроводы
(сталежелезобетонные) можно использовать
при напорах 150—200 м и даже выше. Желе-
зобетонные трубопроводы долговечнее сталь-
ных и требуют меньше эксплуатационных
расходов. Для защиты от температурных воз-
действий железобетонные трубопроводы,
когда это возможно, засыпают грунтом.
Важным эксплуатационным преимуще-
ством железобетонных трубопроводов являет-
ся то, что они не подвержены обрастанию
внутренней поверхности в отличие от сталь-,
ных, у которых внутренняя поверхность бы-
стро покрывается микроорганизмами, отло-
жившимися осадками, продуктами коррозии.
В результате шероховатость у стального тру-
бопровода через несколько лет эксплуатации
сильно возрастает (см. рис. 12.7) и превышает
шероховатость железобетонного трубопро-
вода.
Железобетонные трубопроводы при боль-
ших. диаметрах обеспечивают значительную
экономию стали и в среднем на 30—40% Де-
шевле стальных, однако требуют выполнения
основного объема работ по изготовлению на
полигоне, что экономически оправдано при
общей длине трубопровода не менее 1000 м.
Стальные трубопроводы могут работать
при самых высоких напорах.
В последнее время для изготовления тру-
бопроводов стали применять новые материа-
лы, такие, как асбестоцемент, стеклопласти-
ки и др.
В настоящей книге рассматриваются толь-
ко стальные напорные трубопроводы всех ти-
пов, а также частично сталежелезобетонные.
13

1.2.	ТИПЫ ТРУБОПРОВОДОВ
1.2.1 КЛАССИФИКАЦИЯ ТРУБОПРОВОДОЗ
Помимо классификации напорных трубо-
проводов гидроэлектростанций по функцио-
нальным признакам, приведенной в § 1.1,
стальные трубопроводы классифицируют по
способу прокладки на местности и по расчет-
ной схеме статической работы.
Классификация стальных трубопроводов
затруднена отсутствием единой установлен-
ной терминологии, что вызывает нередко до-
садную путаницу при работе не только с ино-
странными источниками, но даже с отечествен-
ной нормативной и технической литературой.
В частности, представляются неудачными та-
кие характеристики типов трубопроводов, как
«открытые» и «подземные» (последний тер-
мин часто употребляют и для засыпанных, и
для заделанных в горном массиве трубопро-
водов) .
Поскольку способ прокладки трубопрово-
да на местности или на сооружении опреде-
ляет и схему его статической работы под на-
грузкой, в нашей классификации (рис. 1.12)
отражены оба эти признака. Соответствую-
щим образом выбраны и термины, определяю-
щие различные типы стальных трубопрово-
дов, при этом учтены рекомендации из совре-
менной отечественной и зарубежной норма-
тивно-технической литературы, посвященной
проектированию и строительству трубопрово-
дов.
В соответствии с изложенными принципа-
ми все стальные напорные трубопроводы раз-
делены на три большие группы: нез а де-
ла иные, заделанные и засыпан-
н ы е.
Незаделанные1, или свободно
лежащие2, — это трубопроводы, проложен-
ные на отдельных опорах по поверхности
земли* или сооружения (рис. 1.1), или над
землей — на эстакадах, мостах (рис. 1.9), или
ниже поверхности земли—в траншеях, штоль-
нях, туннелях, галереях (рис. 1.5). К наруж-
ной поверхности этих трубопроводов обеспе-
чен постоянный доступ для наблюдений, реви-
зий и ремонтов, поэтому их также называют
«открытыми». Такие трубопроводы обладают
наиболее высокой ремонтопригодностью по
сравнению с другими типами трубопроводов,
а это является важным показателем эксплуа-
тационной надежности конструкции. В прак-
тике строительства гидроэлектростанций
встречаются стальные трубопроводы с на-
ружным расположением, покрытые слоем бе-
тона, который считается не участвующим
в силовой работе конструкции, а выполняет
чисто защитные функции, например предо-
храняет оболочку-трубопровода от камнепада,
воздействия резких суточных колебаний тем-
пературы, коррозии и т. д. Такие трубопро-
воды также могут быть условно отнесены
к первой группе, хотя их оболочка недоступна
для внешнего осмотра.
Заделанные3 трубопроводы
представляют собой стальные напорные обли-
цовки водоводов, проложенных в бетонном
массиве сооружения (см. рис. 1.2) или в гор-
1 Соответствуем английскому unembeded — незаде-
л энный.
2 Соответствует немецкому freiliegende — свободно
лежащий.
3 Соответствует английскому embeded — вделанный,
врезанный.
Рис. 1.12. Схема классификации стальных напорных трубопроводов.
14

ной породе (см. рис. 1.7). В последнем случае
затрубное пространство между стальной обо-
лочкой и скалой заполняется бетоном. Таким
образом, условйя прокладки заделанных тру-
бопроводов обеспечивают совместность их
работы с окружающим бетонным или скаль-
ным массивом.
Турбинные трубопроводы многих гидро-
энергетических установок приплотинного типа
(например, Братской, Красноярской, Чиркей-
ской, Саяно-Шушенской ГЭС и др.) выпол-
няют заделанными в бетонный массив стан-
ционной части гравитационной плотины или
располагают на низовой грани последней в ви-
де «выносных» трубопроводов, которые обыч-
но имеют сталежелезобетонную конструкцию
с расположением стальной облицовки внутри
охватывающей ее железобетонной трубы. Та-
кую 'комбинированную систему также можно
условно рассматривать как стальной трубо-
провод, заделанный в железобетонной кон-
струкций 1.
При подземном расположении машинного
зала станции турбинные трубопроводы, а не-
редко также и деривационные, устраивают
с заделкой в коренных горных породах.
1 Следует подчеркнуть условность отнесения ста-
лежелезобетонных трубопроводов к заделанным сталь-
ным трубопроводам. Строго говоря, это совершенно
новый вид трубопроводов. Подобно стальному, стале-
железобетонный трубопровод /может быть засыпан или
заделан в подземной выработке.
В виде заделанных трубопроводов выпол-
няют также цилиндрические облицовки водо-
проводных галерей судоходных шлюзов, холо-
стых водосбросов и другие, воспринимающие-
внутреннее давление воды. Заделанные трубо-
проводы не требуют каких-либо специальных,
опорных устройств.
Засыпанные трубопроводы окру-
жены насыпным грунтом (рис. 1.13). Они мо-
гут быть проложены в траншее с последую-
щей засыпкой или непосредственно в насыпи..
Оболочка засыпанных трубопроводов недо-
ступна для осмотра и ремонтов и требует
гидроизоляции наружной поверхности. Трубо-
проводы этого типа при условии надлежащего-
уплотнения засыпки можно рассчитывать-
с учетом упругих свойств окружающего грун-
та как разгружающего фактора. Подобно1
заделанным трубопроводам, засыпанные тру-
бопроводы не нуждаются в специальных опор-
ных устройствах, обычно они укладываются
непосредственно на грунт или на сплошную--
песчано-щебеночную подготовку, а иногда на.
непрерывную ленточную бетонную постель.
Помимо названных в практике гидротех-
нического строительства встречаются сталь-
ные трубопроводы, которые, строго говоря,,
нельзя отнести ни к одной из перечисленных
групп. Примером стального трубопровода осо-
бой конструкции является напорная облицов-
ка горной выработки, выполняющая только-
противофильтрационные функции и не вос-
принимающая внутреннего давления воды..
Рис. 1.13. Засыпанный трубопровод сифонного типа.
/ — анкерная опора в стене здания насосной станции; 2 — промежуточная скользящая опора; 3 — температурно-осадочный компен-
сатор; 4 — вакуумная установка с насосом; 5 — напорный бассейн; 6 — лаз; 7 — засыпка.
15-

Наконец, следует упомянуть стальные
’трубопроводы, оболочка которых окружена
^бетоном, но благодаря особым конструктив-
ным мероприятиям не связана с ним и имеет
-возможность деформироваться самостоя-
тельно.
1.2,2 СВОБОДНО ЛЕЖАЩИЕ ТРУБОПРОВОДЫ
Среди свободно лежащих трубопроводов
преобладают трубопроводы, расположенные
на дневной поверхности земли. Прокладка
свободно лежащих трубопроводов в штольнях
или в галереях требует больших капитало-
вложений и обычно применяется только в тех
случаях, когда сложная топография местности
не позволяет выполнить открытый трубопро-
вод или когда по местным условиям возни-
кает необходимость предохранить оболочку
трубопровода от воздействия селевых пото-
ков, лавин, камнепада.
Трубопровод опирается по длине на ряд
поддерживающих опор, называемых проме-
жуточными, и жестко закрепляется
в анкерных опорах. Анкерные опоры не-
подвижно фиксируют положение трубы на
местности, в то время как промежуточные
опоры, устанавливаемые на участке между
анкерными, допускают подвижность трубы
в направлении ее оси.
По конструкции, определяющей схему ста-
тической работы, трубопровод может быть
выполнен разрезным или неразрез-
ным. В зависимости от расположения анкер-
ных опор различают жесткую и гибкую
схемы прокладки неразрезного трубопровода.
При гибкой схеме прокладки анкерные опоры
устанавливают на прямолинейных участках,
а места перелома оси трубопровода между
ними (колена) остаются свободными. При
жесткой схеме прокладки анкерные опоры
устанавливают в местах изломов оси трубо-
провода (в плане, по высоте или в местах
совмещенного изменения направления оси
в плане и по высоте). Таким образом, участок
неразрезного жесткого трубопровода между
анкерными опорами представляет собой мно-
гопролетную неразрезную балку с прямоли-
нейной осью и жестко заделанными концами.
Крупный трубопровод (Р=5,56 м, L=400 м)
жесткой неразрезной конструкции применен
на австралийской ГЭС Тумут III.
При изменении температуры окружающего
воздуха и от внутреннего давления воды обо-
лочка испытывает поперечные и продольные
деформации. Жесткая заделка неразрезного
трубопровода в анкерных опорах стесняет
свободное проявление деформаций прямоли-
нейного участка трубы. В этом случае изме-
нение температуры воздуха на один градус
вызывает напряжения в оболочке трубы около
16
±2,5 МПа. Эти температурные напряжения
вызывают необходимость увеличения толщи-
ны оболочки.
Основным конструктивным мероприятием,
препятствующим возникновению больших
температурных напряжений в оболочке, яв-
ляется переход от неразрезной к разрезной
конструкции трубопровода. При этой кон-
струкции на каждом прямолинейном участке
между анкерными опорами вставляют специ-
альное устройство, позволяющее трубе доста-
точно свободно удлиняться или укорачиваться
при изменении температуры окружающего
воздуха. Такое устройство, называемое тем-
пературным к о м п е н с а т о р о м, распо-
лагают илиzвблизи верхней анкерной опоры
(см. рис. 1.17) каждого анкерного пролета
(непосредственно ниже анкерной опоры), или
в середине анкерного пролета на пологих,
особенно длинных, участках для уменьшения
количества анкерных опор и сокращения пере-
мещений отдельных концов труб по промежу-
точным опорам. Применение разрезной кон-
струкции свободно лежащего трубопровода
является наиболее распространенным реше-
нием как в отечественной практике трубопро-
водостроения, так и в большинстве зарубеж-
ных стран.
Гибкая неразрезная прокладка трубопро-
водов получила наибольшее распространение
во Франции, поэтому иногда такую систему
называют французской. В гибких трубопро-
водах неразрезной конструкции свободно уло-
женные .между- анкерными опорами изогнутые
участки трубы выполняют роль температур-
ных компенсаторов. Осевое удлинение трубы
при повышении температуры вызывает сме-
щение оси изогнутого участка в плоскости
колена без значительного повышения напря-
жений в металле. Менее благоприятна
работа такого трубопровода при охлаждении,
когда ось трубы сокращается. Однако надле-
жащим выбором температуры замыкания
анкерного участка при монтаже можно до-
биться снижения напряжений и облегчить
работу трубы. Во французской практике за-
мыкание участка принято производить при
температуре несколько ниже средней, наблю-
даемой в районе строительства. В пользу
гибкой неразрезной системы трубопровода
обычно приводят следующие соображения.
1.	Температура оболочки трубы, запол-
ненной водой, не может испытывать сильных
колебаний, поэтому температурные напряже-
ния в этот период будут сравнительно неве-
лики. В опорожненном трубопроводе возмож-
ны значительные колебания температуры
оболочки, но при этом отсутствуют основные
напряжения от внутреннего давления и веса
воды.

2.	Дополнительное снижение температур-
ных напряжений от непосредственного нагре-
вания солнечными лучами достигается, на-
пример, окраской труб в белый цвет или
устройством теплоизоляции.
3.	Устройство в каждом анкерном пролете
достаточно сложного температурного компен-
сатора экономически не всегда оправдано,
так как вызывает удорожание трубопровода
и может привести к дополнительным потерям
энергии вследствие утечки воды, иногда на-
блюдаемой у сальниковых компенсаторов.
Однако неразрезная система трубопровода
имеет ряд серьезных недостатков, которые
послужили причиной ограничения ее приме-
нения. Неразрезной трубопровод является
статически неопределимой системой. Малей-
шая подвижка анкерных опор может настоль-
ко изменить действительные условия работы
по сравнению с расчетной схемой, что степень
надежности конструкции окажется неопреде-
ленной. Безусловным недостатком неразрез-
ной системы является сложность монтажа при
замыкании трубопровода. В этом случае при-
ходится вводить специальное замыкающее
звено или делать особый замыкающий шов,
конструкция которых мало отличается от ком-
пенсатора. Требование замыкания участка
при определенной температуре неудобно, так
как связывает сроки выполнения монтажных
работ с колебаниями температуры в районе
строительства.
Поэтому при значительных климатических
колебаниях температуры и особенно при боль-
шой длине анкерного пролета устройство
температурных компенсаторов на свободно
лежащих трубопроводах следует считать
безусловно необходимым.
Разрезная система лишена большинства
указанных выше недостатков, присущих не-
разрезному трубопроводу. В действующих
нормах проектирования свободно лежащих
стальных трубопроводов гидросооружений
МУ 34 747-76 [73] содержится прямое указа-
ние о необходимости выполнения трубопрово-
дов разрезными. В то же время на участках
распределителей, где имеются отводы и раз-
вилки, в местах примыкания трубопровода
.к гидромашинам и затворам, на участках ароч-
ных переходов допускается прокладка нераз-
резного трубопровода в соответствии с суще-
ствующей практикой.
1.2.3 ЗАДЕЛАННЫЕ ТРУБОПРОВОДЫ
У заделанных в бетонном массиве сталь-
ных турбинных трубопроводов крупных.гидро-
электростанций диаметры достигают 7—10 м.
Бетон вокруг трубопровода обычно 'интенсив-
но армируют. Поскольку деформации трубо-
провода связаны с деформациями окружаю-
щего бетона, в местах пересечения темпера-
турных швов сооружения на трубопроводе
в большинстве случаев устраивают темпера-,
турный компенсатор. Пересечения осадочных
швов также требуют специальных конструк-
тивных мероприятий, обеспечивающих целост-
ность трубопровода при относительных сме-
щениях его смежных участков.
Сталежелезобетонные трубопроводы могут
иметь сплошную связь с бетонным сооруже-
нием (например, при расположении на низо-
вой грани гравитационной плотины) или мо-
гут быть отрезаны от него и передавать на-
грузку через отдельные опоры (например,
ранд-балки). Аналогичным образом стале-
железобетонные трубопроводы опираются на
грунт. Перед свободно лежащими стальными
трубопроводами сталежелезобетонные имеют
важное преимущество, связанное с невозмож-
ностью катастрофического характера разру-
шения сталежелезобетонной конструкции. Кро-
ме того, наружная "поверхность стальной обо-
лочки в них защищена бетоном от коррозии.
Стальные трубопроводы, заделанные
в скальном массиве, выполняют при наличии
крепких горных пород, способных воспринять
значительную часть нагрузки от внутреннего
давления воды. После заполнения бетоном
затрубного пространства между облицовкой и
скалой, как правило, производится нагнетание
цементного раствора за облицовку, для запол-
нения случайных пустот и обеспечения плот-
ного контакта между оболочкой, бетоном и
скалой.
Заполнительная цементация затрубного
пространства при прокладке трубопровода
в бетонном массиве может не производиться,
поскольку условия бетонирования в этом
случае существенно благоприятнее, чем при
заделке трубопровода в штольне, и необходи-
мое качество контакта стальной оболочки
с окружающим бетоном может быть достигну-
то без цементации. Равным образом не тре-
буется заполнительная цементация в тех слу-
чаях, когда заделка стального трубопровода
в вертикальной шахте или в наклонном тун-
неле производится с применением, литого
бетона.
Тем не менее при проектировании' заде-
ланных трубопроводов приходится считаться
с реальной возможностью образования зазора
между оболочкой и бетоном, возникающего
в результате температурных воздействий, а
также усадки бетона и увеличивающегося со
временем вследствие пластической деформа-
ции бетона или горной породы. Более
подробно, этот вопрос рассмотрен в гл. 5.
Нередко бетонный или крепкий скальный
массив, окружающий заделанный трубопро-
вод, способен воспринимать большую часть
2—25
17

нагрузки от внутреннего давления воды, что
позволяет выполнять оболочку трубопровода
достаточно тонкой даже при значительных
диаметрах и напорах. В этих случаях опреде-
ляющим становится расчет трубопровода на
нагрузки, действующие снаружи. При значи-
тельном наружном давлении может появиться
необходимость в увеличении толщины оболоч-
ки против полученной расчетом на внутрен-
нее давление или в установке мощных колец
жесткости. Поэтому мероприятия по ограни-
чению действующего наружного давления на
заделанный трубопровод, особенно в крепком
массиве, приобретают важное технико-эконо-
мическое значение. Следует бороться с обра-
зованием вакуума внутри трубопровода и сни-
жать внешнее фильтрационное давление на
оболочку. Это достигается правильным выбо-
ром трассы трубопровода, а также при помо-
щи специальных устройств для впуска воз-
духа, дренажей вокруг оболочки или дренаж-
ных клапанов в оболочке.
1.2.4. ЗАСЫПАННЫЕ ТРУБОПРОВОДЫ
Трубопровод, изолированный засыпкой от
наружного воздуха, находится в почти по-
стоянном температурном режиме. Поэтому
такой трубопровод, кроме его концевых уча-
стков, примыкающих к строительной части,
выполняется по неразрезной схеме.
По аналогии со свободно лежащими тру-
бопроводами засыпанные трубопроводы вы-
полняют также гибкими и жесткими. Гибкие
участки прокладывают без анкеровки. Сле-
дует всегда стремиться к гибкой системе за-
сыпанного трубопровода.
При гибкой прокладке трубопровода допу-
скается некоторая осевая подвижка отдель-
ных отрезков на. прямолинейных участках,
। вызывающая деформацию колен.
г Гибкая прокладка осуществима, если сум-
 марная величина осевых гидравлических,
7 температурных и прочих усилий не превышает
максимальной величины сил трения трубо-
провода о грунт. Практически гибкая проклад-
». ка применяется для труб низкого давления диа-
метром не более 2,0 м на участках с углом
! наклона к горизонту менее 10° и с коленами
: большого радиуса при углах не более 30°. Во
| всех прочих случаях приходится устраивать
неподвижные крепления, т. е. анкерные опоры
I в отдельных точках трассы трубопровода.
Наружную поверхность оболочки засыпан-
ных трубопроводов защищают от коррозии
гидроизоляционными рулонными материалами
на битумной основе. Для удобства нанесения
гидроизоляции предпочтительнее иметь тру-
бопровод с гладкой наружной поверхностью
(без колец жесткости). Тип противокорро-
18
зионной защиты выбирается в зависимости от
степени коррозионной активности грунта и на-
личия блуждающих токов ’в зоне прокладки
трубопровода. В последнее время все более
широкое применение находят холодные масти-
ки на основе лака этиноль. Для защиты от
воздействия блуждающих токов, а также от
почвенной коррозии рекомендуется исполь-
зовать катодную поляризацию.
Засыпанные трубопроводы дают некото-
рую экономию металла по сравнению со сво-
бодно лежащими, однако они предъявляют
специальные требования к производству ра-
бот по уплотнению засыпки. Кроме того, при
укладке в плотных и скальных грунтах удо-
рожается производство1 работ по рытью котло-
вана, а при укладке в мягких грунтах возни-
кают опасения за прочность оболочки из-за
неравномерной просадки грунта под трубо-
проводом большого диаметра. На практике
применение засыпанных трубопроводов огра-
ничено диаметром 3,0 м. Негабаритные засы-
панные трубопроводы встречаются крайне
редко. Поэтому на гидроэлектростанциях
с большими расходами засыпанные трубопро-
воды не получили широкого распространения..
К недостаткам этого типа трубопроводов сле-
дует отнести то, что осмотр и ремонт их вызы-
вают некоторые трудности.
Засыпанные трубопроводы устраивают
при пересечении трассы трубопроводов проез-
жей дорогой, при прокладке трубопровода
в районах прохождения селевых потоков, ла-
вин, при сооружении трубопроводов в районах
с низкими отрицательными температурами,
воздуха и т. п.
Положительным качеством засыпанных:
трубопроводов, уложенных в траншее, яв-
ляется то, что они не занимают места на по-
верхности земли. Это особенно важно при
прохождении трассы по территории производ-
ственных площадок. Засыпанные трубопрово-
ды широко применяют в системах водоснаб-
жения промышленных предприятий и тепло-
электростанций.
1.3.	ОБОЛОЧКА ТРУБОПРОВОДОВ
Основным элементом трубопровода яв-
ляется его оболочка. Для нее определяющими
параметрами служат расчетные значения на-
пора и расхода воды в трубопроводе. По-
скольку скорости воды в трубопроводах гид-
роэлектрических и насосных станций колеб-
лются в относительно небольших пределах,
расход через одну нитку трубопровода при-
мерно определяет площадь ее поперечного
сечения или диаметр.
Произведение рЬ (р — внутреннее давле-
ние воды, МПа; D — диаметр трубопровода,
м) называют характеристической величиной^

или характеристикой трубопрово-
да. Эта важная величина численно равна
двойной окружной погонной силе, МН/м, воз-
никающей в оболочке свободно лежащего
трубопровода от действия внутреннего давле-
ния. Характеристика pD может быть также
выражена в кгс/см (1 МН/м 03 кгс/см).
Удобно пользоваться в качестве характери-
стики трубопровода произведением HD, м2
(Н — расчетный напор, м). Между этими по-
казателями существует соотношение
HD, M2=pD, тс/м = 0,1 pD, кгс/см=
= 102 pD, МН/м.
В литературе, посвященной напорным
трубопроводам, характеристику pD(HD) все^
гда используют в качестве главного показате-
ля при , сопоставлении различных проектных
решений или осуществленных конструкций.
Б зависимости от значения pD(HD} про-
изводят выбор материала оболочки трубопро-
вода и типа оболочки (гладкая, бандажиро-
ванная, перенапряженная, многослойная и
т. д.). Так, при H\D, равной приблизительно
1000 м2 и более, для оболочки свободно лежа-
щего трубопровода уже не может быть ис-
пользована обычная малоуглеродистая сталь
и требуется применение низколегированных
сталей повышенной прочности. С дальнейшим
ростом HD приходится применять дефицитные
высокопрочные стали или переходить от глад-
кой оболочки к более сложным конструкциям
(бандажированные, многослойные и др.).
Единого мнения о паилучшей конструкции
оболочки для высоконапорного трубопровода
не существует. Выбор того или иного типа
оболочки определяется развитием промыш-
ленности в стране и конъюнктурными условия-
ми, прежде всего соотношением стоимостей
металла и рабочей силы. В США, например,
благодаря успехам сварочной техники и отно-
сительно невысокой стоимости стали строи-
тельство трубопроводов развивается по пути
применения гладкостенных сварных оболочек
больших толщин — 60 мм и даже более.- При
таких толщинах не требуется устройства ко-
лец жесткости для обеспечения устойчивости
оболочки при действии наружного давления.
В других странах, прежде всего во Франции,
при значениях	1500 м2 часто переходят
к изготовлению труб бандажированных
(рис. 1.14), автобандажированных, перенапря-
женных без бандажей, перенапряженных
с гибкими бандажами и др. [24]. Некоторые
специалисты считают такие трубопроводы бо-
лее выгодными благодаря существенной эко-
номии металла, несмотря на значительную
трудоемкость изготовления и потребность
в специальном оборудовании.
2*
Рис. 1.14. Стальной бандажированный трубопровод.
Банд а жирование представляет собой
усиление оболочки трубопровода насадкой на
нее часто располагаемых цельных стальных
колец-бандажей из более прочной стали, чем
оболочка.
Известны два вида бандажированных
трубопроводов: с гладкой и с волнистой обо-
лочкой. Бандажированный трубопровод с
гладкой оболочкой получают путем насадки
на гладкую поверхность трубы нагретых ко-
лец, которые при остывании обжимают трубу,
вызывая в оболочке напряжения сжатия, т. е.
бандажированный трубопровод с гладкой
оболочкой работает по схеме предварительно
напряженной конструкции с начальными на-
пряжениями, обратными по знаку напряжени-
ям, вызываемым внутренним давлением.
Изготовление бандажированных трубопро-
водов с волнистой оболочкой — автобандажи-
рованных— технологически проще изготовле-
ния бандажированных трубопроводов с глад-
кой оболочкой. В этом случае бандажи
свободно с заранее определенным по расчету
зазором надевают на гладкую оболочку в
холодном состоянии. Обжатие трубы достига-
ется опрессовкой заглушенного по торцам
звена внутренним гидростатическим давлени-
ем, в 2—3 раза превышающим расчетное
давление для данного звена. Такое высокое
давление вызывает в оболочке напряжения,
превышающие предел упругости материала,
поэтому при разгрузке получаются остаточные
деформации, которые и придают оболочке
волнистую форму. При этом вследствие явле-
ния холодной вытяжки несколько повышается
предел текучести материала оболочки.
Нередко применяют трубопроводы с гиб-
кими бандажами в виде стальных канатов, на-
витых на оболочку.
Недостатком бандажированного трубопро-
вода с волнистой оболочкой является большая
19

Рис. 1.15. Экспериментальное звено трубопровода, D =
=0,92 м, с трехслойной оболочкой из стали с пределом
текучести 316 МПа. Суммарная толщина оболочки
25 мм, разрушающее давление 30 МПа.
в сравнении с гладкими трубопроводами по-
теря напора.
В тех случаях, когда описанные выше кон-
струкции из перенапряженных труб не обес-
печивали необходимого запаса, французские
инженеры заменяли отдельные бандажи
сплошной наружной оболочкой из высоко-
прочной стали, сохраняя ранее разработанную
технологию перенапряжения. При этом бан-
дажированная оболочка превращается в двух-
слойную, как, например, на ГЭС Розелен [81],
Изготовление и испытание трубопроводов
с двухслойной и многослойной оболочкой вы-
полнялись также в американской практике Г
Многослойная труба (рис. 1.15) состоит из
нескольких оболочек, надетых одна на другую
с соответствующим натягом каждого слоя.
Продольные швы слоев смещаются по окруж-
ности один относительно другого. Сварка
каждого последующего слоя выполняется как
на подкладке, а усиление шва сошлифовыва-
ется заподлицо с поверхностью листа до
установки следующего слоя. Такая конструк-
ция оболочки позволяет использовать более
тонкие стальные листы, которые доступнее,
удобнее в работе и обладают более высокой
прочностью, чем толстые листы из стали той
же марки. Кроме того, применение многослой-
ной оболочки позволяет несколько уменьшить
объем наплавленного металла при сварке.
В Австрии и Швейцарии были предложены
и запатентованы во многих странах различные
трубопроводы с двумя стальными оболочка-
ми, пространство между которыми заполняет-
ся массой, передающей нагрузку от внутрен-
ней оболочки к наружной1 2. В некоторых из
1 Schmitz Е. Multi-layer penstocks and high pres-
sure wyes. — J. Power Div. Proc. ASCE, August, 1957,
P04, p. 1344-1403.
2Пат. 291693 (Австрия); пат. 496142 (Швейцария).
этих предложений предусмотрена самотвер-
деющая заполнительная масса и оговорены
определенные соотношения прочности и пла-
стичности стали для внутренней и наружной
оболочек.
В СССР трубопроводы гидроэлектростан-
ций выполняют гладкостенными.
Гладкостенная оболочка выполняется
обычно электросварной из вальцованных
стальных листов; иногда употребляют цельно-
тянутые трубы — при сооружении высокона-
порных установок с трубопроводами малых
диаметров. Но и в этих случаях использова-
ние цельнотянутых труб ограничивается сор-
таментом, освоенным промышленностью.
Трубы из листовой стали, могут быть
изготовлены как сварными, так и клепаными.
Однако освоение автоматической сварки под
слоем флюса, а также электрошлаковой и
других видов сварки и повышение качества
выполнения ручной электросварки вытеснили
полностью ..другие типы соединений оболочки.
Оболочка имеет продольные (по обра-
зующим) и кольцевые швы. Количество
швов определяется размерами листового про-
ката в тех случаях, когда соображения габа-
ритности не являются определяющими.
Все сварные швы оболочки, как заводские,
так и монтажные, выполняют, как правило,
встык. В трубопроводах, заделанных в горной
породе, при малом размере затрубного прост-
ранства и диаметре трубы более 800 мм свар-
ка кольцевых монтажных швов производится
только изнутри на подкладных наружных
кольцах, что существенно удешевляет конст-
рукцию и ускоряет монтажную сборку и
сварку. Иногда такое решение применяют и
для свободно лежащих трубопроводов. При-
менение фланцевых и клепаных монтажных
соединений ввиду их дороговизны в каждом
случае требует специального обоснования.
В последние годы некоторые европейские
фирмы и отечественные предприятия освоили
производство сварных труб диаметром до
2,0—2,5 м из рулонной стали небольших тол-
щин со спиральным ..расположением сварного
шва, в том числе двухслойных1.
В отечественной практике многослойная
оболочка применяется для работающих под
высоким давлением стальных сосудов и резер-
вуаров большого диаметра. Опыт строительст-
ва многослойных трубопроводов пока отсут-
ствует. Помимо технологических осложнений
использование многослойной оболочки, с на-
шей точки зрения, связано с решением таких
1 Грум-Гржимайло Н. А., Скорупский Б. П. Произ-
водство труб для сверхмощных газопроводов. — М.:
Металлургия, 1972; Пастернак В. И. Производство спи-
ральношовных труб больших диаметров. — Строитель-
ство трубопроводов, 1973, № 10, с. 39.
20

f.
Таблица 1.1
Характеристика некоторых крупнейших напорных трубопроводов
Страна	Позиция на рис. 1.16	Электростанция	Напор, м		Диаметр D, м	Характеристика		Наиболь- шая тол- щина 5макс’ мм	Примечание
			"ст	"р		HD. м»	HD1, м3		
		Свободно лежащие трубопр					оводы		
СССР	1	Алмаатинская II	616,5	662	0,95	630	6С0		
	2	Ткибульская	341	379	3,2—2,4	905	2190	44	Отдельное участки за-
	3	Спандарянская		360	2,6	935	2440	40	
									деланы в скале и в железобетоне
									
Австралия	4	Тумут-3	163		5,5	(900)	(4950)		Жесткая неразрезная
	5			870	3,0—2,6	2240	5800	Бандажи-	конструкция Нижний участок—
		Грейт-Лэйк							
						3167	7940	рованный	в скале
Австрия	6	Мальта		1270	2,5			64	Свободно лежащий
Италия	7	Монте-Сант-Анжело	152		5,1	(776)	(3960)	48	
									в штольне
США	8	Флэтирон	345	425	2,6—2,2	930	2000		
	9	Боулдер		180	9,12	1640	15 000	70	
	10	Грэнд-Кули II	111		12,0	(1330)	(16 000)		
	И	Кастаик	350		4,1—3,5	(1225)	(4280)	Бандажи-	
Франция	12	Кап-де-Лон	1252	1440	1,8—1,6	2300	3700- 3800		
								рованный	
	13	Мальговер	750	862	2,2—2,1	1810		То же	Свободно лежащий в
	14	Мон-Сени	882	1014	3,5—3,0	3050	9150	29	
									штольне (нижний участок бандажиро-
									
									ванный)
Швейцария	15	Шандолин		1750	0,985	1720	1700	Бандажи- рованный	
	16	Ридд		ИЗО	1,7—1,5	1700	2500	45	
		Заделанные			трубопроводы				
СССР	17	Храмская II		410	3,18	1300	4140	10	Верхний участок не
	18	Татевская	662	690	2,9—2,3	1590	3700	38	
									заделан
	19	Нурекская		381	6,0	2280	13 400	50	
	20	Чарвакская	153	190	9,0	1710	15 400	45	
	21	Ингурская	417	550	5,0	2750	13 700		Сталежелезобетонный
	22	Красноярская		130	7,5/9,3	1210	10 200	40	
	23	Саяно-Шушенская		270	7,5—6,5	1750	11 450		
	24	Рогунская		320—370	8,0—5,7|	2560	20 500	55	Проект
Австрия	25	Каунерталь	870	986	3,3—2,85	2810	8010		
Бразилия	26	Кубатао	724	800	3,25	2600	8450	23	
	27	Нило-Пекано	343		6,1	(2090)	(12 750)	29	
Италия	28	Ронковаль Гранде	753		4,3—3,8	(2860)	(10 900)		
		(Лаго-Делио)				(2640)	(8850)	49	
Канада	29	Нечако-Кемано	788		3,35				
	30	Черчилл-Фолс	350		7,8—6,0	(2100)	(12 600)		
Люксембург	31	Вианден		300	6,5	1950	12 700		
Пакистан	32	Тарбелла	135		11/2X7,3	(1485)	(16 350)		
Перу	33	Гуинко	1280	1480	2,1	3110	6500	Бандажи-	Нижний участок — с
Франция	34	Розелен’	1203	1383	3,5—3,0	4150	12 450		
								рованныв	двуслойной оболоч- кой
ФРГ	35	Хорнберг	720	900	5,44	4900	26 650		
Швейцария	36	Иннерткирхен	744	1110	2,6—2,4	(1785)	(4290)	20	
	37	Нендаз	1003		2,9	3220	9330	34	
	38	Фионнэ (Гранд-.Дик-	960	1420	2,8	3976	11 133		
Япония	39	сане) Куробе		580	3,8	2200	8370	Бандажи- рованный	
	40	Нумаппара	530		3,7—2,6	(1377)	(3580)		
приме1	I а н и	е. Характеристики 'в скобках вычис;		1ены по Нст.					
21

вопросов, как устойчивость оболочки при
действии наружного давления, а также корро-
зионные условия на контакте между слоями
оболочки.
Следует заметить, что параметр pD(HD),
по которому производят выбор материала и
конструкции трубы, является по существу
лишь силовой характеристикой оболочки тру-
бопровода, определяющей ее толщину, но не
дающей, представления о масштабах конст-
рукции, металлоемкости, трудоемкости изго-
товления. Известно, что при одной и той же
толщине оболочки сложность изготовления,
особенно монтажа, растет с увеличением
диаметра. Масса трубопровода прямо пропор-
циональна произведению pD2, а не pD. На-
грузки, приходящиеся на анкерные опоры и
заглушки, также следуют изменению pD2.
Таким образом, произведение pD2{HD2) ха-
рактеризует погонную массу металла в тру-
бопроводе, объемы сварочных работ, нагрузки
на анкерные опоры, заглушки, затворы, а
также мощность установки, присоединенной
22
к трубопроводу, т. е. может служить его вто-
рой важной характеристикой [103].
В табл. 1.1 и на рис. 1.16 приведены ос-
новные показатели некоторых крупнейших
свободно лежащих и заделанных трубопрово-
дов ГЭС и ГАЭС, осуществленных в СССР и
за рубежом. На графике изолинии /Z(Z) = const
изображаются горизонтальными прямыми, а
изолинии HD2 = const имеют гиперболическую
форму. Прямые лучи, выходящие из начала
" координат под различными углами qp, соответ-
ствуют определенным значениям напора Н,
так что // = tg(p.
1.4.	ОПОРЫ ТРУБОПРОВОДОВ
Опоры являются неотъемлемой частью
конструкции свободно лежащих трубопрово-
дов. В некоторых случаях, как было указано,
требуется устройство опор для засыпанных
трубопроводов.
Различают анкерные опоры, обеспе-
чивающие закрепление нитки трубопровода

Рис. 1.17. Анкерная опора и температурный компенса-
тор разрезного свободно лежащего трубопровода.
относительно фундамента, и промежуточ-
ные опоры, по которым трубопровод может
перемещаться в осевом направлении. Проме-
жуточные опоры обычно допускают также
некоторый поворот трубопровода в вертикаль-
ной плоскости, а иногда и в горизонтальной.
В зависимости от способа заделки труб
в бетоне анкерные опоры делятся на опоры
закрытого типа (рис. 1.17), когда анке-
ровка трубы осуществляется непосредственной
заделкой ее в кладку опоры по всему перимет-
ру, и открытого типа (рис. 1.18, 1.19),
когда оболочку трубы не заделывают в бетон-
ный массив опоры, а соединяют с ним только
при помощи специальных конструктивных эле-
ментов, как-то: анкерных колец, тяг или дру-
гих металлических конструкций. Возможен
также и третий способ анкеровки трубопрово-
да— посредством частичной заделки оболочки
трубы в кладку опоры с одновременным при-
менением вспомогательных конструктивных
элементов. Однако такой тип опоры, называе-
мый иногда опорой полузакрытого типа,
нельзя рекомендовать для применения, так
как оболочка трубопровода, закрепленная в
такой опоре, испытывает значительные напря-
жения от изгиба в зоне перехода ее из кладки
опоры в открытый участок.
Большинство выполненных отечественных
трубопроводов имеет анкерные опоры закры-
того типа.
Опоры открытого типа дороже, чем закры-
того. На их изготовление идет почти такое же
количество бетона, но при этом требуются
дополнительные затраты металла на более
мощные опорные конструкции, закрепляющие
оболочку в массиве фундамента. Поскольку
анкерные опоры воспринимают осевые силы,
передаваемые верхним (от верхнего компен-
сатора до рассматриваемой анкерной опоры)
и нижним (от рассматриваемой анкерной опо-
ры до нижнего компенсатора) участками тру-
бопровода, а также вертикальные силы с при-
мыкающих к ним участков от веса заполнен-
ного водой трубопровода, то расстояние
между анкерными опорами является расчет-
ной величиной, зависящей от диаметра трубо-
провода, а также от топографических и геоло-
гических условий трассы.
Рис. 1.18. Шарнирная анкерная опора открытого типа.
23

Рис. 1.19. Анкерная опора открытого типа фирмы
«Джиованола» (Швейцария) в процессе монтажа (кон-
струкция не рекомендуется ввиду большой длины за-
делки и передачи сил посредством болтов).
1— бетонный массив; 2 — анкерные балки, заделанные в бетоне;
3 — анкерное звено трубопровода, £>=3,5 м; 4—опорная плита,
прикрепляемая к анкерной балке болтами; 5 — опорное кольцо.
Обычно расстояние между анкерными
опорами разрезных трубопроводов делают не
более 150—200 м. При малом угле наклона
трубопровода к горизонту и расположении
компенсатора посередине анкерного пролета
длина последнего может достигать 350—400 м.
Концевые анкерные опоры обычно совме-
щают со строительной частью сооружения, к
которому примыкает трубопровод; так, верх-
няя анкерная опора может быть совмещена
с фронтальной стенкой напорного бассейна,
водоприемника или с фундаментом уравни-
тельного резервуара (см. рис. 1.5), нижняя
анкерная опора — с массивом фундамента
здания ГЭС.
Промежуточные опоры предназначаются
для облегчения работы трубы как балки на
изгиб от собственного веса конструкции и
веса заполняющей ее воды. В отличие от ан-
керных опор промежуточные опоры восприни-
мают лишь нормальные к оси трубы состав-
ляющие от собственного веса конструкции
трубопровода и веса воды, а также незначи-
тельные продольные нагрузки от сил трения
в опорных устройствах (см. гл. 4). Вследствие
этого строительные размеры промежуточных
опор получаются значительно меньшими по
сравнению с анкерными опорами.
В зависимости от способа опирания трубо-
провода на фундамент различают два типа
промежуточных опор: кольцевые и седло-
в ы е. Опора кольцевого типа содержит опор-
ное кольцо 2, неподвижно закрепленное на
оболочке 1 и передающее нагрузку через
плиту 3 и закрытые кожухом 4 опорные
устройства на фундамент 5 (рис. 1.20). При
такой конструкции оболочка трубопровода
на всем протяжении анкерного пролета ока-
зывается доступной для внешнего осмотра и
ремонта.
При опирании трубопровода с помощыа
опорного кольца с достаточной для целей
практики точностью можно определить напря-
женное состояние в оболочке и в кольце от
совместного действия сил внутреннего давле-
ния и реакций опоры.
Промежуточная опора кольцевого типа
может быть выполнена со скользящим, ка-
чающимся или катковым опорным устройст-
вом. Скользящие опоры обеспечивают осевые
Рис. 1.20. Промежуточная
опора кольцевого типа
с катковым опорным
устройством.
24
Рис. 1.22. Опорное катко-
вое устройство на нагрузку
до 3200 кН со сварным кат-
ком (защитный кожух снят)_
Рис. 1.21. Опорное катковое устройство на
нагрузку до 500 кН (защитный кожух снят).

Рис. 1.23. Промежуточная опора кольцевого типа с ка-
чающимися стойками.
перемещения трубопровода при температур-
ных деформациях только за счет преодоления
сил трения скольжения верхней плиты опор-
ной части по нижнему элементу. В этом слу-
чае осевая сила, передаваемая трубопроводом
на промежуточную опору, значительно выше,
чем при качающихся или катковых опорах.
Поэтому скользящие опоры кольцевого типа
применяют в отечественной практике обычно
для трубопроводов малых диаметров (см.
рис. 7.3).
В большинстве случаев промежуточные
опоры кольцевого типа выполняют с опорны-
ми катковыми устройствами (рис. 1.21 и
1.22). Пример промежуточной опоры кольце-
вого типа с качающимися стойками показан
на рис. 1.23.
У седловых опор отсутствуют специальные
опорные устройства и оболочка трубопровода
свободно лежит в бетонном «седле» кладки
опоры (рис. 1.24) или сопрягается с ним через
прокладку, что дает возможность скользить
по седлу при продольных деформациях, вы-
зываемых температурными колебаниями.
Седловые опоры имеют следующие недо-
статки:
а)	опорная поверхность оболочки легко
подвержена коррозии и истиранию при сколь-
Рис. 1.24. Промежуточная седловая опора.
жении в «седле», оставаясь недоступной для
ревизий и окраски;
б)	распределение реактивных усилий опо-
ры на оболочку не поддается точному расчету;
в)	при относительно тонкой оболочке
возможны большие местные деформации ее у
краев «седла».
По этим причинам промежуточные опоры
седлового типа рекомендуется по МУ 34 747-76-
[73] устанавливать только на трубопроводах
малых диаметров (только до 0,8 м) с относи-
тельно толстой оболочкой.
В мировой практике известны случаи, ког-
ца трубопроводы1 были уложены на ряд часто
установленных седловых опор, которые вы-
полняют роль анкерных, без возможности,
скольжения.
1.5.	РАСПРЕДЕЛИТЕЛИ ТРУБОПРОВОДОВ
Распределители (коллекторы) устраивают
при групповом питании нескольких турбин
одной ниткой •• трубопровода (см. рис. 1.6 и
1.7). Распределители в целом, а также от-
дельные узлы их в местах непосредственного-
разветвления трубы — тройники и раз-
вилки— являются конструктивно самыми
сложными, а в изготовлении и монтаже наи-
более трудоемкими узлами трубопроводов.
Распределитель представляет собой сложную'
рамную систему (см. рис. 4.5).
На рис. 1.25 показано расположение трой-
ников и развилок на распределителе трубо-
провода, питающего девять турбин: в начале-
основной трубы установлена тройная развил-
ка /, на каждом отводе установлено по трой-
нику 2, концы левых отводов тройников вновы
разветвляются через двойные развилки 3 на
две трубы; для присоединения сливной трубы
предусмотрен тройник 4.
Размеры сечений разветвлений на входе и
выходе принято записывать в виде условной
1 Eberhardt A. An assessment of penstock designs.
Part 1.—Water Power and Dam Construction, 1975„
№ 6/7, p. 249—253.
Рис. 1.25. Расположение тройников и развилок на рас-
пределителе трубопровода.
25»

•характеристики. Например, распределитель,
изображенный на рис. 1.25, имеет характери-
стику 4,2/(9X 1,4 +1,0), которая означает, что
трубопровод диаметром 4,2 м разветвляется
на девять отводов диаметром 1,4 м и один
отвод диаметром 1,0 м.
При прокладке коллектора на отдельных
опорах его оболочка и другие элементы до-
ступны для осмотра и ремонта. Свободно
лежащие распределители, располагаемые не-
посредственно перед турбинами и испытываю-
щие наибольшее давление, рекомендуется де-
лать без сальниковых компенсаторов. Во
избежание высоких напряжений в распредели-
теле от температурных воздействий и гидрав-
лических сил необходимо соблюдать опреде-
ленные соотношения между длинами основной
трубы, отводов к турбинам и расстояниями
между узлами разветвлений. В исключитель-
ных случаях при чрезмерно укороченных от-
водах приходится разрезать коллектор на
короткие участки, соединяемые между собой
компенсаторами.
В узлах разветвления труб нарушается
непрерывное круговое сечение оболочки и по
контуру нарушения непрерывности концентри-
руются значительные неуравновешенные уси-
лия, вызывающие сложный изгиб конструк-
ции. Конструктивно места разветвлений труб
оформляются различно в зависимости от про-
изводственных возможностей изготовителей.
В отечественной практике широко принято
использование мощных криволинейных ба-
лок— воротников, приваренных к гладкостен-
шой оболочке в местах разрыва ее непрерыв-
ности (см. гл. 9). Высоконапорные трой-
ники диаметром менее 1 м трудно изготовить
'Сварными, поэтому их делают из стальных
отливок, в необходимых случаях легирован-
ных. Развилки легче конструировать, чем
тройники, благодаря симметричной форме.
Часто коллекторы турбинных трубопрово-
дов заключают в сплошной бетонный или же-
лезобетонный массив. Иногда обетонирование
свободно уложенного коллектора производит-
ся в процессе эксплуатации, например для
устранения вибрации распределителя, обнару-
женной в определенных режимах работы
станции. В районах с холодным климатом
бетон вокруг распределителя выполняет так-
же функции теплоизоляции.
1.6.	ПРОЧИЕ ЭЛЕМЕНТЫ
Для осмотра внутренней поверхности
оболочки, ее периодической очистки и ремонта
в трубопроводе делают лазы (описание
.лазов дается в § 10.2).
В разрезных трубопроводах предусматри-
вают температурные и осадочные
:2б
компенсаторы, которые придают конст-
рукции трубопровода повышенную деформа-
тивность и благодаря этому защищают ее от
возникновения дополнительных напряжений
вследствие температурных воздействий и не-
равномерной осадки опор. Различные типы
компенсаторов описаны в § 10.1.
Для слива воды из трубопровода устраи-
вают специальные трубопроводы опо-
рожнения (см. § 10.6), а для впуска и вы-
пуска воздуха из трубопровода — воздуш-
ные стояки или воздушные клана-
н ы (см. § 10.5).
Для аварийной защиты станции в случае
разрыва трубопровода предусматривают в ос-
новном два типа приборов защиты:
первые основаны на принципе максимальной
защиты и вторые — на принципе дифференци-
альной защиты (их описание дается в § 10.7).
При гидравлических испытаниях трубопро-
вода в целом или отдельных его участков
(иногда звеньев) применяют временные
заглушки (см. § 10.4)..На более длитель-
ное время заглушки могут устанавливаться
на концах тех участков трубопровода, к ко-
торым позже должны быть присоединены
последующие участки (например, при введе-
нии ГЭС в эксплуатацию в несколько очере-
дей).
На всех участках, где требуется иметь
разъемное соединение, трубопровод оборуду-
ют фланцами (см. § 10.3).
1.7.	ЗАТВОРЫ ТРУБОПРОВОДОВ
Затворы на турбинных и деривационных
трубопроводах ГЭС и на нагнетательных
трубопроводах насосных станций устанавли-
вают для прекращения в нужный момент
подачи воды в трубопровод — в случае ава-
рии, при ревизии и ремонте трубопровода или
турбины (насоса).
Затворы устанавливают также на сбро-
сных трубопроводах и на трубопроводах спе-
циального назначения для забора из водохра-
нилища некоторого количества воды, напри-
мер для орошения, водоснабжения и т. п.
В этих случаях затворы предназначены также
для регулирования расхода воды через тру-
бопровод.
По своему назначению все затворы делят-
ся на основные, аварийные (аварийно-
ремонтные) и ремонтные.
Основные затворы обеспечивают оператив-
ное регулирование расходов воды через соору-
жение. Они должны открываться и закрывать-
ся под напором. При необходимости точного
регулирования расходов к таким затворам
предъявляется требование длительной работы
при частичных открытиях.

Аварийные затворы предназначаются для
'быстрого перекрытия отверстия в аварийных
-случаях, например при разгоне турбины, при
разрыве трубопровода, при аварии с основ-
ным. затвором и т. д. Аварийные затворы
должны закрываться под напором в потоке, а
•открываться, как правило, в безнапорном
состоянии или при ограниченном напоре. Для
выравнивания давления по обе стороны ава-
рийного затвора перед его открыванием уча-
сток водовода за ним заполняют водой верх-
него бьефа. Для этого обычно используют спе-
циальные обводные трубы — байпасы или
•отверстия в самом затворе, оборудованные
задвижками, — клинкеты.
К ремонтным затворам предъявляются
требования водонепроницаемости, экономич-
ности и простоты эксплуатации. Как правило,
ремонтные заграждения устанавливают и уби-
рают в стоячей воде, хотя некоторые типы
ремонтных затворов могут перекрывать от-
верстия в текущей воде. Обычно одним ком-
плектом ремонтного затвора обслуживают
несколько отверстий.
Аварийно-ремонтные затворы совмещают
функции аварийных и ремонтных.
В трубопроводах. ГЭС роль основного
затвора, регулирующего поступающий на ра-
бочее колесо расход воды, выполняет направ-
ляющий аппарат реактивной турбины или
сопло активной турбины. Все установленные
на трубопроводе затворы являются аварийны-
ми (аварийно-ремонтными) или ремонтными.
При работе турбины все затворы открыты и
не воспринимают гидравлической нагрузки.
В общем случае затворы могут размещать-
ся в трех характерных местах: на входе в
трубопровод — в щитовой стенке напорного
бассейна или водоприемника ГЭС, после урав-
нительного резервуара (при напорной дерива-
ции), непосредственно перед спиральной
камерой турбины. Затворы, устанавливаемые
в начале трубопровода, прекращают поступле-
ние воды в трубопровод при его ревизиях и
ремонтах, а также при аварии с ним. Затво-
ры, устанавливаемые непосредственно перед
'турбинами, позволяют без опорожнения тру-
бопровода производить ревизии турбины и при
авариях с агрегатом останавливать его-быст-
рее, чем это осуществляется затвором в нача-
ле трубопровода. Помимо этого, затвор перед
дурбиной предотвращает утечку воды через
ее направляющий аппарат в случае длитель-
ной остановки агрегата; утечки иногда дости-
гают более 5% расхода через турбину и могут
вызвать щелевую кавитацию, а также истира-
ние наносами направляющего аппарата тур-
бины.
При питании каждого агрегата индивиду-
альной ниткой трубопровода на ГЭС с напо-
ром до 200 м и длиной нитки до 300 м обычно
ограничиваются установкой двух плоских за-
творов в бетонном массиве щитовой стенки в
начале трубопровода: ремонтного и аварийно-
ремонтного. Такие затворы не связаны непо-
средственно с конструкцией самого трубопро-
вода, и их расположение зависит от общей
компоновки водоприемного сооружения.
Согласно нормам технологического проек-
тирования гидроэлектростанций ВНТП-12-77
[36] при подводе воды к турбинам индиви-
дуальными трубопроводами затворы перед
спиральными камерами турбин должны пре-
дусматриваться на всех установках с напором
не менее 300 м, а также на установках с на-
пором не менее 200 м при числе часов работы
турбин до 2000—3000 в год.
Затворы перед турбинами обычно устанав-
ливают также при большой длине нитки тру-
бопровода — свыше 300—400 м.
При групповом питании нескольких тур-
бин одним трубопроводом установка затворов
на каждом отводе к турбине является обяза-
тельной. Такие затворы должны быть обору-
дованы автоматическим, дистанционным и
местным управлением.
Аварийные затворы, установленные в на-
чале каждой свободно проложенной нитки
турбинного трубопровода, должны быть
оборудованы индивидуальными механизмами,
обеспечивающими быстрое и надежное авто-
матическое перекрытие отверстия при сработ-
ке приборов максимальной или дифференци-
альной защиты при разрыве трубопровода
(см. гл. 10). Приводы аварийных затворов
должны кроме автоматического иметь также
дистанционное и местное управление.
Изложенное требование не распространя-
ется на турбинные трубопроводы, заделанные
в сооружении или в скале, и на сталежелезо-
бетонные, поскольку разрыв оболочки послед-
них не приводит к катастрофическим послед-
ствиям такого рода, как при разрыве незаде-
ланного трубопровода.
Наиболее характерные случаи расположе-
ния затворов в зависимости от схемы и пара-
метров трубопровода ГЭС показаны на
рис. 1.26.
На рис .1.27 приведены рекомендуемые
схемы расположения затворов на трубопро-
водах насосных станций. Для защиты насоса
от обратного разгона противотоком воды при
отключении двигателя рекомендуется приме-
нять безударные клапаны, установленные за
насосом, а на напорном бассейне—аварийный
затвор типа захлопки. Когда в напорном бас-
сейне устроен водоприемник сифонного типа,
роль аварийного затвора выполняет устрой-
ство для срыва вакуума.
27

Рис. 1.26. Схемы расположения затворов на трубопроводах ГЭС.
1 — ремонтный затвор плоский или дисковый; 2—’аварийно-ремонтный затвор плоский или дисковый; 3—аварийный затвор шаро-
вой, дисковый или шиберный; 4 — аварийный затвор шаровой; 5 — ремонтный затвор шаровой или дисковый; 6 — ремонтный затвор
дисковый; 7—аварийно-ремонтный затвор дисковый; 8 — затвор игольчатый на сбросном трубопроводе; 9— деривационный трубо-
провод, заделанный в скале; 10 — уравнительный резервуар; 11 — турбинный трубопровод свободно лежащий; 12 — деривационный
трубопровод свободно лежащий; 13 — турбинный трубопровод, заделанный в скале.
Аналогичные схемы установки затворов
применяются и на ГАЭС.
Основные затворы сбросных трубопрово-
дов располагают обычно на выходе из трубы,
что обеспечивает гашение избыточной энергии
воды за пределами трубопровода и даже за
пределами строительной части сооружения.
Кроме того, при расположении затвора в вы-
Рис. 1.27. Рекомендуемые схемы расположения затво-
ров на трубопроводах насосных станций.
1 — аварийно-ремонтный затвор плоский; 2 — ремонтный затвор
плоский: 3—дисковый затвор; 4 — затвор-захлопка; 5 — безудар-
ный клапан; 6 — задвижка.
28
ходном сечении и отсутствии подтопления с
низовой стороны происходит выброс струи в
атмосферу, при этом создаются оптимальные
условия аэрации потока, что особенно важно
для высоконапорных регулирующих затворов.
Ремонтный или аварийно-ремонтный зат-
вор устанавливается в начале сбросного тру-
бопровода. В ответственных случаях между
ремонтным и основным затворами устанавли-
вается третий затвор — аварийно-ремонтный.
В отличие от плоских (реже сегментных и
клапанных) затворов, установленных на входе
в трубопровод, имеющих закладные части, за-
деланные в бетон щитовой стенки, и механиз-
мы, расположенные на специальных площад-
ках, затворы, установленные непосредственно
на трубопроводе,, имеют самонесущий напор-
ный корпус, который является продолжением
оболочки трубопровода и соединяется с по-
следней на фланцах. Привод затвора распола-
гается непосредственно на корпусе. Основны-
ми параметрами затворов являются:
а)	диаметр входного сечения затвора
(условный диаметр Do);
б)	расчетное давление;
в)	наибольшая скорость воды во входном
сечении затвора при полном открытии отвер-
стия.
Существует достаточно большое разнообра-
зие типов затворов, устанавливаемых на тру-

бопроводах, основные из которых следующие:
плоские задвижки; дисковые (дроссельные)
затворы; шаровые затворы; игольчатые затво-
ры; конусные затворы; цилиндрические затво-
ры; лопаточные затворы (встроенные в гидро-
турбины). Однако следует отметить, что из-
готовление затворов для трубопроводов гидро-
электростанций носит индивидуальный харак-
тер и число заводов, изготавливающих затво-
ры, весьма ограничено. Поэтому в отечествен-
ной практике гидротехнического строительства
не все из упомянутых типов затворов получи-
ли распространение. Чаще всего применяют
дисковые и шаровые затворы, а также плоские
задвижки (при небольших расходах). Схемы
некоторых затворов показаны на рис. 1.28.
Плоские задвижки с электро- или гидро-
приводом экономно размещаются в плане, но требуют
большой высоты помещения. При наличии замещаю-
щего кольца потери напора при протекании воды через
открытую задвижку незначительны. Большие задвижки
применяют только в качестве ремонтных, так как их
закрытие в потоке требует большой мощности привода
и связано с конструктивными слож.ностями в осуще-
ствлении уплотнения. Имеются ремонтные задвижки на
напор 200 м диаметром 2,5 м, на напор 30 м диамет-
.ром 3,7 м.
Применение закрывающихся под напором задви-
жек ограничено диаметрами 1,2—1,4 м.
Дисковые (дроссельные) затворы* ис-
пользуются для перекрытая трубопроводов диаметром
от 1200 мм и выше. Они устанавливаются в начале
напорных трубопроводов, перед турбинами в качестве
аварийных и ремонтных затворов, а также на водо-
13 ьгпусках и водосбросах. Эти затворы нашли широкое
применение благодаря малым габаритам, массе и стои-
мости, а также простоте конструкции по сравнению
с другими типами затворов.
Стремление диска затвора к самозакрыванию при
относительно небольшой его массе делает этот тип за-
творов особенно желательным для установки в каче-
стве аварийного быстродействующего затвора. В ми-
ровой практике диаметры дисковых затворов дости-
гают 8,5 м, а при малых диаметрах их пр)гменяют при
напорах до 600 м. Затворы выполняют, как правило,
с гидравлическим приводом. Сервомотор должен на-
дежно удерживать диск затвора от самозахлопывания.
Существенным недостатком дисковых затворов по
сравнению с затворами других типов является нару-
шение диском сплошности потока в трубопроводе, вы-
зывающее дополнительную потерю напора и кавита-
ционные явления в самом затворе, растущие с увели-
чением напора (с ростом напора увеличиваются отно-
сительная толщина диска и скорости движения воды).
1 В зарубежной литературе их часто называют «за-
творы типа баттерфляй».
Фильтрация через уплотнение диска невелика и наблю-
дается главным образом у оси.
Шаровые затворы используют при самых
высоких напорах, начиная со 120 м. При напорах свы-
ше 600 м применяют только шаровые затворы. Отече-
ственными заводами уже освоены шаровые затворы
диаметром 4,2 м на напор 400 м. Затворы устанавли-
вают непосредственно перед спиральной камерой тур-
бины. Достоинством этого типа затворов является то,
что потери напора при открытом отверстии практически
равны нулю; кроме того, они обеспечивают плотное
закрытие трубопровода и малый износ уплотнительных
колец, не подверженных трению. Однако последнее
обеспечивается только при пропуске через затвор чи-
стой воды, не содержащей механических примесей.
К недостаткам шаровых затворов следует отнести их
большие габариты, значительную массу и высокую
стоимость. С возрастанием напора перечисленные недо-
статки становятся менее значительными. При наличии
дополнительного ремонтного уплотнения осматривать и
ремонтировать затвор можно под его защитой без уста-
новки отдельного ремонтного затвора.
Игольчатые затворы (типа Джонсон) мо-
гут использоваться в качестве основных (регулирую-
щих) затворов на выходе из сбросных трубопроводов.
Однако вследствие больших габаритов, массы, стоимо-
сти и сложности конструкции эти затворы в отече-
ственной практике почта не применяются.
Конусные, или телескопические*, за-
творы имеют то же назначение, что и игольчатые
затворы, но выгодно отличаются от последних просто-
той и дешевизной. Однакю конусные затворы несколь-
ко уступают игольчатым в гидравлическом отношении
и отличаются большим рассеиванием выходящей струи.
Эти затворы сварной конструкции используют при на-
порах до 100 м и даже выше в широком диапазоне
диаметров.
Трубчатоструйные затворы1 2 в послед-
нее время все чаще используются в зарубежной прак-
тике. По конструкции они близки к игольчатым, но
в них игла обращена навстречу потоку. Находясь в зо-
не более высокого давления, игла меньше подвержена
кавитации в процессе регулирования расхода.
Цилиндрические затворы могут исполь-
зоваться в той же зоне напоров, в которой применяют
дисковые и шаровые затворы. Достоинства цилиндри-
ческого затвора состоят в том, что затвор гидравли-
чески почти уравновешен, поэтому его привод делается
малой мощности; при придании обтекателю правильной
гидравлической формы потери напора могут быть до-
ведены до весьма малого значения. Фильтрации воды
в таких затворах можно избежать.
К недостаткам затвора относится то, что в про-
дольном направлении он занимает много места, поэто-
му неудобен для зданий ГЭС.
1 За рубежом эти затворы известны под названием
How ell-В anger.
2 Соответствует английскому hollow-jei needle
valve.
Рис. 1.28. Схемы затво-
ров, устанавливаемых на
трубопроводах.
а — дисковый; б —шаровой;
в — игольчатый.
29

Кольцевые, или лопаточные, затворы
разработаны в СССР для высоконалорных радиально-
осевых турбин. Конструкция предусматривает разме-
щение лопаток затвора в пределах статора турбины
несколько увеличенного диаметра. Ширина блока уве-
личивается при этом не более чем на 10%. Потеря на-
пора имеет тот же порядок, что и у дискового затвора.
Замена отдельного затвора перед турбиной (дискового,
шарового) лопаточным позволяет уменьшить пролет
машинного зала, что очень важно для подземных
ГЭС.
При выборе компоновки затворов на тру-
бопроводе важное значение в гидравлическом
отношении имеет правильное назначение рас-
стояния между двумя рядом расположенными
затворами в том случае, если их конфигура-
ция деформирует поток, что имеет, например,
место при комбинации дискового (ремонтно-
го) и конусного (основного) затворов. Рас-
стояние между затворами в подобных слу-
чаях должно устанавливаться лабораторными
испытаниями, но оно должно быть не менее
трех диаметров отверстия.
1.8.	УРАВНИТЕЛЬНЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ
Уравнительные резервуары — их также
называют «уравнительные камеры» или
«уравнительные башни» — устанавливают на
напорной деривации ГЭС с целью ослабления
влияния гидравлических ударов, возникаю-
щих при внезапных изменениях скоростей дви-
жения воды в трубопроводах во время регу-
лирования агрегатов (открытия и закрытия
турбин), что позволяет сократить до возмож-
ного минимума длину турбинного трубопро-
вода и облегчить этим режимы его работы.
Иногда при наличии доступа к свободному
уровню воды в резервуаре создается возмож-
ность очистки воды от плавающих тел и льда.
Уравнительный резервуар делит напорный
водовод на два участка: расположенный выше
резервуара деривационный трубопровод (тун-
нель) и ниже его — турбинный трубопровод.
При специфических топографических или
геологических условиях уравнительные резер-
вуары.устраиваются также и в системе дери-
вационной ГЭС с безнапорной деривацией.
Нормами технологического проектирования
рекомендуется размещать уравнительный ре-
зервуар на длинном турбинном трубопроводе
в месте перелома уклона трубопровода к бо-
лее крутому.
Необходимость устройства уравнительного
резервуара устанавливают на основе расчетов
режимов регулирования турбин с учетом ме-
ста ГЭС в системе, а также на основе тех-
нико-экономического сопоставления вариан-
тов с уравнительным резервуаром и без тако-
вого. В качестве основных критериев режима
регулирования используют показатель бы-
стродействия изменения мощности турбины—
30
эквивалентное время запаздывания Д/э, зави-
сящее от времени закрытия направляющего'
аппарата турбины Ts и от инерционности на-
порных водоводов, а также постоянную вре-
мени инерции, определяемую по формуле
где I и v — соответственно длины отдельных
участков трубопровода и скорости на этих
участках; Н—расчетный напор нетто, м; g=
= 9,81 м/с2. При постоянной времени инерции
менее 3 с уравнительные резервуары не
устраивают. Рекомендуемые для предвари-
тельных расчетов максимальные 'допустимые
значения приводятся в нормах технологи-
ческого проектирования гидроэлектростанций
ВНТП-12-77.
Гидравлические расчеты уравнительных
резервуаров подробно изложены в [8, 9, 32].
Здесь рассматриваются только конструкции
наиболее распространенных типов стальных
уравнительных резервуаров (рис. 1.29).
Уравнительная башня постоян-
ного сечения по высоте (рис. 1.29,
тип 16, и 1.30). Башня представляет собой
простой цилиндрический резервуар с верти-
кальной осью и плоским днищем, установ-
ленный на фундаменте анкерной опоры так,,
что он разрезает линию трубопровода, отде-
ляя деривационный трубопровод от трех ни-
ток турбинного трубопровода.
Уравнительный резервуар с ме-
стным сопротивлением (рис. 1.29,
тип II) показан на рис. 1.5 и 1.7. Этот
тип резервуара отличается от типа I тем, что
в нем трубопровод не прерывается резервуа-
ром, а сообщается с ним вертикальной отвод-
ной трубой, диаметр которой значительно
меньше диаметра резервуара.
Недостатком этих двух типов резервуаров
является нерациональное использование их
объема. Однако благодаря простоте изготов-
ления эти конструкции получили широкое
распространение в компоновках со свободно
лежащими трубопроводами.
Резервуар с центральной тру-
бой сопротивления, или дифферен-
циальный резервуар, состоит из на-
ружного бака, установленного на бетонный
фундамент анкерной опоры, и вертикального
стояка, идущего внутри бака от трубопрово-
да до статического уровня воды в напорном
бассейне (или в водоприемнике) (рис. 1.29,
тип III).
Диаметр внутреннего стояка обычно ра-
вен диаметру трубопровода; стояк имеет не-
большие отверстия для сообщения с объемом
наружного резервуара и опорожнения его при
опорожнении трубопровода. Конструкция

Рис. 1.29. Схемы уравнительных резервуаров.
/—деривационный трубопровод; 2 — турбинный трубопровод; 3 — верхняя камера; 4 — нижняя камера; 5 — компенсатор; 6 — опора-
бака; 7 — отверстия; 8 — анкерная опора, совмещенная с фундаментом резервуара.
способствует уменьшению высоты волны при
колебаниях воды в резервуаре во время ра-
боты турбины.
Резервуар башенного типа
(рис. 1.29, типы IVa—IVb и рис. 1.31) являет-
ся, по существу, вариантом уравнительного
резервуара III типа. При высоком статиче-
Рис. 1.30. Уравнительная башня постоянного сечения.
ском уровне воды для сокращения объема'
сооружения внешний бак дифференциального*
резервуара сооружают на некоторой высоте
над трубопроводом.
Перечисленные выше -четыре типа уравни-
тельных резервуаров применяют тогда, когда
деривационный участок трубопровода про-
кладывается по поверхности земли или с не-
глубоким заложением. При глубоком зало-
жении деривационного трубопровода или;
Рис. 1.31. Уравнительный резервуар типа IV (башен-
ный) .
31

туннеля, т. е. в тех случаях, когда оказыва-
ется возможным устройство уравнительного
резервуара в скале, применяют резерву-
ар шахтного типа (рис. 1.29, типы Va и
V6). В этом случае к вертикальной шахте в
скале примыкают камеры, расположенные на
разной высоте в горной породе.
В зависимости от общей компоновки де-
ривации может быть один вертикальный
уравнительный резервуар на несколько ниток
трубопровода (тип 16) или группа индивиду-
альных резервуаров, число которых равно
числу ниток трубопровода. Если устраивает-
ся один общий уравнительный резервуар, то
на каждой нитке непосредственно за резер-
вуаром устанавливаются затворы. Чаще все-
го уравнительный резервуар располагается
на общем фундаменте с анкерной опорой.
Однако в зависимости от рельефа местности
возможна также установка резервуара на
отводе, в стороне от линии трубопровода
(рис. 1.29, тип IVb).
Если число ниток турбинного трубопрово-
да превышает число деривационных трубо-
проводов, распределение воды по ниткам тру-
бопровода достигается устройством развилки
ниже уравнительного резервуара или разде-
лительных бетонных бычков в теле анкерной
опоры в пределах диаметра резервуара.
В зависимости от условий эксплуатации,
ответственности сооружения, климатических
условий уравнительные резервуары изготов-
ляют стальными, железобетонными, комби-
нированными из стали и железобетона и
иногда даже деревянными.
При установке уравнительных резервуа-
ров в районах с низкими температурами воз-
духа их, как правило, снаружи отепляют и
оснащают отепленными крышами.
Во избежание образования внутри резер-
вуара вакуума при наличии крыши устраи-
вают жалюзи, регулирующие впуск и выпуск
воздуха. В районах с суровым климатом воз-
дух, проходящий через жалюзи, обогрева-
ется.
Для отепления резервуаров малых диаме-
тров (защита от наружного воздуха зимой)
вокруг стального стояка может быть возве-
ден железобетонный каркас, поддерживаю-
щий верхнюю камеру (бак) резервуара; при
этом сам стояк иногда делается разрезным
с компенсатором (рис. 1.29, тип IVa).
В подземных резервуарах (в скале) вну-
треннюю поверхность облицовывают бетоном
или стальной рубашкой, которую закрепляют
при помощи приваренных к ней анкерных ко-
лец в бетоне затрубного пространства.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ
2.1.	ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ТРУБОПРОВОДОВ
Стальной трубопровод средне- или высо-
конапорной гидроэлектростанции является
ответственным и сложным комплексным ин-
женерным сооружением, включающим сталь-
ную конструкцию собственно трубопровода,
опорные части, лазы, компенсаторы, аэраци-
онные приспособления, затворы, строитель-
ную часть — анкерные опоры и фундаменты
промежуточных опор. Трубопроводы обору-
дуются различными системами защиты, пре-
дотвращающими развитие аварии в случае
разрыва оболочки. Наконец, конструкция
трубопровода связана со специальными со-
оружениями, к которым он примыкает: щи-
товой стенкой, уравнительным резервуаром,
спиральной камерой турбины.
Характерной особенностью напорных тру-
бопроводов является то, что в отличие от
большинства строительных конструкций, ко-
торые рассчитываются главным образом на
32
временные воздействия и редко испытывают
нагрузку, близкую к расчетной, трубопрово-
ды, так же как и другие гидротехнические
конструкции, постоянно испытывают действие
основных нагрузок — веса и давления воды.
Поскольку внутренняя поверхность оболочки
трубопровода соприкасается с водой, а на-
ружная— с воздухом (или бетоном), оболоч-
ка может испытывать большой температур-
ный перепад особенно при сооружении в
районах с суровым климатом.
На выбор схемы и конструкции трубопро-
вода влияют природные условия в районе
строительства (климатические условия, гео-
логия и топография местности, сейсмичность
района, опасность лавинообразования, селе-
вых потоков и др.), режим работы и общая
компоновка гидроэлектростанции, производ-
ственно-технические возможности заводов-
изготовителей, условия строительства и мон-
тажа.
При проектировании напорного трубопро-
вода следует:

1)	обеспечить необходимую надежность
работы и удобство эксплуатации трубопрово-
да и ГЭС в целом;
2)	добиваться снижения капитальных за-
трат по сооружению в целом (с учетом урав-
нительного резервуара и других вспомога-
тельных устройств);
3)	добиваться экономии металла в кон-
струкции трубопровода;
4)	предельно уменьшать потери напора в
трубопроводах ГЭС;
5)	добиваться ускорения ввода в эксплуа-
тацию объектов;
6)	стремиться к унификации конструкций
путем применения типовых узлов и элемен-
тов;
7)	стремиться к габаритности конструк-
ций для выполнения основного объема работ
по изготовлению на специализированных за-
водах;
8)	предусматривать защиту конструкций
от коррозии и износа.
Нетрудно заметить, что некоторые из пе-
речисленных требований противоречат друг
другу. Так, более удобная в эксплуата-
ции схема часто оказывается более дорогой;
для уменьшения гидравлических потерь тре-
буется увеличивать диаметр трубопровода,
а это повышает его стоимость и может при-
вести к негабаритным размерам, что удлинит
срок строительства. Поэтому для каждого
объекта должны быть рассмотрены ' различ-
ные варианты проекта. Выбор окончательно-
го решения производится путем технико-эко-
номического сравнения вариантов на основе
энергетической и экономической сопоставимо-
сти (см. § 2.5).
В процессе проектирования трубопровода
приходится выполнять большое число раз-
личных расчетов: прочностных, гидравличе-
ских, тепловых, энергетических и экономиче-
ских. Сложные расчеты производят с исполь-
зованием ЭВМ. При необходимости проекти-
рование крупных и ответственных трубопро-
водов сопровождается специальными иссле-
дованиями на крупномасштабных моделях и
проверкой основных решений в натурных ус-
ловиях.
2.2.	ВЫБОР СХЕМЫ ТРУБОПРОВОДА.
Подвод воды к турбинам гидроэлектро-
станции может осуществляться по одной из
следующих схем:
раздельное питание каждой турби-
ны индивидуальным трубопроводом
(рис. 2.1,а, 6);
групповое питание, при котором
каждая нитка трубопровода питает более од-
ной турбины (рис. 2.1,6, е);
3-25
Ж пШГг
Рис. 2.1. Схемы турбинных трубопроводов.
объединенное питание всех тур-
бин одним трубопроводом (рис. 2.1,в, ж).
Раздельное питание наиболее удобно и
обеспечивает максимальную надежность экс-
плуатации, Выход из строя одной нитки вы-
зывает остановку только одного агрегата.
При больших расходах индивидуальные Тур-
бинные трубопроводы являются также наи-
более экономичным решением.
Групповое питание дает меньшую манев-
ренность при эксплуатации, так как при вы-
ходе из строя одного трубопровода прекра-
щается работа нескольких агрегатов. Для
увеличения маневренности иногда прибегают
к устройству перемычки между нитками, обо-
рудованной затвором (рис. 2.1,6).
Возможно также применение схемы, по-
казанной на рис. 2.1,г, с двумя нитками тру-
бопровода и кольцевым распределителем.
В схемах с объединенным питанием тур-
бин ремонт трубопровода неизбежно вызы-
вает остановку всей станции. Такие схемы
могут применяться при высоких напорах и
малых расходах воды, когда они дают суще-
ственную экономию капитальных затрат по
трубопроводу, а также в установках, пере-
дающих мощность в крупную энергосистему
и не связанных непосредственно с потребите-
лями.
При групповом или объединенном пита-
нии перед каждой турбиной должен быть
установлен затвор (см. § 1.7).
Вопрос о выборе числа ниток трубопрово-
да должен решаться технико-экономическим
сравнением с учетом степени надежности экс-
плуатации.
Хотя теоретически при равновеликих пло-
щадях поперечного сечения (равных скоро-
стях) масса оболочки однониточного трубо-
провода равна массе многониточного трубо-
провода, из практики известно, что вследст-
вие увеличения числа конструктивных эле-
ментов: промежуточных опор, компенсаторов,
фланцев, лазов, воздушных труб, затворов —
33

переход от одной нитки свободно лежащего
трубопровода к двум ниткам вызывает уве-
личение расхода металла примерно на 10—
20%. С учетом дополнительных расходов на
строительную часть опор общее повышение
стоимости двухниточного варианта будет еще
значительнее. Кроме того, при увеличении
числа ниток возрастают суммарные потери
выработки энергии ГЭС вследствие потерь
напора в трубопроводе.
У заделанных в скале. трубопроводов на-
личие конструктивных элементов не столь
велико, поэтому масса стальной оболочки бу-
дет почти одинакова для одн©ниточного и
двухниточного вариантов. Однако вследствие
необходимости иметь определенное затруб-
ное пространство объем скальной выломки,
особенно объем бетона, в двухниточном ва-
рианте будут существенно выше, чем в одно-
ниточном, причем эта разница будет больше
для небольших диаметров трубопровода. Так,
при переходе от одного трубопровода диаме-
тром 3,0 м к двум диаметром 2,12 м (при
этом соблюдается равенство площадей попе-
речного сечения) и при постоянном размере
затрубного пространства 0,5 м объем скаль-
ной выломки возрастет на 21%, а объем бе-
тона— на 50%. Аналогичное сравнение для
одной трубы диаметром 7,07 м и двух труб
диаметром по 5,0 м дает увеличение скаль-
ных работ на 11%, бетонных — на 46%. Та-
ким образом, для трубопроводов, заделанных
в горных выработках, экономическая эффек-
тивность, получаемая при уменьшении числа
ниток, существенна. Кроме того, по условиям
производства горных работ проходка одной
большой штольни всегда выгоднее, нежели
разработка двух малых штолен, даже при
условии равенства площадей поперечного се-
чения. Уменьшение числа штолен в некото-
рых случаях может привести к сокращению
продолжительности строительства и ускорить
ввод энергетических мощностей.
Однако тенденция к уменьшению числа
ниток турбинных трубопроводов наталкива-
ется на производственно-технологические ог-
раничения изготовителя. Диаметр трубопро-
вода, питающего несколько крупных турбин,
должен быть достаточно большим, чтобы
скорости не были слишком велики. Обычно
при входе в трубопровод (на решетках) обес-
печиваются скорости воды около 0,8—1,2 м/с,
а в самом трубопроводе — в пределах 3,0—
8,0 м/с.
Полученный на основании энергоэкономи-
ческих расчетов оптимальный диаметр трубо-
провода может оказаться настолько велик,
что характеристика трубопровода HD (см.
§ 1.3) превысит производственно-технологи-
34
ческие возможности изготовителя, т. е. не бу-
дет обеспечена наличием листовой стали со-
ответствующей прочности и толщины, мощ-
ных листогибочных вальцов и оборудования;
для сварки толстого металла на монтаже.
В [24] приводятся интересные сравнительные дан-
ные применительно к турбинному трубопроводу ГЭС
Мальговер во Франции, показывающие, как уровень-
развития техники влияет на выбор схемы стального-
напорного трубопровода. Так, если к началу века со-
оружение трубопровода клепаной конструкции пред-
ставляло собой практически непосильную инженерную-
задачу, то уже по нормам 1910 г. этот трубопровод,,
сваренный водяным газом, состоял бы из 16 ниток об-
щей массой 9,5 тыс. т; по нормам 1936 г. трубопровод,
выполненный при помощи электросварки, имел бы пве-
нитки и массу 3.22 тыс. т, а выполненный с перена-
пряженной оболочкой по нормам 1951 г. одну нитку
массой всего 2 тыс. т.
В отечественной практике большинство^
турбинных трубопроводов гидроэлектростан-
ций Кавказа и Средней Азии, построенных
еще в довоенные и первые послевоенные го-
ды и имеющих турбины относительно неболь-
шой мощности, выполнены по групповой схе-
ме питания с разветвлением внизу перед зда-
нием ГЭС.
В последние годы строятся крупные высо-
конапорные гидроэнергетические установки в.
восточных районах нашей страны на круп-
нейших реках Сибири и Средней Азии. Эти
установки характеризуются большими расхо-
дами воды и уникальными параметрами агре-
гатов. В таких условиях характеристика Н1У
напорного трубопровода, питающего одну
турбину, составляет 1200—2000 м2 и даже:
больше. Так, для турбинного трубопровода.
Красноярской ГЭС ЯЬ=121О м2, Саяно-Шу-
шенской— 1750 м2, Нурекской — 2280 м2, Ро-
гунской — 2560 м2. При таких высоких пара-
метрах к каждой турбине проводят отдель-
ный турбинный трубопровод. Если трубопро-
вод с такой характеристикой не заделан в.
прочную горную породу, то его оболочка
должна быть выполнена из высокопрочной
стали или укреплена бандажами, или заклю-
чена в наружную железобетонную обойму
(т. е. требуется сталежелезобетонная конст-
рукция). В исключительных случаях при- осо-
бенно больших расходах может оказаться не-
обходимым даже подавать воду к каждой тур-
бине по двум трубопроводам. Именно такое
решение применено на Красноярской ТЭС,
где каждая турбина питается от двух трубо-
проводов диаметром по 7,5 м каждый, кото-
рые при входе в здание станции объединяют-
ся в одну трубу диаметром 8,7 м при помощи
развилки (см. рис. 9.2). Нормы технологиче-
ского проектирования ГЭС рекомендуют в-
таких случаях использовать двухподводные.-
спиральные камеры вместо развилок.

2.3.	ТРАССА ТРУБОПРОВОДА
Выбор трассы трубопровода является от-
ветственным этапом в проектировании гидро-
энергетической установки. Всегда стремятся
проложить трассу как можно прямее и коро-
че, поскольку увеличение длины трубопрово-
да и числа переломов вызывает дополнитель-
ные потери напора. Кроме того, удлинение
трубопровода повышает гидравлический
удар, т. е. увеличивается расчетное давление.
На трассу трубопровода в первую очередь
влияют геологические и топографические ус-
ловия местности, а также наличие разного
рода естественных или искусственных пре-
пятствий. В местах перелома оси свободно
уложенного трубопровода устраивают анкер-
ные опоры. Такие же опоры делают и на пря-
мых участках трассы при большой их длине.
Колена в местах поворота оси трубопро-
вода не должны быть слишком крутыми, ра-
диус закругления обычно составляет не ме-
нее трех диаметров трубы. При прокладке
трубопровода в стесненных условиях для ко-
лен с углами более 40° допускается уменьше-
ние радиуса до 1,5—2 диаметров трубы.
Колена засыпанных трубопроводов, не
имеющих анкерных опор, при значительных
напорах выполняют с еще большими радиу-
сами закругления.
Для стального трубопровода, заделанного
в горной породе, плавность поворота имеет
значение для передачи части внутреннего
давления от стальной оболочки на породу.
При радиусе закругления, равном приблизи-
тельно пяти радиусам трубопровода и более,
можно с уверенностью считать, что выполня-
ются условия, необходимые для расчета тру-
бопровода с учетом разгружающего действия
окружающего массива. При наличии крутых
поворотов трассы туннеля трудно обеспечить
концентричность выломки по отношению к
трубопроводу; кроме того, при проходке на-
рушается монолитность породы на внутрен-
ней стороне колена. В таких случаях расчет
прочности стального трубопровода произво-
дят без учета упругого отпора скалы.
Для надежной эксплуатации опоры сво-
бодно лежащих трубопроводов следует всег-
да располагать на устойчивых грунтах без
трещин, осадок и оползней. При необходимо-
сти уложить трубопровод в оползневых райо-
нах или на осадочных грунтах для обеспече-
ния надежности работы сооружения приме-
няется анкерный пролет в виде многозвенной
шарнирной системы1 (см. рис. 10.3).
1 Хазанова А. 3. Компенсация неравномерных оса-
док напорных стальных трубопроводов. — Информаци-
онный бюллетень ЛПКК «Гидростальпроект», 1951,
№ 12.
3*
Во всех случаях при выборе трассы тру-
бопровода следует стремиться к такому про-
дольному профилю, при котором исключа-
лось бы образование вакуума на всех участ-
ках трассы при любых эксплуатационных
режимах.
При прокладке стальных трубопроводов
в горном массиве следует учитывать качест-
во окружающих пород, фильтрационное дав-
ление грунтовых вод, глубину заложения тун-
неля, штольни. Расстояние до дневной по-
верхности должно быть достаточным для пе-
редачи части внутреннего давления воды на
горный массив (см. § 5.4). Ось туннеля обыч-
но стараются располагать в крест простира-
ний пород.
Расстояние между параллельными нитка-
ми заделанных в скале трубопроводов должно
быть таким, чтобы обеспечивалась монолит-
ность породы в целике между двумя выработ-
ками.
При выборе трассы турбинного трубопро-
вода, проложенного по поверхности земли,
учитывается также защита здания гидроэлек-
тростанции от возможных аварийных послед-
ствий в случае разрыва трубопровода. Здесь
важную роль играет рельеф местности. Сле-
дует стремиться использовать имеющиеся на
трассе лощины, овраги для отвода потока
воды, который может выливаться из повреж-
денного трубопровода.
На тех же участках трассы, где вода
не может быть отведена в естественные пони-
жения местности, требуются прокладка спе-
циальных отводящих траншей и со-
оружение защитных стенок, преграж-
дающих воде путь к зданию
ГЭС.
На выбор схемы подвода трубопровода к
зданию ГЭС также влияют условия защиты
ГЭС от последствий разрыва трубопровода..
На рис. 2.1 показаны возможные варианты
подвода, трубопроводов к зданию гидроэлек-
тростанции: фронтальный подвод (а, б, в),,
продольный подвод (г, д, е, ж).
Фронтальный подвод экономичнее, так
как трубопровод входит в здание ГЭС пер-
пендикулярно его продольной оси и занима-
ет там минимум .места. Такой подвод приме-
няется в СССР почти на всех гидроэлектро-
станциях деривационного типа при трубопро-
воде большого диаметра и не слишком высо-
ком напоре (например, Чирчикская, Фархад-
ская ГЭС), а также на всех гидроэлектро-
станциях приплотинного типа. Однако при
фронтальном подводе разрыв трубопровода
угрожает зданию ГЭС затоплением, а при
высоких напорах даже разрушением. Извест-
ны случаи, когда при аварии высоконапорно-
го турбинного трубопровода вода смыла с
35

I-
горного склона почвенный слой и камни и об-
разовавшийся селевой лоток устремился на
здание ГЭС; это принесло колоссальный
ущерб и надолго вывело станцию из строя.
Поэтому на высоконапорных гидроэлектро-
станциях чаще применяется продольный под-
вод трубопроводов к зданию ГЭС. Такая схе-
ма подвода в сочетании с другими инженер-
ными мероприятиями, например сооружением
защитных стенок, может предотвратить ката-
строфу (в случае разрыва трубопровода.
Иногда в качестве защитной меры использу-
ют расположение трубопроводов и ГЭС на
разных берегах реки или отводящего канала
(Храмская ГЭС-1).
Если горный склон, по которому проходит
трасса трубопровода, покрыт слоем мягких
грунтов, осыпями или разрушенными горны-,
ми породами, то весь слой этих грунтов дол-
жен быть снят до прочной скалы, на которую
ставятся фундаменты опор. Устройство опор
на мягких и слабых грунтах допустимо толь-
ко на сравнительно пологих склонах. Особен-
но важно выбрать подходящие геологические
условия для трассы трубопровода, проклады-
ваемого в сейсмических районах.
В зависимости от топографических и гео-
логических условий, а также при вынужден-
ном расположении отдельных участков трас-
сы трубопровода <в зоне прохождения селе-
вых потоков, падающих камней, лавин и
тому подобных явлений иногда оказывается
необходимым для защиты от разрушения эти
участки прокладывать свободно в закрытой
галерее или туннеле, иногда выполнять в ви-
де стальной облицовки напорного туннеля,
шахты или в виде засыпанного сталежелезо-
бетонного трубопровода.
Трубопровод не следует прокладывать по
ложбинам, собирающим воду со склонов гор.
Для защиты трассы трубопровода от подмы-
вающего действия ливневых и фильтрацион-
ных вод необходимо предусматривать специ-
альные защитные стенки и отводящие тран-
шеи. Последние предназначаются также для
защиты опор трубопровода от действия ава-
рийного расхода воды в случае разрыва обо-
лочки.
Способы перехода трубопровода через
разного рода природные и искусственные
препятствия, встречающиеся на трассе, при-
ведены в § 1.1.
Тяжелые топографические условия иногда
вынуждают выбирать весьма сложную трас-
су трубопровода, как это имело место на
Краснополянской ГЭС на р. Мзымта
(рис. 2.2).
Вдоль всей трассы трубопровода устраи-
вают специальную инспекторскую дорогу,
обеспечивающую выполнение ревизий и до-
ставку оборудования, необходимого для об-
служивания и ремонта в процессе эксплуата-
ции. На участках с большими уклонами па-
раллельно трубопроводу часто прокладывают
бремсберг (наклонную рельсовую дорогу), по
которому при монтаже подают звенья трубо-
провода на трассу. В эксплуатационный пе-
риод бремсберг обеспечивает обслуживание
трубопровода.
Если вблизи трассы проходят автодороги
общего назначения, то инспекторские дороги
можно не устраивать.
Расстояние между параллельными нитка-
ми трубопровода должно быть минимальным,
но обеспечивающим удобство монтажа и экс-
плуатации. Во всех случаях расстояние меж-
ду габаритами двух соседних ниток не долж-
но быть менее 600 мм. Такой же просвет должен
быть между нижней образующей оболочки
трубопровода и поверхностью грунта.
Рис. 2.2. Схема трассы напорных трубопроводов Краснополянской ГЭС.
1— водоприемник; 2— отстойник; 3—'безнапорный деривационный туннель; 4 — напорный бассейн; 5 — сифонный водосброс; 6 — на-
порный туннель; 7 — бассейн суточного регулирования; 8, 9 — акведуки; 10 — открытое распределительное устройство; 11 — здание
ГЭС; 12 — отводящий канал; 13 — помещение дисковых затворов; 14 — уравнительный резервуар.
36

2.4.	ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
Гидравлические расчеты трубопровода по-
зволяют подобрать наиболее благоприятные
очертания и взаимное расположение его эле-
ментов^ с целью повышения общей эффектив-
ности установки, а также определить расчет-
ные нагрузки от давления воды, по которым
проверяется несущая способность конструк-
ции трубопровода.
Гидравлические расчеты включают;
расчет потерь напора и построение линии
пьезометрического давления по длине трубо-
провода;
расчет гидравлического удара в трубопро-
воде в различных эксплуатационных ситуа-
циях.
2.4.1.	ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ПОТЕРИ В ТРУБОПРОВОДАХ
Гидравлические потери ДЯ скла-
дываются из местных потерь напора ДЯМ,
вызванных местной деформацией потока
(поворот, сужение, расширение, отвод, раз-
ветвление, наличие внутренних сопротивле-
ний ,и пр.), и потерь напора на трение по дли-
не трубопровода ДЯтр:
ДЯ=2ДЯм4-АЯтр.	(2.1)
Для участка трубопровода постоянного
диаметра D длиной L при равномерном дви-
жении жидкости со скоростью v потери на-
пора на трение определяются по формуле
(2-2)
где к — коэффициент сопротивления трения
единицы относительной длины (L/Z)=l), ко-
торый принимается в зависимости от шеро-
ховатости стенок трубы Д и режима тече-
ния, характеризующегося критерием Рей-
нольдса Re=uZ)/v (v — кинематическая вяз-
кость) .
В трубопроводах гидроэлектрических и
насосных станций движение воды, как прави-
ло, характеризуется очень высокими значе-
ниями числа Рейнольдса Re= (2ч-60) • 106,
[20]. При этом решающую роль играют инер-
ционные силы, а не вязкое трение, т. е. име-
ется развитое турбулентное течение, извест-
ное в гидравлике под названием «квадратич-
ная зона» или «автомодельная зона», в кото-
рой (при Re>ReKp^105) коэффициенты со-
противлений как на трение по длине, так и
местные не зависят от значения Re, а зависят
только от характера сопротивлений и шеро-
ховатости стенок. Это позволяет относитель-
но просто моделировать гидравлические со-
противления и надежно использовать резуль-
таты, полученные на моделях, в гидравличе-
ских расчетах.
Местные потери напора определяются для
каждого участка, где имеется изменение се-
чения трубопровода, направления движения
потока воды или какое-либо другое сопротив-
ление, по формуле
ДНм=^.	(2.3)
Здесь £ — коэффициент потерь сопротив-
ления, которые складываются из местных по-
терь, вызванных деформацией потока, и по-
терь на трение по длине рассматриваемого
участка с сопротивлением:
£=£м+£тр,	(2.4)
где £м — коэффициент потерь местного сопро-
тивления; £тр—коэффициент потерь на тре-
ние по длине, который может быть выражен
как ^=\Ь!О.
 Коэффициенты гидравлических сопротив-
лений X, £тр, £м для различных встречающих-
ся на'Практике случаев приводятся в,специ-
альной литературе и здесь не рассматрива-
ются1.
Следует иметь в виду, что при изменении
скорости течения воды в пределах рассмат-
риваемого участка с сопротивлением (диф-
фузор, разветвление, отвод) в (2.3)
надо подставлять скорость потока и в том
сечении трубопровода, к которому приведены
коэффициенты местных сопротивлений £м.
Известно, что гидравлические сопротивле-
ния фасонных частей трубопроводов (поворо-
тов, разветвлений) уменьшаются, если в пре-
делах этих частей обеспечить сужение пото-
ка. Поэтому симметричные и несимметрич-
ные развилки и тройники крупных трубопро-
водов в большинстве случаев выполняют с
проходами и отводами конической формы.
Выполнение сужающихся колен чрезвычайно
затрудняет изготовление, поэтому конические
колена применяются редко. В то же время
при радиусе поворота, равном трем диамет-
рам трубопровода или превосходящем этот
размер, гидравлические характеристики ци-
линдрических колен вполне удовлетворитель-
ны. При выполнении колена составным из от-
дельных цилиндрических звеньев, с косыми
1 Для проектировщиков стальных напорных трубо-
проводов гидроэлектрических, гидроаккумулирующих и
насосных станций можно рекомендовать работы [14] и
[20]. В последней приведены подробные гидравлические
характеристики фасонных элементов трубопроводов,
причем рассмотрены важные для практики случаи из
отечественных решений последних лет: тройные про-
странственные развилки, шаровые развилки, различные
конфигурации сопряжения уравнительных резервуаров
с напорным водоводом. Там же приводятся данные для
определения нагрузок, действующих на внутренние не-
сущие элементы развилок (диафрагмы) при несиммет-
ричных режимах работы, что необходимо для прочно-
стных расчетов конструкций разветвлений.
37

срезами угол скоса торца не должен превы-
шать 5°.
Диффузоры (расширения) выполняются
обычно конической формы с небольшими уг-
лами раскрытия —в пределах 6—10°; конфу-
зоры (сужения) в местах перехода от водо-
приемников к напорным трубопроводам или
от большего сечения к меньшему — с цент-
ральными углами сужения от 5 до 15°. Для
тройников и развилок рекомендуется прини-
мать углы сужения проходов и отводов до
30°, поскольку это уменьшает габариты раз-
ветвления, а потерн напора, как показали ис-
следования [20], остаются практически неиз-
менными при увеличении конусности в ука-
занных пределах.
Рекомендации по определению гидравли-
ческих потерь, помещенные в МУ 34-747-76,
основываются на упомянутых источниках
[14, 20]. Приведенные там данные для рас-
чета потерь .в диффузорах, конфузорах, коле-
нах цилиндрических и переменного сечения,
фасонных элементах разветвлений могут ис-
пользоваться при проектировании напорных
трубопроводов любого типа: свободно лежа-
щих, заделанных и засыпанных1.
Потери напора в разветвлениях зависят
главным образом от углов между осями от-
водов, а также от углов перелома образую-
щих оболочек.
На рис. 2.3 изображена симметричная
развилка с малыми гидравлическими сопро-
тивлениями, отводы которой собраны из ря-
да конических обечаек, благодаря чему
уменьшены углы перелома образующих.
Коэффициенты гидравлических сопротив-
лений различных затворов, устанавливаемых
на трубопроводах, приводятся в специальной
литературе 2.
Исследованию гидравлических характеристик
тройников и развилок посвящен ряд других работ (на-
пример, 106, 114].
2Яныпмн Б. И. Затворы и переходы трубопрово-
дов-— М.: Машгиз, 1962.—180 с.; Яньшин Б. И. Гид-
родинамические характеристики затворов и элементов
трубопроводов. — М,.: Машиностроение, 1965.—260 с.
Рис. 2.3. Развилка с малыми гидравлическими потерями.
38
Линия пьезометрического дав-
ления по длине трубопровода строится для
любого i-ro сечения на основании формулы
- ЛИ, -	(2.5)
где pi/pg — пьезометрическое давление над
центром рассматриваемого сечения, м; Hi —
заглубление центра сечения под уровень
верхнего бьефа, м; А/7/— суммарные гидрав-
лические потери на участке от верхнего бье-
фа до рассматриваемого сечения, м; Vi—•
средняя скорость потока в рассматриваемом
сечении, м/с.
2.4.2. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ УДАР
Гидравлическим ударом называется повы-
шение или понижение давления, возникаю-
щее в трубопроводе, когда в нем резко изме-
няется скорость движения воды. Причиной-
изменения давления служат силы инерции
движущейся массы воды. Процесс изменения
давления носит волновой характер, его пара-
метры зависят от закона изменения расхода
во времени и от параметров самого трубо-
провода (длины, диаметра, толщины и упру-
гости стенок). Изменение расхода воды во вре-
мени определяется работой регулирующего
органа—затвора, направляющего аппарата
реактивной турбины или сопла активной тур-
бины, которые закрываются (открываются)
не мгновенно, а в течение Ts, с; при этом воз-
никающее у затвора повышение (понижение)
давления распространяется вдоль по трубо-
проводу со скоростью с. Если длина трубо-
провода равна L, то за время L/C волна по-
вышения давления достигнет резервуара со
свободной поверхностью, откуда берет нача-
ло трубопровод (напорный бассейн, водохра-
нилище, уравнительный резервуар). Отсюда
с той же скоростью с начнет двигаться в об-
ратном направлении отраженная от свобод-
ной поверхности волна понижения давления
(отрицательная волна). Время tr=2L/c, за
которое прямая волна пробегает до резервуа-
ра и отраженной возвращается к затвору, на-
зывается фазой удара. В зависимости от со-
отношения между Ts и фазой удара tr разли-
чают прямой удар (Ts<tr) и непрямой удар
(Л>6-)- 'При прямом ударе отраженная от-
рицательная волна приходит к затвору, когда
тот уже закрылся. В этом случае изменение
давления может получиться очень большим.
Поэтому в гидроэнергетических установках
принимаются различные меры с целью избе-
жать прямого удара, заменить его менее
опасным непрямым ударом.
В результате расчета гидравлического
удара определяются значения максимального

зи минимального давления по длине напорно-
го трубопровода, которые дают расчетную
.нагрузку на трубопровод и позволяют оты-
скать зоны возможного образования вакуума.
Гидравлический удар в турбинном водо-
воде определяется для нормальных эксплуа-
тационных и аварийных условий. Нормы тех-
нологического проектирования ГЭС предпи-
сывают обязательно проверять случай одно-
временного отключения всех агрегатов, при-
соединенных к одной нитке трубопровода, и
случай одновременного включения наиболь-
шей возможной нагрузки. В качестве аварий-
ных ситуаций обычно рассматривают такие,
как не предусмотренная нормальной экс-
плуатацией остановка одного из работаю-
щих агрегатов под действием защиты, сраба-
тывающей вследствие эксплуатационных не-
поладок, например при перегреве подпятни-
ка; отказ от сработки холостого выпуска на
одной из реактивных турбин при сбросе на-
грузки; обрыв регулирующей иглы на одной
из активных турбин, установленных на ГЭС,
и др. Более подробно возможные аварийные
ситуации, которые должны быть учтены при
определении нагрузок на напорный трубопро-
вод, разобраны в [80].
Для трубопроводов насосных и гидроак-
кумулирующих станций должны быть рас-
смотрены случаи работы гидромашин в раз-
гонном, тормозном, насосном и турбинном
режимах. Работа насосного агрегата в тур-
бинном режиме возможна только в тех слу-
чаях, когда отсутствуют специальные устрой-
ства, предотвращающие противоток воды в
трубопроводе. При аварийном выключении
электропитания насосных агрегатов возника-
ет быстрое падение давления в трубопроводе.
Нужно считаться с тем, что это понижение
давления не только может привести к обра-
зованию вакуума *, но даже может вызвать
разрыв сплошности течения в некоторых се-
чениях трубопровода. Разрыв сплошности
столба воды наступает раньше при впуске
воздуха в трубопровод через вантуз (воздуш-
ный клапан). В сечении, где затем произой-
дет соударение разорвавшихся частей столба
воды, возникает положительный гидравличе-
ский удар, причем его значение может быть
очень большим [32].
Расчет гидравлического удара при сбросе
нагрузки при наличии уравнительного резер-
вуара следует выполнять для наивысшего
эксплуатационного уровня в верхнем бьефе и
минимальной шероховатости деривации для
различных значений расходов до сброса, что-
бы получить максимально расчетный напор
для трубопровода. Соответственно расчет
удара при набросе нагрузки следует произво-
дить для наинизшего эксплуатационного
уровня верхнего бьефа и 'максимальной ше-
роховатости деривационного водовода для
различных значений нагрузки до ее наброса.
При построении линии минимальных дав-
лений вдоль трубопровода необходимо пом-
нить, что линия отрицательных динамических
напоров в первой фазе удара получается во-
гнутой (рис. 2.4). Отклонение линии динами-
ческих напоров от прямой особенно сущест-
венно при нелинейном законе открытия-за-
крытия регулятора. Для уточнения линии ми-
нимальных давлений следует учитывать со-
противление трения в трубопроводе.
1 При натурных исследованиях, проводившихся под
руководством А. Р. Фрейшиста в 1969 г. на одной из
насосных станций Волго-Донского судоходного канала
имени В. И. Ленина, при внезапном прекращении пи-
тания насоса замерили вакуум у верха трубопровода
более 8 м вод. ст.
Рис. 2.4. Распределение давления по длине турбинного трубопровода при непрямом
отрицательном гидравлическом ударе.
39

В высоконапорных трубопроводах диаметр
и толщина стенок не остаются постоянными
по всей длине трассы. При изменении диаме-
тра и толщины оболочки изменяется скорость
распространения волны с. В сечениях, где
резко изменяются D и 6, возможно частичное
отражение волн. Еще больше усложняется про-
цесс удара в трубопроводах с разветвле-
ниями.
Наряду с точными методами расчета удара
часто для таких трубопроводов пользуются
приближенным методом, при «котором сложный
трубопровод заменяется эквивалентным про-
стым, характеристики и скорости осредняются
по длине трубопровода. Распределение повы-
шения давления вдоль трассы трубопровода
принимается пропорциональным S/u («метод
суммы эль—ве»). Однако в ряде практически
важных случаев такой прием не дает правиль-
ного результата, в частности в трубопроводах
с уравнительным резервуаром и длинной дери-
вацией, в разветвлениях с разной длиной вет-
вей и т. д. В таких случаях приходится приме-
нять значительно более сложное точное ре-
шение.
В качестве примера на рис. 2.5 приведена
принципиальная гидравлическая схема напор-
ных трубопроводов Краснополянской ГЭС.
Как видно, трубопровод имеет несколько раз-
ветвлений, уравнительный резервуар, соеди-
ненный с турбинным водоводом специальным
отводом, длинную деривационную часть. Есте-
ственно, что расчеты гидравлического удара
для такой схемы достаточно сложны. Практи-
ка показала, что фактическое повышение дав-
ления в спиральной камере при сбросе на-
грузки существенно превышает значение, пре-
дусмотренное проектом. Точное значение гид-
равлического удара в нескольких точках трас-
сы при различных режимах было определено
путем натурных измерений. Максимальный
1 — напорный бассейн; 2 — БСР; 3 — уравнительный резервуар;
4 — дисковые затворы; 5 — деривационный трубопровод: 6—тур-
бинный трубопровод; 7 — коллектор; 8 — турбины; 9 — шаровые
затворы.
гидравлический удар наблюдался при сбросе
нагрузки с двух турбин, питающихся от одной
нитки турбинного трубопровода, причем мак-
симальное давление перед спиральной каме-
рой с учетом удара составило 1,6 МПа против
статического давления 1,1 МПа. Давление
в установившемся режиме до сброса нагрузки
составляло 1,0 МПа.
25. ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЕКТНЫХ РЕШЕНИЙ
Проектирование, трубопроводов гидроэлек-
трических и насосных станций сводится к вы-
бору одного из нескольких намеченных вариан-
тов на основе метода сравнительной эффек-
тивности, который заключается в технико-эко-
номическом сопоставлении различных вариан-
тов трубопровода на основе энергетической и
экономической сопоставимости.
Под энергетической сопоставимостью под-
разумевается энергетическое выравнивание ва-
риантов, т. е. получение в конце концов в каж-
дом варианте одинаковой мощности и одина-
кового количества энергии равного качества
с учетом необходимой энергии на собственные
нужды, ремонтных и аварийных резервов. Вы-
равнивание обычно производится за счет энер-
гии и мощности заменяемых тепловых электро-
станций, характерных для данной системы.
При этом необходимое количество заменяемой
мощности и выработки энергии на теплоэлек-
тростанции в каждом варианте берут с коэф-
фициентами эквивалентности, которые в сред-
нем составляют приблизительно 1,15 для мощ-
ности и 1,04 для выработки энергии.
Основными показателями при экономиче-
ском сравнении вариантов являются единовре-
менные капиталовложения К и ежегодные те-
кущие издержки И, соответствующие нормаль-
ной эксплуатации, а также срок окупаемо-
сти Ток дополнительных капиталовложений
для сравниваемых вариантов.
Для каждого варианта после определения
среднегодовых потерь энергии и мощности и
подсчета капитальных затрат и издержек no-
ТЭС и топливной базе, необходимых для энер-
гетического выравнивания вариантов, вычис-
ляют суммарные капиталовложения К и из-
держки И. Затем определяют приведенные
затраты 3:
3 = В»К+И,	(2.6)
где Ен— нормативный коэффициент эффек-
тивности капиталовложений, обычно прини-
мается равным 0,12.
Оптимальным будет тот вариант проекта,,
который характеризуется минимальными при-
веденными затратами 3.
При переходе от одного варианта к Дру-
гому должно выполняться условие
40

т ___ Кп — Кт ^К /рн 1 /п
ок — Ит — Ип — &И	— £Н ’
т. е. срок окупаемости дополнительных капи-
таловложений по предпочтительному варианту
не должен превышать нормативной величины.
При подсчете экономических характеристик
различных вариантов трубопровода должны
быть учтены связанные с ним сооружения, 'на-
пример уравнительный резервуар, который мо-
жет отсутствовать в одном варианте, но необ-
ходим в другом.
Если разные варианты трубопровода тре-
буют различного времени для возведения или
различаются распределением капиталовложе-
ний по годам, то при экономическом сопостав-
лении вариантов должен учитываться фактор
времени, отражающий длительность омертвле-
ния капиталов.
Капитальные затраты будущих лет приво-
дятся к базисному году по формуле
Knp=S (i+Kn)r’ <2'8)
где КПр — затраты, приведенные к началу ба-
зисного года; Kt— затраты в /-м году; t — пе-
риод времени приведения в годах; ЕВЛ1— нор-
матив для приведения разновременных затрат,
равный 0,08.
При учете фактора времени в (2.6) вме-
сто К следует подставлять КПр.
Если один из вариантов трубопровода
позволяет сократить время строительства и
раньше осуществить пуск объекта или его ча-
сти, то единовременный эффект от досрочного
ввода энергетических мощностей может быть
подсчитан по формуле
ЭВ = £'НФАГ,	(2.9)
где Ф — стоимость производственных фондов,
досрочно введенных в действие; Е'в— норма-
тивный коэффициент эффективности капитало-
вложений в отрасли, к которой относится вве-
денный объект (в энергетике Е'п= 0,14); Д7' =
= Т\—Тч.— досрочность ввода в годах.
По изложенной методике производится со-
поставление трубопроводов из разных мате-
риалов, различных схем и вариантов трассы.
Для определения объемов работ и капита-
ловложений по трубопроводу при выборе ва-
рианта применяют целый ряд упрощений, в ча-
стности:
1)	толщина оболочки определяется из рас-
чета только на внутреннее давление по извест-
ной «котельной» формуле с последующим уве-
личением на 15—20%;
2)	масса трубопровода принимается на
20—30%' выше массы оболочки;
Таблица 2.1
Нормальный ряд			диаметров трубопроводов,				мм	
Наружный диа- метр DH	Условный внутрен- ний диаметр Do	Наименьшая тол шдаа оболочки S	Наружный диа- метр £>н	Условный внутрен- ний диаметр Do	Наименьшая тол- щина оболочки J —	Наружный диаметр	Условный внутрен- ний диаметр Do	Наименьшая тол- щина оболочки 5
720	700	8	2740	2700	10	1 6240	6200	14
820	800	8	2840	2800	10	6440	6400	14
920	900	8	2940	2900	10	6650	6600	14
1020	1000	8'	3040	зсоо	10	6850	6800	14
1120	1100	8	3240	3200	10	7050	7000'	14
1220	1200	8	3440	3400	10	7550	7500	14
1320	1300	8	3640	3600	10	8050	8000	14
1430	1400	8	3840	3800	10	8550	8500	14
1530	1500	8	4040	4000	10	9050	9000	14
1630	1600	10	4240	4200		9550	9500	14
1730	1700	Ю	4440	4400	12	10 050	10 000	14
1840	1800	10	4640	4600	12	10 550	10 500	16
1940	1900	10	4840	4800	12	11 050	11 000	16
2040	2000	Ю	5040	5000	12	11 550	11 500	16
21-40	2100	10	5240	5200	12	12 050	12 000	16
2240	2200	10	5440	5400	12	12 550	12 500	16
2340	2300	10	5640	5600	12	13 050	13 000	16
2440	2400	10	5840	5800	12	13 550	13 500	16
2540	2500	10	6040	6000	12	14 050	14 000	16
2640	2600	10						
3)	расстояние между промежуточными
опорами принимается по формуле
/ = 2,7/-|/	(2.10)
где К'— расчетное сопротивление растяжению
материала оболочки, сниженное на 15—20%;
q — поперечная распределенная нагрузка
(см. гл. 4); г и 6 — соответственно радиус и
толщина оболочки трубопровода;
4)	предварительное распределение на-
грузки на промежуточные опоры принимается
в предположении разрезанности трубопровода
на опорах;
5)	местные напряжения в оболочке не рас-
сматриваются;
6)	необходимость установки колец же-
сткости и расстояния между ними опреде-
ляют исходя из условия устойчивости обо-
лочки трубы при расчетном разрежении
0,1 МПа. Для свободно лежащего трубопро-
вода при г/6<66 установка колец жесткости
не требуется (см. рис. 6.4);
7)	расчеты гидравлического удара ведутся
по методу 2;/у;
8)	распределение напора по длине трубо-
провода принимается по линейному закону;
9)	для трубопроводов, забетонированных
в подземных выработках, не учитывается по-
датливость бетона в затрубном пространстве,
а возможный зазор между оболочкой и бето-
ном оценивается по формуле Д=310_4 г
(г — радиус оболочки).
41

Когда схема трубопровода и его трасса
определены и требуется найти вариант с опти-
мальным диаметром, задача сводится к под-
счету экономически наивыгоднейшего диа-
метра Ээк по формулам, которые для свобод-
но лежащего трубопровода приводятся, на-
пример, в [9].
Для низ-кон а пор ных трубопроводов с кон-
структивно выбранной постоянной толщиной
оболочки 6=const (табл. 2.1) экономически
наивыгоднейший диаметр, м, -равен:
_«УО,43Р1<3>Р7-Р?
ЭК — |/	(£Н р) а5с
(2.Н)
для высоконапорных трубопроводов с пе-
ременной по длине толщиной оболочки в за-
висимости от напора
’у 0,043p1)R'Q’prp?
I/ (£“ + р) асН
. (2.12)
где Зр — расчетные затраты на единицу заме-
няющей электроэнергии, коп/(кВт-ч) (с уче-
том коэффициента эквивалентности); т] —
коэффициент полезного действия электро-
станции; Qp — среднекубический расход воды,
<м3/с; Гр — расчетное время потерь энергии, ч;
Р — коэффициент увеличения потерь годовой
выработки энергии; р— норма эксплуатацион-
ных расходов, р=ЩК; а — коэффициент уве-
личения массы трубы за счет конструктивных
элементов; с—стоимость 1 т смонтирован-
ного трубопровода, руб/т; б — толщина обо-
лочки, см; Н — расчетный напор, м; R' —
расчетное сопротивление растяжению мате-
риала оболочки, кгс/см2, сниженное на
15—20%.
Методика определения среднекубического
расхода Qp и коэффициента р показана в [9].
Там же приведены формулы для расчета эко-
номически наивыгоднейшего диаметра сталь-
ных трубопроводов насосных и гидроаккуму-
лирующих станций.
Из (2.12) видно, что с ростом напора Н
наивыгоднейший диаметр DaK медленно умень-
шается (при увеличении Н вдвое Dm умень-
шается на 10%).
Аналогичным образом составленная для
экономически наивыгоднейшего диаметра тру-
бопровода ГЭС, забетонированного в туннеле,
-формула будет иметь вид:
0,043pTiQ3p7^
2,55 (£« +Аун)
------—2----- [(/п + 2)2 сгр +
(Еа 4- Омет) ЙСмет/У (2.13)
+ 4(^+1)^] 4
R'
Здесь ртун, рмет — нормы эксплуатацион-
ных расходов соответственно для туннеля
с бетонной обделкой и для металлической
облицовки; Ар, сОбд— удельные стоимости
соответственно для подземной -выработки и
для бетонной обделки, руб/м3; смет — удель-
ная стоимость смонтированной металлической
облицовки, руб/т; tn = D/t, где t—толщина
обделки (затрубное пространство). Осталь-
ные обозначения те же, что в формулах (2.11)
и (2.12).
Полученный диаметр должен быть прове-
рен по скорости воды в трубопроводе, по-
скольку при' больших скоростях могут ухуд-
шаться условия регулирования агрегатов, так
что иногда приходится увеличивать диаметр
против экономически наивыгоднейшего для
снижения скоростей. Иногда бывает целесо-
образно идти на некоторое уменьшение диа-
метра .против экономически наивыгоднейшего,
например, чтобы уменьшить расход дефицит-
ной стали, обеспечить габаритность трубопро-
вода, сократить стоимость сооружения. Такая
корректировка в небольших пределах являет-
ся допустимой, поскольку функция приведен-
ных затрат с учетом компенсации потерянной
энергии вблизи минимума изменяется медлен-
но с изменением диаметра. Окончательно
диаметр уточняется в соответствии с нормаль-
ным рядом диаметров (табл. 2.1).
Для каждого диаметра установлена наи-
меньшая допустимая по конструктивно-техно-
логическим соображениям толщина оболочки.
Кроме того, если полученная расчетом на
прочность толщина оболочки больше кон-
структивного минимума, она должна быть
округлена в большую сторону до стандартной
толщины листового проката.
Нетрудно видеть, что формулы (2.11) —
(2.13) являются приближенными, так как
в них -масса конструктивных элементов трубо-
провода учтена как постоянная доля от мас-
сы оболочки; изменение стоимости строитель-
ной части опор с изменением диаметра не
учтено; эксплуатационные расходы по трубо-
проводу приняты пропорциональными его
стоимости; расчетный напор принят постоян-
ным, хотя изменение диаметра влияет на
гидравлический удар.
Более строго задача может решаться пу-
тем последовательных приближений, при ко-
торых на основе расчетов гидравлического
удара уточняются расчетный напор на трубо-
провод и стоимость 1 т металлоконструкции,
а также другие параметры, входящие в фор-
мулы.
Примером такого более точного решения
технико-экономических задач применительно
к турбинным трубопроводам сталежелезобе-
тонной конструкции является методика, разра-
42

ботанная в ЛПИ имени М. И. КалининаГ
Расчеты ведутся с использованием ЭВМ на
основе динамического программирования.
Программа позволяет оптимизировать одно-
временно несколько параметров трубопрово-
да, при этом более точно, чем до разработки
методики, учитываются динамические нагруз-
ки и местные сопротивления в трубопроводе.
Важной задачей при проектировании сво-
бодно лежащего трубопровода является так-
же определение наивыгоднейшего расстояния
между промежуточными опорами. Выбор
оптимального расстояния особенно важен при
слабом основании, поскольку стоимость строи-
тельной части опор получается значительной.
При крепких породах на трассе трубопро-
вода пролет между промежуточными опорами
может быть принят большим, но тогда при
невысоких напорах (например, для дерива-
ционных трубопроводов ГЭС, трубопроводов
насосных станций) напряжения в трубопро-
воде от изгиба его между опорами могут
стать определяющими для толщины оболочки
и приведенными выше формулами для D3K
пользоваться нельзя. Задача еще более
усложняется, когда при большой длине про-
летов между промежуточными опорами тол-
щина оболочки в пролете и на опорах делает-
ся неодинаковой. В этих условиях также це-
лесообразно применение ЭЦВМ, которое
позволяет уже на начальных стадиях проек-
тирования использовать более точные зависи-
мости, учитывающие большее количество пе-
ременных, одновременно варьировать диаметр
трубопровода и расстояние между промежу-
точными опорами, рассмотреть значительно
большее количество вариантов, чем при вы-
числениях, выполняемых вручную, и в резуль-
тате получить действительно оптимальное
решение.
2.6. ИССЛЕДОВАНИЯ СТАЛЬНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
2.6.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Как уже отмечалось в § 2.1, стальной тру-
бопровод крупной современной гидроэлектро-
станции представляет собой сложное и ответ-
ственное сооружение, проектирование которого
включает разнообразные расчеты: гидрав-
лические, прочностные, тепловые, энергоэко-
номические и др. Совершенствование проек-
тирования, изготовления и эксплуатации тре-
бует проведения всесторонних исследований
трубопроводов. Исследования позволяют точ-
нее определять расчетные гидравлические и
другие нагрузки, выбрать более правильную
1 Васильев Ю. С., Соколов Б. А., Кубышкин Л. И.,
Александров М. Г. Методика технико-экономических
расчетов турбинных трубопроводов приплотинных
ГЭС.— Изв. вузов. Энергетика, 1978, № 1, с. 93—98.
расчетную схему конструкции, получить ра-
циональные формы конструктивных узлов, на-
значить правильную технологию изготовления
и монтажа. Эти исследования обеспечивают
создание более экономичных и в то же время
достаточно надежных конструкций. Кроме
того, результаты исследований позволяют
организовать более правильную эксплуатацию
трубопровода, что также способствует повы-
шению надежности работы не только самого
трубопровода, но и всей станции.
Широкие гидравлические исследования
фасонных элементов современных стальных
трубопроводов проводились в МИСИ [20],
НИС Гидропроекта, ЛПИ. Модель тройной
пространственной развилки Нурекской ГЭС,
изготовленная в Гидропроекте для гидравли-
ческих исследований, показана на рис. 2.6.
Важную роль играют технологические ис-
следования, связанные с изготовлением и
монтажом стальных трубопроводов. В тече-
ние многих лет в монтажно-сварочной лабо-
ратории СКВ «Мосгидросталь» испытываются
новые марки сталей повышенной и высокой
прочности для трубопроводов; отрабатывают-
ся высокопроизводительные способы завод-
ской и монтажной сварки оболочки, в част-
ности сварка стыков без разделки кромок (по
зазору) при толщинах листа до 40—45 мм,
односторонняя сварка монтажных кольцевых
стыков заделываемых в скале трубопроводов
Рис. 2.6. Гидравлическая модель тройной пространст-
венной развилки Нурекской ГЭС.
43

на остающейся подкладке, элекгрошлаковая
сварка продольных и кольцевых швов, меха-
низированная сварка неповоротных кольце-
вых стыков на трассе трубопровода; испыты-
ваются новые сварочные материалы.
Механические (прочностные) эксперимен-
тальные исследования позволяют уточнить
некоторые исходные данные для расчета, про-
верить механизм взаимодействия стальной
конструкции с окружающей средой, выявить
напряженно-деформированное состояние кон-
структивных элементов под действием раз-
личных нагрузок, определить действительные
запасы прочности при различном конструктив-
но-технологическом исполнении узлов путем
доведения моделей до разрушения.
Результаты прочностных эксперименталь-
ных исследований элементов трубопроводов
являются основным материалом для разра-
ботки и корректировки норм их проектиро-
вания.
2.6.2. МОДЕЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Экспериментальные прочностные исследо-
вания трубопроводов на моделях из неметал-
лических материалов проводят сравнительно
редко, поскольку вследствие малого масшта-
ба моделей и трудностей, связанных с соблю-
дением в модели соотношения модулей нор-
мальной упругости натурных материалов
(стали, бетона и скалы), моделирование
обычно осуществляется с искажением линей-
ного масштаба.
Как правило, модели элементов трубопро-
водов изготовляют из стали, причем стре-
мятся использовать такую же сталь, что и
в натурной конструкции. Это позволяет не
только уточнить анализ напряженного состоя-
ния конструкции, но и определить действи-
тельные запасы прочности в материале путем
повышения нагрузки выше расчетной и дове-
дения конструкции до предельного состояния.
Сложность моделирования трубопроводов
как листовых конструкций вызвана тем, что
толщина элементов конструкции весьма мала
по сравнению с другими геометрическими
размерами и при этом металл в модели не
должен быть слишком тонким, иначе с ним
будет трудно работать. При толщине листа
менее 4 мм осложняется изготовление моде-
лей, увеличивается коробление после сварки,
что отражается на результатах эксперимента.
Это условие накладывает ограничение на ли-
нейный масштаб моделей, их обычно выпол-
няют в крупных масштабах—1:10 и более
(рис. 2.7), а иногда идут на искажение ли-
нейного масштаба, увеличивая толщину мо-
дели [105].
Стальная модель узла крупного трубопро-
вода представляет собой крупномасштабную-
конструкцию со специфическими элементами,
предназначенными для испытаний, как-то: за-
глушки, лазы, уплотнения, штуцера и т. п.
Разработка моделей, их изготовление и про-
ведение эксперимента требуют существенных
затрат, которые тем не менее являются оправ-
данными, так как позволяют повысить надеж-
ность конструкций и снизить их стоимость
вследствие совершенствования проектирова-
ния на основе экспериментальных данных.
При постановке исследований на моделях,
следует помнить о тех искажениях, которые
могут внести , в результаты эксперимента за-
глушки, уплотнения и т. д. Сечения, в которых:
Рис. 2.7. Опытное звено трубопровода с опорными кольцами.
J — опорное кольцо; 2 — заглушка; 3 — лаз; 4 — компенсатор; 5 — тяги.
44

Рис. 2.8. Экспериментальная модель тройника комбинированной конструкции 2X1,25/0,7 м, масштаб 1:8 по
отношению к натуре.
регистрируются деформации модели, должны
находиться на достаточном расстоянии от за-
глушки (рис. 2.7).
На рис. 2.8 показана экспериментальная
модель тройника комбинированной конструк-
ции: стальная оболочка толщиной 4 мм за-
ключена в железобетонное кольцо с мощным
армированием Ч
В основной трубе и в отводе концентрич-
но размещены внутренние толстостенные тру-
бы, образующие внутренний тройник, так что
между ними и облицовкой тройника имеется
радиальный зазор 30 мм. При испытаниях
в полость между внутренними трубами и
облицовкой подается давление. При этом вну-
тренний тройник подвергается наружному
давлению, поэтому 0iH проверен не только на
прочность, но и на устойчивость. Данная кон-
струкция была рассчитана на испытательное
давление до 5,5 МПа. Фактически при испы-
таниях давление доводили до 8,4 МПа. Ис-
пользование внутренних труб позволило изба-
1 Исследование тройника проводилось институ-
тами НИИЖБ и Гидропроект. Стальная конструкция
модели была запроектирована СКВ «Мосгидросталь»,
см.: Мордовина А. Н., Зеегофер О. И. Высоконапорные
водоводы больших диаметров и их развилки. — Тр. Гид-
ропроекта, 1970, № 18.
виться от действия на модель больших осевых
сил, связанных с давлением на заглушки, но
при этом потребовалось изготовление специ-
альных вспомогательных стальных конструк-
ций массой несколько тонн.
При модельных прочностных исследова-
ниях конструкций трубопроводов измерение
относительных деформаций обычно произво-
дят при помощи проволочных тензорезисто-
ров [45, 48]. На практике чаще всего исполь-
зуют тензометры с базой 20 мм. Однако при
необходимости измерения краевых напряже-
ний в местах изменения жесткости, в зоне на-
рушения непрерывности оболочки (у перело-
мов), вблизи сварных швов и в других местах
с большими градиентами напряжений следует
применять датчики с малой базой 3—5 мм.
Применяемая для регистрации результатов
измерений аппаратура — электрические ба-
лансировочные мосты разных типов (многото-
чечные, автоматические и др.) и коммутато-
ры—описана в специальной литературе.
Основные трудности, возникающие при тензо-
метрии, связаны с гидроизоляцией датчиков,
наклеенных на внутренней (смоченной) по-
верхности модели, и с выводом проводов от
этих датчиков для подключения к регистри-
45

рующей аппаратуре. Эти задачи могут ре-
шаться по-разному. Например, в СКВ «Мос-
гидросталь» при испытании моделей развет-
влений трубопроводов каждый датчик, на-
клеенный с внутренней стороны оболочки, за-
крывали специальной герметической крышкой
на уплотняющей прокладке. Провода от каж-
дого датчика выходили наружу через отвер-
стие в оболочке в пределах герметической
крышки. Такое решение обеспечивает надеж-
ную гидроизоляцию тензометров, но затруд-
няет их установку вблизи ребер, кромок и т. д.
При испытании модели шаровой развилки
турбинных трубопроводов в ВНИИМонтаж-
спецстрое тензометры покрывали гидроизо-
лирующим составом, а провода выводили че-
рез общий штуцер специальной конструкции,
однако получить вполне надежную защиту
приборов от воды при этом не всегда удава-
лось.
Все сказанное здесь о приборах в равной
мере относится и к натурным тензометриче-
ским исследованиям стальных трубопроводов,
причем в последнем случае требуется еще бо-
лее высокая степень надежности работы при-
боров, так как в натурных условиях возмож-
ности для устранений неполадок и замены
датчиков, вышедших из строя, часто бывают
ограниченны.
С точки зрения электроизоляции датчи-
ков, представляется целесообразным для на-
гружения моделей использовать в качестве
рабочей жидкости масло вместо воды.
В процессе исследования трубопроводов
большое значение приобретают испытания мо-
делей с доведением их до разрушения. Такие
испытания не только позволяют выяснить фак-
тическую картину напряженного состояния
элементов конструкции, но также дают воз-
можность установить сопротивление материа-
ла в реальных узлах. Известно, что форма и
абсолютные размеры строительной детали,
особенно толщина листов стали, сильно
влияют на ее способность сопротивляться-на-
грузке, поэтому при выборе материала нельзя
рассчитывать исключительно на механические
характеристики стали, полученные путем
испытаний стандартных образцов. Кроме то-
го, необходимо установить экспериментально
влияние масштабного фактора, т. е. соотно-
шение прочности натурной конструкции и мо-
дели.
Примеры отечественных и зарубежных ис-
следований сложных элементов разветвлений
трубопроводов на крупномасштабных моде-
лях приведены в гл. 9.
Большой объем экспериментальных иссле-
дований стальных засыпанных трубопроводов
выполнен на моделях и на фрагментах нату-
46
ральной величины в условиях, максимальна
приближенных к натуре, в МГМИ [И, 12].
Проделанные исследования выявили спе-
цифику статической работы засыпанных тру-
бопроводов и подтвердили правильность при-
нятых методов их расчета, положенных,
в основу СТП 34-02-73.
2 6.3. НАТУРНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
К натурным исследованиям относятся ис-
следования трубопроводов, находящихся,
в эксплуатации или полностью подготовлен-
ных к эксплуатации.
В отличие от предпусковых испытаний,ко-
торые проводятся непосредственно перед сда-
чей трубопровода, в эксплуатацию, но имеют
контрольный характер и сводятся к опрессов-
ке всех участков трубопровода повышенным
внутренним давлением, натурные исследова-
ния характеризуются постановкой более
сложных и широких задач, как правило/ свя-
заны с использованием специальных измери-
тельных средств и обычно носят комплексный
характер, включая в себя такие элементы, как
обследование конструкций, геодезические из-
мерения, тензометрию, испытания материалов^
измерение давления, скорости воды и др.
Иногда предпусковые испытания совме-
щают с натурными исследованиями, в частно-
сти негабаритные тройники и развилки под-
вергаются испытаниям непосредственно на
месте установки, отдельно от остальных уча-
стков трубопровода. Так- испытывалась пер-
вая смонтированная развилка турбинного
трубопровода Чарвакской ГЭС (рис. 2.9).
Проводить механические исследования
трубопроводов на месте одновременно с гид-
равлическими испытаниями при сдаче кон-
струкции в эксплуатацию практически очень
трудно, поскольку обычно в предпусковой пе-
риод на строительной площадке отсутствуют
Рис. 2.9. Натурные испытания развилки турбинного
трубопровода Чарвакской гэс.

необходимые условия и время для выполне-
ния таких работ. Тем не менее следует всегда
стремиться к проведению в максимально воз-
можном объеме тензометрии на смонтирован-
ных фасонных элементах трубопроводов, по-
скольку изготовление для этих целей специ-
альных крупномасштабных моделей требует
больших затрат. Кроме того, испытания фраг-
ментов натурных конструкций дают более
ценные в некотором отношении результаты,
чем эксперименты на моделях.
Габаритные элементы трубопровода могут
быть испытаны с проведением необходимых
тензометрических исследований не на трассе,
а в заводских условиях, что гораздо удобнее.
Примером могут служить развилки напорных
трубопроводов ГЭС Кемано (Канада), испы-
тания которых приведены в гл. 9 (см.
рис. 9.41). Поскольку испытаниям подверга-
ются не модели, а части натурной конструк-
ции, которые в дальнейшем должны быть
смонтированы на месте применения, испыта-
тельное давление не доводится до разрушаю-
щего, а ограничивается значением, на 25—
50% превышающим расчетное давление.
Чаще всего потребность в проведении на-
турных исследований трубопроводов появ-
ляется при реконструкции сооружения, при
изменении условий эксплуатации трубопрово-
да, выявлении новых нагрузок, не предусмот-
ренных проектом (например, гидравлический
удар выше расчетного, неравномерные осадки
опор), при обнаружении в процессе эксплуа-
тации вредных явлений, отрицательно влияю-
щих на прочность конструкции (большой кор-
розионный износ оболочки, вибрация трубо-
провода в определенных режимах). В таких
случаях возникает необходимость точно опре-
делить нагрузку ,и воздействия, выяснить дей-
ствительные размеры сечений элементов тру-
бопровода, оценить влияние нагрузок на кон-
струкцию с учетом фактического состояния
последней и в результате сделать заключение
о прочности трубопровода, о возможности и
правилах дальнейшей его эксплуатации.
Однако результаты натурных исследований
используются шире, они учитываются при раз-
работке новых аналогичных объектов, а так-
же служат основой для совершенствования
норм и правил проектирования трубопрово-
дов.
Существующие в настоящее время измерительные
средства и методы контроля — гаммаграфирование,
рентгеноскопия, ультразвуковая дефектоскопия — позво-
ляют легко выявить в металле трубопровода и, в част-
ности, в его сварных соединениях такие дефекты, кото-
рые при сооружении трубопровода 35—45 лет тому
назад трудно было обнаружить и которые в процессе
эксплуатации могут развиваться под действием пере-
менных нагрузок, вибрации, температурных колебаний.
Рис. 2.10. Измерительный пост при натурных динамиче-
ских испытаниях напорного трубопровода.
Условия проведения натурной тензометрии?
существенно отличаются от лабораторных
или заводских условий. Они накладывают
ограничения на объем измерений и требуют
правильного и экономного выбора сечений, в
которых устанавливают тензометры. В первую-
очередь измерение напряжений производят:
в элементах, которые по своей конструк-
ции типичны для всего трубопровода;
в зонах, где возможно только приближен-
ное определение напряжений расчетом;
в отдельных местах, где прочность трубо-
провода вызывает опасение вследствие имею-
щихся дефектов, повреждений, начального-
несовершенства формы и т. п.
Соединение тензодатчиков с регистрирую-
щей аппаратурой производится при помощи
кабеля. Всякий кабель характеризуется
большим или меньшим сопротивлением, по-
этому его длина должна быть ограничена во
Рис. 2.11. Передвижная испытательная станция на трас-
се трубопровода.
4Т


Рис. 2.12. Осциллограмма вибрации трубопровода на-
сосной станции при работе насоса.
избежание снижения точности измерений.
Для этого измерительный пост с аппаратурой
следует располагать на трассе вблизи мест
установки тензодатчиков на трубопроводе
(рис. 2.10). Поскольку длина трубопроводов
гидроэлектрических и насосных станций-ис-
числяется сотнями метров и даже километра-
ми, участки, на которых производятся измере-
ния, могут быть сильно удалены один от дру-
гого и приходится организовывать несколько
измерительных постов. В этих условиях целе-
сообразно применение передвижной измери-
тельной станции на базе автомобиля
(Рис. 2.11).
При натурных динамических исследова-
ниях напорных трубопроводов производят не-
прерывную регистрацию напряжений в ме-
талле, динамических перемещений металло-
конструкции трубопровода и строительной
части опор, давления внутри трубы. Запись
указанных величин производят на ленте ос-
циллографа. Наиболее удобными для этих це-
лей являются многоканальные шлейфовые
осциллографы типа 14-канального осцилло-
графа Н-700 с широкой бумажной фотолен-
той, позволяющей одновременно регистриро-
вать показания большого количества различ-
ных приборов — тензодатчиков, вибродатчи-
ков, датчиков давления и др. (рис. 2.12).
Исследование вибрации напорных трубо-
проводов (см. гл. 12) производят только на
эксплуатируемых объектах, так как в лабо-
ратории невозможно предусмотреть и воспро-
извести все необходимые условия, влияющие
в натуре на характер и величину колебаний
трубопровода.
В процессе натурных исследований про-
веряют все эксплуатационные режимы, воз-
можные при работе трубопроводов гидро-
электростанции и насосной станции, уста-
новившиеся и неустановившиеся: пуск и
остановка насоса, пуск турбины, сбросы и
набросы различных мощностей, аварийная
остановка турбины, аварийное отключение
питания насосного агрегата, маневрирование
затворами, установленными на трубопроводе.
Должен быть рассмотрен также случай ава-
рийного закрытия затвора при разгоне агре-
гата. Исследование работы трубопроводов в
неустановившихся режимах целесообразно
совмещать с соответствующим исследовани-
ем самих агрегатов и затворов.
В неустановившихся режимах одновремен-
но с регистрацией динамических напряжений
и перемещений трубопровода измеряется
гидравлический удар, соответствующий фак-
тической настройке органов регулирования
турбины или насоса. При этом в качестве
датчиков, позволяющих выполнить практиче-
ски безынерционное и достаточно точное из-
мерение давления, с успехом используются
тензорезисторы, наклеенные на оболочке тру-
бопровода перпендикулярно ее образующей.
Предварительно они должны быть протари-
рованы статическим давлением. Следует толь-
ко иметь в виду, что при искажении круговой
формы оболочки зависимость окружных фиб-
ровых напряжений в ней от давления являет-
ся нелинейной (§ 5.2.1, рис. 5.5). и неучет
этого обстоятельства может привести к до-
полнительным погрешностям.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
МАТЕРИАЛЫ И РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
3.1.	ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СТАЛИ
3.1.1.	МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Механические характеристики: временное
сопротивление ов, предел текучести от и ос-
таточное относительное удлинение при раз-
рыве б устанавливаются испытанием нор-
мальных образцов на растяжение и иллю-
стрируются диаграммой растяжения в коор-
динатах напряжение о — относительное
удлинение е.
48
Как видно из диаграммы растяжения
(рис. 3.1), малоуглеродистая сталь работает
упруго, без остаточных деформаций, до зна-
чения относительного удлинения 8 — 0,05%,
отвечающего пределу упругости, который
весьма незначительно превышает предел про-
порциональности од и практически принима-
ется равным последнему. По мере роста на-
пряжений за пределом пропорциональности
кривая о — 8 все больше отклоняется от пря-

Рис. 3.1. Диаграмма растяжения малоуглеродистой
стали.
мой и при напряжениях, равных пределу те-
кучести, становится параллельной оси дефор-
мации, образуя площадку текучести.
Предел текучести от отделяет уп-
ругую область / работы стали от пластиче-
ской зоны 77; он определяет верхнюю грани-
цу напряжений, при которых деформации
оказываются еще настолько малыми (относи-
тельная деформация, отвечающая пределу
текучести, для углеродистых сталей прини-
мается равной 0,2%), что в пределах их еще
можно пользоваться методами расчета, ос-
нованными на упругих свойствах материала.
Предел текучести принимается за норматив-
ное сопротивление материала, по которому
устанавливают расчетные сопротивления при
проектировании стальных конструкций. При
достижении напряжений, равных пределу те-
кучести, еще не наступает разрушения и ма-
териал остается цел и работоспособен, по-
этому появление напряжений, равных преде-
лу текучести, означает лишь достижение
определенного предела несущей способности,
который характеризуется ускоренным ростом
деформаций в конструкции; причем если на-
пряжения, равные от, развиваются не по
всему поперечному сечению рассматриваемо-
го элемента, а только по некоторой его ча-
сти, то это еще не указывает на достижение
предела несущей способности всего сечения.
При дальнейшем нарастании нагрузки часть
сечения, напряжение в которой достигло пре-
дела текучести, временно выключается из ра-
боты на восприятие дополнительной нагруз-
ки; повышение нагрузки передается менее
напряженным волокнам сечения до тех пор,
пока не выравниваются напряжения по все-
му поперечному сечению элемента.
Существование у стали площадки текуче-
сти выравнивает напряжения в конструкции,
исключая преждевременное исчерпание ее
несущей способности из-за неравномерности
4—25
распределения напряжений по поперечному
сечению (или между отдельными элементами
конструкций), и поэтому является фактором,
повышающим надежность сооружения.
Допуская появление пластических дефор-
маций в элементах конструкций, можно более
полно использовать несущую способность
материала. Как видно из диаграммы о — е,
при достижении относительной деформации,
равной приблизительно 2,5—3%, сталь снова
становится способной воспринимать повыше-
ние нагрузки, вступая в стадию работы III —
стадию самоупрочнения, в которой сталь ра-
ботает как пластичный материал. Эта стадия
является наиболее протяженной по развитию
деформаций. Она охватывает область до по-
явления на образце местного сужения попе-
речного сечения (шейки) и следующего за
этим разрушения образца.
Временное сопротивление <тв,
отвечающее наибольшей нагрузке, предшест-
вующей разрушению образца, характеризует
полное исчерпание несущей способности ма-
териала. У малоуглеродистых сталей времен-
ное сопротивление на 55—95% превышает
предел текучести. Благодаря этому обеспечи-
вается большая надежность работы конструк-
ций, которые изготовлены из такой стали и
для которых расчетное сопротивление уста-
новлено по пределу текучести. Если отноше-
ние предела текучести к временному сопро-
тивлению превышает 0,7, то упруго-пластиче-
ская стадия работы материала сокращается
и величина его расчетной несущей способно-
сти приближается к разрушающей нагрузке.
Поэтому при установлении расчетных сопро-
тивлений стали Необходимо наряду с преде-
лом текучести принимать во внимание и вре-
менное сопротивление.
Временное сопротивление разрыву плас-
тичных материалов тесно связано с твердо-
стью. Опытным путем установлено, что для
стали с числом твердости по Бринеллю НВ,
лежащим в пределах от 120 до 170, времен-
ное сопротивление, МПа,
ов=3,4ЯВ. ‘	(3.1)
Испытание на твердость широко приме-
няют в производственных условиях- для
оценки прочности стали. Это объясняется
быстротой и простотой испытаний и возмож-
ностью испытывать готовые изделия без раз-
рушения.
Остаточное относительное' уд-
линение после разрыва образца
(обычно называемое просто «относительным
удлинением») характеризует пластические
свойства стали. При этом необходимо иметь
в виду, что относительное удлинение, опре-
деляемое на разрывных образцах, слагается
49

из равномерного относительного удлинения,
распределенного по всей длине образца, и
местного относительного удлинения, сосредо-
точенного в районе образования шейки. Спо-
собность стали подвергаться общим пласти-
ческим деформациям определяется равномер-
ным относительным удлинением.
Относительное удлинение зависит не толь-
ко от свойств металла, но и от длины испы-
туемого образца.
Ударная вязкость характеризует
склонность стали к хрупкому разрушению и
старению, а также способность ее сопротив-
ляться повторным и динамическим нагрузкам.
Ударная вязкость определяется испытани-
ем на разрушение ударом при изгибе спе-
циальных надрезанных образцов.
Ударная вязкость зависит от химического
состава металла, степени раскисления, струк-
туры, наличия неметаллических включений,
температуры испытания.
Исследованиями установлено, что у мяг-
ких малоуглеродистых сталей с понижением
температуры повышается отношение От/ов и
понижаются пластические свойства.
Испытания на ударную вязкость при раз-
личных температурах (плюс 20°С, минус
20°С, минус 40°С, минус 70°С) позволяют
выяснить тот интервал температур, в котором
сталь становится более хрупкой. При отрица-
тельных температурах ударная вязкость па-
дает и отличается большим разбросом.
Критическая, температура, начиная с ко-
торой ударная вязкость резко падает, назы-
вается порогом хладноломкости (температу-
рой хрупкости). При выборе материала для
конструкции необходимо следить за тем, что-
бы порог хладноломкости стали был ниже
температур, при которых нормально эксплуа-
тируется сооружение.
Для оценки работы сварных конструкций
при отрицательных температурах (в связи с
имевшими место авариями) за последние
годы проведено много исследований по изу-
чению влияния температуры на механические
свойства сталей.
Помимо испытаний на ударную вязкость
склонность стали к хрупкому разрушению
при низких температурах характеризуется
процентом волокнистости в из-
ломе больших образцов с надрезом. Норма
процента волокнистости при заданной тем-
пературе испытания устанавливается стан-
дартами и техническими условиями.
Проверка процента волокнистости в изло-
ме нашла широкое применение в судострои-
тельной промышленности. В последние годы
такая проба используется и в трубопроводо-
строении в тех случаях, когда сооружение
трубопроводов ведется в районах с низкими
50
температурами (например, Красноярска^
Усть-Илимская, Усть-Хантайская, Вилюй-
ская, Саяно-Шушенская, Колымская и дру-
гие ГЭС) [41]..
3.1.2.	ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Для определения способности металла
выдерживать заданную пластическую
деформацию, характеризуемую углом:
изгиба образца, служит технологиче-
ское испытание на изгиб по ГОСТ 14019-68.
Испытание осуществляется изгибом плоского5
образца'вокруг оправки заданного диамет-
ра. Угод изгиба и диаметр оправки устанав-
ливаются стандартами и техническими усло-
виями на сталь. Признаком того, что обра-
зец выдержал испытания на изгиб, служит
отсутствие излома, а также расслоений, над-
рывов и трещин, видимых невооруженным)
глазом.
В связи с тем что сварка является основ-
ным видом соединения стали при изготовле-
нии стальных трубопроводов, к стали предъ-
является технологическое требование — сва-
риваемость. Под свариваемостью пони-
мают свойство, стали давать при сварке-
доброкачественные соединения без возникно-
вения холодных или горячих трещин, причем*
свойства (прочность, пластичность, ударная
вязкость и др.) металла в околошовной зоне-
термического влияния не должны значитель-
но отличаться от свойств основного металла..
Прочностные и пластические свойства:
сварного соединения зависят как от основно-
го металла, так и от примененных присадоч-
ных материалов, а также от режима сварки.
< Свариваемость стали некоторых марок,,
поставляемой для сварных конструкций, что-
должно оговариваться в заказе, гарантиру-
ется заводом-поставщиком и обеспечивается7
в этом случае технологией изготовления и хи-
мическим составом стали.
Механическими характеристиками свар-
ного соединения являются временное сопро-
тивление, угол изгиба и ударная вязкость,
механическими характеристиками наплавлен-
ного металла — временное сопротивление,,
предел текучести, относительное удлинение из
ударная вязкость. Испытание сварных соеди-
нений и наплавленного металла производят
по ГОСТ 6996-66.
Технологические операции, которым сталь-
подвергается при изготовлении конструкций,
(вальцовка, гибка, сварка и др.), могут су-
щественно изменить механические свойства;
металла в сравнении с первоначальными ха-
рактеристиками его: возможно развитие мест-
ных пластических деформаций, образование-
наклепа, возникновение значительных внут-
ренних напряжений от сварки, вальцовки и
прочих факторов, снижающих пластические-

Таблица 3.t
Влияние химического состава на характеристики стали
Характеристика стали	Углерод С	Кремний Si	Марганец Мп	Фосфор Р	Сера S	й	Хром Сг	Медь Сц	Ванадий V	Молибден Мо	Титан TI	Алюминий А!
Временное сопротивление	++	4"	+	4-	—	4-	4-	4-	4-	4-	4-	0
Предел текучести	4"	+	+	4-	—	4-	4-	4-	4-	4-	4-	0
Относительное удлинение	—	—	—	=а	0	0	0	0			0	0
Твердость	4-4-	4-	4-	4-	—	4-	4-	0	4-	4-	4-	0
Ударная вязкость	—		—•	=	——	4-	4-	0	0	0		0
Усталостная прочность	4-	0	0	0	0	0	0	0	4-4-	4-4-	0	0
Свариваемость	—1 —	‘ —	0	—•	0	0	0	—		4~		о-
Стойкость против корро-	0	—' -	4-	+	0	4-	4-	Ч—h	4-	4-	0	О'
ЗИИ Хладноломкость	0	0	0	4-	0									0	0	0	0
Красноломкость	4-	+	0	0	4-	0	0	0	0	—	0	0
Примечание. +— повышает; +4—значительно повышает;-------снижает; =—значительно снижает; 0—не сказывается.
свойства материала и делающих его склон-
ным к хрупкому разрушению. Чтобы снять от-
рицательное влияние этих факторов, иногда
производится термическая обработка изде-
лий. Режим термической обработки устанав-
ливается в зависимости от марки стали, а
также с учетом размеров и формы изделия.
3.1.3.	ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ
Химический состав стали определяет ее
прочностные и пластические свойства, а так-
же свойства изделий после сварки [29].Так,
с увеличением содержания углерода увели-
чиваются твердость углеродистой стали, вре-
менное сопротивление, повышаются пределы
пропорциональности и текучести, понижают-
ся пластические свойства и ударная вяз-
кость, а также ухудшается ее сваривае-
мость.
Содержание углерода в стали для
сварных трубопроводов не должно превышать
0,22% в углеродистой стали обыкновенного
качества и 0,18% в низколегированных ста-
лях.
Содержание марганца в количестве
до 1,0% -повышает ов и от, хотя и в меньшей
степени, чем содержание углерода, но прак-
тически не вызывает заметного снижения
пластичности стали. Кремний также повыша-
ет ов и от, но содержание его снижает отно-
сительное удлинение и ударную вязкость ста-
ли, а также ухудшает ее свариваемость. Пре-
дельное содержание кремния в стали для
сварных конструкций не должно превышать
1,2% (лучше 1,1%).
Примеси серы снижают прочность стали
и делают ее красноломкой, т. е. хрупкой при
температурах 800—1000°С, следовательно, не-
пригодной к горячей обработке. Наличие
фосфора делает сталь хладноломкой, т. е.
хрупкой при низких температурах, следова-
4*
тельно, непригодной для изготовления конст-
рукций, работающих при отрицательных тем-
пературах воздуха.
Наличие никеля повышает механиче-
ские свойства стали и делает ее способной к
нормальной работе при отрицательных темпе-
ратурах, т. е. понижает порог ее хладнолом-
кости.
Вредными примесями, повышающими
хрупкость стали, являются также растворен-
ные в ней газы: азот, кислород и др. Верх-
ние пределы содержания вредных примесей в
химическом составе стали (серы, фосфора,
кремния, газов) ограничиваются стандарта-
ми и техническими условиями на поставку
стали.
В табл. 3.1 приведены ориентировочные-
данные о влиянии различных химических
элементов на характеристики стали. Эти дан-
ные не отражают совместного влияния не-
скольких компонентов на свойства стали.
Для ориентировочной оценки по химиче-
скому составу пригодности стали для свар-
ных конструкций можно пользоваться «угле-
родным эквивалентом» Сэкв, вычисляемым по
формулам 1
Чкв —-г—4--Т5-+-7—+
4—+4+-0,00243;	(3.2)
Р ___Р । Мп , Si ( Cr ( Си ( Ni , Р
'-экв —'-i- 8 -г-у—ТГ+ЛТ+Тб’’-
(3.3).
где С, Мп, Сг, Ni, Мо, Си, Р, Si — содержа-
ние соответствующих элементов в стали по
данным химического анализа, технических
1 Таран В. Д. Сварка магистральных трубопрово-
дов.— М.: Недра, 1970.—379 с.
51

условий или стандартов, %; 6 — толщина сва-
риваемой стали, мм.
Углеродистые и низколегированные стали
обладают хорошей свариваемостью, если
большее из двух значений углеродного экви-
валента, вычисленных по приведенным выше
формулам, Сэкв^О,35°/о (при толщине стали
до 15 мм). Углеродный эквивалент можно
также определять по формуле 1
п Мп Ni Сг 4- Mo + V г
Сэк,^-25-+-15-+	т,(,т	+с- (3.4)
В зависимости от полученного значения
СЭкв различают четыре группы сталей по сва-
риваемости:
I (хорошая свариваемость), Сэкв^Сг 0,25%;
— II (удовлетворительная свариваемость),
СЭкв = 0,25-^0,35 %;
III	(ограниченная свариваемость), СЭкв=
=0,35-5-0,45%;
IV	(плохая свариваемость), Сэкв >0,45 %.
3.2.	КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
3.2.1.	ТОЛСТОЛИСТОВЫЕ СТАЛИ ДЛЯ ОБОЛОЧКИ ТРУБОПРОВОДОВ
Для трубопроводов используют стали раз-
личной прочности, обладающие хорошей сва-
риваёмостью, хладостойкостью и пластич-
ностью, в частности достаточным запасом де-
формационной способности, обеспечивающим
холодную вальцовку оболочки и последующую
эксплуатацию под нагрузкой без перехода в
хрупкое состояние. Для упрочнения сталей
применяют их легирование различными эле-
ментами, преимущественно недефицитными, и
термоупрочнение при сохранении низкого со-
держания углерода во избежание образования
закалочных структур в околошовной зоне сое-
динений.
Основным материалом для изготовления
оболочки и других расчетных элементов
(опорных колец, колец жесткости, приварных
фланцев и пр.) трубопроводов умеренных па-
раметров служит толстолистовая горячеката-
ная углеродистая мартеновская сталь спокой-
ной плавки обыкновенного качества класса
С38/23 с пределом текучести 230—250 МПа
\ (23—25 кгс/мм2), временным - сопротивлением
380—490 МПа (38—49 кгс/мм2), относитель-
ным удлинением на пятикратном образце
23—26%, ударной вязкостью при положитель-
ной температуре	700—800 кДж/м	(7—
8 кгс-м/см2). При больших диаметрах и вы-
соких напорах (точнее, при больших значени-
ях HD) применяют низколегированные стали
.повышенной прочности классов С44/29 и
С46/33, а также высокопрочные стали с пре-
1 Мотяхов М. А. Электродуговая сварка метал-
.лов. — М.: Высшая школа, 1975.—232 с.
52
делом текучести более 370 МПа (37 кгс/мм2).
Для трубопроводов, эксплуатируемых и
сооружаемых в районах с расчетной темпера-'
турой не ниже минус 20—25 °C, используется
сталь ВСтЗсп5 по ГОСТ 380-71. В последние
годы для трубопроводов, эксплуатируемых при
температуре не ниже минус 20 °C, наряду с
углеродистыми сталями спокойных плавок в
соответствии с рекомендациями Госстроя
СССР применяют более, дешевые и менее де-'
фицитные стали полуспокойных плавок, улуч-
шенные марганцем, содержащимся в количе-
стве около 1%: ВСтЗГпс5 по ГОСТ 380-71,
В18Гпс5 по ТУ 14-2-173-75.
Широко использовалась для трубопрово-
дов и сталь углеродистая горячекатаная для
мостостроения марки М16С. Это спокойная
сталь мартеновского производства, иногда
слабо легированная хромом и никелем, допол-
нительно раскисленная присадкой в ковш
алюминия (взамен алюминия допускается
использование других раскислителей). Верх-
ний предел содержания углерода в стали не
превышает 0,2%, а содержание кремния огра-
ничивается 0,12—0,25%, что обеспечивает ей
высокие технологические характеристики и, в
частности, хорошую свариваемость. Сталь
М16С имеет низкое содержание вредных при-
месей серы и фосфора, что гарантирует на-
дежную работу стали при отрицательной
температуре.
До недавнего времени сталь М16С была
основным материалом, из которого изготовля-
ли оболочку и другие расчетные элементы
сварных трубопроводов, работающих в райо-
нах с температурой до минус 40 °C, если по
условиям нагрузки не требовалось примене-
ния более прочных сталей.
При более низких температурах эта сталь
может использоваться только для сжатых или
для слабонапряжённых растянутых элементов.
С 1977 г. по ГОСТ 6713-75 вместо стали
М16С поставляется аналогичная сталь 16Д.
В тех случаях, когда углеродистые стали
непригодны по своим прочностным и (при
больших толщинах) технологическим показа-
телям, а" также не обладают достаточной хла-
достойкостью, для изготовления трубопрово-
дов применяют более прочные и более хладо-
стойкие низколегированные стали. Практиче-
ски для оболочки прямых звеньев трубопрово-
дов предел для- применения углеродистых
сталей соответствует ЯЭ^ЮОО м2.
При толщине листовой стали более 32—
—40 мм снижаются ее механические (прочно-
стные) показатели, усложняются технологиче-
ские процессы гнутья и сварки, увеличивается
объем сварочных работ. В таких условиях
изготовление трубопроводов становится воз-
можным только на некоторых крупных заво-

дах, оснащенных мощным специальным обо-
рудованием (вальцами, гибочными прессами,
печами для термообработки и др.). Кроме
того, при больших толщинах значительно воз-
растает масса монтажных единиц, т. е. воз-
никает необходимость либо применять более
тяжелое монтажное оборудование, что не
всегда, можно, либо дробить конструкцию на
более мелкие монтажные звенья, что увеличи-
вает объем ручной сварки на монтаже и удли-
няет сооружение трубопровода. Поэтому в
отечественной и зарубежной практике при соо-
ружении гладкостенных высоконапорных тру-
бопроводов уже давно во многих случаях от
углеродистых сталей переходят к применению
низколегированных сталей, у которых предел
текучести и временное сопротивление более
высокие. Еще в конце 50-х — начале 60-х го-
дов для крупных отечественных трубопрово-
дов, например, на Братской ГЭС, применяли
хромокремненикелемедистую сталь 10ХСНД
(СХЛ4). Эта сталь, поставляемая в термо-
упрочненном состоянии, имеет предел текуче-
сти 400МПа, но менее пластична, чем другие
низколегированные стали. Сталь 10ХСНД
легирована дефицитными металлами и сама
является дефицитной и дорогой; она широко
распространена в судостроении, в гидротехни-
ке ее применение ограничено.
Позднее сталь 10ХСНД была вытеснена
менее дефицитными, более дешевыми и техно-
логичными безникелевыми марганцовистыми
сталями марок 09Г2 и 09Г2С. В настоящее
время листы из этих сталей поставляются по
ГОСТ 19282-73, а также по ГОСТ 5521-76.
Последний стандарт содержит больше гаран-
тий, обеспечивающих хладостойкость стали в
состоянии поставки, поэтому из сталей по
ГОСТ 5521-76 изготавливают наиболее ответ-
ственные элементы трубопроводов — развилки
и тройники, сооружаемые в районах с расчет-
ными температурами минус 40-4-65 °C.
Механические свойства стали определяют-
ся не только ее маркой, они могут изменяться
в зависимости от толщины металла и от того,
в каком состоянии производится его постав-
ка— в горячекатаном или в термообработан-
ном после прокатки. По своей прочности сталь
09Г2 относится к классу С 44/29, а сталь
09Г2С — к классу С 44/29 или С 46/33 в за-
висимости от толщины проката.
Для заделанных в скале трубопроводов
Чарвакской ГЭС и для части аналогичных
трубопроводов Нурекской ГЭС применяли
сталь 10Г2С1, которая примерно на 15% проч-
нее стали 09Г2С; однако опыт ее использова-
ния показал, что у этой стали хуже сваривае-
мость и она склонна к расслоям и образова-
нию трещин в сварных соединениях, особенно
у толстых листов, и в дальнейшем от ее при-
менения при изготовлении трубопроводов от-
казались.
В настоящее время низколегированные
стали 09Г2 и 09Г2С вытесняют из трубопро?
водостроения углеродистую сталь 16Д, по-
скольку при большей прочности и хладостой-
кости их стоимость практически такая же, как
у стали 16Д.
В элементах большой толщины, например
в воротниках развилок и тройников, может
быть использована сталь 22К по ТУ
24-10-002-70, которая поставляется в листах
толщиной от 40 до 170 мм и обладает гаран-
тированными механическими свойствами—:
пределом текучести 220 МПа, временным
сопротивлением 440 МПа и хладостойкостью,
позволяющей применять ее в районах с тем-
пературами до минус 65 °C.
При строительстве трубопровода из гото-
вых труб стандартные трубы из стали 17ГС
по ГОСТ 19282-73, сталей 10 и 20 по ГОСТ
1050-74, 10Г2 по ГОСТ 4543-71 без термооб-
работки могут применяться только для рабо-
ты при температуре не ниже минус 40°С.
При более низких температурах следует
использовать стандартные трубы из стали 10
или 10Г2 в нормализованном и отпущенном
состоянии.
Когда низколегированные стали техноло-
гически приемлемых толщин не могут по сво-
им прочностным характеристикам обеспечить
необходимую несущую способность конструк-
ции, возникает потребность в использовании
сталей более высокой прочности — классов
С 52/40, С 60/45, С 70/60. Впервые в отечест-
венной практике высокопрочная никельсодер-
жащая термически улучшенная сталь 138ИЗ
была применена для развилки напорных тру-
бопроводов Красноярской ГЭС. (см. рис. 9.2).
Позднее эта сталь (новое обозначение
13ХГН2МД по ТУ 108-11-35-76) и ее модифи-
кации (138ИЗ-2, ИЗ-6) применялись при из-
готовлении трубопровбдов Татевской, Шамб-
ской, Саяно-Шушенской ГЭС. Стали этих ма-
рок и их сварные соединения обладают хоро-
шей хладостойкостью (ударная вязкость
металла 500 кДж/м при температуре минус
60°C), высокой пластичностью и вязкостью.
Однако их широкое использование затруднено
в связи с содержанием в них дефицитного
никеля в количестве 1—2%. Поэтому для
трубопроводов II очереди Нурекской ГЭС
была применена в объеме свыше 3 тыс. т без*
никелевая термически упрочненная сталь
14Х2ГМРБ по ТУ 14-1-1156-74 с пределом
текучести не менее 600 МПа, что позволило
сэкономить 2 тыс. т металла. Внедрение этой
стали сопровождалось большим объемом экс-
периментальных исследований, связанных с
отработкой технологии и режимов сборки и
53

Таблица 3.2
Механические свойства некоторых трубопроводных сталей
Стать				Механические свойства								
Марка	ГОСТ или ТУ	Состояние поставки	Толщина проката, мм	Предел текучести стт, МПа	Временное сопро- тивление а , МПа	Относительное удлинение Js, %	Ударная вязкость ан, кДж/м					Количество волокна в изломе, %
							при температуре				поспе механи- ческого старе- ния	
							+20**С	о о, 1	—40°С	и S 1		
ВСтЗсп5 ВСтЗГ пс	380-71	ГК 1» я	10—20 21—25 26—40	250 240 240	380 380 380	26 25 25	700 700* 500	300 300*			360 300*	
16Д	6713-75	ГК W я	До 20 21—40 41—60	240 230 220	380 380 380	26 26 26		350 350 350			350 350 350	
22К	ТУ 108-11-296-78	отп	40-170	190	440	18	600				250	
О9Г2С	19282-73	ГК но но	10—20 21—32 33—60	330 310 290	480 470 460	21 21 21	600 600 600		350 350 350	300 300 300	300 300 300	
	5521-76	30	31—60	300	460	21			500			>50
09Г2	19282-73	ГК но	До 20 21—32	310 300	450 450	21 21			300 400			
	5521-76	ГК Н ИЛИ 30	10—20 21—30	310 300	450 450	21 21			300 500			>65 >75
14Г2АФ	19282-73	Н ИЛИ 30	10—50	400	550	20			400	300	300	
13ХГН2МД 138ИЗ-2	ТУ 108-11-35-76 То же	30 30	20—36 37—50 60—90	540 520 520	650 620 620	16 18 18	800 800 800			450 450 450		>70 >60
14Х2ГМРБ	ТУ 14-1-1156-74	30	До 50	600	700	14			400			
Примечания: 1. Для стали марки ВСтЗГпе значения ударной вязкости, отмеченные звэздочкой, гарантируются при толщине проката
до 30 мм.
2. гк—горячекатаная; отп—после отпуска; н—нормализованная; но—после нормализации с отпуском; зо—после закалки с отпуском.
сварки обечаек и звеньев трубопровода в
условиях цеха и непосредственно на трассе (в
туннеле). По сравнению со сталями 138ИЗ бо-
лее прочная сталь 14Х2ГМРБ имеет меньшее
относительное удлинение при разрыве (14%),
она менее пластична и более чувствительна к
концентраторам напряжений.. Поэтому работа
с этой сталью в процессе изготовления и мон-
тажа звеньев трубопровода требует высокой
производственной культуры и особо строгой
технологической дисциплины, что вообще ха-
рактерно для высокопрочных термически
улучшенных сталей. Несоблюдение этого тре-
бования приводит к производственному браку.
Примером может служить разрушение сфери-
ческой заглушки из стали 138ИЗ при гидрав-
лических испытаниях нижнего участка трубо-
провода Красноярской ГЭС [38]. При изго-
товлении этих сферических заглушек металл
54
нагревался выше температуры 650 °C, что для
термоупрочненной стали недопустимо без по-
следующей термообработки — закалки с отпу-
ском.
Следует отметить, что в последние годы
отечественная металлургическая промышлен-
ность дала много различных марок сваривае-
мых конструкционных сталей с широкой гам-
мой механических свойств, что позволяет про-
изводить обоснованный выбор материала для
трубопроводов в зависимости от их напряжен-
ного состояния и температурных условий экс-
плуатации.
Вместе с тем для обеспечения успешного
строительства трубопроводов крупнейших вы-
соконапорных ГЭС и ГАЭС следует продол-
жать экспериментально-технологические рабо-
ты, связанные с использованием в сварных
конструкциях трубопроводов новых экономия-

Рис. 3.2. Модели трубопроводов из высокопрочной стали Т1 после доведения до разрушения.
•а — звено, разорванное при давлении 53 МПа; б — модель развилки коллектора Зиле, разрушенная при давлении 24 МПа.
ных марок сталей повышенной и высокой
прочности, например таких, как стали с ни-
тридным упрочнением 14Г2АФ, 16Г2АФ и
18Г2АФ по ГОСТ 19282-73, высокопрочная
•сталь МС-9 (13ХГМВ) по ТУ 14-227-140-78 и
другие.
Механические характеристики некоторых
•отечественных сталей, применяемых для свар-
'ных напорных трубопроводов, приведены в
табл. 3.2.
В США для трубопроводов используют стали раз-
личной прочности. Самые слабые стали имеют от=
=190-4-225 МПа, ов=350-4-420 МПа. Более прочные,
•например А-537А, имеют <гт=320 МПа, ов=460 МПа.
Для трубопровода 'ГЭС Саланф еще в 1949 г. была
использована молибденовая сталь с от=400 МПа и
ов свыше 600 МПа. К 60-м годам была освоена вы-
сокопрочная сталь Т-1 с огт=630 МПа и ов=800-=-
*920 МПа, которая нашла применение не только в США,
но и в Канаде и в Европе, в частности первый трубо-
провод с толщиной стенки до 33 мм из стали Т-1 был
поставлен фирмой «Джиованола» (объем поставки
1850 т). Эту сталь использовала также швейцарская
фирма «Эшер-Висс» для фасонных частей турбинных
водоводов на ГЭС Хинтерхайн и ГЭС Нендаз (Гранд-
Диксанс). Американская термоупрочненная сталь А-517
имеет от=700 МПа и ов=810 МПа.
Аналогичная французская сталь Супер-Эльсо имеет
предел текучести не менее 730 МПа. Эта сталь также
•была использована для трубопроводов фирмой «Эшер-
Висс». Внедрению новых высокопрочных сталей пред-
тпествовали широкие экспериментальные исследования,
которые показали пригодность новых материалов для
применения в сильно нагруженных узлах (рис. 3.2).
В Швейцарии для сооружения трубопроводов вы-
пускают стали с <тт=270-г-490 МПа и ав=410ч-
'650 МПа, при этом удлинение при разрыве составляет
24% и более.
Австрийские стали типа Алдур также широко ис-
пользуют ири сооружении турбинных трубопроводов
в европейских странах. Так, для напорной шахты ГЭС
«Копс фирма ФОЕСТ применила листы толщиной
Я 4—34 им из стали Алдур-58 и Алдур-35; для коллек-
тора, изготовленного и смонтированного фирмой «Бр.
Зульцер» (Швейцария), применены также стали Ал-
дур-50 (воротники) и Алдур-47 (фланцы). Толщина обо-
лочки коллектора из стали Алдур-58 достигает 48 мм.
Для оболочки трубопровода ГАЭС Мальта использова-
на сталь Алдур-58/72 толщиной до, 64 мм [97].
Для трубопровода ГАЭС Вальдек-П (ФРГ) была
применена высоколегированная мелкозернистая хромо-
•кремниевомолибденовая сталь N-A-XTPA-70 с от=
=700 МПа и Ob=80Q-j-950 МПа.
Фирма «Джиованола» уже с 1969 г. использует для
трубопроводов термоупрочненные стали такой же проч-
ности. "
В Западной’ Европе до 1950 г. для. трубопроводов
применяли котельную сталь MI и МП с характеристи-
ками от=220-г-280 МПа и ав=340ч-б00 МПа.. После-
дующее улучшение марок стали шло в следующей по-
следовательности: нормализованная сталь обычного ка-
чества, высококачественная нормализованная сталь и,
наконец, термоупрочненная (закаленная и отпущенная)
сталь. Повышение прочности- сопровождалось усилия-
ми, направленными на сохранение пластичности, техно-
логической прочности, когезионной прочности — сопро-
тивляемости хрупкому разрушению. Многочисленные
технологические испытания показали, что термоупроч-
ненные стали имеют преимущества перед легирован-
ными нормализованными мелкозернистыми сталями, од-
нако требуют более тщательной отработки технологии
сварки [103].
3.2.2.	АРМАТУРНЫЕ СТАЛИ
При сооружении железобетонных и стале-
железобетонных трубопроводов гидроэлектри-
ческих и насосных станций применяют глав-
ным образом стержневую арматуру класса
А-П (/?на = 300 МПа) — для кольцевого и про.
дольного армирования, класса А-Ш (7?на=
=400 МПа) —только для кольцевого арми-
рования. В качестве предварительно напря-
женной стержневой арматуры допускается
также использовать арматурную сталь класса
A-IV (/?на = 600 МПа.). Кроме стержневой арт
матурной стали в качестве рабочей спиральной
арматуры рекомендуется холоднотянутая уг-
леродистая стальная высокопрочная проволо-
ка диаметром 2,5—8,0 мм (7?на=1700 МПа) по
ГОСТ 7348-63 [37]. Такая именно арматура
диаметром 5 мм использовалась в предвари-,
тельно напряженных напорных деривацион-
ных трубопроводах Кубань-Калаусских гидро-
электростанций (Z)o = 4,0 м, Яр=80-м)*. Тон-
кая высокопрочная проволока-требует более
тщательного соблюдения условий защиты от
коррозии.
* Напорные трубопроводы из сборного железобе-
тона/ А. Н. Виничек, В. С. Конвиз, В. Д. Новоженин и
др. — М.: Энергия, 1969.—102 с.
55

Расчетные характеристики арматуры при-
нимаются по указаниям главы СНиП 11-21-75
[58].
3.2.3.	ПРОЧИЕ СТАЛИ И ЧУГУН
Для изготовления элементов металлокон-
струкции трубопроводов широко используют
конструкционные стали 10 и 20 по ГОСТ
1050-74. Они поставляются в виде листов, фа-
сонного проката, труб, круглого и квадратного
проката и проволоки. Из стали 10 изготовляют
заклепки для конструкций, предназначенных
для работы в условиях температур ниже ми-
нус 25 до минус 65 °C. Сталь 20 применяется
для крепежных деталей, в том числе стяжных
шпилек, анкерных и фундаментных болтов, а
также для кованых деталей типа тяг, серег,
траверс и т. п. При работе в интервале тем-
ператур от минус 40 до минус 65 °C указанные
детали должны быть в нормализованном и от-
пущенном состоянии.
Для валов, осей, проушин, крепежных дета-
лей и других высоконапряженных несваривае-
мых элементов используется также конструк-
ционная машиностроительная углеродистая
сталь 35 и 45 по ГОСТ 1050-74, а также леги-
рованная машиностроительная сталь 40Х,
40ХН, 38Х2Н2МА, 40Х2Н2МА по ГОСТ 4543-71.
Для работы при расчетной температуре ниже
минус 40 °C детали из этих сталей должны
подвергаться закалке с последующим отпу-
ском.
В подвергающихся давлению воды деталях,
обладающих сложной конфигурацией (флан-
цы, крышки лазов, патрубки, корпуса
затворов, заглушки), а также в несущих ме-
ханических деталях типа опорных подушек
применяют отливки из углеродистой стали
25Л-Ш, 35Л-Ш и 45Л-Ш по ГОСТ 977-75, а
также из серого чугуна марок СЧ18-36 и
СЧ28-48 по ГОСТ 1412-79. Применение чугуна
допускается только для деталей без сварных
соединений, не подвергающихся динамическим
нагрузкам (закладные опорные подушки кат-
ковых и скользящих опорных устройств и
другие вспомогательные детали) и работаю-
щих при температурах не ниже минус 40 °C.
При более низких температурах - используют
отливки из углеродистых сталей по ГОСТ
977-75, а для тяжелонагруженпых деталей
толщиной до 400 мм — также отливки из
низколегированных сталей марок 08ГДНФЛ,
12ДХН1МФЛ с соответствующей термической
обработкой. Литье из этих сталей обладает
высокой прочностью, пластичностью и хоро-
шей свариваемостью; это позволяет Использо-
вать его в таких ответственных элементах, как
фасонные воротники, диафрагмы или их пояса
на развилках и тройниках трубопроводов *[38].
56
При специальном обосновании, например, ес-
ли детали конструкции труднодоступны для пе-
риодической окраски и поэтому не могут быть
защищены от коррозии с помощью лакокра-
сочных или других покрытий, в таких эле-
ментах свободно лежащих трубопроводов, как
компенсаторы, опоры, лазы, фланцевые со-
единения и т. п., могут применяться нержа-
веющие детали из коррозионностойких сталей
по ГОСТ 5632-72: 20X13, 30X13, 12X13 —в де-
талях без сварных соединений; 12Х18Н9,
12Х18Н9Т, 12Х18Н10Т — в сварных элемен-
тах; нержавеющие отливки из стали
10Х18Н9ТЛ по ГОСТ 2176-77.
3.2.4.	СВАРОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Получение необходимой прочности и пла-
стических свойств сварных соединений трубо-
проводов обеспечивается рациональным кон-
струированием, надлежащей технологией, тем-
пературными условиями выполнения сварки и
правильным выбором сварочных материалов.
К ним относятся электроды, сварочная прово-
лока, флюс, углекислота. Подбор материалов;
для сварки производят в зависимости от ма-
рок свариваемых сталей, способов сварки^
условий ее выполнения и требуемых свойств
сварного соединения. Для стыковых соедине-
ний оболочки трубопроводов всегда следует
использовать такие сварочные материалы и
технологию, которые при необходимости мо-
гут обеспечить получение соединения, в образ-
цах не уступающего по прочности сваривае-
мой стали и обладающего требуемыми пла-
стическими свойствами.
Основным типом соединения металла при.
изготовлении оболочки трубопроводов явля-
ется шов встык с полным проваром, выпол-
няемый с обязательной вырубкой корня шва
и подваркой с обратной стороны (или шов.
встык на остающейся подкладке).
Для оболочки и других несущих элемен-
тов, имеющих швы большой протяженности,,
применяют автоматическую сварку под слоем-
флюса. Недоступные для. автомата участки
швов сваривают полуавтоматами или вруч-
ную. Практически в заводских условиях и в-
цехах сварки на монтажных базах применя-
ется автоматическая и полуавтоматическая
сварка под флюсом, а. при монтаже на трассе
также ручная сварка.
При больших толщинах металла стыковые
швы оболочек и фасонных элементов могут
также выполняться электрошлаковой свар-
кой, обеспечивающей высокую производитель-
ность работ. Впервые в системе Минэнерго
СССР этот способ сварки был применен при
сооружении турбинных трубопроводов Брат-
ской ГЭС.

В последние годы все большее распрост-
ранение получают новые прогрессивные спо-
собы сварки, обеспечивающие равнопрочность
шва основному металлу: автоматическая вер-
тикальная дуговая сварка под флюсом с при-
нудительным формированием шва (применя-
ется при расположении свариваемого стыка
под углом не более 30° к вертикали и при
толщине металла; как правило, в пределах
10—22 мм); полуавтоматическая сварка от-
крытой дугой при помощи порошковой прово-
локи, обеспечивающая высокую производи-
тельность труда при нижнем или наклонном
расположении шва; полуавтоматическая свар-
ка в среде углекислого газа, позволяющая, в
отличие от сварки порошковой проволокой и
под флюсом, выполнять процесс в любом
пространственном положении.
Подробная характеристика всех упомяну-
тых способов сварки, применяемых при со-
оружении трубопроводов, приводится в '[41].
Автоматическая - и полуавтоматическая
сварка под флюсом углеродистых сталей 10,
20, ВСтЗпс, ВСтЗГпс, ВСтЗсп, 16Д, а также
низколегированной стали марки 09Г2 произ-
водится с применением сварочной проволоки
марок Св-08АА, Св-08А, Св-08ГА по ГОСТ
2246-70 (для нерасчетных деталей допустимо
применение проволоки марки Св-08). Для
сварки низколегированных сталей классов
С 44/29 и С 46/33 типа 09Г2С и других ис-
пользуют проволоку марок Св-08ГА и
Св-08ГС. При этом применяют флюсы марок
АН-348А и ОСЦ-45 по ГОСТ 9087-69, а для
проволоки Св-08ГС— флюс АН-22 по тому же
стандарту.
Сварка термообработанных низколегиро-
ванных сталей классов С 44/29 и С 46/33 про-
изводится проволокой марок Св-ЮНМА,
Св-10Г2 под флюсом АН-22 и других марок.
Полуавтоматическая сварка малоуглеро-
дистых и низколегированных сталей в среде
защитных газов производится с применением
проволоки Св-08Г2С и сварочной углекислоты
I или II сорта по ГОСТ 8050-76.
Порошковая проволока для сварки приме-
няется по техническим условиям ИЭС имени
Е. О. Патона: ПП-АНЗ, ПП-АН4, ПП-АН8,
ПП-АН9.
При электрошлаковой сварке конструк-
ций из малоуглеродистых и низколегирован-
ных сталей используют сварочную проволоку
марок Св-10Г2, Св-08ГС, Св-ЮНМА и флюсы
марок АН-8, АН-8М, АН-22 по ГОСТ 9087-69.
Для ручной электродуговой сварки приме-
няют главным образом электроды типов
Э46-Р, Э46А-Б, Э50А-Б по ГОСТ 9467-75 в
зависимости от марок свариваемых сталей и
требуемых свойств соединения.
3.2.5.	БЕТОН И ДРУГИЕ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИЕ МАТЕРИАЛЫ
Неметаллические материалы используются:
для уплотнительных прокладок, для уплотне-
ний и опорно-ходовых частей затворов на тру-
бопроводах, для элементов скользящих опор,,
для строительной части анкерных и промежу-
точных опор, а также для конструкций утеп-
ления трубопроводов.
Для обеспечения водонепроницаемости,
сальниковых компенсаторов рекомендуется
применять следующие материалы:
а)	резиновый шнур квадратного сечения
по ГОСТ 6467-79 при напорах до 1000 м;
б)	набивка плетеная пеньковая пропитан-
ная марки ПП по ГОСТ 5152-77 — при напо-
рах до 300 м;
в)	шнур скатанный из прорезиненной
льняной ткани с резиновым сердечником мар-
ки ПЛРС по ГОСТ 5152-77 — при напорах до>
100 м.
При небольших напорах можно использо-
вать также плетеные набивки марок АП (ас-
бестовая пропитанная), АПП (асбестовая
прорезиненная пропитанная и графитирован-
ная) и скатанные прорезиненные асбестовые-
и льняные набивки марок ПЛ и ПА по тому
же стандарту. При напорах 800—1000 м и вы-
ше в сальниковых компенсаторах применяют
специальные уплотнительные кольца из брон-
зы или технической кожи.
Для фланцевых соединений трубопроводов-
используют главным образом уплотнительные-
прокладки из листовой резины (ГОСТ 7338-77)
или круглого и прямоугольного резинового-
шнура (ГОСТ 6467-79).
Реже употребляются прокладки из паро-
нита (ГОСТ 481-71), фторопласта-4 (ГОСТ
10007-72), свинца марки СЗ (ГОСТ 9559-75).
Применяемая для уплотнений трубопрово-
дов резина должна быть морозостойкой. При
сооружении трубопроводов в условиях Край-
него Севера и Сибири используемая резина
должна удовлетворять дополнительным требо-
ваниям, изложенным в ГОСТ 14892-69,.
прйл. 4, а при строительстве в районах с суб-
тропическим климатом — дополнительным:
требованиям в ГОСТ 15161-69.
Для втулок шарниров температурно-оса-
дочных и осадочных компенсаторов можно,
применять древесный слоистый пластик марки
ДСП-Бгт по ТУ 13-264-75 или бронзу марок
БрАЖ9-4Л и БрАМц9-2Л по ГОСТ 493-79.
Строительную часть анкерных и промежу-
точных опор трубопроводов, а также фунда-
менты отдельно стоящих уравнительных ре-
зервуаров выполняют бетонными или желе-
зобетонными. Для неответственных трубопро-
водов местного назначения с небольшими:
диаметрами допускается применение опор из.
бутовой кладки с использованием постелисто-
57

то камня марки 400 и выше на цементном
растворе марок 50 и 100.
Для бетонных фундаментов и опор приме-
няют бетоны марок 100, 150 и 200, а для же-
лезобетонных— марок 200, 250 и 300. Такие
же марки бетона, а при необходимости даже
выше, применяют для заполнения штраб под
опорными плитами стальных конструкций.
Для сталежелезобетонных трубопроводов
используют бетон марок 200, 250 и 300, моро-
зостойкости Мрз 100. У относительно тонких
трубопроводов ГАЭС (Загорская, Кайшадор-
ская) для обеспечения более плотной струк-
туры бетона его марка по морозостойкости
повышается до Мрз 300.
3.3.	РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ СТАЛИ
В соответствии . с установленной СНиП
формой метода расчета стальных конструкций
по предельным состояниям с расчлененным
коэффициентом запаса (см. гл. 5) основным
показателем несущей способности деталей
стального трубопровода является расчетное
сопротивление его материала. Расчетное со-
противление представляет собой округлен-
ное частное от деления нормативного сопро-
 тивления на коэффициент безопасности по
материалу k, учитывающий возможные от-
клонения сопротивления материала от норма-
тивного [55].
Важным при расчете трубопроводов по
методу предельных состояний является пра-
вильный выбор исходного нормативного со-
противления /?н. В прошлом в качестве верх-
него предела, по которому устанавливали
допустимый уровень рабочих напряжений в
трубопроводе, использовали исключительно
предел текучести от. Впоследствии проведен-
ные в ВНИИСТ и других организациях экспе-
риментальные и теоретические исследования
несущей способности стальных труб позволи-
ли рассчитывать магистральные трубопроводы
по несущей способности, принимая в качестве
верхнего физического предела не цт, а ов.
Анализ многочисленных современных оте-
чественных и зарубежных норм проектирова-
ния различных трубопроводов, а также паро-
вых котлов, химических сосудов и аппаратов,
атомных реакторов, гидротехнических сталь-
ных конструкций и т. д. показывает, что во всех
нормах [34, 35, 60, 71, 73, 75, 76, 90, 94], из
которых одни используют метод допускаемых
напряжений, а другие — метод предельных
состояний, существует определенное единство
в установлении предела напряжений. Везде,
по существу, предполагается двойная провер-
ка прочности: и по пределу текучести, и по
временному сопротивлению, причем степень
общей надежности против достижения вре-
:58
менного сопротивления, естественно, назнача-
ется существенно выше, нежели по отношению
к пределу текучести. Смысл такой двойной
проверки состоит в том, что в общем случае
при эксплуатации незаделанного трубопрово-
да (сосуда, резервуара и пр.) необходимо
иметь определенную гарантию от развития в
нем чрезмерных пластических деформаций, а
также еще большую гарантию от разрушения.
При расчете по временному сопротивлению
коэффициент безопасности по материалу
устанавливается около 1,55—1,65, в то время
как при расчете по пределу текучести 1,1 —1,2.
Такой же подход принят и при расчете на
прочность стальных трубопроводов гидроэлек-
трических и насосных станций.
Практически, однако, при проектировании
всегда удается ограничиться проверкой толь-
ко одного условия прочности: или по ов, или
по сгт. По форме диаграммы а—е стали,
а вернее, по отношению от к сгв всегда можно
установить, какое из двух условий прочности
окажется решающим, т. ё. при выполнении
одного условия другое будет выполняться
автоматически. Расчетные сопротивления, под-
считанные по от и по ов, будут равны при
условии выполнения соотношения
р__	______ат________ав	/о е\
k —1,1 ж 1,2~ 1,55ж 1,65 ’	;
или
от/ов^0,74.	(3.6)
Для малоуглеродистых сталей классов
С38/23, С44/29 и С46/33, имеющих отношение
От/^в<0,74, решающим условием прочности
является проверка по пределу текучести. Для
тех сталей повышенной и высокой прочности,
у которых предел текучести близко подходит
к временному сопротивлению (о-т/огв>0,74),
определяющей становится проверка несущей
способности по временному сопротивлению.
В указаниях по проектированию стальных
трубопроводов (свободно лежащих) гидросо-
оружений МУ 34-747-76 предусмотрено при
.подсчете расчетного сопротивления в качестве
исходного нормативного сопротивления ис-
пользование меньшей из двух величин: физи-
ческого предела текучести сгт или условного
предела текучести, равного 0,7 ов. При этом
коэффициент безопасности по материалу при-
нимается равным 1,11—1,25 в зависимости от
марки стали и толщины проката.
Для заделанных и засыпанных стальных
трубопроводов наличие вокруг оболочки уп-
ругой среды в виде грунтовой засыпки или
бетона вносит особенности в условия работы
конструкции под действием внутреннего дав-
ления. При достижении металлом оболочки
предела текучести и дальнейшем повышении

напора не происходит такого нарастания де-
формаций, какое имеет место у незаделанных
трубопроводов. Окружающая среда ограни-
чивает деформации, происходит перераспре-
деление усилий между стальной оболочкой и
упругой средой (грунт, бетон, скала). В этих
условиях эксплуатация конструкции в прин-
ципе возможна и при работе стали за преде-
лом текучести, т. е. предел текучести не мо-
жет служить показателем достижения пре-
дельного состояния. Поэтому при расчете
засыпанных и заделанных стальных трубо-
проводов на внутреннее давление можно ог-
раничиться проверкой только одного условия
прочности — по временному сопротивлению.
При расчете на действие наружного дав-
ления должна быть проверена надежность
конструкции трубопровода в отношении ус-
тойчивости. В этом случае для трубопроводов
всех типов прочность проверяют по пределу
текучести, так как развитие пластических де-
формаций при действии на трубу наружного
давления чрезвычайно опасно и не может
быть допущено.
Следовательно, в общем случае для тру-
бопроводов, засыпанных или заделанных
в скале или в бетонном массиве, при расчете
на действие внутреннего давления использу-
ется расчетное сопротивление стали, установ-
ленное из условия достижения металлом вре-
менного сопротивления разрыву, а при расче-
те на действие наружного давления —
расчетное сопротивление, установленное из
условия достижения предела текучести. Этот
принцип положен в основу выбора расчетного
сопротивления стальной оболочки в Указа-
ниях по проектированию гидротехнических
туннелей СН 238-73. Здесь используются
расчетные сопротивления сталей, приведен-
ные в СНиП П-В.3-72 [59]: при расчете на
.действие внутреннего давления — установлен-
ные по временному сопротивлению, при рас-
чете на действие наружного давления — уста-
новленные по пределу текучести.
В нормах проектирования засыпанных
•трубопроводов СТП 34-02-73 [76] из стали
марки М.16С в тех случаях, когда внутреннее
.давление р превышает наружное рн более чем
в 2 раза, т. е. когда определяющим является
расчет на прочность под действием внутрен-
него давления, в качестве расчетного сопро-
тивления принимается 0,6 ов; в противном
<случае (р<2рн) расчетное сопротивление
Таблица 3. 3
Распределение сталей по классам прочности
Марки
стали
Толщина проката, мм
41—160
41—160
41—160
26—10
26—40
31—40
41—60
5—25
5—25
5—30
4—40
61—160
ВСтЗпс
БСтЗсп
ВСтЗГпс
16Д
09Г2
09Г2С
14Г2
14Г2АФ
13ХГН2МД
138ИЗ-2
14Х2ГМРБ
4__32
21—60 4—20
4—32
20—36
37—90
6-50
Примечание. При толщине проката больше, чем указано
в таблице, расчетные сопротивления снижаются на 5%.
принимается равным 0,9от- Как видно, здесь
применен тот же самый принцип выбора рас-
четного сопротивления, что и для трубопро-
водов, заделанных в туннелях.
Значения от и ов для определения расчет-
ного сопротивления 7? принимают по стан-
дартам или техническим условиям, устанав-
ливающим браковочные минимумы этих ве-
личин для стали соответствующей марки. При
проведении поштучных (полистных) испыта-
ний всей партии стального проката норма-
тивные значения от и ов можно принимать
в соответствии с характеристиками, указанны-
ми в сертификате.
В табл. 3.3 показано распределение по
классам прочности сталей различных марок и
толщин, применяемых для изготовления обо-
лочки трубопроводов, а также установленные
главой СНиП П-В.3-72 соответствующие рас-
четные сопротивления R при растяжении,
сжатии и изгибе. Для получения расчетных
сопротивлений срезу и смятию основное рас-
четное сопротивление (растяжению) умножа-
ется на соответствующие коэффициенты пере-
хода с. Кроме того, расчетные сопротивления
в необходимых случаях снижаются путем ум-
ножения на коэффициенты условий работы т
элементов конструкции (см. гл. 5).

ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ТРУБОПРОВОД
4.1.	КЛАССИФИКАЦИЯ И РАСЧЕТНЫЕ СОЧЕТАНИЯ
НАГРУЗОК И ВОЗДЕЙСТВИЙ
Оболочка трубопровода и его опоры ис-
пытывают действие значительного числа
внешних сил, различные как по направлению
и характеру приложения, так и по продолжи-
тельности действия. В зависимости от их на-
правления силы, действующие на оболочку
трубопровода, можно разбить на три группы:
осевые, действующие в направлении про-
дольной оси трубопровода; нормальные,
направленные перпендикулярно оси трубопро-
вода; радиальные (внутреннее или наружное
давление на стенку трубы).
Нагрузки и воздействия делятся на посто-
янные и временные. Постоянными на-
грузками являются: вес конструкций и ма-
териалов, давление грунта, горное давление,
воздействие предварительного напряжения
конструкций. Временные нагрузки под-
разделяют на длительные (например,
внутреннее давление воды в трубопроводе,
воздействие неравномерных осадок опор),
кратковременные (например, ветровые
нагрузки, усилия, возникающие при транспор-
тировке, монтаже и испытаниях) и особые,
возникновение которых возможно только
в исключительных случаях (сейсмические,
усилия, связанные с нарушением условий экс-
плуатации) .
Согласно действующим нормам и прави-
лам проектирования нагрузки и воздействия
на стальные напорные трубопроводы гидро-
электрических и насосных станций должны
приниматься в основных и особых сочета-
ниях.
Основные сочетания могут вклю-
чать нагрузки и воздействия, вызываемые:
а)	собственным весом конструкции трубо-
провода и заключенной в нем воды;
б)	внутренним давлением воды при нор-
мальном подпорном уровне с учетом наиболь-
шего динамического повышения напора вслед-
ствие гидравлического удара в условиях нор-
мальной эксплуатации станции;
в)	активным давлением грунта;
г)	температурными колебаниями;
д)	центробежными силами на закруглени-
ях;
е)	ветровыми нагрузками;
ж)	снеговыми нагрузками;
з)	разрежением, возникающим внутри тру-
бопровода при регулировании в нормальных
условиях;
60
и)	неравномерной осадкой опор трубопро-
вода;
к)	наружным давлением фильтрационных
вод при нормальной работе имеющихся дре-
нажных устройств.
Особые сочетания кроме указанных
в пп. «а»—«к» включают также нагрузки ш
воздействия, вызываемые:
л)	внутренним давлением воды при фор-
сированном подпорном уровне с учетом наи-
большего динамического повышения напора
вследствие гидравлического удара в условиях
нормального регулирования (вместо нагрузки
по п. «б»);
м) внутренним давлением воды при НПУ
с учетом максимального динамического повы-
шения давления вследствие гидравлического
удара при нарушении нормальных условий
эксплуатации: полный сброс нагрузки и дру-
гие аварийные ситуации — см. § 2.4,5 (вместо
нагрузки по п. «б»);
н) разрежением, возникающим в трубо-
проводе при аварийном опорожнении или
вследствие гидравлического удара при нару-
шении нормальных условий эксплуатации
(вместо нагрузки по п. «з»);
о) наружным давлением фильтрационных
вод при нарушении работы дренажных
устройств (вместо нагрузки по п. «к»);
п) сейсмическими воздействиями;
р) нагрузками строительно-монтажного-
периода;
с) испытательными нагрузками;
т) усадочными явлениями в бетоне;
у) пластическими деформациями бетона и-,
горной породы;
ф) частичным заполнением трубопровода,.
Расчетные сочетания составляют из пере-
численных выше нагрузок и воздействий в со-
ответствии с практической возможностью од-
новременного их действия, при этом следует-
выбирать такие комбинации, которые являют-
ся наиболее невыгодными для конструкции
трубопровода в строительный период, в усло-
виях нормальной эксплуатации и в аварийных
случаях, отдельно для заполненного водой ш
опорожненного трубопровода.
В зависимости от типа и конструкции^тру-
бопровода элементы его при одной и той же-
нагрузке могут испытывать или не испыты-
вать те или иные силовые воздействия. Так,-
собственный вес вызывает существенные изги-
бающие моменты в оболочке свободно лежа-
щего трубопровода, высокие напряжения:

Таблица 4.1
в опорных кольцах и опорных устройствах;
в то же время при расчете засыпанных и за-
деланных трубопроводов собственный вес не
учитывается вследствие незначительности его
влияния. Температурные колебания вызывают
существенные усилия в неразрезной конструк-
ции и сравнительно небольшие—в разрезной.
В неразрезном трубопроводе, кроме того, воз-
никают дополнительные осевые усилия при
радиальной деформации трубы под действием
внутреннего давления. Ветровые нагрузки
должны учитываться только для свободно ле-
жащих трубопроводов, проложенных по эста-
каде или дневной поверхности, активное дав-
ление грунта—для засыпанных трубопроводов
и фундаментов опор, а наружное давление
фильтрационных вод—только для заделанных
или засыпанных трубопроводов.
По СТП 34-02-73 при проектировании
стальных засыпанных трубопроводов систем
водоснабжения тепловых электрических стан-
ций динамическое повышение напора при ги-
дравлическом ударе, а также разрежение
в трубопроводе учитываются только в особых
сочетаниях.
В состав расчетной комбинации нагрузок и воздей-
‘Ствий могут входить две или более кратковременных
и особых нагрузок. Однако мало вероятно одновремен-
ное проявление максимальных значений этих нагрузок.
Это обстоятельство может быть учтено в расчете дву-
мя способами.
Первый способ заключается в том, что вероятность
одновременного проявления наибольших значений на-
грузок при данной расчетной комбинации учитывается
путем введения понижающего коэффициента сочетаний
к кратковременным нагрузкам согласно СНиП 11-6-74.
Примерно такой же прием применен в СТП 34-02-73,
где значения всех нагрузок в особых сочетаниях, за
исключением давления грунта, умножаются на коэф-
фициент сочетаний, равный 0;8.
Согласно другой точке зрения такой способ оцен-
ки вероятности совпадения максимальных значений
при помощи единого коэффициента сочетаний является
неточным и не всегда правильно отражает реально су-
ществующие корреляционные связи между воздей-
ствиями разного рода. Поэтому предлагается конкрет-
но рассматривать и уточнять каждую расчетную ком-
бинацию с точки зрения возможности проявления в ней
экстремальных значений воздействий, не используя ко-
эффициент сочетаний. Такой подход нередко применя-
ют в гидротехнике, где имеются довольно устойчивые
связи между различными воздействиями, например,
максимальные значения ветровых и волновых нагрузок,
как правило, совпадают по времени. - Можно также
представить, что во время сейсмических воздействий
возможно возникновение аварийных условий эксплуа-
тации на гидроэлектрических и насосных станциях
вследствие обрушений опор линий электропередачи, об-
рывов в линии, аварийных отключений и пр. При этом
сейсмические воздействия даже могут сочетаться с гид-
родинамическими нагрузками на трубопровод, соответ-
ствующими нарушению нормальных условий эксплуата-
ции. Рассматривая далее случай гидравлических испы-
таний трубопровода, можно убедиться, что испыта-
тельное давление имеет вполне определенное значение,
заданное программой испытаний, и нет оснований при
расчете снижать его путем умножения на коэффициент
•сочетаний.
Коэффициенты перегрузки
Нагрузки н воздействия	Коэффици- ет^перегруз-
			ки п
Гидростатическое давление воды
Давление гидравлического удара
Собственный вес трубопровода и его опор
Собственный, вес воды
Активное давление грунта:
вертикальное
горизонтальное
Неравномерные осадки опор
Разрежение внутри трубопровода
Температурные воздействия
Ветровая нагрузка
Снеговая нагрузка
Наружное давление фильтрационных вод:
при нормальной эксплуатации
при отказе, дренажных устройств
Давление раствора при цементации
Давление свежеуложенного бетона и другие
строительные нагрузки
Испытательные нагрузки
Сейсмические воздействия
Воздействие наземного транспорта (для за-
сыпанных трубопроводов)
Реактивные силы:
трение в компенсаторе
трение в промежуточных опорах
1,0
1,2*
1,1 и 0,9**
1,0
1,3
0,8
1,1
1,2
1,1
См. [56]
1,1
1,0
1,2
1,0
1,0
1,0 "
1,2
1,2
2,0
*	Если давление гидравлического удара определяется по дей-
ствующим в системе Минэнерго СССР специальным указаниям по ре-
жимам регулирования гидроэлектростанций, то допускается принимать
п = 1.
*	* п = 0,9 принимается в расчетных случаях, когда собственный
вес способствует сохранению несущей способности (например, при рас-
чете анкерных опор на устойчиеость положения).
Несмотря на изложенные соображения, при проек-
тировании стальных трубопроводов в том или ином виде
используют коэффициенты сочетаний или аналогичные
по смыслу коэффициенты (см. гл. 5).
Наряду с внешними нагрузками и воздей-
ствиями при расчетах трубопроводов учиты-
ваются также реактивные силы: отпор грун-
та засыпки или горной породы; трение трубы
по грунту, по промежуточным опорам; трение
в сальниковых компенсаторах (для разрезных
участков).
П-ри расчете трубопровода по предельным
состояниям используются расчетные нагруз-
ки, определяемые как произведение норма-
тивных нагрузок на соответствующие коэффи-
циенты перегрузки п (табл. 4.1), учитываю-
щие возможное отклонение нагрузок в небла-
гоприятную сторону от их нормативных зна-
чений.
Нормативные значения нагрузок определя-
ются по указаниям строительных норм и
правил, а также по проектным данным в соот-
ветствии с изложенным в настоящей главе
книги.
61

4.1 РАСЧЕТНЫЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
СИЛ, ДЕЙСТВУЮЩИХ НА ТРУБОПРОВОД
4.2.1.	ВОЗДЕЙСТВИЯ НА СВОБОДНО ЛЕЖАЩИЙ ТРУБОПРОВОД
РАЗРЕЗНОЙ КОНСТРУКЦИИ
Рассмотрим сначала нагрузки на разрез-
ной трубопровод, а затем будем вносить из-
менения и дополнения, соответствующие дру-
гим конструктивным схемам.
1.	Н а г р у з к и о т с о б с т в е н н о г о в е с а.
Собственный вес трубы в расчете принимает-
ся в виде равномерно распределенной вдоль
оси трубопровода вертикальной нагрузки с ин-
тенсивностью
^р=ТоС
(4.1)
где ^об — приведенная площадь поперечного
сечения оболочки трубы с учетом установлен-
ных на ней с шагом I колец жесткости с пло-
щадью сечения FK\
^₽6=fo6 + ^=^ + ^.	(4.2)
Отсюда
(8+4-).	(4.3)
Точнее вес колец жесткости может быть
учтен в виде ряда сосредоточенных сил.
Именно так следует учитывать вес отдельных,
более тяжелых, элементов, например заглу-
шек, лазов.
Раскладывая вертикальную нагрузку на
осевую и нормальную к оси трубы составляю-
щие, получаем выражение для осевой силы,
действующей на оболочку и передаваемой
участком трубопровода длиной L через обо-
лочку на анкерную опору,
Ag—sin ср
(4.4)
и выражение для нормальной составляющей
равномерно распределенной нагрузки, вызы-
вающей изгиб трубы как неразрезной балки,
<7тр=£тр cos ф. "	(4.5)
2.	Нагрузки от веса воды, запол-
няющей трубопровод. Аналогично соб-
ственному весу металлоконструкции трубо-
провода вес заключенной в нем воды также
вызывает поперечный изгиб трубы как балки,
нагруженной равномерно распределенной на-
грузкой интенсивностью
7b== cos <? = £Bcos <р,	(4.6)
где y=pg (р — плотность воды, g — ускоре-
ние свободного падения).
Однако осевая составляющая веса воды
£вАзтф не должна учитываться как само-
стоятельно действующая сила; она проявля-
62
ется только в местах поворота оси трубопро-
вода и входит в силу Ае [см. (4.17)].
3.	Нагрузки от внутреннего дав-
ления воды. Внутреннее давление в трут
бопроводе р измеряется в мегапаскалях
(МПа), в килограмм-силах на квадратный
сантиметр (кгс/см2) или в тонна-силах на
квадратный метр, (тс/м2). Связь между давле-
нием р и напором Н, м, выражается форму-
лой
p=pgH—yH,	(4.7)
где у=9,81 к11/м3^10 кН/м3 (1 тс/м3).
За расчетный внутренний напор воды Яр
принимается сумма расчетного гидростатиче-
ского напора /7СТ и расчетного (с учетом ко-
эффициента перегрузки) гидродинамического-
повышения напора Д/7У, возникающего вслед-
ствие гидравлического удара при регулирова-
нии, т. е.
Яр=#ст+Л//У.	(4.8)
При расчетах на внутреннее давление
в большинстве случаев с достаточной для
практических целей точностью можно прини-
мать линейный закон распределения давления
гидравлического удара вдоль трубопровода.
Тогда расчетный напор Нр в любом сечении
трубопровода определяется по формуле
=	(4.9)
где Нст — статический напор в рассматривае-
мом сечении; Д//у— расчетное гидродинами-
ческое повышение напора в конце трубопрово-
да; ZL — суммарная длина участков по оси
трубопровода, на которые распространяется
повышение напора; х — расстояние от начала
линии повышения напора (где Д//у=0) до-
рассматриваемого сечения по оси трубопро-
вода.
На прямолинейном участке длиной L рас-
четный напор в любом сечении, расположен-
ном на расстоянии х от верхнего конца, опре-
деляется по формуле
=	+ х, (4.10)
где Hs и — расчетные напоры* в верхней и
в нижней точках участка.
Внутреннее давление неодинаково по вы-
соте поперечного сечения трубы: в верхней,
части давление, меньше, чем в нижней. В тех
случаях, когда диаметр трубопровода прене-
брежимо мал по сравнению с внутренним на-
пором (£)<0,1 Н), что обычно имеет место-
в высоконапорных установках, расчет трубо-
провода производят на равномерное по всему
сечению давление, соответствующее напору на
уровне оси трубы. При значительных диамет-
рах труб и низких напорах (главным образом:

у трубопроводов насосных станций, дериваци-
онных трубопроводов ГЭС), а также в тех
случаях, когда желательно получить более
полную картину распределения напряжений
по сечению, расчет оболочки производят
с учетом изменения давления по высоте. При
этом радиальное внутреннее давление в про-
извольной точке поперечного сечения состав-
ляет:
p = Y (Нр + ^ cos <? cos а).	(4.11)
На прямолинейных участках трубопровода
с постоянным диаметром внутреннее давле-
ние, действующее в виде радиально направ-
ленных сил, целиком воспринимается оболоч-
кой. Если на прямолинейном участке труба
полностью или частично перекрыта затвором,
компенсатором, заглушкой, то внутреннее
давление воды создает также действующую
на оболочку осевую силу, равную произведе-
нию расчетного давления на площадь попе-
речного сечения закрытой части трубы:
4 р==уЯрй)зак.	(4-12)
Для случая полного закрытия трубы за-
твором или заглушкой внутреннее давление
создает осевую силу
4=^^	<4-13)
В месте установки сальникового компенса-
тора (рис. 4.1) площадь давления составит:
(0зак=яГ^116пат>	(4*14)
где Di и блат — наружный диаметр и толщина
патрубка компенсатора. Тогда неуравнове-
шенное осевое усилие от давления на торец
компенсатора определится формулой
Ак=лЯ 16датуЯР.	(4.15)
Осевые силы от внутреннего давления во-
ды возникают также при изменении диаметра
Рис. 4.1. К определению торцового давления в саль-
никовом компенсаторе.
МИ	______
Ци линдри ческое	Коническое Цилиндра ческое
звено ’"т* звено	звено
Рис. 4.2. К определению осевых сил при изменении диа-
метра трубы.
Рис. 4.3. К определению осевых сил при изменении на-
правления оси трубопровода.
трубопровода и при повороте его оси (в ко-
лене).
При изменении диаметра трубы на прямо-
линейном участке — конусе (рис. 4.2) осевая:
сила действует в сторону меньшего диаметра
и составляет:
Л = 4-(П!01-Р!„)-гЯр.	(4.16).
Осевые силы, действующие на оболочку
слева и справа от криволинейного участка.,
трубы (рис. 4.3), выражаются формулами
На анкерную опору, в которую заделано-
колено, в этом случае действует равнодей -
ствующая сил А'е и А"е,
4.	Нагрузки от движения воды
в трубопроводе. При изменении на-
правления оси трубопровода, кроме равнодей-
ствующей R . внутреннего давления, криво-
линейный участок трубопровода испытывает
также действие центробежных сил от движу-
щейся по закруглению воды. При цилиндриче-
ском колене (рис. 4.4) равнодействующая
центробежных сил действует по биссектрисе-
угла в направлении внешней нормали к оси
трубы (в общем случае, например в кониче-
ском колене, равнодействующая не проходит
через биссектрису угла аналогично силам:
в колене от давления воды).
Для определения центробежной силы вы-
делим из движущейся массы воды двумя ра-
диальными сечениями элементарный объем:
1-2-3-4 с массой
dm. = -j- Гор^ф.
63.

Рис. 4.4. К определению центробежной силы.
Действующая на выделенный элемент
объема элементарная центробежная сила
v2dm y _	v2 j.
dR = ------ - F о ~т~
р .. g оИ Р .
Взяв сумму проекций этих элементарных
центробежных сил на направление биссектри-
сы угла е поворота оси, получим значение
центробежной силы, вызванной поворотом оси
трубопровода на угол е:
е/2
Яц = 2^ d/?cos<p=-|^F0u2 sin-|-. (4.18)
о
Осевая составляющая центробежной силы
воды, вызванной поворотом оси трубопрово-
да, получается путем разложения силы Яц на
.направления нормалей к концевым сечениям
колена и определяется формулой
(4-19)
В случаях жесткой заделки колена в мас-
сив анкерной опоры центробежная сила Яц
аналогично силе передается от оболочки
целиком на анкерную опору и при расчете
участков оболочки не учитывается.
В (4.19) первый сомножитель представля-
ет собой площадь поперечного сечения трубы,
второй сомножитель v2fg имеет размерность
напора. Его значение можно оценить, прини-
мая во внимание, что у станционных трубо-
проводов скорости обычно не превышает
7 м/с. Тогда и2/^^5 м, т. е. при сколько-ни-
будь значительном напоре влияние этой силы
пренебрежимо мало по сравнению с силами
в колене от давления воды (Л'е и А"е). Кроме
того, силы Ае в колене подсчитываются по
расчетному напору Яр, а при отсутствии уда-
ра— по статическому напору Яст. Но центро-
бежная сила действует только при движении
воды в трубопроводе, а в этом случае дейст-
вующий пьезометрический напор уменьшает-
ся против статического на значение скорост-
ного напора a.v2l%g, где «^1,1. На этом осно-
вании в МУ 34-747-76 [73] центробежная сила
Лц не включена в число нагрузок, которые
обязательно должны быть учтены в расчете
трубопровода. Однако, как видно, такое упро-
щение не идет в запас прочности конструкции,
так как скоростной напор составляет лишь
половину значения u2/g, и в некоторых случа-
ях, особенно при расчете низконапорных тру-
бопроводов с большими скоростями (напри-
мер, сбросных), может привести к существен-
ной погрешности. Например, при скорости
<9=20 м/с (1-—а/2) у2/^=18,5 м.
В сбросных трубопроводах иногда целесо-
образно также учитывать осевую силу, воз-
никающую в результате трения воды о стен-
ки трубопровода. Эту силу можно определить
из рассмотрения равновесия воды, текущей
в прямолинейном участке трубопровода' дли-
ной L:
(4.20)
Используя выражение (2.2) для ДЯтр, по- '
лучаем:
4=	(4.21)
d g г.£)30 ’	v ’
где Q — расход воды в трубопроводе; X — ко-
эффициент шероховатости (обычно равен
0,02).
При расчете трубопроводов гидроэлектри-
ческих и насосных станций силу Av не учиты-
вают.
5.	Реактивные силы, связанные
с трением. При проектировании разрезных
трубопроводов следует учитывать реактивные
осевые силы трения. Под влиянием изменения
температуры воздуха (воды) оболочка раз-
резного трубопровода получает деформации,
вызывающие перемещение трубопровода по
промежуточной опоре. При этом перемещении
трубопровод преодолевает силу трения в опо-
ре:
Af=± (gip+Яв) Ц cos ф. (4.22)
Коэффициенты трения f для различных
материалов соприкасающихся поверхностей
принимают следующими:
Сталь по стали в скользящей промежуточ-
ной опоре без постоянной смазки ....	0,5
То же с постоянной смазкой.............. 0,25
Сталь по набивке сальникового компенса-
тора ................................. 0,3
Сталь по сухому бетону................0,42—0,49
Сталь по сухому грунту....................0,65
Бетонная кладка по скале	............... 0,75
То же по твердому сухому	грунту....... 0,65
То же по сырому глинистому грунту ...	0,30
64

То же по мокрому глинистому грунту . . . 0,20—0,15
То же по сухому песку.........'........ 0,55
То же по мокрому песку...................0,45—0,35
То же по сухому суглинку................ 0,45
То дее по мокрому суглинку.............0,20—0,15
То же по сухой супеси.................. 0,50
То же по мокрой супеси................. 0,35
Для катковых промежуточных опор коэф-
фициент трения с запасом может принимать-
ся условно равным 0,03—0,05 в предположе-
нии возможности загрязнения, при этом коэф-
фициент перегрузки для силы трения равен
единице *.
Температурные удлинения оболочки на
участках трубопровода, расположенных выше
и ниже температурного компенсатора, вызы-
вают осевую силу, действующую в направле-
нии, обратном направлению перемещения
трубы. Значение этой силы сопротивления за-
висит от конструкции компенсатора.
В наиболее широко применяемых компен-
саторах сальникового типа сила трения зави-
сит от внутреннего давления воды в трубе и
длины уплотнения сальника:
(4.23)
Обозначения см. на рис. ,4.1.
При малых напорах произведение bKfKHvy
следует принимать не менее 7,5 кН/м.
При устройстве компенсатора упругого ти-
па (гофрированного или тарельчатого) сила
сопротивления компенсатора перемещению бу-
дет зависеть от жесткости конструкции и при
соответствующих размерах (высоте гофра,
толщине стенок) для заданной деформации
она может оказаться настолько малой, что
при расчете оболочки прямолинейных участ-
ков трубопровода ее можно не учитывать.
4.2.2.	ВОЗДЕЙСТВИЯ НА СВОБОДНО ЛЕЖАЩИЙ ТРУБОПРОВОД
НЕРАЗРЕЗНОЙ КОНСТРУКЦИИ
Неразрезная конструкция трубопровода
может быть выполнена или по схеме жестко
заделанного трубопровода с прямолинейными
участками трубы между анкерными опорами
или по схеме гибко заделанного трубопрово-
да (рис. 4.5), когда на участке между двумя
анкерными опорами имеется колено, допуска-
ющее осевые перемещения оболочки, вызы-
ваемые колебаниями температуры окружаю-
щего воздуха или воды и гидравлическими
силами в самом колене.
В обоих случаях оболочка трубопровода не
будет испытывать осевых сил Дк и Ас, нали-
чие которых в разрезном трубопроводе обус-
1 По МУ 34-747-76 приведенный коэффициент тре-
ния катка с учетом его перекоса определяется более
точно го формуле f=Q,2/dK-{-0,Q05, где dK — диаметр
катка, см. Возможность засорения учитывается коэф-
фициентом перегрузки л=2,0.
5—25
Рис. 4.5. Схема неразрезного участка распределителя
трубопровода.
ловливается установкой температурного ком-
пенсатора сальникового типа. У выполненно-
го по жесткой схеме неразрезного трубопро-
вода оболочка не будет также практически
испытывать воздействие осевых сил А/. Воз-
действия остальных сил, перечисленных
в предыдущем разделе, остаются расчетными
также и для трубопровода неразрезной кон-
струкции. Расчетные значения сил Ag, Ар, Ае
Ad, Av, Дц применительно к условиям расчета
трубопровода неразрезной конструкции опре-
деляют по формулам, приведенным в § 4.2.1.
Отсутствие температурных компенсаторов
в жестких неразрезных трубопроводах влечет
за собой возникновение осевых сил, отсутст-
вующих в трубопроводах разрезной конструк-
ции, вернее, ограниченных там силами трения
в компенсаторах и на промежуточных опорах.
Так, изменение А/ температуры оболочки от-
носительно той температутры, при которой
производилось замыкание участка трубопро-
вода в данном пролете, создает переменную
по знаку осевую силу, с которой на оболочку
действуют анкерные опоры и которая вызыва-
ет продольное сжатие (растяжение) в трубе
на всем протяжении анкерного пролета. Для
анкерных пролетов с постоянной площадью
поперечного сечения трубы Foq значение этой
силы определяется формулой
71T=zbccf.EA/Fo6; (4.24)
при наличии различных площадей по-
перечного сечения оболочки (переменные диа-
метр и толщина) на анкерном пролете
Л"<=±Х>^,< •	<4-25>
ОО1
Другим воздействием, испытываемым обо-
лочкой неразрезного трубопровода, выполнен-
ного по жесткой схеме, является осевая сила,
обусловленная поперечной деформацией обо-
65)

лочки трубы, жестко заделанной по концам.
Под действием внутреннего давления оболоч-
ка получает некоторую деформацию в ради-
альном направлении (деформацию' расшире-
ния поперечного сечения) ер=сг2кот/-^- В не
закрепленной по концам трубе это вызвало
бы продольную деформацию укорочения ех=
=—р,ер=—цогкот/Е, которая реализуется бла-
годаря работе компенсатора путем сокраще-
ния длины трубы на величину AL=iL8x, при
этом не создается дополнительных напряже-
ний в поперечных сечениях трубы. Однако при
отсутствии компенсатора в пределах анкерно-
го пролета и жесткой заделке оболочки трубы
в анкерных опорах длина трубы остается не-
изменной. Следовательно, на оболочку трубы
и анкерные опоры, в которых она закреплена,
будет действовать осевая сила
Внося сюда Значение AL, получаем фор-
мулу для определения осевой силы, возникаю-
щей при действии внутреннего давления
вследствие поперечной деформации трубы
с постоянной площадью поперечного сечения
оболочки:
А —ЦСгкот-^об-	(4.26)
При переменной площади поперечного се-
чения оболочки на длине анкерного пролета
осевая сила от поперечной деформации тру-
бы вычисляется как сумма сил, возникающих
на отдельных участках трубы с постоянной
толщиной стенок, по формуле
дгг ____'Ы-'1'3гкот1
SLf/Fo6i *
(4.27)
В формулах (4.25) и (4.27) через Li обо-
значена длина участка трубы с постоянной
площадью поперечного сечения оболочки Ро&.
В неразрезных гибких трубопроводах тем-
пературные силы и силы, вызванные попереч-
ной деформацией сечения трубы, существенно
меньше, чем определяемые формулами
(4.24) —(4.27) для жестко-закрепленного тру-
бопровода, так как наличие свободных колен
делает гибко закрепленный трубопровод в оп-
ределенных пределах подвижным в осевом
направлении. В общем случае при расчете не-
разрезных участков такого рода (арочные пе-
реходы, коллекторы и т. п.) осевые силы, рав-
но как и изгибающие моменты, перерезываю-
щие силы и реакции в опорах, находят путем
раскрытия статической неопределимости ме-
тодами строительной механики. Расчетная
схема и методика в каждом конкретном слу-
чае выбираются в зависимости от конструкции
рассматриваемого участка, при этом учиты-
вается пониженная жесткость колен (см.
гл. 5).
При гибкой схеме неразрезного трубопро-
вода приходится учитывать действие на обо-
лочку сил Лв и Лц в коленах, тогда как
в жестко проложенных и в разрезных трубо-
проводах эти силы целиком воспринимаются
анкерными опорами. Это уменьшает преиму-
щества гибкой прокладки, связанные с неко-
торой подвижностью трубы.
Сводка сил, действующих на свободно ле-
жащий трубопровод, дана в табл. 4.2. Пере-
численные в табл. 4.2 осевые силы представ-
ляют собой общий перечень сил, которые мо-
гут возникнуть при эксплуатации свободно'
лежащего трубопровода. В каждом отдельном
случае оболочка трубопровода и его опоры
могут испытывать воздействие лишь некото-
рых из этих сил. Это действие определено-
конкретными условиями и конструктивными'
особенностями данного трубопровода.
 Так, силы Лс и Лу имеют-место только при’
разрезной конструкции трубопровода, а силы
Av при малых скоростях движения воды по
трубам настолько малы, что их обычно можно
не учитывать. Точно так же при разрезной:
конструкции трубопровода не учитываются
силы Л^ и At, вызываемые поперечной дефор-
мацией сечения оболочки и изменением тем-
пературы окружающей среды, так как их сум-
ма не может быть больше суммы сил трения:
Лс и Л/. Поэтому для участка и каждого рас-
четного сечения оболочки трубопровода необ-
ходимо выделять те осевые силы, появление-
которых возможно в данных конкретных усло-
виях. Определенные таким образом осевые
силы суммируются с учетом их знака и одно-
временности действия. При этом считается,,
что равнодействующая этих сил приложена
центрально относительно площади поперечно-
го сечения трубы.
Так как силы трения Лс и Л/ и сила Лъ.
возникающая в неразрезном трубопроводе при-
изменении температуры, могут иметь различ-
ное направление при охлаждении или нагре-
вании трубы, то при сложении всех осевых
сил необходимо учитывать оба знака (<+» и.
«—») у этих сил, т. е. рассматривать каждый,
раз два случая: повышение и понижение тем-
пературы трубопровода по отношению к на-
чальной.
При расчете неразрезных трубопроводов-
на температурные воздействия важным эле-
ментом проектирования является правильный
выбор расчетных температур теплого и хо-
лодного времени года для определения рас-
четного температурного перепада At.
Когда трубопровод заполнен водой, темпе-
ратура его оболочки практически равна тем-
66

Силы, действующие на трубопровод и его опоры
Таблица 4.2
Направление сипы относительно осн трубопровода	Наименование воздействия	Обозначе- ние	Знаки воздействия				Считываются при расчете трубопровода			
			Верхний участок		Нижний участок		разрезного		перазрезиого	
			Повы- шение	Пони- жение	Повы- шение	Пони- жение	Обопочка	Анкерная опора	Оболочка	Анкерная опора
			температуры							
Осевое	Составляющая веса ме- таллической конструкции трубопровода	А	4~	4-	4"	4-	♦	♦	*	♦
	Внутреннее давление во- ды на закрытый затвор или заглушку		»	+	±	±	*	♦		*
	Внутреннее давление воды на повороте трубы	\	+	+	—	—		*	♦ гибк.	♦
	Внутреннее давление воды при изменении диа- метра трубопровода	Ad	-4~		±	~г	*	*	*	*
	Внутреннее давление воды на торец сальнико- вого компенсатора	А	4-	4-	—	—	♦	♦		
	Трение воды о стенки трубопровода	Ар	+	+	+	4-	♦	♦	*	♦
	Трение в сальниковых компенсаторах при изме- нении температуры	Ас	4-	—	—	+	♦	*		
	Трение трубы по про- межуточным опорам при изменении температуры	Af	+	—	—	4-	*	*	гибк.	♦
	Составляющая центро- бежной силы еоды, выз- ванной поворотом оси тру- бопровода	At	4-	+	—	—		♦	♦	♦
	Сила, вызванная попе- речной деформацией	А	—	—	+	4-			*	*
	Сила, вызванная изме- нением температуры	At	+	—	—	4"			*	♦
Нормальное	Составляющая веса ме- таллической конструкции трубопровода	*7тр	+	4-	+	4-	♦	*	*	*
	Составляющая веса во- ды	<7в	+	+	4-	4-	*	*	♦	♦
Вертикальное	Вес фундамента про- межуточной опоры	Сф	4-	4-	+	4- .	Промежуточная опора			
	Вес анкерной опоры	Анк	+	+	4-	4-		*		*
Примечания: 1.3а положительное Исправление принято: для нормальных и вертикальных сип—сверху вниз; дня осевых сил—от верх-
него участка к нижнему. При обратном уклоне ; частка сила А % меняет знак на минус.
2. Сила Ае определяется для верхнего участка трубопровода по диаметру и напору в начале поворота, для нижнего [участка—по диаметру
и напору в конце поворота. При малых диаметрах Ае вычисляется по диаметру и напору в центре колена.
3. При обычных скоростях сила Av не учитывается.
4. Распределение силы А для неразрезного трубопровода между верхней и нижней анкерными опорами зависит ьгот расположения замыкаю-
щего стыка относительно анкерных опор. Распределение сил Ад (и А^ [для неразрезного трубопровода -подлежит специальному обоснованию в
зависимости от расчетной схемы.
5*
67

пературе воды, поэтому в расчете трубопрово-
вода используются экстремальные возможные
значения температуры воды /мин и /маке
Когда трубопровод опорожнен, его оболоч-
ка приобретает температуру окружающего
воздуха, расчетные значения которой для те-
плого и холодного сезонов /т и /х определя-
ются по СНиП II-A.6-72 [53] с учетом указа-
ний СНиП II-6-74 [56]. Начальная темпера-
тура — температура замыкания конструк-
ции — может быть подсчитана согласно ука-
заниям СНиП II-6-74:
для теплого времени года
/to=O,8/vii+O,2/i.	(4.28)
для холодного времени года
/хо=0,2/уп+0Ж	(4.29)
Здесь fvn и ti — многолетние среднемесяч-
ные температуры июля и января по СНиП
II-A.6-72. Расчетный температурный перепад
с учетом влияния суточных колебаний и сол-
нечной радиации для опорожненного трубо-
провода составит:
при нагревании
Д/т=/т—/хо4~20°С;	(4.30)
при охлаждении
А/х=/х—/т0.	(4.31)
Если при проектировании заранее известен
график строительства и определен ожидаемый
период замыкания конструкции, то в формулы
(4.30), (4.31) в качестве /х0 и /то подставляют
наименьшую и наибольшую температуры, воз-
можные в период замыкания в районе строи-
тельства.
Таким образом, в расчетах трубопровода
для случаев его опорожнения или заполнения
водой используются различные температур-
ные перепады. Это положение относится
к трубопроводам всех типов.
При проверке опорожненного трубопрово-
да на устойчивость под действием наружного
давления рассматривается нагревание трубо-
провода на А/т, °C, вызывающее продольные
сжимающие усилия в его оболочке.
Следует обратить внимание на то, что минимальная
расчетная температура холодного сезона tT, по которой
определяют температурные воздействия, — это совсем
не та расчетная температура, которая используется для
выбора материала (гл. 3). Выбор марки стали для тру-
бопровода производят по расчетной температуре, ва
которую принимают: при возведении трубопровода
в районах с расчетной температурой наружного возду-
ха не ниже минус 40 °C — минимальную температуру
. его эксплуатации; при возведении трубопровода в рай-
онах с расчетной температурой наружного воздуха ни-
•же минус 40 °C — минимальную температуру наружно-
го воздуха данного района.
68
4.2.3.	ПРОЧИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ТРУБОПРОВОД
1.	Ветровые нагрузки. Согласно
СНиП II-6-74 ветровая нагрузка на здания и
сооружения в общем случае должна опреде-
ляться как сумма статической и динамической
составляющих, при этом динамическую со-
ставляющую, вызываемую пульсациями ско-
ростного напора, следует учитывать при рас-
чете высоких сооружений с периодом собст-
венных колебаний более 0,25 с (например,
уравнительных резервуаров). В остальных
случаях достаточно ограничиться учетом ста-
тической составлящей нагрузки, нормативное
значение которой на 1 м длины трубопровода
определяется по формуле
q^—q^ckD,	(4.32)
где qQ— скоростной напор ветра на высоте
10 м над поверхностью земли, принимаемый
по табл. 4.3 в зависимости от района строи-
тельства трубопровода; с— аэродинамический
Таблица 4.3
Скоростные напоры ветра на высоте Юм над
поверхностью земли
Ветровые районы СССР по СНиП 11-6-74	I	п	in	IV	V	VI	VII
Скоростной напор, Па	270	350	450	550	700	850	1000
Примечание. При проектировании трубопроводов в горных и
малоизученных районах скоростной напор определяется на основании ме-
стных метеорологических данных по формуле 4о~»3вет/16. где «ве —
максимальная скорость ветра на высоте 10 м над поверхностью земли,
наблюдавшаяся 1 раз в 5 лет (при двухминутном интервале осреднения),
коэффициент, принимаемый по графику рис.
4.6 в зависимости от критерия Рейнольдса
Re=^(vBeT7)/132) -107; ивет—скорость ветра, м/с;
D — диаметр трубопровода, м; k — поправоч-
с

Таблица 4.5
Рис. 4.7. Эпюра распределения ветрового давления по
цилиндрической поверхности.
ный коэффициент на возрастание скоростного
напора по высоте, принимаемый по табл. 4.4
(используется для трубопроводов, уложенных
на мосту, эстакаде; для арочных переходов;
для уравнительных резервуаров).
Для трубопроводов и уравнительных ре-
зервуаров большого диаметра с относительно
тонкой оболочкой может иметь значение учет
распределения ветрового давления по поверх-
ности оболочки. В этом случае можно вос-
пользоваться расчетной эпюрой давления по
рис. 4.7, ординаты эпюры определяются по
формуле
рвет=7оС1^,	(4.33)
значения указаны на рис. 4.7.
Для трубопроводов, проложенных на от-
крытой местности, высота которых не превы-
шает 5 м над поверхностью земли, скоростной
напор, полученный по табл. 4.3, разрешается
снижать на 25%.
Следует учитывать, что значения аэродинамиче-
ских коэффициентов с, установленные в СНиП и при-
веденные на рис. 4.6, получены для цилиндрических и
конических (с малой конусностью) сооружений с вер-
тикальной осью и для трубчатых элементов конструк-
ций, расположенных сравнительно далеко от границы
воздушного потока. Поэтому указанные коэффициенты,
строго говоря, применимы лишь для расчета уравни-
тельных резервуаров, а также для трубопроводов мо-
стовых и арочных переходов, располагающихся высоко
над поверхностью земли. Для обычных трубопроводов
наличие относительно узкой щели между нижней обра-
зующей трубы и грунтом -неизбежно несколько иска-
жает характер распределения аэродинамических нагру-
зок; поэтому использование нормативных значений с
Таблица 4.4
Поправочные коэффициенты на возрастание
скоростного напора ветра с высотой
Тип местности	Высота над поверхностью земли, м				
	10	20	40	60	100
Степи, лесостепи, пу- стыни, открытые побе- режья морей, озер	1	1,25	1,55	1,75	2,1
Лесные массивы, горо- да	0,65	0,9	1,2	1,45	1,8
Снеговая нагрузка
Снеговые районы СССР по СНиП II-6-74	I	П	III	IV	V	VI
Распределенная поверхност- ная снеговая нагрузка, кПа	0,5	0,7	1,0	1,5	2,0	2,5
Примечание. Для горняк и малоизученных районов вес сне-
гового покрова устанавливается по данным местных наблюдений гидро-
метеослужбы.
в этих случаях связано с определенной количественной
погрешностью. Однако эта погрешность может быть
допущена, поскольку для свободно лежащих трубопро-
водов, проложенных по дневной поверхности, ветровые
воздействия играют второстепенную роль.
2.	Снеговые нагрузки. Снеговые на-
грузки, подобно ветровым, определяются по
СНиП II-6-74 и прежде всего имеют значение
для уравнительных резервуаров;, для трубо-
провода их учитывают только в случае специ-
ального указания об этом в задании на проек-
тирование.
Нормативная снеговая нагрузка на 1 м2
площади горизонтальной проекции покрытия
подсчитывается по формуле
Рс=М,	(4.34)
где ро — вес снегового покрова на 1 м2 гори-
зонтальной поверхности земли, принимаемый
по табл. 4.5 в зависимости от района строи-
тельства; k—коэффициент, зависящий от фор-
мы поверхности покрытия.
Для трубопроводов, проложенных горизон-
тально или с малым уклоном, £=0,4; при этом
считается, что снеговая нагрузка действует по
полосе шириной 0,77 D (D— диаметр трубо-
провода) .
Снеговая нагрузка на покрытие вводится
в расчет конструкции с коэффициентом пере-
грузки п=1,4-г—1,6 по СНиП II-6-74 в зависи-
мости от отношения собственного веса покры-
тия к весу снегового покрова. В предвари-
тельных расчетах можно принимать л=1,5.
3.	Сейсмические воздействия.
Проектирование гидротехнических сооруже-
ний, в частности напорных трубопроводов, в
условиях сейсмических воздействий регламен-
тируется разделом 5 гла-вы СНиП II-A.il2-69*
[57].
В общем случае при землетрясений на-
порный трубопровод испытывает следующие
воздействия: дополнительное (гидродинамиче-
ское) внутреннее давление воды; инерцион-
ные нагрузки от массы трубопровода и за-
полняющей его воды; сейсмическое давление
грунта, .вызванное прохождением сейсмиче-
ских волн; сейсмические деформации грунта.
Дополнительный сейсмический напор воды
в свободно лежащем, заделанном или засы-
69

данном трубопроводе определяется по фор-
муле
=	(4.35)
где Дс — коэффициент сейсмичности, прини-
маемый в пределах 0,025—0,1 в зависимости
от расчетной сейсмичности площадки строи-
тельства, которая устанавливается по СНиП
И-А.12-69* на основе карт сейсмического
районирования и с учетом геологических ус-
ловий (для сооружений I класса расчетная
сейсмичность увеличивается на 1 балл по
сравнению с сейсмичностью местности); То —
расчетный период сейсмических колебаний
грунта, принимаемый равным 0,5 с; vG —ско-
рость распространения продольных волн
в воде, равная 1300 м/с.
Практика проектирования трубопроводов
гидроэлектрических станций, сооружаемых
в сейсмических районах, показывает, что для
вьгсоконапорных трубопроводов сейсмическое
повышение напора Нс не имеет существен-
ного значения, так как оно относительно не-
велико и некоторое повышение расчетного
напора компенсируется повышением расчет-
ного сопротивления стали при особых соче-
таниях нагрузок. Для низконапорных трубо-
проводов, например для деривационных уча-
стков, Нс может существенно повысить рас-
четный напор и поэтому случай расчета на
внутреннее давление .в особых сочетаниях мо-
жет оказаться определяющим при проекти-
ровании трубопровода.
Инерционные силы от массы трубопрово-
да и заполняющей его воды учитывают толь-
ко для свободно лежащих трубопроводов.
Рассматривают действие этих сил в двух
плоскостях, проходящих через ось' трубы:
в вертикальной и в перпендикулярной к ней.
Кроме того, учитывают возможное действие
инерционной силы вдоль оси трубопровода.
Согласно СНиП II-A.12-69 * угол отклонения
вектора инерционного сейсмического воздей-
ствия от горизонтали принимается не бо-
лее 30°.
Инерционные силы вызывают деформацию
самой трубы и передаются в виде сосредото-
ченных реакций на опоры. Во всех случаях
инерционная сейсмическая сила, действую-
щая на анкерную опору, определяется по
формуле
S=KCG,	(4.36)
где G — равнодействующая вертикальных на-
грузок при статическом расчете.
Интенсивность распределенной инерцион-
ной нагрузки на 1 м длины трубы
5==(^тр4_§‘в)Кс.	(4.37)
Рис. 4.8. к сейсмическому
трубопровода.
расчету свободно лежащего
Нормальная к оси трубы составляющая
инерционной нагрузки вызывает дополнитель-
ный изгиб трубопровода как .неразрезной бал-
ки, суммирующийся с изгибом от собствен-
ного веса трубы с водой. Периоды свободных
колебаний основного тона в вертикальной
плоскости для реальных стальных трубопро-
водов большого диаметра измеряются деся-
тыми долями секунды, поэтому нужно счи-
таться с динамическим эффектом сейсмиче-
ского воздействия, который может быть учтен
[33] трапецеидальной эпюрой сейсмического
коэффициента (рис. 4.8). При расчете трубо-
проводов (и их опор), проложенных по кру-
тому горному склону, для учета возможного
увеличения интенсивности землетрясения
вследствие крутизны склона при большой его
высоте рекомендуется дополнительно удваи-
вать значение Ас [33].
При учете инерционных сейсмических на-
грузок в поперечном направлении .следует
иметь в виду, что конструкции обычно приме-
няемых для разрезных трубопроводов катко-
вых опорных устройств не .всегда обеспечи-
вают восприятие сколько-нибудь значитель-
ных боковых сил. В этом случае с некоторым
запасом можно рассматривать работу трубо-
провода под действующей в поперечном на-
правлении равномерно распределенной на-
грузкой как однопролетной балки; длину
пролета принимать равной расстоянию между
анкерными опорами и” учитывать, с одной
стороны, заделку, а с другой (у компенсато-
ра) — шарнир. Для крупных трубопроводов
с большими расстояниями между анкерными
опорами такая схема расчета может давать
весьма значительные напряжения от изгиба
трубы в меридиональной плоскости, проходя-
щей через горизонтальный диаметр. Собст-
венная частота колебаний основного тона для
этого, случая получается, естественно, очень
низкой, поэтому динамический эффект можно
не принимать .во внимание.
Инерционные сейсмические силы, действу-
ющие на уравнительные резервуары, опреде-
70

ляют согласно СНиП П-А. 12-69 * как для вы-
соких сооружений башенного типа с учетом
коэффициента динамичности, полученного на
основе рассмотрения нескольких форм коле-
баний (как правило, не более трех).
Засыпанные трубопроводы также испыты-
вают инерционное сейсмическое давление от
грунта засыпки, а заделанные в породе — от
массы породного свода обрушения. Послед-
няя нагрузка, однако, не .передается на сталь-
ной трубопровод, а должна быть воспринята
бетонной (железобетонной) обделкой тунне-
-ля. Равным образом воспринимается обдел-
кой сейсмическое горное давление, вызванное
изменением напряженного состояния горного
массива при прохождении ,в нем сейсмиче-
ских волн.
Следует иметь в виду, что инерционные
.сейсмические нагрузки и неинерционные
(сейсмическое горное давление, гидродинами-
ческое давление воды) не совпадают по вре-
мени действия, поэтому их нужно вводить
в особые сочетания нагрузок раздельно. При
расчете с учетом сейсмических воздействий
рекомендуется вводить коэффициент сочета-
ний пс=0,5 для снеговых нагрузок. При этом
ветровые нагрузки и температурные клима-
тические воздействия не учитываются.
Просадки и боковые смещения грунтов,
подверженных виброуплотнению при земле-
трясении, могут оказаться наиболее опасны-
ми для прочности трубопровода. Особенно
сильно они могут проявляться на участках
грунтов с различными виброкомпрессионны-
ми свойствами, в местах резкого изменения
профиля трассы (т. е. как раз там, где обыч-
но располагают анкерные опоры), у примы-
каний к сооружениям (к уравнительному ре-
зервуару, водоприёмнику, зданию ГЭС). При
строительстве в районах с сейсмичностью 8—
9 баллов рекомендуется использовать исклю-
чительно Стальные трубопроводы, так как
они споао1бны наилучшнм образом сопротив-
ляйся сейсмическим деформациям грунта, осо-
бенно при изготовлении из мягкой углероди-
стой стали. По конструкции предпочтитель-
ным является разрезной трубопровод, а из не-
разрезных — проложенный по гибкой схеме.
Пригрузка грунта с глубиной увеличива-
ется и его сейсмические деформации резко
уменьшаются, поэтому надежность засыпан-
ных и заделанных трубопроводов повышается
с увеличением их заглубления под дневную
поверхность.
У свободно лежащих разрезных трубопро-
водов продольные относительные смещения
анкерных опор (воспринимаются температур-
ными компенсаторами. Для восприятия оса-
док, нормальных к оси трубопровода, и пово-
ротов рекомендуется устройство осадочных
или температурно-осадочных компенсаторов
по аналогии с прокладкой трубопровода на
слабых грунтах (рис. 4.9). Рекомендуется
также делать анкерные опоры в сейсмиче-
ских районах более массивными и выполнять
местное армирование их торцов вокруг тру-
бы во избежание выворачивания кладки.
При отсутствии осадочных (температурно-
осадочных) компенсаторов влияние ожидае-
мых неравномерных сейсмических осадок опор
на напряженно-деформированное состояние
стальной конструкции трубопровода может
быть оценено расчетом, приведенным ниже.
4.	Нагрузки, вызываемые н е р а в-
Рис. 4.9. Схемы участков
разрезного трубопровода,
прокладываемого на осадоч-
ных грунтах.
а — в случае вертикальных оса-
док верхней и нижней анкерных
опор; б — при осадке верхней
анкерной опоры; в — при осадке
нижней анкерной опоры; ТОК.—
температурно-осадочный компен-
сатор: П — подвижный шарнир;
Н— неподвижный шарнир; ОК —
осадочный компенсатор; ТК —
температурный компенсатор.
71

Рис. 4.10. К расчету1 трубопровода на неравномерную
осадку опор.
промежуточные опоры. При просадке одной
опоры нагрузка на нее при сделанных выше
допущениях уменьшается на
&Qn — 2 (^»
а нагрузка на смежные опоры возрастает на
AQ„+, = ^~.2^-
номерной осадкой опор. Неравномер-
ная осадка опор свободно лежащего трубо-
провода, связанная с неблагоприятными гео-
логическими условиями трассы или с сейсми-
ческими явлениями, вызывает дополнитель-
ные осевые напряжения от изгиба трубопро-
вода как неразрезной балки (рис. 4.10).
Изгибающие моменты, возникающие
в опорных сечениях трубопровода при осад-
ке одной из опор, определяются из расчета
неразрезной балки с помощью уравнений
трех моментов, которые в случае постоянного
поперечного сечения трубы .имеют вид:
4~2Л4л_1 (Ln _, -j- Ln)
+ М„£„ = + 6^-;
М„ -А + 2< А + Л„+1) + М„+А+1 =
= -6£/д/'-1_+1_У
\	^n+1 J
MnLn+1 2Л4л+1 (L„+2Ьл+1) 4“
+ M„+A+! = + 6f^-.
Ai+t
(4.38)
Обычно в одном анкерном пролете проме-
жуточные опоры устанавливаются с постоян-
ным шагом. Кроме того, нередко при расчете
трубопроводов на возможную осадку одной
из опор .в целях упрощения решения считают,
что (влияние осадки не распространяется даль-
ше, чем до опоры, смежной с просевшей. При
этом допущении, полагая, что Мп-2=Мп+2=0,
и учитывая, что	можно упростить
уравнения:
4М„+. + М„ = ^Р; 1
Мп+1 + 2Мп = -^. |
Решая эту систему уравнений, получаем:
М =______— EJ
18 Д
—Е1~г-
М.
При неравномерной осадке опор необхо-
димо также учитывать изменение нагрузок на
72
Можно показать, что сделанное допущение
о влиянии осадки одной опоры только в пре-
делах четырех пролетов не идет в запас на-
дежности расчета и несколько преуменьшает
изгибающие моменты, действующие на трубу.
Рассматривая шесть пролетов равной дли-
ны и учитывая, что Mn_3=Mn+3=0t Мп-2—
=Мп+2=^0 и Мп-^ЛТл-н^О, получаем урав-
нения трех моментов .в следующем виде:
4М„+! + Л1„+1 = 0;
Л1„+!+4Ж„+1+Ж„ = 6^;	,
L	(4AQ)
M„+, + 2M„ = -6^-. I
Из уравнений (4.40) получаем значения
моментов:
Мл+1 = -^-^;	(4.41)
М
п 13 L2 • J
Как видно из уравнений (4.41),
^0,15Afn, т. е. следует считаться, с влиянием
осадки опоры на изгибающий момент над
опорой, расположенной через одну от про-
севшей. Это значит, что при смещении п-й
опоры на А относительно линии, соединяющей
две смежные с ней опоры, напряженное со-
стояние трубопровода будет зависеть также
от положения опор в следующих пролетах
(рис. 4.11, случаи 1, 2, 3).
Наиболее неблагоприятным с точки зре-
ния изгиба трубопровода будет случай, когда
опоры просядут через одну (все четные или
все нечетные) и упругая линия трубопровода.
(4.39)
Рис. 4.11. Возможные случаи деформации упругой ли-
нии трубопровода вследствие неравномерных осадок,
опор.

образует волну с длиной 2L (рис. 4.11, слу-
чай 3).
При эксплуатации трудно установить фак-
тическую форму упругой линии трубы и со-
ответствующие ей изгибающие моменты, обыч-
но контролируется только смещение каждой
опоры относительно линии, соединяющей две
соседние. Поэтому при проектировании тру-
бопровода, прокладываемого на просадочных
грунтах с ожидаемой относительной просад-
кой А, должен быть учтен самый опасный
случай 3. Максимальный изгибающий момент
в опорном сечении составит:
Ммакс = Л4„ + 2Л1„+г = 1,ЗМ„ = 5,7^-, (4.42)
т. е. изгибающий момент на 30% выше, чем
от просадки только одной опоры.
5.	Д,авление грунтовых вод. На-
ружное фильтрационное давление грунтовых
вод на оболочку трубопровода представляет
собой радиальную нагрузку, равномерно рас-
пределенную по окружности трубы. Эта на-
грузка учитывается при расчете трубопрово-
дов, засыпанных и заделанных в подземных
выработках. Фильтрационное давление, соот-
ветствующее нормальной работе дренажных
устройств (при их наличии) и частичному за-
сорению дренажа, определяется по проект-
ным данным.
6.	Наружное атмосферное дав-
ление. Нагрузка на трубопровод от дейст-
вия наружного атмосферного давления появ-
ляется при разрежении внутри трубопровода.
Эта нагрузка представляет собой равномерно
распределенное по окружности трубы давле-
ние. Оно учитывается при расчете трубопро-
водов всех типов.
Вакуум в трубопроводе может возникнуть
в процессе регулирования и при опорожнении
в случае неисправности воздухоподводящих
устройств. Вакуум для этих случаев опреде-
ляется по проектным данным.
Следует помнить, что во всех случаях рас-
четная нагрузка от наружного атмосферного
давления при разрежении внутри трубопро-
вода (с учетом коэффициента перегрузки) не
может превышать 0,1 МПа.
7.	Нагрузки и воздействия в пе-
риод строительства и монтажа.
Нагрузки строительно-монтажного периода
определяются в зависимости от конструкции
трубопровода, его геометрии и способа мон-
тажа. Сюда относятся нагрузки от собствен-
ного веса 'звеньев трубопровода, механизмов
и вспомогательных приспособлений с учетом
динамического эффекта при транспортировке
и монтаже, давление свежеуложенного бето-
на, давление раствора при заполнителыгой
цементации и др.
8.	Испытательные нагрузки. Эти-
нагрузки возникают при испытании отдель-
ных звеньев или всего трубопровода повы-
шенным внутренним давлением (гл. 11). Ус-
ловия гидравлических испытаний и пробное
давление указывают в технических условиях
на изготовление трубопровода или в про-
грамме предпусковых испытаний. При гид-
равлических испытаниях на трубопровод
в общем случае действуют кроме внутренне-
го давления осевые и нормальные силы, опре-
деляемые по приведенным выше формулам.
9.	Частичное заполнение трубо-
провода водой. Усилия, возникающие'
в конструкции трубопровода при частичном
заполнении его водой, рассматриваются,
в гл. 5.
4.2.4.	ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ЗАСЫПАННЫЙ ТРУБОПРОВОД
При проектировании засыпанных трубо-
проводов в отличие от свободно лежащих
собственный вес труб не учитывается, а по-
вышение внутреннего давления воды при
гидравлическом ударе и разрежение в трубо-
проводе учитываются только при расчете на
особые сочетания нагрузок. Специфической
нагрузкой для засыпанных трубопроводов яв-
ляется активное давление грунта засыпки..
Эта нагрузка зависит ют множества факто-
ров— размеров траншеи, глубины заложении.
Чв.Н
» Днебная
‘поверхность-
*грунт а
Л? /I
Эпюра
г
[ШШПЕЙШЕШЕЭ
Эпюра
Эпюра
Рис. 4.12. К определению нагрузок на засыпанный тру-
бопровод.
73-


Таблица 4.6
труб, характеристик грунта и способа его
укладки. Активное давление грунта на стен-
ки трубы разделяется на вертикальное и го-
ризонтальное.
Вертикальное давление грунта определя-
ется весом слоя h грунта над верхней обра-
зующей трубы, а также весом объемов грун-
та, заключенных по высоте между плоско-
стью, проходящей через верхнюю образую-
щую трубы, и оболочкой, а по горизонтали —
между двумя вертикальными плоскостями,
касательными к обол очке (рис. 4.12).
Однако по мере увеличения заглубления
трубы рост вертикального давления на нее
замедляется, стремясь к определенному пре-
делу. Экспериментами установлено, что при
грунтах средней плотности этот предел со-
»ставляет около 30 кН на 1 м2 горизонтальной
проекции трубы и достигается при глубине
заложения около 5 м. Поэтому равномерно
распределенную нагрузку q и нагрузки q' от
веса грунта, заполняющего верхние боковые
пазухи на рис. 4.12, приводят при проектиро-
вании трубопровода к эквивалентной равно-
мерно распределенной вертикальной нагруз-
ке, которая согласно СТП 34-02-73 опреде-
ляется с учетом неравномерного оседания
слоев грунта над трубой и в пазухах по фор-
муле
ру—-^зкКуп,	(4.43)
где уз — расчетный удельный вес грунта за-
сыпки; Куп — коэффициент вертикального
.давления, зависящий от h/D, числа п труб
в траншее и угла внутреннего трения фо
грунта.
Боковое давление грунта засыпки на пре-
граду обычно изображается трапецеидальной
эпюрой, ординаты которой для схемы
рис. 4.12 могут быть определены по извест-
ной формуле
<7, = ЪЛ tgs (45°—	]
'	1	} (4.44)
<7г=Тз(/> + О)1ё!(45°-^-). J
Однако в реальных условиях укладки
труб в относительно узкую траншею и уплот-
нения грунта засыпки боковое давление за-
висит также от количества труб в траншее
и их заглубления.. Трапецеидальная эпюра
бокового давления представляет собой сум-
му прямоугольной и обратносимметричной
эпюр. По СТП 34-02-73 интенсивность равно-
мерно распределенного бокового давления —
юрдината прямоугольной эпюры
рх=уз (/i 4-0,52)) Кхп,	(4.45)
тде Кхп — коэффициент бокового давления,
зависящий от .4/2), п и фо. Обратносимметрич-
Расчетные характеристики грунтов с
ненарушенной с?руктурой
Грунт	Удельный вес скелета 1ск, кН/м’	Удельный вес грунта Т3, кН/м»	Модупь дефор- мации Ео, МПа	Коэффициент Пуассона р-о	Угол внутрен- него трения <ро» град
Суглинки	27,1	17	12,0	0,37	24
Супеси	.26,8	17	13,0	0,31	27,
Песок пылеватый	26,6	16	17,0	0»29	34
Песок мелкий	26,6	16	22,0	0,29	36
Пески средней круп-	26,6	16,5	36,0	0,29	38—40
ности, крупные и					
гравелистые					
Примечание. Дта грунтов засыпки с нарушенной структурой
при засыпке труб сухим способом с упчотнением значения Еа снижа-
ются в 2 раза, а Т3 уменьшаете! на 0,5 кН/м4.
ной эпюрой бокового давления Арх в боль-
шинстве случаев можно пренебречь, за ис-
ключением укладки труб в насыпи. Значения
Куп и Кхп приведены в СТП 34-02-73.
Нагрузку от подвижного наземного транс-
порта учитывают при расчете на основные
сочетания нагрузок в виде равномерно рас-
пределенного по проекции горизонтального
диаметра трубы вертикального давления Ару,
приложенного к верхней половине трубы.
Если на поверхности земли над трассой
засыпанного трубопровода возможно разме-
щение временной нагрузки 7В.Н в виде ка-
ких-либо грузов (случайные навалы грунта,
строительных материалов, мусора и т. д.), то
влияние этой нагрузки при расчете трубопро-
вода в особых сочетаниях учитывают путем
увеличения высоты засыпки h в формулах
(4.43), (4.45) на hq=qSM/y3, но не менее
1,0 м.
Если интенсивность этой нагрузки не пре-
вышает соответствующей интенсивности Ару
давления на уровне шелыги трубы от назем-
ного транспорта, то #в.н можно в расчете не
учитывать.
Расчетный удельный вес грунта засыпки
с учетом влажности определяется по фор-
муле
. Тз = Тек(1~т)(1 + 4г).	<4'46)
где т—пористость грунта; уСк — удельный
вес скелета; W— весовая влажность грун-
та, Vo.-..._____.....	-	------
—"Физико-механические характеристики грун-
; тов следует определять путем лабораторных
| испытаний образцов, взятых с трассы труб.о-
। провода. Для предварительных расчетов мрло.
4 но пользоваться данными табл. 4.6.
и==,'~Отпор грунта пргГ~р а счете о'бблочки тру-
бопровода учитывается в виде коэффициен-
74

тон, снижающих расчетные значения изгиба-
ющего момента и нормальной силы, дейст-
вующих в свободно уложенном трубопро-
воде.
Закон распределения реакции грунта по
основанию трубопровода не имеет четкого
выражения и зависит от многих случайных
факторов.
1.	Когда в процессе производства работ
может быть обеспечена достаточная и рав-
номерная плотность грунта (или другого ви-
да материала засыпки) как в основании, так
и в нижних пазухах трубы, эпюра распреде-
ления реакции основания может быть приня-
та равномерно распределенной по всей ши-
рине горизонтальной проекции трубы (эпю-
ра а на рис. 4.12).
2.	При расчете трубы на действие той или
иной внешней нагрузки (собственный вес,
вес воды, вес засыпки и т. д.) с учетом бо-
кового отпора грунта, вызываемого попереч-
ной деформацией оболочки трубы, реакцию
•основания можно принимать в виде эпюры,
изменяющейся по закону параболы и распре-
деленной на всю ширину горизонтальной про-
екции трубы (эпюра б на рис. 4.12).
3.	При опирании трубы на основание ча-
стью полуокружности или при невозможности
обеспечения в процессе производства мон-
тажных р,а!бот достаточной и равномерной
плотности грунта в основании и в нижних
пазухах трубы реакцию основания следует
принимать в виде равномерно распределен-
ной эпюры давления на длине горизонталь-
ной хорды с углом охвата 2£=90° (эпюра в
на рис. 4Л2).
Ордината эпюры давления грунта в осно-
вании в каждом случае определяется из ус-
ловия равновесия активной нагрузки на тру-
бу и отпора грунта L
Вертикальная нагрузка от веса засыпки
учитывается при расчете трубопровода в ви-
де воздействия осевой и нормальной состав-
ляющих, определяемых аналогично воздейст-
виям от собственного веса конструкции и от
веса воды. Когда равнодействующая осевых
сил (включающая и осевую составляющую
от веса засыпки) превышает силу трения тру-
бопровода о грунт на протяжении всей дли-
ны прямолинейного участка между коленами,
обязательно устройство на трубопроводе ан-
керных креплений во избежание псд'вижки
-трубопровода в грунте. В противном случае
отпадает необходимость в анкеровке колен
засыпанного трубопровода.
* Более точные методы определения расчетных на-
трузок на трубопровод от давления засыпки можно
.найти в СТП 34-02-73, а также в [б].
При не заанкеренных в опоры коленах
допускаются некоторые перемещения их («иг-
ра») в грунте вместе с примыкающими к ним
на некоторой длине прямолинейными участ-
ками.
Подробный анализ границ распростране-
ния деформаций колен засыпанных трубопро-
водов дается в специальной литературе \
Суммарное значение осевой составляющей
от вертикальной нагрузки на трубопровод
Л3=А sin ср (^тр+^в+^з) •	(4.47)
Вместе с тем наличие вертикальной на-
грузки на трубопровод от засыпки его зем-
лей, равно как и наличие сил бокового дав-
ления, увеличивает силы трения трубопрово-
да об окружающую его среду, которые могут
достигнуть значения
4Tp=/Lcos ф (£тр4-£в+£з) ,	(4.48)
превышающего осевую составляющую А3.
Таким образом, условием проверки доста-
точности защемления трубопровода землей
против скольжения трубы может служить
уравнение
(sin ф—/cos ф) ^0.	(4.49)
При наличии конуса, колена или заглуш-
ки должны также учитываться силы Аа, Ар
или Ае и Лц.
При выполнении условия (4.49) трубопро-
вод может быть уложен по сплошной бетон-
ной или песчаной подготовке, устраиваемой
по дну траншеи, без анкерных опор.
В формулах (4.47)—(4.49) приняты обо-
значения: L — расчетная длина участка за-
сыпанного трубопровода; £Тр4-£в+£з— погон-
ные (на 1 м длины) вертикальные нагрузки
.на трубопровод соответственно от собствен-
ного веса, веса воды и веса засыпки.
4.3. ХАРАКТЕРНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ ПРИ
ПРОЕКТИРОВАНИИ ТРУБОПРОВОДОВ ГЭС
4.3.1.	РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ ДЛЯ СВОБОДНО ЛЕЖАЩЕГО
ТРУБОПРОВОДА
1.	Основные сочетания нагрузок и
во з де й ствий
I случай — трубопровод заполнен:
внутреннее давление воды, равное сумме
гидростатического давления при нормальном
подпорном уровне и наибольшего динамиче-
ского повышения напора вследствие гидрав-
лического удара в условиях нормальной экс-
плуатации станции;
1	См., например, работы: [11]; Клейн Г. К. Расчет
подземных трубопроводов. — М.: Стройиздат, 1969; Ви-
ноградов С. В. Расчет продольных перемещений под-
земного трубопровода. — Строительство трубопроводов,
1967, № 2, с. 17—22.
75

центробежные силы на закруглениях (цри
больших скоростях);
собственный вес конструкции трубопрово-
да и заключенной в нем воды;
температурные воздействия (для нераз-
резных участков);
ветровые и снеговые нагрузки, воздейст-
вия от неравномерной осадки опор (если они
оговорены в задании на .проектирование).
II	случай — трубопровод опорожнен:
наружное атмосферное давление при раз-
режении внутри трубопровода, возникающем
в условиях нормальной эксплуатации;
собственный вес конструкции трубопро-
вода;
ветровые и снеговые нагрузки, воздейст-
вия от неравномерной осадки оопр (если они
оговорены в задании на проектирование);
температурные воздействия (для нераз-
резных участков).
2.	Особые сочетания нагрузок и
воздействий
I случай (эксплуатационный) — трубопро-
вод заполнен:
внутреннее давление воды, равное сумме
гидростатического давления при форсирован-
ном подпорном уровне и наибольшего дина-
мического повышения напора вследствие гид-
равлического удара при нормальной работе
оборудования;
прочие нагрузки I случая основных соче-
таний.
II случай (эксплуатационный) —трубо-
провод заполнен:
внутреннее давление воды, равное сумме
гидростатического давления при НПУ и наи-
большего динамического повышения напора
вследствие гидравлического удара при нару-
шении нормальных условий эксплуатации
(при полном сбросе нагрузки, при отказе ре-
гулирующих устройств одной машины);
прочие нагрузки I случая основных соче-
таний.
III случай (эксплуатационный) —трубо-
провод опорожнен:
наружное атмосферное давление при раз-
режении внутри трубопровода, возникающем
при нарушении нормальной эксплуатации
(в процессе аварийного опорожнения при не-
исправности воздухоподводящих устройств,
при полном сбросе нагрузки) ;
прочие нагрузки II случая основных со-
четаний;
частичное заполнение трубопровода водой
(для пологих участков трубопроводов с боль-
шими диаметрами и тонкой оболочкой).
IV случай (эксплуатационный) — трубо-
провод заполнен:
внутреннее гидростатическое давление во-
ды при НПУ;
76
собственный вес конструкции трубопрово-
да и заключенной в нем воды;
снеговые нагрузки, воздействия от нерав-
номерной осадки опор ('если они оговорены
в задании на проектирование);
сейсмическое воздействие — дополнитель-
ное внутреннее давление воды.
V случай (эксплуатационный) — трубо-
провод заполнен:
сейсмическое воздействие — инерционные-
силы;
прочие нагрузки IV случая особых соче-
таний.
VI случай (строительный период):
собственный вес конструкции трубопро-
вода;
нагрузки от механизмов, подмостей и т. д.р
нагрузка от свежеулюженного бетона за-
крытой анкерной опоры.
VII случай (испытательный):
внутреннее гидростатическое давление во-
ды при испытаниях;
собственный вес трубопровода с заглуш-
ками и заключенной в нем воды;
температурные воздействия (для неразрез-
ных участков).
4.3.2.	РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ ДЛЯ ЗАСЫПАННОГО ТРУБОПРОВОДА
1.	Основные сочетания нагрузок и?
в оз д е йств и й
I случай — трубопровод заполнен:
внутреннее гидростатическое давление*
воды;
активное давление грунта;
температурные воздействия.
II случай — трубопровод опорожнен:
активное давление грунта;
температурные воздействия;
давление грунтовых вод;
нагрузка от подвижного транспорта на!
трассе трубопровода.
2.	Особые сочетания нагрузок и?
воздействий
I случай (эксплуатационный) —трубопро-
вод заполнен:
нагрузки и воздействия ! случая основных:
сочетаний;
динам ическо е	повыш ен и е	в ну тр енн его
давления воды при гидравлическом ударе.
II случай (эксплуатационный) — трубо-
провод заполнен:
нагрузки и воздействия I случая основ-
ных сочетаний;
сейсмические воздействия (а — инерцион-
ные, б—сейсмический напор).
III случай (эксплуатационный) — трубо-
провод опорожнен:
нагрузки и воздействия II случая основ-
ных сочетаний;

.наружное атмосферное давление при раз-
режении внутри трубопровода.
IV случай (эксплуатационный) — трубо-
провод опорожнен:
нагрузки и воздействия II случая основ-
ных сочетаний (кроме нагрузки от подвиж-
ного транспорта);
нагрузка от навала земли или строитель-
ных 'материалов на трассе трубопровода.
V случай (эксплуатационный):
нагрузки и воздействия II случая основ-
ных сочетаний;
частичное заполнение трубопровода во-
дой.
VI случай (испытательный, без засыпки):
внутреннее гидростатическое давление при
испытаниях;
температурные воздействия;
собственный вес трубопровода с заглуш-
ками и заключенной в нем воды.
VII случай (испытательный, без засыпки):
наружное атмосферное давление при раз-
режении в трубопроводе;
'частичное заполнение трубопровода во-
дой;
собственный вес трубопровода с заглушка-
ми и водой.
4.3.3.	РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ ДЛЯ ЗАДЕЛАННОГО ТРУБОПРОЗОДА
1.	Основные сочетания нагрузок и
воздействий
I случай — трубопровод заполнен:
внутреннее давление воды, равное сумме
гидростатического давления при нормальном
подпорном уровне и наибольшего динамиче-
ского повышения напора вследствие гидрав-
лического удара в условиях нормальной экс-
плуатации;
температурные воздействия.
II случай — трубопровод опорожнен:
фильтрационное давление воды в затруб-
ном пространстве при нормальной работе
дренажных устройств;
температурные воздействия;
наружное атмосферное давление при раз-
режении внутри трубопровода, возникающем
в условиях нормальной эксплуатации.
2.	Особые сочетания нагрузок и
воздействий
I случай (‘эксплуатационный) —трубо-
провод заполнен:
внутреннее давление воды, равное сумме
гидростатического давления при нормальном
подпорном уровне и наибольшего динамиче-
ского повышения давления вследствие гид-
равлического удара при нарушении нормаль-
ной эксплуатации (при полном сбросе на-
грузки, при отказе регулирующих устройств
одной машины);
температурные воздействия;
.воздействия, связанные с усадкой бетона
и с пластическими деформациями горной по-
роды и бетона;
II случай (эксплуатационный)—трубо-
провод заполнен:
нагрузки и воздействия I случая основных
сочетаний;
воздействия, связанные с усадкой бетона
и с пластическими деформациями горной по-
роды и бетона;
сейсмическое воздействие — дополнитель-
ное внутреннее давление воды.
III случай (эксплуатационный) —трубо-
провод опорожнен:
фильтрационное давление .воды в затруб-
ном пространстве при неисправности дренаж-
ных устройств;
температурные .воздействия;
наружное атмосферное давление при раз-
режении внутри трубопровода, возникающем
в условиях нормальной эксплуатации;
.воздействия, связанные с усадкой бетона
и с пластическими деформациями горной по-
роды и бетона.
IV	случай (эксплуатационный) —трубо-
провод опорожнен:
фильтрационное давление воды в затруб-
ном пространстве при исправной работе дре-
нажных устройств;
температурные воздействия;
наружное атмосферное давление при раз-
режении внутри трубопровода, возникающем
при нарушении нормальной эксплуатации
(в процессе аварийного опорожнения, при
неисправности воздухоподводящих устройств,
при полном Сбросе нагрузки);
воздействия, связанные с усадкой бетона
и с пластическими деформациями горной по-
роды и бетона;
V	случай (строительный период):
собственный вес оболочки; :
нагрузки от механизмов, подмостей и т. д.;
нагрузка от свежеуложенного бетона;
температурные воздействия.
VI	случай (строительный период):
давление раствора при заполнительной це-
ментации затрубного пространства;
температурные воздействия.

ГЛ АВА ПЯТАЯ
РАСЧЕТ ОБОЛОЧКИ И КОЛЕЦ ЖЕСТКОСТИ НА ДЕЙСТВИЕ
ВНУТРЕННЕГО ДАВЛЕНИЯ
5.1.	ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В соответствии с действующими СНиП
расчеты строительных конструкций, в том
числе и стальных конструкций напорных тру-
бопроводов гидроэлектрических и насосных
станций, выполняются по методу расчетных
предельных состояний. Согласно, этому мето-
ду для каждого рассчитываемого элемента
конструкции рассматривается одно или не-
сколько предельных состояний, при достиже-
нии которых конструкция перестает удовле-
творять эксплуатационным требованиям.
Расчет стальных конструкций по методу
предельных состояний сводится к рассмотре-
нию двух групп предельных состояний: пер-
вой— по потере несущей способности или не-
пригодности к эксплуатации, второй — по не-
пригодности к нормальной эксплуатации.
Предельные состояния первой группы ха-
рактеризуются исчерпанием несущей способ-
ности в связи с потерей кратковременной
прочности или длительной прочности (вынос-
ливости) материалом конструкции или в свя-
зи с потерей устойчивости ее элементом. Не-
обходимость прекращения эксплуатации мо-
жет также возникнуть в связи с текучестью
материала,-качественным изменением конфи-
гурации и т. п. Соответственно в качестве фи-
зических критериев предельного состояния
используются такие физико-механические ха-
рактеристики стали, как временное сопротив-
ление Ов, предел текучести о*т, предел вынос-
ливости 0-1, а также критическое значение
нагрузки (давления), при которой конструк-
ция теряет устойчивость.
Предельные состояния второй группы
предполагают, что при вполне достаточной
надежности конструкции в отношении ее проч-
ности и устойчивости нормальная эксплуата-
ция все же может быть затруднена из-за зна-
чительного развития общих деформаций (на-
пример, развитие больших прогибов, углов
поворота могут затруднить нормальную экс-
плуатацию компенсаторов, и ;пр.).
* Появление текучести в материале не свидетель-
ствует о разрушении, а означает лишь достижение пре-
дела, за которым сильно нарушена линейная зависи-
мость деформаций от нагрузки и происходит быстрое
нарастание пластических деформаций. Поэтому нагруз-
ку, соответствующую достижению предела текучести,
можно условно назвать несущей способностью по де-
формации [51], в отличие от несущей способности по
разрушению, соответствующей достижению материа-
лом ав или о-ь
78
Расчет стальных конструкций должен вы-
полняться так, чтобы имелась определенная
надежность и гарантия от наступления пре-
дельного состояния, причем степень надежно-
сти не постоянна для всех случаев, а диффе-
ренцируется в зависимости от степени опас-
ности различных предельных состояний, на-
роднохозяйственного значения сооружения
или конструкции, возможных последствий от
аварии и т. д. Кроме того, степень надежно-
сти против появления предельного состояния
зависит и от сочетания нагрузок. .При дейст-
вии редких, случайных нагрузок особого ха-
рактера (например, сейсмических) степень
надежности может быть снижена по сравне-
нию со случаями, когда конструкция испыты-
вает действие постоянных и длительных на-
грузок.
Предельное состояние может наступить
в результате влияния следующих факторов:
отклонения внешних нагрузок от нормы; ухуд-
шения качества материала; начального несо-
вершенства конструкции; прочих факторов,
отрицательно влияющих на прочность конст-
рукции.
Основное требование расчета по предель-
ным состояниям заключается в том, чтобы
значения усилий (напряжений, деформаций
или перемещений), вызванных учитываемыми
в расчетах воздействиями, при появлении
всех перечисленных неблагоприятных факто-
ров не превышали предельных значений, уста-
новленных нормами проектирования конст-
рукций различного назначения.
Сказанное может быть выражено в общем
случае расчета по предельному состоянию
первой группы неравенством
5нл<£пред,	(5.1)
которое показывает, что испытыв-аемое эле-
ментом конструкции силовое воздействие SH,
определенное расчетом по нормативной на-
грузке и взятое, с установленным для этой
нагрузки коэффициентом перегрузки п, не
должно превышать несущей способности это-
го элемента 5пред, установленной по условию
прочности, устойчивости или ограничения
развития деформаций.
Для расчетов по предельному состоянию
второй группы основное неравенство выгля-
дит так:
Дн^Дпред	(52)

где Ан — деформация элемента, полученная
расчетом на нормативную нагрузку; Апред—
предельная деформация, -цри которой еще воз-
можна дальнейшая нормальная эксплуата-
ция.
Таким образом, расчет по предельному со-
стоянию второй группы производится п о
нормативным нагрузкам, без коэф-
фициента перегрузки.
В случае линейной зависимости между
усилиями и напряжениями при расчетах на
прочность
5пред==7?ау,	(5.3)
где 7? — расчетное сопротивление материала
в конструкции; w—геометрическая характе-
ристика поперечного сечения.
Тогда из неравенства (бЛ) получим:
SBn^.Rw	(5.4)
или
сгр=сгнц^7?,	(5.5)
где сгр, Он — напряжения, определенные из
расчета соответственно на нормативную или
расчетную нагрузку.
Расчетное сопротивление R в общем слу-
чае определяется по формуле
= <5'6>
В случае нелинейной зависимости между
усилиями и перемещениями в области упру-
гой работы стали, а также при расчетах на
прочность в упруго-пластической стадии и
при расчетах на устойчивость формы основ-
ное условие сохранения несущей способности
выглядит так:
РаП рпреД
т kn
Если непосредственное определение Рпред
затруднено, то неравенство (5.7) может быть
заменено эквивалентным:
(5.7)
В (5.6) — (5.8) с — коэффициент перехода
к производным сопротивлениям, .значения с
определяются по табл. 5.1; т — коэффици-
ент условий работы; kn— коэффициент на-
дежности сооружения; Р — внешняя на-
грузка.
В настоящее время в СССР отсутствуют
единые нормы проектирования стальных на-
порных трубопроводов. Даже в системе Мин-
энерго СССР имеется несколько нормативных
документов, устанавливающих правила про-
ектирования трубопроводов гидроэлектриче-
ских и насосных станций различного типа —
свободно лежащих [МУ 34-747-76], заделан-
Детали и материал
Детали стальных конструк-
ций из углеродистой и низ-
колегированной сталей
Детали круглого и прямо-
угольного сечения из ста-
ли:
углеродистой
низколегированной и ле-
гированной
Детали опорных устройств:
при точечном контакте
при линейном контакте
при плотном касании
Наплавленный металл свар-
ных швов встык
То же угловых
Таблица 5.F
Коэффициент перехода с для
нормальных на- пряжений при изгибе, смятии	касательных напряжений
1,0	0,6
1,2	0,6
1,1	0,6
3,3	—
2,2	—
1,0	—
1,0	0,6
0/	
ных в горной породе [СН 238-73], засыпан-
ных [СТП 34-02-73]. Во всех этих докумен-
тах принят метод расчета по предельным со-
стояниям, однако формы записи основного
условия расчета и обозначения расчетных
коэффициентов несколько различаются меж-
ду собой, хотя по существу имеют одинаковое
содержание, изложенное ниже, и основыва-
ются на выражениях (5.5) —(5.8).
Коэффициент условий работы т учитыва-
ет особенности действительной работы (и пре-
дельных состояний) элементов и соединений?
конструкции, имеющие систематический ха-
рактер, но не отраженные в расчетах прямым
путем. В частности, учитываются приближен-
ность принятой расчетной схемы и методики,,
возможность перераспределения силовых фак-
торов и деформаций, агрессивность среды,,
влияние начальных несовершенств формы
в пределах заводских и монтажных допусков
(например, овальность трубы, смещение кро-
мок в стыках и т. д.) и других ожидаемых
обстоятельств, отражающихся на работе кон-
струкции. Значения коэффициентов условий
работы устанавливаются на основе результа-
тов экспериментальных исследований, а так-
же на основе анализа действительной работы
трубопровода в условиях строительства и
эксплуатации.
При необходимости коэффициент т. может
состоять из двух или более сомножителей
т\т2 ... и т. д., представляющих собой коэф-
фициенты условий работы целой конструкции,,
отдельных ее элементов и деталей.
В нормах проектирования стальных тру-
бопроводов гидросооружений (свободно ле-
жащих) сомножитель т2 при расчетах на
особые сочетания нагрузок .принимается рав-
ным единице, а при расчетах на основные
79-'

Таблица 5,2
^Коэффициенты сочетаний тпс» вводимые в
расчетное сопротивление
Тип трубопровода	Основные сочетания		Ос обеде сочетания	
	трубопро- вод запол- нен	трубопро- вод опо- рожнен	трубопро- вод запол- нен	трубопро- вод опо- рожнен
Свободно лежащий по МУ 34-747-76	0,75	0,9	1,0	1,0
Заделанный в горной породе по СН 238-73	0,75(0,9)	0,8	1,1	1,0
Примечания: 1. По МУ 34-747-76 коэффициент имеет обо"
-значение
2. Значение тс=0,9 используется в тех случаях, когда толша по-
роды над туннелем достаточна для восприятия полного внутреннего напо
ра.
Таблица 5 3
-Коэффициенты условий работы элементов
трубопроводов
Элементы трубопроводов	т
Свободно лежащие трубопрово-
ды по МУ 34-747-76
Оболочка, кольца жесткости и опорные, за-
глушки эллиптические и конические, ба-
лочная клетка плоских заглушек при рас-
чете общих напряжений под действием
внутреннего давления
'Оболочка, заглушки конические, обшивка
плоских заглушек с балочной клеткой при
расчете на внутреннее давление с учетом
местных напряжений
.Заглушки плоские без балочной клетки
-Фланцы:
при расчете в упругой стадии
при расчете в упруго-пластической ста-
дии
^Компенсаторы:
температурные сальниковые
осадочные и температурно-осадочные
Катдовые опоры при расчете на местное
смятие
Болты фланцевых соединений, сальниковых
компенсаторов
• Оболочка и кольца жесткости при расчете
на устойчивость
-Заделанные в горной породе
трубопроводы по СН 238-73
Оболочка прямых участков при расчете на
внутреннее давление
Оболочка колен при расчете на внутреннее
давление; оболочка и кольца жесткости
при расчете на устойчивость
-Засыпанные трубопроводы
по СТП 34-02-73:
при расчете труб на внутреннее давле-
ние
при расчете труб на устойчивость
0,95
1,-5
0,7
1,3
0,75
1,2—1,3
1,0
1,2
0,75
См. гл. 6
0,85
0,75
сочетания — 0,9 для опорожненного трубо-
провода и 0,75 для заполненного трубопрово-
да. Поскольку уменьшение правой части ос-
новного условия несущей способности равно-
ценно относительному увеличению левой ча-
сти (нагрузок), понятно, что этот коэффици-
ент по существу выполняет роль коэффици-
ента сочетаний. Аналогичным образом введен
в расчетное сопротивление коэффициент со-
четаний тс в Указаниях по проектированию
гидротехнических туннелей СН 238-73, где
приведены нормы проектирования трубопро-
водов, заделанных в горной породе. Значе-
ния этих коэффициентов помещены
в табл. 5.2, а значения собственно коэффици-
ентов условий работы—в табл. 5.3.
Как видно из табл. 5.3, в нормах для за-
сыпанных трубопроводов коэффициенты ус-
ловий работы оболочки при расчете на внут-
реннее и на наружное давление (на устойчи-
в'ость) ниже, чем соответствующие коэффи-
циенты для свободно лежащих и для заде-
ланных трубопроводов. Это объясняется как
раз тем, что в МУ-34-747-76 и СН 238-73
коэффициенты сочетаний меньше единицы
(0,75—0,9) вводятся в расчетное сопротивле-
ние при расчете на основные сочетания на-
грузок, а в СТП 34-02-73 тс=0,8 вводится
как сомножитель к нагрузкам при расчете на
особые сочетания.
Коэффициент надежности kn учитывает
степень ответственности и капитальности со-
оружения, а также последствия наступления
тех или иных предельных состояний. При
расчете стальных трубопроводов этот коэф-
фициент принимают равным единице, кроме
случаев, когда разрушение оболочки свобод-
но лежащего трубопровода по своим послед-
ствиям эквивалентно прорыву напорного
фронта гидроузла. В таких случаях kn при-
нимается равным: для сооружений I класса —
1,2; для сооружений II класса — 1,15; для со-
оружений III класса — 1,1.
В общем случае оболочка трубопровода
испытывает сложное напряженное состояние,
определяемое тремя нормальными напряже-
ниями: осевым Ох, радиальным ву и кольце-
вым crz, а также соответствующими касатель-
ными напряжениями тху, nyz, txz (рис. 5.1).
0,8
0,5
Рис. 5.1. Направление напряжений в оболочке трубо-
провода.
-80

Известно, что проверку прочности нагру-
женных таким образом элементов конструк-
ций следует производить по приведенным'на-
пряжениям.
В последнее время в практике инженерных
расчетов листовых стальных конструкций ши-
рокое .применение нашла четвертая — энерге-
тическая — теория прочности, известная также
под названием теории Хубера — Генки — Ми-
зеса. Согласно этой теории за критерий проч-
ности принимается уровень удельной потенци-
альной энергии формоизменения. Условие
ГенкИ'—Мизеса можно трактовать также че-
рез октаэдрическое касательное напряжение
в материале.
В общем случае при трехосном напряжен-
ном состоянии приведенное напряжение на
основе энергетической теории определяется
по формуле
°прив —	X ° у Ч~ ° Z ?-хсу QyQz ’
*-^ + 3(^4-^ + ^) ’	(5.9)
где оу, сц— нормальные напряжения для
трех взаимноперпендикулярных площадок;
Тху, Txz, Туг — касательные напряжения для
тех же площадок (рис. 5.1).
Радиальное напряжение оу на внутренней
поверхности трубы равно действующему дав-
лению воды, а на наружной поверхности тру-
бы иу=0. Для реальных конструкций сталь-
ных напорных трубопроводов гидроэлектриче-
ских и насосных станций радиальное напря-
жение пренебрежимо мало по сравнению
с двумя другими компонентами нормальных
напряжений, поэтому в расчетах его обычно
не учитывают.
Для плоского напряженного состояния
(оу=-0)
%ив = Уо2х + о22-^г + ЗЛг . (5.10)
Касательные напряжения, действующие по
площадкам, перпендикулярным к оси трубы,
как правило, отсутствуют, т. е. продольные
и поперечные сечения оболочки являются
главными площадками, а вх и oz— главными
напряжениями. Только при расчете свободно
лежащих трубопроводов в некоторых случаях
приходится считаться с касательными напря-
жениями в сечениях у крайних опор, к кото-
рым примыкают свободные консоли с заглуш-
кой или компенсатором на конце (см. § 5.2).
Пренебрегая касательными напряжениями,
запишем условие прочности:
=	+ < -’Л	(5.11)
Предельная линия, ограничивающая об-
ласть безопасных напряжений согласно усло-
вию Генки — Мизеса, имеет форму эллипса,
Ц—25
Рис. 5.2. Геометрическая
интерпретация четвертой
теории прочности при
плоском напряженном со-
стоянии (эллипс Мизе-
са).
как показано на рис. 5.2 (так называемый
«эллипс Мизеса»).
Энергетическая теория прочности применя-
ется в нормах проектирования трубопроводов
большинства стран СЭВ, в аналогичных нор-
мах ряда других стран, например в США
[90]. По этой же теории предусмотрена про-
верка прочности листовых конструкций (обо-
лочек вращения), находящихся в безмомент-
ном напряженном состоянии, и в СНиП
П-В.3-72 [59].
СНиП требует также выполнения допол-
нительного условия
gx^R и oz^R.	(5.12)
Если рассматривать только наступление
предела текучести, то оказывается, что при
действии напряжений одного знака по двум
осям наступление пластических деформаций,
действительно, отдаляется приблизительно
в соответствии с энергетической теорией проч-
ности. Однако, как показали эксперименты
(см., например, [66]), наступление разруше-
ния при двухосном напряженном состоянии
не подчиняется условию Генки — Мизеса и
в ряде случаев больше отвечает условию Ку-
лона, т. е. третьей теории прочности, или пер-
вой теории прочности (максимальных нор-
мальных напряжений), которые совпадают при
однозначных напряжениях (в первом и треть-
ем квадрантах). Именно это обстоятельство
и отражено в условии (5.12), так как для ли-
стовых конструкций типа.трубопроводов или
сосудов разрушение под действием внутрен-
него давления, связанное с достижением -вре-
менного сопротивления, является наиболееха-
терным предельным состоянием, особенно для
засыпанных и заделанных, как было показа-
но выше. На рис. 5.2 условию (5.12) соот-
ветствуют две прямые, параллельные осям
координат.
Как показывают исследования [39], очень
трудно с помощью одной теории прочности
удовлетворительно описать предельное состоя-
ние материала. Каждая теория хорошо со-
гласуется с экспериментальными данными
лишь в какой-то области напряженных со-
стояний, отсюда и попытки использовать
81

в нормах комбинации из различных теорий
прочности, что и видно на рис. 5.2. Для по-
давляющего большинства материалов, вклю-
чая и неметаллические, предельные линии,
интерпретирующие на плоскости напряжений
границу прочных напряженных состояний, ле-
жат между эллипсом Мизеса и квадратом,
соответствующим первой теории прочности.
Идеально пластичные материалы следуют тео-
рии Мизеса, идеально хрупкие — теории мак-
симальных нормальных напряжений.
В настоящее время четвертая (энергети-
ческая) теория прочности используется в оте-
чественных нормах проектирования трубопро-
водов всех типов с ограничительным услови-
ем (5.12). В МУ 34-747-76 это условие ис-
пользуется только при двухосном растяжении
для сталей с соотношением о»в/т. е.
в тех случаях, когда определяющим предель-
ным состоянием является достижение времен-
ного сопротивления.
При расчете механических деталей круг-
лого или прямоугольного поперечного сече-
ния, подверженных действию осевой силы
с изгибом, их несущая способность проверя-
ется по формуле
° = °ое+	<5ЛЗ)
где (Уос и Ои —расчетные напряжения соответ-
ственно от осевой силы и от (изгибающего мо-
мента; с — коэффициент перехода (табл. 5.1).
Для тонкостенных балочных элементов ис-
пользуется условие прочности (5.5), в котором
Ор — расчетное напряжение (нормальное или
касательное).
5.2.	РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ СВОБОДНО ЛЕЖАЩЕГО
ТРУБОПРОВОДА
5.2.1.	НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ ОТ ВНУТРЕННЕГО
ДАВЛЕНИЯ И ВЕСА ВОДЫ
Свободно уложенный на промежуточные
опоры стальной трубопровод представляет
собой тонкостенную цилиндрическую оболоч-
ку, для которой разработаны точные методы
расчета напряженного состояния при различ-
ных загружениях. Однако с учетом фактиче-
ских закреплений трубы на опорах точные
методы расчета являются весьма сложными
и громоздкими в математическом отношении.
В то же время анализ некоторых приближен-
ных решений напряженного состояния обо-
лочки напорного трубопровода позволяет сде-
лать вывод о вполне допустимом с точки зре-
ния практики переходе к более простым схе-
мам расчета.
Для стальных напорных трубопроводов ги-
дротехнических сооружений главной нагруз-
кой, определяющей в большинстве случаев
82
Рис. 5.3. Схемы загружения трубопровода внутренним:
давлением воды.
а — равномерно распределенное давление воды; б — давление'
воды при заполнении трубы без напора.
толщину оболочки, является внутреннее дав-
ление воды.
Для расчета оболочки на этот вид загру-
жения нагрузку от внутреннего давления во-
ды целесообразно представить в виде двух
составляющих: равномерно распределенного
давления воды, равного р0 на высоте верхней
образующей оболочки, и гидростатического’
давления воды, заполняющей трубу без на-
пора, в сумме равного весу воды (рис. 5.3).
Вторая составляющая давления распреде-
ляется по закону треугольника с вершиной
в верхней точке трубы и максимальным дав-
лением внизу, на противоположном конце
диаметра трубы. Наибольшая ордината эпю-
ры давления соответствует напору, равному
диаметру трубы, умноженному на косинус
угла наклона трубопровода к горизонту.
Влияние второй составляющей нагрузки бу-
дет тем существенней, чем меньше общее дав
ление и чем больше диаметр трубопровода.
При значительных давлениях и малых диа-
метрах внутреннее давление на оболочку мо-
жет считаться равномерным по всей высоте-
сечения трубы и приниматься равным давле-
нию на отметке горизонтального диаметра
трубы.
От равномерного давления воды оболочка
испытывает только растяжение силами, дей-
ствующими в направлении касательной к ее
срединной поверхности (кольцевые силы).
Чтобы определить силу, разрывающую трубу,..
Рис. 5.4. К расчету обо-
лочки на равномерное
внутреннее давление.-
воды.

предположим, что труба разделена на две ча-
сти плоскостью, проходящей через ее ось
(рис. 5.4). Составим условие равновесия по-
лукольца шириной, равной единице, вырезан-
ного на прямолинейном участке трубопровода
и находящегося под действием равномерного
внутреннего давления р0 и кольцевых сил Np:

2
J r0 cos ada = 2p0r0,
откуда
ЛГр=/70Г0,
(5.14)
где го — внутренний радиус трубы; Np — рас-
тягивающая оболочку сила, приходящаяся
на единицу длины образующей.
В предположении, что толщина оболочки
постоянна по всей ширине кольца и что на-
пряжения распределены равномерно по тол-
щине, эти напряжения "
°Z ---°ZKOT — §
(5.15)
Формула Мариотта (5.15) известна также
под названием «котельной» формулы. Ею
пользуются для предварительного определе-
ния толщины оболочки (см. § 2.5).
Влияние толщины оболочки на распределение коль-
цевых напряжений oz можно оценить, если рассмотреть
трубопровод как толстостенный цилиндр с внутренним
радиусом г0 и наружным радиусом гй. Из совместного
решения уравнений равновесия и деформаций, состав-
ленных для элемента тпп'т' (рис. 5.4), получаются
следующие зависимости для напряжений:
где гу меняется в пределах г0^гу^гв.
Из формулы (5.17) следует, что при гу=г0, т. е.
на внутренней поверхности трубы, напряжения oz до-
стигают наибольшего значения:
Ро-
При гу=гн, т. е. на наружной поверхности трубы,
растягивающие напряжения имеют наименьшее значе-
ние:
а
МИН
Z
 2 г2 А-
Н ' О
Разность между напряжениями crz на внутренней
и наружной поверхностях оболочки
амакс_амин=	(5.18)
т. е. эта разность численно равна внутреннему давле-
нию и не зависит от толщины трубы. Отношение на-
пряжений oz на внутренней и наружной поверхностях,
напротив, зависит от относительной толщины трубы:
Поскольку толщина оболочки стальных трубопро-
водов гидроэлектрических и насосных станций обычно
никогда не превосходит О,О5го, то при использовании
(5.15) погрешность в определении напряжений az от
внутреннего давления воды, как видно из (5.19), не
превышает 5% по сравнению с точной формулой Лямэ
(5.17)." Такая точность считается вполне удовлетвори-
тельной при инженерных расчетах, что позволяет счи-
тать трубопровод как тонкостенный сосуд, т. е. не учи-
тывать неравномерности распределения нормальных
напряжений по толщине оболочки.
Кроме растягивающих кольцевых напря-
жений orz внутреннее давление в трубе вызы-
вает также сжимающие радиальные напряже-
ния Оу, численно равные согласно (5.16) на
внутренней поверхности оболочки давлению
воды ро, а на наружной поверхности — нулю.
При закрытии трубопровода затвором или
заглушкой внутреннее давление воды вызы-
вает в оболочке также осевые напряжения,
которые в два раза меньше кольцевых:
=	(5.20)
Приведенные выше формулы относятся к трубе
с идеально круговой формой сечения и постоянной тол-
щиной оболочки. В действительности значительная
часть труб имеет некоторую овальность поперечного
сечения и разностенность оболочки. Поэтому в прошлом
некоторые авторы рекомендовали учитывать при про-
ектировании трубопроводов дополнительные напряже-
ния, которые возникают под действием внутреннего
давления вследствие овальности и разяостенности труб.
Как показывают сравнительные подсчеты, только учет
овальности труб приводит к повышению расчетных на-
пряжений в 1,5—2,8 раза и, следовательно, к значи-
тельному увеличению толщины оболочки. Кроме того,
учет возможных отклонений по толщине оболочки за
счет допусков на листовой прокат стали в свою очередь
также приводит к дополнительному увеличению тол-
щины оболочки на 8—10%. Однако на основе анализа
диаграммы растяжения стали можно прийти к выводу
о том, что начальные несовершенства формы трубы не
влияют на предельное давление, которое она может
выдержать. Это получило полное подтверждение в ре-
зультатах экспериментально-теоретических исследова-
ний ВНИИСТ Как показали испытания, бесшовные
трубы, не имеющие начальной овальности, и трубы с
начальной овальностью е=(1£)Макс—Ямин) 100/Do от 2,6
до 9,2% практически разрушаются при одном и том
же внутреннем давлении. При этом во всех трубах за-
меренная до испытаний начальная овальность умень-
шается по мере увеличения внутреннего давления и
сечение., трубы постепенно приближается к идеальной
круговой форме. Одновременно с уменьшением оваль-
ности трубы происходит выравнивание растягивающих
напряжений по толщине оболочки.
На рис. 5.5 показаны графики изменения фибро-
вых растягивающих напряжений, замеренных в среднем
сечении трубы £)0=325 мм при длине звена 5 м, и
графики изменения первоначальной овальности в трех
поперечных сечениях по мере увеличения внутреннего
давления в трубе.
Из приведенных графиков видно, что при работе
оболочки за .пределом упругости экспериментальные
кривые напряжений быстро приближаются к теоретиче-
ской прямой, построенной для абсолютно круглой тру-
бы, и совершенно не согласуются с теоретической кри-
6*
„макс
gz
„мин
2г%— ~ 1 + г, '
(5.19)
1 Петров И. П., Камёрштейн А. Г., Долгов В. К.
Расчет напорных стальных трубопроводов на проч-
ность.— М.: Госстройиздат, 1955.—166 с.
83

а —графики изменения растягивающих кольцевых напряжений; б —графики изменения овальности труб; / — напряжения вычис-
ленные с учетом начальной овальности е=4,6%;. 2 — фактические измеренные напряжения; 3 — теоретические напряжения для
круглой трубы.
вой напряжений, учитывающей влияние изгибных на-
пряжений, возникающих вследствие овальности сечения
трубы.
Поскольку несущая способность прямых участков
трубопровода исчерпывается лишь в момент достиже-
ния материалом временного сопротивления, то можно
считать, что овальность труб практически не сказывает-
ся на работе конструкции и может не учитываться
при расчете трубопровода на внутреннее давление.
В настоящее . время в практике проектирования
стальных магистральных газо- и нефтепроводов и
стальных напорных трубопроводов гидротехнических
сооружений при расчете их на внутреннее давление
начальная овальность трубы не учитывается. При рас-
чете гидротехнических трубопроводов на действующие
наружные нагрузки (давление грунта и т. д.) учет на-
чальной овальности необходим, так как с ростом на-
грузки она не уменьшается, а напротив, растет и ока-
зывает влияние на прочность и устойчивость трубы.
На основании изложенного видно, что пер-
вая составляющая внутреннего давления —
равномерно распределенное гидростатическое
давление воды — целиком уравновешивается
работой внутренних сил оболочки трубопрово-
да, испытывающей при этом напряжения рас-
тяжения gz, действующие в меридиональных
сечениях трубы.
Вторая составляющая внутреннего давле-
ния— давление от веса воды, заполняющей
трубопровод, создает неуравновешенную си-
стему сил. Кроме растягивающих сил, вызы-
вающих кольцевые напряжения crz, оболочка
трубопровода испытывает поперечный изгиб,
вызывающий осевые нормальные напряжения
(Ух и касательные напряжения т.
Определение внутренних сил, моментов и
напряжений в оболочке разрезного трубопро-
вода от второй составляющей внутреннего
давления проведем, рассматривая трубу как
цилиндрическую оболочку, подвижно опертую
на жесткие кольца промежуточных опор.
Прямолинейный участок трубопровода
между промежуточными опорами представля-
ет собой пространственную замкнутую цилин-
дрическую оболочку, нагруженную симметрич-
ной относительно вертикальной оси нагруз-
84
кой. Как показано выше, встречающиеся
в практике гидростроительства трубопроводы
с отношением 6/г <0,05 можно считать как
тонкостенные, для оболочки которых примени-
мы гипотезы о двуосном напряженном состоя-
нии и о прямых нормалях. Основываясь на
гипотезе о ненадавливании волокон оболочки
друг на друга и принимая равномерное рас-
пределение напряжений по толщине [69],
приходим к безмоментной теории, согласно
которой задача о распределении напряжений
по поперечному сечению оболочки сводится
к одномерной задаче, выражающей напряже-
ние в функции одного независимого- парамет-
ра— угла поворота подвижного радиус-век-
тора.
Для составления общих выражений внут-
ренних сил, возникающих в тонкостенной ци-
линдрической оболочке, выделим двумя близ-
кими поперечными и двумя осевыми сечения-
ми бесконечно малый элемент стенки ABCD
(рис. 5.6).
Нормальные напряжения <Тх, Oz и каса-
тельные напряжения т, действующие по пло-
скостям разреза, должны быть уравновешены
собственным весом и внутренним давлением
воды, приходящимся на выделенный элемент.
Чтббы исключить изгиб элемента, касатель-
ные напряжения не должны иметь составляю-
щих, перпендикулярных плоскости оболочки,
Рис. 5.6. К расчету оболочки трубопровода на внут-
реннее давление воды по безмоментной теории.

Рис. 5.7. Расчетная схема оболочки свободно лежащего
трубопровода.
т. е. они должны лежать в плоскости сечения
и быть нормальными к радиусу оболочки.
Выделенный таким образом элемент находит-
ся в условиях плоской задачи и дифферен-
циальные уравнения его равновесия в общем
случае таковы:
даг дх
~дх~ + дх
д<зх , di
дх дх
(5.21)
третье уравнение для определения неизвест-
ных напряжений ах, crz и т получим, проекти-
руя действующие на элемент ABCD силы на
направление радиуса оболочки. Пусть прямо-
линейный участок трубопровода длиной L и
радиусом г опирается по сечениям п-п и
т-т на промежуточные опоры кольцевого
типа и наклонен к горизонту под углом ф.
Примем при расчете направление осей коор-
динат по рис. 5.7, тогда положение любого
бесконечно малого элемента оболочки будет
определено двумя координатами: х и а.
Полагая оболочку трубопровода невесо-
мой, рассмотрим вначале работу трубы при
загружении ее внутренним давлением воды,
изменяющимся по закону
po=yr(l+cosa)cos ф. (5.22)
В этом случае объемные силы X и Z бу-
дут равны нулю, а условия (5.21) примут вид:
=	-^+-^- = 0.	(5.23)
дх 1 дх ’ дх  дх	'	7
Проектируя действующие на элемент
ABCD силы на направление радиуса оболоч-
ки, получаем уравнение для определения
кольцевых напряжений о2, так как осевые
напряжения ох и касательные напряжения т,
действующие перпендикулярно радиусу, в
этом случае проектируются в нуль:
czdxb sin 4- (о2 -ф- do2) dxb sin —х-=—podzdx.
Л	А
Заменяя согласно рис. 5.6 sin __________-Z—
г	2	9г
получаем равенство
Sdxdz -|- -~$dxdz -ф-	da2dxdz — podxdz.
Пренебрегая третьим членом левой части
равенства , как бесконечно малой величиной
высшего порядка, после сокращения обеих ча-
стей равенства на dxdz получим:
ог = -^.	(5.24)
Таким образом, формула для кольцевых,
напряжений в оболочке от внутреннего дав-
ления воды в трубе ро, изменяющегося по за-
кону (5.22), аналогична (5.15), полученной
ранее для равномерного по всему сечению
внутреннего давления.
Представив на основании (5.22) выраже-
ние (5.24) в форме
(1 —р COS Ct)	/г- лг\
о2 =——-—-------- cos ср -	(5.25)
и принимая за малостью угла
можем найти касательные т и осевые ох на-
пряжения из системы (5.23). Для этого возь-
мем частную производную от выражения
(5.25)
и внесем значение ее в (5.23). Решая полу-
ченное равенство относительно дх/дх, после
интегрирования получаем:
yr sin а	i \
Т = — 1—— cos фХ -ф- С, (а).
Постоянную интегрирования СДа) найдем
из условия, что при симметричной нагрузке
касательное напряжения в сечении при х=0
должны быть равны нулю. Это условие будет
удовлетворено при Ci(a)=0. Тогда значение
касательных напряжений будет:
<с==—cos ф sin a.	(5.26)
Внося в (5.23) частную производную от т
по г и помня, что dz=—\rda, будем иметь:
дах	YX COS a
----!—V--COS ф;
дх	S	'
после интегрирования получим:
ax = — cos a cos ф -ф- f (a).	(5.27)
Второе слагаемое f(a) представляет собой
осевое напряжение, не зависящее от положе-
85

ния сечения по длине трубопровода между
опорами, но меняющееся по поперечному се-
чению оболочки в функции угла а. Значение
этой составляющей может быть найдено из
условий закрепления оболочки трубопровода
по концам пролета. Так, для случая опирания
разрезного трубопровода на промежуточные
опоры через опорные кольца, исключающие
возможность поворота концевых сечений, но
позволяющие свободно перемещаться им вдоль
оси х, может составить два условия:
1) все образующие оболочки трубопрово-
да сохраняют одинаковую длину, т. е.
f sxdx = const;	(5.28)
L_
2
2) сумма всех осевых напряжений ох в лю-
бом сечении трубопровода должна равняться
нулю, т. е.
faxda = 0.	(5.29)
о
Выражая относительное удлинение обра-
зующей 8х через напряжения
£х = -у (°х — raz)>	(5-3°)
я также имея в виду (5.27) и (5.25), условие
(5.28) можно переписать в таком виде:
£
2
(* Y*2
) "2Г
L
cos a COS cpdAT —|—
иметь:
J f (a) da =
о
fir2 j sin a cos <p ~P
+"yK2a cos <p-|~C2a =0.
о
Подставив пределы интегрирования, по-
лучим:
j f (a) da = cos <p -|- C2tc=0,
о
откуда
C2 =----cos?.
Внося полученное значение постоянной Cz
в выражение для искомой функции,-имеем:
f (а) = -у-	(-к2) cos а cos V’
При этом осевые напряжения в произволь-
ном сечении оболочки трубопровода от веса
заполняющей его воды получат окончатель-
ное выражение:
=у- (4г+р,г2~ cos a cos (5-32>
При х=0 получаем формулу для осевых
напряжений в сечении оболочки посередине
пролета между кольцевыми промежуточными
опорами:
= -у- (уг+^'2) cos acos?•	(5-33)
р. -у— (1 -j- cos а) cos ydx = С2.
L
2
Решая уравнение, полученное в результа-
те интегрирования, относительно f(a), полу-
чаем:
f (а) = у-	ccrs acos? +
+ у~К2 cos <р + С2.	(5.31)
С другой стороны, на основании (5.27) за-
мечаем, что условие (5.29) будет удовлетво-
рено лишь в том случае, если будет выполне-
но условие
J f (a) da = 0.
о
Сделав подстановку функции f(a) соглас-
но (5.31) и выполнив интегрирование, будем
В6
5.2.2.	НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ ОТ СОБСТВЕННОГО ВЕСА
При исследовании напряжений в оболочке
трубы от собственного веса используем урав-
нения (5.21), в которых согласно рис. 5.6 про-
екции объемных сил на направление осей ко-
ординат равны:
Х=0;
Z==—G sin а——уо cos ср sin cu/xdzS.
Составляющую напряжений в меридио-
нальных сечениях оболочки находим, как и
раньше, проектируя все силы, действующие на
бесконечно малый элемент стенки, на направ-
ление радиуса:
2a2dx sin	-\-yodxdz cos a cos <p = 0.
Имея в виду, что

получаем:
oz = V cos a cos <р.	(5.34)
Взяв частную производную по z
d<sz
трубопровода от собственного веса и веса за-
полняющей его воды:
I2	№
24	2
(5.38)
и внося полученное значение в уравнение
в середине пролета
^-=—2у0 sin a cos ср,
после интегрирования получаем:
* — — 2у0х sin a cos ср 6 (а).
Значение функции 0(а) определим из
условия, что в сечении при х=0 касательные
напряжения в оболочке должны равняться ну-
лю. В этом случае 0(а)=О, следовательно,
х = — 2уох sin a cos <р.	(5.35)
Внося в (5.21) производную д^дг
дг дт, 2yox cos а
-дГ^-ТдТ^-- - г C0S?
и решая полученное равенство относительно
юх, будем иметь:
_	70Х2 cos a COS <р | е, X
Зх~-----------------г/ (а)-
Как и раньше, значение функции / (а) най-
дем из условий на концах участка разрезного
трубопровода, ограниченного опорными коль-
цами, обеспечивающими свободу перемеще-
ний концевых сечений вдоль оси трубы и
сохраняющими нормальное положение их по
отношению к оси:
+ у
exdx = const и j* °xdx = 0.
l_	0
2
Удовлетворяя этим условиям, находим, что
f (<*) =	cos acos?
и, следовательно, осевые напряжения в обо-
лочке трубопровода от собственного веса
определяются выражением
Ojc —-у-Г-^-+к2 —	cos acos <р. (5.36)
При х=0 получим формулу для напряже-
ний от собственного веса в середине пролета
между кольцевыми промежуточными опорами:
ох==-у-—|-pr2^ cos a cos ср. (5.37)
Суммируя выражения (5.32) и (5.36), по-
лучаем формулу для осевых напряжений
в произвольном поперечном сечении оболочки
L	2 Y	Y \
24~ (	Н—у ) cos a cos ?	(5.39)
Как видно из полученных формул для
вычисления напряжений в оболочке трубопро-
вода от собственного веса трубы и веса за-
полняющей ее воды, нормальные напряжения,
действующие в меридиональных сечениях, не
зависят от пролета. Однако в поперечных се-
чениях трубопровода нормальные (осевые)
напряжения в обоих случаях загружения за-
висят от длины Лив каждом поперечном се-
чении являются линейной функцией расстоя-
ния от рассматриваемой точки до нейтраль-
ной оси сечения трубы, как при поперечном
изгибе.
Согласно МУ 34-747-76 радиальное внут-
реннее давление на оболочку в произвольной
точке поперечного сечения трубы от напора
воды, ее веса и собственного веса оболочки
составляет:
рр=у/7р + (yr+у06) cos ф cos a, (5.40)
где Яр — расчетный напор в центре сечения.
Соответственно кольцевые напряжения

у//рГ -L
а
У* cos Ср cos а 4~ Yor cos ? COS a.
(5.41)
Второй и третий члены этой формулы со-
ответствуют выражениям (5.25) и (5.34). Тре-
тий член формулы на целый порядок меньше
второго, поэтому при проектировании им
обычно пренебрегают, т. е. при определении
кольцевых напряжений не учитывают влия-
ния собственного веса Оболочки. Он учитыва-
ется только в качестве поперечной нагрузки
при расчете трубопровода на изгиб. Вторым
членом формулы также можно пренебречь при
г<0,05Яр.
Формулы (5.38) и (5.39) для определения
несколько точнее, чем формулы, применяе-
мые при расчете трубопровода на поперечный
изгиб как балки, так как они одновременно
учитывают составляющую осевых напряже-
ний, связанную с поперечной деформацией се-
чения под влиянием кольцевых напряжений.
Этой составляющей соответствует первый
член формул с множителем р. Однако значе-
87

ние этой составляющей относительно невели-
ко, например при диаметре трубопровода 4,0 м
и толщине оболочки 20 мм данный компонент
напряжений составляет всего 6 МПа. Поэто-
му при проектировании трубопроводов эти на-
пряжения обычно не учитывают.
Если из рассмотренных формул для ах ис-
ключить член с множителем ц, то они примут
вид формул для осевых напряжений в много-
пролетной нёразрезной балке трубчатого се-
чения при поперечном изгибе.
5.2.3.	РАСЧЕТ ТРУБОПРОВОДА КАК НЕРАЗРЕЗНОЙ БАЛКИ
Нормальные напряжения в поперечных се-
чениях трубопровода (осевые) складываются
из напряжений, вызванных продольными си-
лами и поперечным изгибом трубы как балки:
^=Kr±^-=^+-^cosa- <5-42)
Для разрезных участков осевая сила N
в произвольном сечении определяется путем
алгебраического суммирования внешних осе-
вых нагрузок на отрезке от заглушки или ком-
пенсатора до рассматриваемого сечения, т. е.
N=£A. Изгибающие моменты определяются
из расчета трубопровода на изгиб как нераз-
резной балки. Хотя в принципе такой расчет
не представляет трудностей, однако при нали-
чии пролета с компенсатором, при различной
длине пролетов и разнице в толщине оболочки
на разных участках точный расчет неразрез-
ной балки становится довольно трудоемким.
При расчете трубопровода как неразрез-
ной балки анкерные опоры открытого типа
рассматриваются как шарнирная опора
(рис. 1.18) или как жесткая заделка (рис. 1.19,
7.3, 7.4) балки в зависимости от их конст-
рукции. Закрытые (обетонированные) анкер-
ные опоры во всех случаях считаются задел-
кой, причем граница заделки принимается по
крайнему кольцу в пределах анкерной опоры,
а при отсутствии колец — на расстоянии одно-
го диаметра, трубы от торцовой грани бетона.
Для шарнирных анкерных опор учитывается
расположение шарнира ниже оси трубопро-
вода. Промежуточные опоры рассматривают
в виде шарнирных опор неразрезной балки.
Установленные на трубопроводе заглушки
и сальниковые компенсаторы принимают за
границу рассматриваемого в расчете участка.
Отрезок трубопровода от заглушки или ком-
пенсатора до ближайшей опоры представляет
собой консоль. Для участка, заканчивающего-
ся патрубком компенсатора, длина консоли
определяется по номинальному (среднему)
положению конца патрубка. Для смежного
участка, заканчивающегося раструбом ком-
пенсатора, расчетная длина консоли увели-
88
чивается на 0,7 м по отношению к расстоянию
от опоры до номинального положения конца
патрубка компенсатора. Исходя из условия
получения наименьшего прогиба и угла пово-
рота конца консоли неразрезной балки, что
благоприятно отражается на работе компен-
сатора, по МУ 34-747-76 рекомендуется при-
нимать в качестве оптимального расстояния
от компенсатор а до ближайшей к нему проме-
жуточной опоры
c^0,35L,	(5.43}
где L длина пролета между промежуточны-
ми опорами, которую в свою очередь рекомен-
дуется принимать постоянной на всем протя-
жении участка по (2.10).
Расстояние от места условной заделки или
о шарнира анкерной опоры до ближайшей
промежуточной опоры («нулевой пролет») ре-
комендуется принимать длиной
a=^L,	"	(5.44)
при этом достигается минимум изгибающих
моментов и опорных реакций в неразрезной
балке.
Если условия (5.43) и (5.44) выполняют-
ся, т. е. при оптимальных соотношениях,
а также при числе равных пролетов L между
промежуточными опорами иУ>3 и при посто-
янстве поперечной нагрузки q и сечения обо-
лочки на всем протяжении каждого участка
опорные реакции и изгибающие моменты
в трубопроводе могут быть определены по
упрощенной методике согласно приведенным1
ниже формулам. Эти формулы составлены
применительно к трем наиболее употребитель-
ным схемам, показанным на рис. 5.8.
Схема Г. к шарнирной анкерной опоре-
с одной стороны (обычно с нижней) примыкает
консоль длиной сн, а с другой стороны — уча-
сток трубопровода, состоящий из «нулевого»
пролета длиной ав, нескольких равных проле-
тов длиной LB каждый и консоли длиной св.
Число равных пролетов равно пв, число про-
межуточных опор «в+1.
Схема 2: к шарнирной анкерной опоре-
с обеих сторон примыкают участки, состоя-
щие из «нулевых» пролетов, нескольких рав-
ных пролетов и консолей.
Схема 3: к анкерной опоре, осуществляю-
щей жесткую заделку трубы (например, обе-
тонированной) с одной или с обеих сторон
примыкают участки, состоящие из «нулевого»
пролета, нескольких равных пролетов и кон-
соли. В данном случае верхний и нижний
участки не влияют один на другой, поэтому
каждый из них рассчитывают независимо друг
от друга.
В схемах 1 и 2 в связи со смещением шар-
нира относительно оси трубы продольные си-

Рис. 5.8. Основные схемы для расчета трубопровода как неразрезной балки.
лы № и №, действующие в нижнем и верхнем
участках непосредственно у анкерной опоры,
создают дополнительный момент
МА = (№ - №) h cos ~,	(5.45)
обозначения видны на рис. 5.8. Тогда изги-
бающие моменты слева и справа у анкерной
опоры связаны между собой зависимостью
Мва=мна—МА.
Для схемы 2 изгибающий момент у анкер-
ной опоры в нижнем участке определяется по
формуле		
	..	<7в^-2В	| А~ 12 * 12 Д4Н =	 а	1+ф	(5.46)
где
_____ Яа / ^~в \3
ав \ гн /
89

Таблица 5.4
Формулы для расчета трубопровода как неразрезной балки при оптимальных соотношениях
Номер опоры ' (пролета)	На опоре		В пролете	
	Изгибающие моменты м°п	' Опорные реакции	Изгибающие моменты мЧ>	Координаты сечений с макси- мальным моментом х i
0	— 0,268Ма — 0,106 qL2	мй 1,61 ~-]-l,13qL	^4-^-	
1	0,0718 Л4а — Q,0774qL2	Л7а — 0,431 -2^-4-0,964(77,	М. + Ф-	ма 0,340-^4-0,5287, qL 1
— 2	qL2 12		qL2 24	0,57,
л — 1	— 0,0893qL2	1,04ф1		0,4927.
л	— 0,0613(/L2	0,822(/L	М 1	-^л)2 •И»+ 	2	0,5287,
При равенстве сечений и пролетов трубо-
провода на верхнем и нижнем участках -ф=1,
тогда

_	ql*	ЛТА
2 ’ 'п«~	12	2
(5.47)
Момент у анкерной опоры для трубопро-
вода по схеме 3, где ЛГд=0, равен:
мз = -3^-.	(5.48)
Для схемы 1 на нижнем участке
Л1“а=_ £н^н.__0,06139„£!11;	(5.49)
перерезывающая сила на нижнем участке
У -анкерной опоры
Qa==2t:7H^H:::=0,35^H^'H;	(5.50)
перерезывающая сила на верхнем участке
У анкерной опоры для всех рассматриваемых
схем
Са= ± 1,27 ^-=bO,3949L.	(5.51)
Для всех остальных опор формулы для
•определения изгибающих моментов и реакций
приведены в табл. 5.4. Там же помещены фор-
мулы для вычисления максимальных изгибаю-
щих моментов в пролетах.
90
Если для рассматриваемого участка не вы-
полнено только условие (5.44) для «нулевого»
пролета, то по формулам табл. 5.4 можно
определять величины, относящиеся ко всем
пролетам, кроме нулевого и первого. Анало-
гично, если не выполняется только условие
(5.43) для консолей, то могут быть подсчита-
ны величины, относящиеся ко всем пролетам,
кроме двух последних.
Для общего случая, когда оптимальные
соотношения не соблюдены или число равных
пролетов п^З, аналогичные формулы для
расчета трубопровода как неразрезной балки
приведены в МУ 34-747-76. Во всех случаях
при п>3 для равнопролетных балок Л4°п =
=—д1?!ГУу Mn*==qL2/24’> Mn-l=—0,W6qL2 +
4-0,134^с2; Ri=qL. При очёйь короткой консо-
ли (с->0) Mn-i-^0,lqL2.
Согласно ранее действовавшим нормам изгибаю-
щий момент в трубопроводе для всех схем и участков
определяли приближенно как 0,1 qL2. Это соответствует
опорному -моменту в крайнем пролете неразрезной бал-
ки с бесконечным количеством пролетов. Для осталь-
ных пролетов это выражение при большом количестве
пролетов трубопровода дает завышение опорного мо-
мента примерно до -20%• Однако при числе пролетов
не более трех, а также для пролета с компенсатором
применение этой формулы может идти не в запас проч-
ности.
Приведенные в § 5.2.3 и в МУ 34-747-76 формулы
для расчета трубопровода как неразрезной балки так-
же являются до некоторой степени приближенными,
поскольку не учитывают поперечных сил, которые мо-

гут действовать на концах консолей, т. е. в местах
сопряжения патрубка • и раструба компенсатора. Одна-
ко поскольку для большинства трубопроводов гидро-
электрических и насосных станций, особенно высоко-
напорных, изгиб трубы между опорами играет второ-
степенную роль, приближенные методы расчета вполне
допустимы. На предварительных стадиях проектиро-
вания при числе пролетов трубопровода более трех
изгибающие моменты во всех опорных сечениях, кроме
примыкающих к пролету с компенсатором, с достаточ-
ной точностью можно определить по формуле М=
=qL2/12, где L — длина большего пролета, примыкаю-
щего к данной опоре. В середине пролета изгибающий
момент может быть определен как qL2!24. В пролете
с компенсатором момент можно с запасом вычислять
по формуле M=qL2!^.
При малом числе промежуточных опор трубопрово-
да на участке между анкерными опорами рекомендует-
ся применять более точные методы расчета трубопро-
вода на поперечный изгиб как неразрезной балки с уче-
том его фактической схемы опирания и расположения
компенсаторов.
В американских нормах проектирования трубопро-
водов [90] рекомендуется точно учитывать распреде-
ление изгибающих моментов вдоль оси напорного тру-
бопровода и на основе этого устраивать трубопровод
с различной толщиной оболочки в средней части про-
лета, у опор и в местах, где изгибающий момент бли-
зок к нулю. Однако это 'может иметь значение только
для некоторых низконапорных трубопроводов с боль-
шими расстояниями между опорами, где поперечные
нагрузки играют существенную роль. Но в таких слу-
чаях нередко длина пролета лимитируется нагрузкой
на промежуточные опоры и их фундаменты, а толщину
оболочки при большом диаметре приходится увеличи-
вать против расчетной по конструктивным соображе-
ниям.
В то же время частое изменение толщины оболоч-
ки по длине трубы нетехнологично и затрудняет уни-
фикацию элементов конструкции. Поэтому в отече-
ственной практике такое решение используется редко.
5.2.4.	НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ЧАСТИЧНОМ ЗАПОЛНЕНИИ
ТРУБОПРОВОДА ВОДОЙ
Экспериментальные исследования на ме-
таллических моделях трубопроводов, так же
как и непосредственные наблюдения в натуре
за работой оболочки существующих трубопро-
водов больших диаметров в процессе их на-
полнения, указывают на значительные иска-
жения поперечного сечения трубы при ее ча-
стичном заполнении, причем радиальные сме-
щения отдельных точек оболочки оказываются
одного порядка с толщиной оболочки. Это
свидетельствует о наличии" значительных ска-
лывающих напряжений радиального направ-
ления, приводящих к появлению изгибающих
моментов, действующих в радиальных сече-
ниях оболочки. В силу этого решение о на-
пряженном состоянии оболочки трубопровода
при частичном его заполнении не может быть
получено из уравнений плоской задачи, а по-
тому является достаточно сложным.
В прошлом напряженное состояние гори-
зонтального трубопровода при половинном за-
полнении водой исследовалось шведскими
инженерами К. Карлсоном и А. Ф. Самшио,
л также Р. Абданком, который предложил
приближенную формулу для максимальных
продольных напряжений в оболочке:
o7C=1Hr4L]/-r-	(5.52)
Здесь коэффициент ц равен 3/32 для одно-
пролетного трубопровода, 1/32 —для сечений
в середине пролета многопролетного трубо-
провода, 1/16 — для опорных сечений [31].
В ранее действовавших нормах проектиро-
вания свободно лежащих трубопроводов ТУ
9-51 [67] на основании накопленного опыта
содержалось указание о проверке трубопро-
водов на половинное заполнение при диамет-
рах свыше 2400 мм, толщине оболочки менее
14 мм и угле наклона оси к горизонту <р< 15°.
Подсчет напряжений в сечениях посередине
пролета между опорами при этом рекомендо-
валось производить по формулам
N. 6Л4,
“ё- — g2 ;
м	а и	(5-53)
N,	&м2..	v
о - —— -ь------
2 S —	§2	,
для которых были построены графики зависи-
мости Л4ь Мг, и N2 от параметров трубо-
провода 6/г и DfL. Однако практические рас-*
четы, выполненные в СКВ «Ленгидросталь»
по более точной методике1 с учетом колец
жесткости как в рамках реального проектиро-
вания трубопроводов некоторых гидроэлектро-
станций, так и в процессе подготовки новых
норм проектирования, показали, что во всех
рассмотренных случаях расчет на половин-
ное заполнение трубопровода не оказывал
влияния на требуемую толщину оболочки. На
этом основании расчет на половинное запол-
нение был исключен из новых норм проекти-
рования трубопроводов МУ 34-747-76.
Указанная схема загружения лишь в не-
которых редких случаях, таких, как проекти-
рование низконапорных трубопроводов (на-
пример, деривационных) с большими диамет-
рами, может оказать влияние на выбор тол-
щины оболочки.
Более серьезное влияние оказывает поло-
винное заполнение на напряженное состояние
засыпанных трубопроводов (см. § 5.3). .
5.2.5.	НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ У КОЛЕЦ
ПРИ ДЕЙСТВИИ ВНУТРЕННЕГО ДАВЛЕНИЯ ВОДЫ
Кроме рассмотренных выше напряжений
при расчете оболочки, испытывающей внут-
реннее давление, необходимо также учитывать
местные напряжения, возникающие в ней
1 Иммерман А. Г. Расчет ортотропной круговой
цилиндрической оболочки на поперечную нагрузку. —
В кн.: Расчет пространственных конструкций. Вып. III.—
М.: Стройиздат, 1955; см. также [64, § 14.2].
91

Рис. 5.9. Деформация
оболочки у кольца
жесткости при дей-
ствии внутреннего
давления.
вблизи опорных колец и колец жесткости, ко-
торые устанавливаются на оболочке для обес-
печения ее устойчивости при действии наруж-
ного давления. В отличие от местных, напря-
жения, разобранные ранее, называют общими.
Природа местных напряжений выясняется
из рассмотрения условий совместной дефор-
мации разных по жесткости элементов трубо-
провода: кольца и примыкающих к нему
участков оболочки.
Рассмотрим прямолинейный горизонталь-
ный участок трубопровода со средним радиу-
сом г и толщиной оболочки б, закрепленный
в кольце шириной а и площадью поперечного
сечения F'K (сюда входит площадь оболочки
на длине а).
Под действием внутреннего давления, по-
стоянного по всей длине рассматриваемого
участка, оболочка трубопровода испытывает
растяжение силами N, в результате которого
длина окружности поперечного сечения трубы
увеличивается на
ди=и-^г. (5-54)
где Z0Kp — первоначальная длина окружности
оболочки.
Под влиянием внутреннего давления
в трубе радиус ее г на участке вне кольца
получит приращение dr большее, чем
приращение dr' на участке трубы, уси-
ленном кольцом (рис. 5.9). В' силу упругих
свойств материала переход от более деформи-
рованного сечения трубы к менее деформиро-
ванному происходит плавно, за счет изгиба на
некоторой длине участка оболочки, примы-
кающего к кольцу.
Рис. 5.10. Схема
лочке.
расчета местных напряжений в обо-
Для определения напряжений, возникаю-
щих в оболочке трубы на переходном участке,
рассекая трубопровод плоскостью п-п
(рис. 5.9), удалим одну часть и заменим дей-
ствие кольца жесткости на оставшуюся часть
оболочки равномерно распределенными по пе-
риметру изгибающим моментом М и попереч-
ной (радиальной) силой Q (рис. 5.10). Вели-
чины М и Q относятся к единице длины
окружности. Таким образом, оболочка загру-
жается согласно рис. 5.10,а, показывающему
суммарное загружение ее силами Q по
рис. 5.10,6 и моментом М по рис. 5.10,в. Каж-
дая из приложенных неизвестных реакций вы-
зывает соответствующие деформации оболоч-
ки, определяемые перемещениями Aq и Дм и
углами поворота б/фр и с?фм-
На основании рис. 5.10 можем составить
следующие равенства:
dr—SQ+^M=drK', d^Q=d^M, (5.55)
так как в сечении п-п угол поворота образую-
щей оболочки под воздействием Q и М равен
нулю.
Приращение радиуса окружности оболочки
dr =	г,
Е
или при замене oz согласно формуле (5.15)
dr=^.	(5.56)
Аналогично приращение радиуса кольца
drK=(pa-[-2Q)~,	(5.57)
где (pa+2Q)—N\K — радиальная сила растя-
жения кольца, приходящаяся на единицу дли-
ны окружности.
Для определения компонентов деформации
оболочки трубы от действия неизвестных ре-
акций М и Q воспользуемся выражениями для
них [69] в виде формул
2r2Q	2ггМ , 2r2Q
3zE ’’	3z2E ’	3z2E ;
где z— постоянная для данной оболочки ве-
личина, определяемая выражением
z=-.	-	(5.59)
/3(1-|1г)
Принимая для стали коэффициент Пуас-
сона ц=0,30, получаем:
z = 0,78yT5.	(5.60)
Подставляя (5.56) — (5.58) в (5.55), а так-
же имея в виду (5.60), получаем следующие-
92

выражения для неизвестных реакций М и Q:
М О,ЗО4ргд (F'K — ad)
М	=О,ЗО4рг8р„ (5.62)
Принимая момент сопротивления единицы
длины оболочки 1^=0,16662, получаем следую-
щее выражение для осевых нормальных на-
пряжений, развивающихся в оболочке трубы
вблизи от места ее закрепления в жесткое
кольцо (местные напряжения в переходной
доне от краевого эффекта):
= + 1,82------Р 4- (5.63)
Рк+ 1,563/г8 И s К 7
или
ax=l,820ioz,	(5.64)
где <уг — нормальное кольцевое напряжение
в оболочке трубопровода от внутреннего дав-
ления;
О __ ___ Р'у.
\	Р1~ F'K ± 1,568/78
(5.65)
-— коэффициент, характеризующий соотноше-
ние жесткостей оболочки и кольца.
Легко видеть, что с возрастанием жестко-
сти кольца (увеличением коэффициента pi)
местные напряжения в оболочке увеличива-
ются, приближаясь к наибольшему значению
1,82<т2 при 01=1. Вместе с тем видно, что при
заданной площади поперечного сечения коль-
ца F'K местные напряжения в оболочке тру-
бопровода уменьшаются_с_увеличением шири-
ны а, Местные напряжения действуют лишь
в зоне заделки оболочки в кольцо. По мере
удаления сечения от кольца они быстро убы-
вают, изменяясь по закону [10]
Q'x = °xe x/z (cos —— sin-|~y (5.66)
где х — расстояние от кольца до сечения, в ко-
тором определяется напряжение <з'х\ z нахо-
дится согласно (5.60).
Растягивающая кольцо сила
NP = рг„ (О. + 1,56₽, /Д);	(5.67)
перерезывающая сила
Q„ = 0,78₽,/>/r8.	(5.68)
До сих пор рассматривалось действие
одного внутреннего давления воды. Если при
этом оболочка испытывает также равномерно
распределенные по толщине и по окружности
продольные общие напряжения ах от осевых
сил, то приращение радиуса оболочки в от-
личие от (5.56) составит:
dr =	г,	(5.69)
Используя это выражение в уравнениях
(5.55) и проделав выкладки, аналогичные пре-
дыдущим, получим с учетом значения ц=0,3
выражение для осевых местных напряжений
в оболочке у кольца:.
0м —Z ±1,82	(рг/8 -~0,3ох)	5 70)
F'K± 1,568 /rd ' V
Все приведенные выше формулы справед-
ливы лишь для осесимметричной задачи.
В действительности, как мы видели, вследст-
вие действия поперечной нагрузки от веса
трубопровода и заключенной в нем воды про-
дольные общие напряжения ох в оболочке из-
меняются по окружности с изменением угла а.
Однако изменение этих напряжений происхо-
дит значительно медленнее, чем изменение на-
пряжений в зоне действия краевого эф-
фекта в направлении образующей. В
этом случае имеем дело с так назы-
ваемым «простым краевым эффектом» и
можем воспользоваться правилом, согласно
которому при расчете краевого эффекта до-
пустимо пренебречь изменением усилий и де-
формаций вдоль окружности '[10]. Тогда
в каждой точке окружности можно опреде-
лять местные напряжения по формуле (5.70),
подставляя в нее соответствующие значе-
ния ох.
При рассмотрении напряженного состоя-
ния оболочки у опорного кольца задача еще
больше усложняется. Поскольку оболочка
совместно с кольцом деформируется под влия-
нием продольной силы и изгибающего момен-
та, действующих в опорном кольце (см. гл. 7),
кольцевые общие напряжения в оболочке так-
же изменяются вдоль окружности. В этом
случае формула для осевых местных напря-
жений в оболочке в любой точке окружности
приобретает вид:
рга— ^к1~ -О,3зх
- F'K± 1,568 /7£
где цмк и unk — компоненты кольцевых напря-
жений в оболочке от действия соответственно
изгибающего момента и продольной силы
в опорном кольце (см. гл. 7).
Вследствие стеснения поперечной дефор-
мации оболочки в ней возникают соответст-
вующие напряжения от местного изгиба, дей-
ствующие в кольцевом направлении:
crMz=—0,3omx=±0,55ct’zt,	(5.72)
где оэ2Т обозначено выражение в квадратных
скобках в (5.71).
93

При расчете трубопровода с учетом мест-
ных напряжений под кольцами эти напряже-
ния суммируются с общими напряжениями
в оболочке. При этом, учитывая, что местные
напряжения достигают максимума только на
фибре оболочки и что они быстро затухают
по мере удаления от кольца, принимают повы-
шенные расчетные сопротивления материала.
Нередко из-за напряжений краевого эф-
фекта приходится увеличивать толщину обо-
лочки под кольцами жесткости особенно под
опорными кольцами промежуточных опор, пу-
тем наваривания на оболочку дополнительных
полос или путем применения на узком участке
под кольцом оболочки из более толстого ли-
ста, который соединяется встык с более тон-
кой оболочкой соседних прилегающих участ-
ков. В этом случае расчет напряжений с уче-
том явления краевого эффекта существенно
усложняется. В данном случае местные на-
пряжения возникают не только под кольцами,
но и на границах утолщенного участка обо-
лочки. Решение задачи может быть получено
на основе общей теории оболочек. Такое реше-
ние для напряженного состояния опорного
кольца трубопровода было разработано
в СКВ «Ленгидросталь» и включено в МУ
34-747-76 (см. гл. 7).
5.2.6.	НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ В МЕСТАХ ПЕРЕЛОМА
ОБРАЗУЮЩИХ
Местный изгиб оболочки при действии
внутреннего давления наблюдается также
в зонах скачкообразного изменения ее тол-
щины. Природа этого изгиба становится ясной
из рассмотрения условий деформации оболоч-
ки в зоне стыка по аналогии с условиями
деформации под кольцом. На некотором рас-
стоянии от стыка радиальные перемещения
более тонкой и более толстой оболочки будут
различаться между собой в отношении, обрат-
но пропорциональном их толщинам. Однако
непосредственно в месте стыка по условию
совместности деформаций их перемещения и
углы поворота.должны быть равны благодаря
влиянию поперечной силы и изгибающего мо-
мента, действующих в стыке. -
Для ограничения местного изгиба оболоч-
ки технические условия на изготовление и
монтаж трубопроводов требуют, чтобы тол-
щины соединяемых оболочек различались
между собой не более чем на 2—4 мм. При
соединении звеньев с большей разницей в тол-
щинах оболочек более толстая оболочка в ме-
сте стыка должна быть обработана с уклоном
1:5с целью плавного сопряжения с более
тонкой оболочкой. При выполнении этих тре-
бований местные изгибные напряжения, воз-
никающие в стыках Оболочки, невелики и при
проектировании не учитываются.
94
Рис. 5.11. Схемы осесимметричных сопряжений кониче-
ских оболочек с различной выпуклостью.
а наружу; б — внутрь; в — наружу с уснляющим кольцом; г —
внутрь с уснляющим кольцом.
Более значительную роль играют местные
изгибные напряжения, действующие в зонах
перелома образующих оболочки. Такие пере-
ломы в трубопроводах имеют место в осесим-
метричных сопряжениях оболочек цилиндри-
ческого звена с коническим (диффузор, кон-
фузор, заглушка), в аналогичных сопряжени-
ях двух конических оболочек (в конических
заглушках, состоящих из нескольких кону-
сов) , а также в стыках секций сварных колен,
образованных из косо срезанных круговых
оболочек, как правило, цилиндрических.
Схемы осесимметричных сопряжений кони-
ческих оболочек показаны на рис. 5.11. Раз-
личают сопряжения выпуклостью наружу
(а, в) и выпуклостью внутрь (б, г). Оболочки
могут сопрягаться без усиления (а, б) или
через усиляющее кольцо (в, г). На рисунке
обозначены углы наклона образующих обо-
лочек Pi и 02, причем всегда 01<?р2- В част-
ном случае при (31=0 первая оболочка явля-
ется цилиндрической.
Для изображенных схем сопряжения опре-
деление напряжений от действия внутреннего
давления р производится методами линейной
теории упругих тонких оболочек. При этом
напряжения краевого эффекта рассчитывают
в предположении, что оболочки являются
длинными, т. е. у каждой оболочки местные
изгибные напряжения, возникшие у одного
края, затухают, не достигая другого края. Это
условие соблюдается, если выполняется соот-
ношение
(5-73)

Таблица 5.5
Значения коэффициента о при ^=0
Схема		31. град			.	г 11.									
			а	Б0	75	100	125 J	150	175	200	225	|	250
		5	21,11	45,11	71,45	99,88	130,2	162,3	196,1	231,5	268,4	306,7
	0,6	10	24,99	57,95	97,02	141,3	190,2	243,2	300,1	360,6	424,6	491,7
		15	29,93	73,66	127,4	189,5	258,9	334,9	416,9	504,5	597,4	695,2
Рис. 5. 11, а	1,0	5	21,55	44,41	68,9	95,06	128,9	152,3	183,4	216,0	250,0	285,6
		10	23,95	54,4	90,87	132,7	179,5	230,7	286,1	345,5	408,5	475,0
		15	28,34	69,94	122,2	183,5	252,8	329,2	412,3	501,5	596,5	696,9
	1,4	5	29,87	64,38	102,9	145,2	190,9	239,7	291,6	346,2	403,6	463,5
		10	36,63	87,27	148,8	219,7	298,7	385,2	478,5	578,1	683,7	795,0
		15	45,83	116,2	204,4	307,3	423,1	550,4	688,3	836,1	993,0	1159
		5	20,87	45,58	72,92	102,4	139,9	167,1	201,9	238,1	275,8	314,8
	0,6	10	25,73	59,81	99,59	144,0	192,6	244,8	300,4	359,1	420,7	485,0
		15	31,04	75,20	. 128,2	188,5	255,0	327,2	404,6	486,7	573,3	664,1
Рис. 5. 11, б		5	26,65	57,63	91,51	127,8	166,2	206,4	248,4	291,9	337,0	383,5
	1,0	10	32,16	73,45	120,9	173,3	230,1	290,9	355,-2	422,8	493,6	567,3
		15	38,09	90,36	152,1	221,6	297,7	379,9	467,6	564,2	667,5	776,2
		5	33,62	74,16	119,4	168,6	221,1	276,6	335,2	396,2	459,7	525,6
	1,4	10	42,41	99,66	166,9	242,2	325,0	414,0	508,9	609,2	714,6	824,8
		15	51,92	127,0	217,5	320,6	434,7	558,5	691,3	832,3	981,1	1137
В разрезном трубопроводе при условии,
что действующая в месте сопряжения продоль-
ная сила N равна нагрузке Ар, максимальное
приведенное напряжение в сопрягаемых обо-
лочках может быть определено по формуле
о	(5.74)
прив	г	'	'
где значения коэффициента о для оболочек,
сопрягаемых без усиления, при 0!=О; 02=5,
10, 15° приведены в табл. 5.5, для других
значений 01 и 02 более подробные таблицы
коэффициентов о помещены в МУ 34-747-76.
При наличии усиляющего кольца макси-
мальное приведенное напряжение в оболоч-
ках, сопрягаемых через кольцо, зависит не
только от 0Ь 102, ’6i/62 и Г1/61, но также от раз-
меров сечения кольца b и h. Для оптимальной
геометрии сопряжения, когда срединные по-
верхности оболочек пересекаются в средней
плоскости кольца, значения коэффициента о
для случая 01=0, 02=45° приведены в табл. 5.6.
Более подробные таблицы для различных зна-
чений 02 помещены в МУ 34-747-76. В общем
случае, когда 0i¥=O, а срединные поверхности
оболочек не пересекаются в средней плоско-
сти кольца, расчет напряжений согласно МУ
34-747-76 производится на ЭВМ по разрабо-
танной в СКВ «Ленгидросталь» программе
СК-3. В результате расчета определяют макси-
„макс „
мальное приведенное напряжение °прив в обо-
лочке, а также максимальное напряжение-
в кольце и координаты точек, где эти напря-
жения действуют.
Схема колена, образованного из несколь-
ких одинаковых косо срезанных круговых ци-
линдрических оболочек, показана на рис. 5.12.
Основными параметрами колена являются его
полный угол е, угол косого среза во, радиус 7?о
(радиус окружности, вписанной в ломаную,
образованную осями секций), число полусек-
ций пп, толщина оболочки б, диаметр D или
радиус г трубопровода.
В МУ 34-747-76 рекомендуется при назна-
чении толщины оболочки колена на началь-
ной стадии проектирования исходить из оцен-
ки максимальных, (с учетом местных) напря-
жений в оболочке от внутреннего давления,,
уравновешенного осевыми силами N=Ae:
Рис. 5.12. Схема цилиндрического колена.
95-

Таблица 5.6 Значения коэффициента <т при р,=0, 02=45°						
51/5s	ri/а»	6/Г1	Л/Ьж			
			1	*	3	1 4
0,6	50	0,10 0,25	181,3 168,0	166,6 151,4	155,3 140,9	146,3 133,2
	100	0,10 0,25	471,7 412,3	416,9 353,2	380,0 320,8	352,9 299,3
	150	0,10 0,25	815,7 687,0	700,2 570,3	627,5 510,3	576,8 472,3
	200	0,10 0,25	1196,5 980,9	1004,4 796,1	888,7 705,1	810,4 649,1
	250	0,10 0,25	1605,4 1288,3	1323,4 1027,8	1159,3 903,3	1050,7 828,2
0,8	50	0,10 0,25	181,2 165,9	164,4 148,0	152,3 137,4	143,1 129,9
	100	0,10 0,25	470,2 403,5	408,1 341,7	368,9 309,6	341,4 288,7
	150	0,10 0,25	810,2 668,4	681,6 548,3	605,5 489,7	554,5 453,4
	200	0,10 0,25	1184,5 949,8	973,3 762,1	853,8 674,2	775,8 621,0
	250	0,10 0,25	1584,5 1242,8	1277,9 980,7	1109,9 861,4	1002,6 790,7
1,0	50	0,10 0,25	178,8 162,3	157,4 141,8	145,6 131,5	137,0 125,8
	100	0,10 0,25	460,2 390,8	388,6 325,4	347,4 294,6	321,7 277,7
	150	0,10 0,25	788,4 643,0	646,5 520,6	567,7 465,2	518,3 435,0
	200	0,10 0,25	1147,4 909,4	920,2 722,1	798,9 639,8	724,1 595,2
	250	0,10 0,25	1529,1 1185,7	1205,5 927,9	1037,2 817,0	934,9 757,3
1,2	50	0,10 0,25	233,0 209,3	203,9 182,1	185,9 168,5	173,9 160,7
	100	0,10 0,25	589,6 495,1	494,6 411,9	440,4 373,1	405,7 351,2
	150	0,10 0,25	999,7 806,7	814,3 653,8	714,3 585,5	651,9 547,4
	200	0,10 0,25	1444,2 1133,3	1151,2 902,3	999,0 802,1	906,0 746,7
	250	0,10 0,25	1913,7 1470,2	1499,7 1155,0	1290,9 1021,3	1165,1 948,0
°ГС= (0,5 + 0,020so /Л.)(5.76)
здесь угол косого среза е0 выражается в гра-
дусах.
При 8<г->0 формулы (5.75), (5.76) превра-
щаются в обычные формулы для цилиндриче-
ской оболочки
°z = -F; °, =0,5^.	(5.77)
Подсчитанные по (5.75), (5.76) максималь-
ные напряжения действуют в стыках секций
при сю—л (рис. 5.12).
5.2.7.	РАСЧЕТ СВОБОДНЫХ (НЕОБЕТОНИРОВАННЫХ) КОЛЕН
Как уже указывалось, оболочка свободных
колен на неразрезных участках трубопровода
помимо действия внутреннего давления под-
вергается общей деформации под влиянием
осевых нагрузок Лц, At,"A^вызывающих
изгиб участка трубопровода между анкерны-
ми опорами как рамной конструкции.
В результате исследований и наблюдений
за работой неразрезных трубопроводов, про-
ложенных по гибкой схеме, уже давно было
обнаружено, что напряжения в трубопроводе
оказываются существенно ниже, чем это сле-
дует из обычного расчета участка как рамы.
Причина такого несоответствия заключается
в том, что на участках закруглений (колен)
изгйбная жесткость трубопровода оказывает-
ся значительно меньше, чем у прямой трубы
того же радиуса и той же толщины. Это свя-
зано с особенностью деформации колена, по-
перечные сечения которого при изгибе сплю-
щиваются, приобретая овальную форму, при-
чем это искажение формы тем больше, чем
ниже внутреннее давление воды, препятствую-
щее сплющиванию. Поэтому при расчете ме-
тодами строительной механики неразрезного
участка трубопровода, включающего колено,
следует учитывать снижение жесткости коле-
на. Задача сводится к определению коэффи-
циента жесткости km, показывающего, какую
часть от жесткости прямой трубы того же по-
перечного сечения составляет жесткость ко-
лена.
Определение может быть выполнено на
основе нелинейной теории оболочек на ЭВМ
по разработанной СКВ «Ленгидросталь» про-
грамме СК-5. .Исходными данными для рас-
чета являются наружный диаметр трубопро-
вода Dr, толщина оболочки 6, радиус колена
Ro и расчетное внутреннее давление рр. Коэф-
фициент кук не зависит от полного угла колена
и количества секций. Снижение жесткости
трубопровода в коленах оказывается весьма
существенным, например, для трубопровода
*96

С Рн=1,64 м, 6=20 мм и 7?о=3,1 м: £ж=0,05
при рр=0, £«=0,064 при рр=1,00 МПа.
Зная £«, можно рассчитать участок трубо-
провода, содержащий колено, методами строи-
тельной механики и найти продольные силы
^л, А'п, поперечные силы Q„, Qn и изгибаю-
щие моменты Л4Л, Л4П, действующие в плос-
кости колена по его концам. После этого на
основе линейной теории оболочек определяют
напряжения в оболочке колена от действия
внутреннего давления и упомянутых сил и
моментов. Для расчета напряжений в колене
на ЭВМ служит программа СК-6, в которой
исходными данными служат те же параметры,
что и в программе СК-5, и дополнительно пол-
ный угол колена 8, число полусекций пп,
а также силы и момент Мл, Qn, Мл, дейст-
вующие на одном из концов колена с учетом
их знака (положительные направления пока-
заны на рис. 5.12). Методика справедлива,
если оболочки секций колена являются длин-
ными, т. е. выполняется условие (5.73), кото-
рое для колена приобретает вид:
еЛ>2,3/?8.	(5.78)
В результате расчета по программе СК-6
для различных значений угловой координаты
ао от 0е до 180° с шагом 10° выдаются напря-
жения от внутреннего давления, не зависящие
от номера секции, напряжения от изгиба ко-
лена в каждой полусекции и суммарные на-
пряжения. Суммирование напряжений воз-
можно, поскольку расчет основан на линей-
ной теории оболочек.
Для каждой секции печатаются кольцевые,
осевые, касательные и приведенные напряже-
ния на наружной и внутренней поверхностях:
посередине секции (общие) и у стыка секций
(с учетом местных).
5.3.	РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ ЗАСЫПАННОГО
ТРУБОПРОВОДА
5.3.1.	УСЛОВИЯ ПРОКЛАДКИ ТРУБ
Укладка стального трубопровода в тран-
шею в большинстве случаев производится от-
крытым способом. Засыпанные трубопроводы
на всем своем протяжении укладывают или
непосредственно на ненарушенное основание
по дну траншеи, "или на специальную подго-
товку в виде песчаной, гравелистой (щебеноч-
ной) или бетонной (из тощего бетона) подуш-
ки. При прокладке трубопровода диаметром
более 1,0 м на мягких грунтах устройство пес-
ч а н о - гр авел истой _ подуш к и__ обязательно,_ее
толщина а должна быть не менее 0,25 м.
При такой схеме опирания труб жесткость
основания можно принимать одинаковой на
всей длине их укладки, а поперечные и ради-
Рис. 5.13. Схема укладки засыпанных трубопроводов
в траншее (по СТП 34-02-73).
а — укладка труб на дно траншеи с ненарушенной структурой
грунта; б — то же по сплошной подготовке; 1 — подготовка (пес-
чаная, гравелистая или бетонная); 2 — уплотненный грунт; 3 —
засыпка местным грунтом.
альные нагрузки — внутреннее давление воды,
давление грунта засыпки, реакция основа-
ния, — стремясь деформировать круговое се-
чение оболочки, вызывают в ней нормальные
и касательные напряжения только в меридио-
нальных (продольных) сечениях. Считается,
что на прямолинейных участках осевые нор-
мальные напряжения оу от изгиба трубы как
балки будут отсутствовать.
Воздействие внешних нагрузок на напря-
женное состояние оболочки трубопровода су-
щественно зависит от податливости основа-
ния и качества засыпки. Наиболее благопри-
ятные условия работы оболочки, связанные
с ее совместной работой с окружающим грун-
том, получаются при выполнении укладки
труб в траншее по одной из схем, показанных
на рис. 5.13; при этом требуется плотная под-
бивка основания под трубой и засыпка боко-
вых пазух и^тромежутков между трубами на
зь1со~ту~0~75/)н сыпучим грунтом с тщательным
уплотнением^.. При этом ширина Ъ пазух и
промежутков между трубами назначается
в зависимости от условий производства работ
по засыпке, но не менее 1,0 м на уровне цен-
тров труб. Тогда ширина траншеи на уровне
центров труб составит:
B^n(Dil + b') +b,	(5.79)
где п — число параллельно укладываемых
труб в траншее.
Во избежание выпучивания оболочки
в шелыге при боковом загружении поверхно-
сти временной нагрузкой высота засыпки над
трубой h назначается не менее £мин—Q в.н /Зуз,
где ^в.н —интенсивность давления на урбвнё
шелыги трубы от временной нагрузки; у3 —
удельный вес грунта засыпки.
97

По условиям защиты оболочки от механи-
ческих повреждений высота засыпки h долж-
на быть не менее 0,6 м.
5.3.2.	НАПРЯЖЕНИЯ В МЕРИДИОНАЛЬНЫХ СЕЧЕНИЯХ
ОБОЛОЧКИ И КОЛЕЦ ЖЕСТКОСТИ
Для составления общих выражений изги-
бающих моментов и нормальных сил, возни-
кающих в меридиональных сечениях оболоч-
ки засыпанного трубопровода под действием
той или иной поперечной нагрузки, рассмотрим
условия равновесия кругового кольца единич-
ной ширины, вырезанного двумя поперечными
сечениями 1-1 и 2-2, перпендикулярными оси
трубы, на произвольном по длине трубопрово-
де участке (рис. 5.14). При этом предпола-
гаем, что диаметр трубопровода и толщина
оболочки постоянны на всей длине расчетного
участка. Не считаясь с начальными искривле-
ниями формы поперечного сечения трубы, по-
явление которых, в пределах, допускаемых
техническими условиями, возможно вследст-
вие технологических или других причин
(овальность сечения, местные вмятины и т. п.),
будем рассматривать принятое сечение сим-
метричным относительно его вертикальной
диаметральной плоскости.
В этом случае в качестве основной систе-
мы при решении замкнутого контура оболоч-
ки достаточно будет рассмотреть равновесие
половины кольца, отсеченной вертикальной
диаметральной плоскостью, заменив удален-
ную часть кольца неизвестными реакциями
Мо, No и Qo в одном сечении и жесткой задел-
кой в другом.
Поскольку в дальнейшем будут рассматри-
ваться лишь случаи симметричного загруже-
ния круглой трубы относительно ее вертикаль-
ной диаметральной плоскости, то поперечная
сила в шелыге будет отсутствовать. Следова-
тельно, выбранная система окажется только
дважды статически неопределимой с двумя
лишними неизвестными Мо и No.
Решение статической неопределимости
в данном случае наиболее просто можно по-
Рис. 5.14. К расчету оболочки засыпанного трубопро-
вода.
лучить, основываясь на методе сил и опреде-
ляя значение лишних неизвестных из решения
системы канонических уравнений [46].
Значения неизвестных реакций:
.'М.=~4р!Л; .
о
No = — ~г JМр cos'9 db.
о
(5.80)
(5 81)
Получив в общем виде выражения для не-
известных реакций в принятой основной си-
стеме, можно вычислить обычными приемами
значения внутренних сил в любом сечении
оболочки трубы, нагруженной воздействиями,
симметричными относительно вертикальной
диаметральной плоскости.
- Момент М0 и нормальную силу N6 для лю-
бого сечения оболочки, расположенного под
углом 0 к вертикальной оси, найдем по фор-
мулам
Мд == Мо + Nor cos 6 zt Мр;
М0 —Мо cosOzlWp.
Здесь Мр и Np — момент и нормальная
сила в основной системе от действия произ-
вольной нагрузки
Определение внутренних сил в оболочке
трубы от действия различных нагрузок целе-
сообразно производить раздельно, пользуясь
принципом независимости действия сил, с по-
следующим алгебраическим суммированием
частных значений изгибающих моментов и
нормальных сил.
Изгибающие моменты MQ и нормальные си- .
лы М0 в оболочке засыпанного трубопровода
от действия вертикальных и горизонтальных
нагрузок и от воды, заполняющей трубу, мо-
гут определяться по табл. 5.7, в которой при-
водятся расчетные значения для пяти наибо-.
лее характерных точек сечения без учета раз-
гружающего действия упругого отпора грунта
на оболочку.
Гигантский рост промышленности в нашей
стране потребовал укладки огромного коли-
чества засыпанных газо- и нефтепроводов.
Естественно, что в этих условиях было необ-
ходимо детально и тщательно изучить работу
стального трубопровода в грунте для созда-
ния более экономичной конструкции и умень-
шения массы труб.
Одним из усовершенствований в расчетах
засыпанных трубопроводов явилось предложе-
ние Всесоюзного научно-исследовательского
института по строительству трубопроводов
(ВНИИСТ) об учете в расчетах упругих

Таблица 5.7
Значения изгибающих моментов и нормальных сил в оболочке засыпанного трубопровода
Основная нагрузка	Схема нагрузки					№ точек	Угол 6		Момент	Нормальная сила
							град	рад		
Вертикальная нагрузка, рав- номерно распределенная по проекции кольца				г		1 2 3 4 5	0 45 90 135 180	0 . tz/4 п/2 Зя/4	—0,250 0,000 4-0,250 0,000 —0,250	0,000 —0,500 — 1,000 —0,500 0,000
	1 3	+4								
		zX. I v	\/|							
		НННННН								
										
						Множитель			Руг2	Руг
Г оризонтальная нагрузка, равномерно распределенная по проекции кольца	~ Р*					1 2 3 4 5	0 45 90 135 180	0	4-0,250 0,000 —0,250 0,000 4-0,250	—1,000 —0,500 0,000 —0,500 —1,000
				*-				гс/4 я/2 Зя/4 я		
			15>Х							
										
						Множитель			РхГ2	РхГ
Вес воды, заполняющей трубу	2		 у?		_ 2 У			1 2 3 4	0 45 90 135	0 я/4 я/2 Зя/4	—0,173 —0,018 4-0,195 4-0,016	4-0,583 4-0,434 4-0,215 4-0,789
	со 1: со	[4X&J				5	180	я	—0,220 ‘	+1.417
						Множитель			уг3	уг2
Вес воды, заполняющей тру- бу наполовину	оГ	— 7/ \	1	J		1 2 3 4 5	0 45 90 135 180	0 я/4 я/2 Зя/4 л	—0,018 —0,006 4-0,023 4-0,012 —0,042	+0,042 +0,029. 0,000^ +0,289^ +0,458'
										
		|\,- 1—								
	со	Мншгтпт								
						Множитель			V3	уг*
9^
7

Таблица 5.8
Значения изгибающих моментов и нормальных сил в оболочке засыпанного трубопровода с учетом
упругого отпора грунта	r j
Эпюры
Вид нагрузки
Вертикальное давление
грунта
Горизонтальное равно-
мерное давление грунта
Схема нагрузки
М0	ЛГВ
Значения ЛТд и Ng
Обратносимметричная
слагаемая горизонтально-
го давления грунта
Временная нагрузка на
поверхности
Л1д
kpxD2 cos 39
5	4^0
3 4р.о
Л 3 — 4р.о
cos9 + 5=4ii;cos38
Д^О2
16
cos 29
л . 3~2^
V +3-4.Л.
3 cos 39
5 — 1|х0 5
+ 3-4^ 6
cos 59
, 3-8(10 S
“*"3 — 4(10 50 )
cos 79
/	13- I2;io S_\
(J + 3 —4|i0 196у
0
Д/^D /3 —4|i0	X
_8~k3^2S“COs2e-V+
2 A puD Г
4—	— 1,25 cos 9 4-
15л [	.
4 — 5|i0	6 — 7p.o
t~ £ л cos 39	*7 /л q г cos f
r5 —4jx0	7 (9—8|i0)
100

Продолж. табл. 5.8
Вид нагрузки
Схема нагрузки
Эпюры
Значения М$ и Ng
Гидростатическое дав-
ление при неполном за-
полнении трубы водой
М0	Л'д
уП3
36jrsJn33
cos 29
, 3	2р-0
Ф 3 — 4р.о
Л4в
3cos В cos 36
5 — 4р.о S
3 —4|л0 6
—+
S
(1 — 1,2 sin2 В) cos 40
Л . А \
^З — 4р.о2О У
4D2
4n
(тс—(3)cos р—sin В — (п— В— sin р +
ч cos 9
Ч~ cos-B) 2~
уО2
"fc"sin3B (I —
л „ r cos 29 cos В cos 39
~2|Х") 15-4(1, +
(1 — 1,2 sin2 B) cos 49
7 — 6p.o
свойств грунта как разгружающего фактора,
который облегчает работу трубы, уменьшает
ее массу и, следовательно, приводит к более
прогрессивному и экономичному решению.
Такой способ расчета, получивший под-
тверждение в лабораторных и натурных иссле-
дованиях, выполненных в МГМИ [11, 12]
давно принят в разработанных институтом
Теплоэлектропроект нормах проектирования
СТП 34-02-73. Расчет оболочки засыпанного
трубопровода производится с учетом совмест-
ности деформаций грунта и оболочки в пре-
делах их упругих перемещений. Считается,
что под совместным действием активных и
реактивных сил оболочка деформируется и на
наружной поверхности ее возникают силы от-
пора грунта. Общий ход решения задачи
о распределении внутренних сил и изгибаю-
щих моментов в оболочке сохраняется тот же,
но при этом задается закон распределения от-
пора грунта.
Вполне обоснованный учет упругого отпо-
ра грунта при проектировании засыпанных
трубопроводов стал возможным в результате
анализа и обобщения теоретических и экспе-
риментальных исследований, включавших,
в частности: наблюдения и замеры изменения
формы поперечного сечения; измерение де-
формаций электротензометрами и другими
специальными приборами; определение раз-
личной степени уплотнения грунта вокруг
труб; наблюдения за защемлением труб грун-
том; измерение неравномерных осадок осно-
вания.
В табл. 5.8 приведены формулы и эпюры
для погонных изгибающих моментов Л40 и нор-
мальных сил Nq в оболочке засыпанного трубо-
провода с учетом отпора грунта в зависимости
от схемы загружения.
Параметр упругого обжатия трубы грунтом
S, входящий в выражения для Мв, определяет^
ся равенством
’! ' (5-82)
где Ео, рю — модуль деформаций и коэффици-
ент Пуассона грунта ненарушенной структу-
ры, определяемые по результатам изысканий,
а для предварительных расчетов—по табл. 4.6;
т] — коэффициент снижения модуля деформа-
ций: для насыпных грунтов т|=0,5, при уклад-
ке грунта намывом т|=0,75; /об — длина рас-
четного участка трубы.
Изгибающий момент и параметр S вычис-
ляют отдельно для участков труб, усилен-
ных кольцами жесткости, и для межкольце-
101

вых участков. Для участка с кольцом
(рис. 6.6,в)
Zo5= 1,56 )/rS -J-	(5.83)
где а — ширина кольца в месте его примыка-
ния к оболочке;
момент инерции сечения прикольцевого
участка
Л = ^ = Л + Цpf-,	(5.84)
где Fg = F^ = /о53 -|- FK; JK, FK — момент инер-
ции и площадь поперечного сечения кольца
жесткости (без оболочки); Z — см. рис. 6.6.
Диаметр окружности, проходящей через
центр тяжести сечения прикольцевого участка,
D.=D + 2-^-:	(5.85)
При расчете прикольцевого участка в фор-
мулах табл. 5.8 диаметр трубопровода D за-
меняется на DK.
Для межкольцевых участков расчет ведет-
ся на единицу длины (/Об=1), поэтому
83
/7 _т _____ и
’ Э~ 12(1—р.2) •
Кольцевые напряжения в крайних волок-
нах оболочки или кольца жесткости опреде-
ляются по формуле
/ Ng .	 \
а2=(-^- + ^-^,	(5.86)
где для прикольцевого участка	= f^!y (у—
расстояние крайней точки сечения от центра
кольца, лежащего на расстоянии RK=G,5DK от
центра трубы), для межкольцевого участка
гг/6 = а2/б.
3.3.3. ОСЕВЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ
Осевые напряжения, возникающие в обо-
лочке, в общем случае состоят из нескольких
слагаемых:
. Д/V Му ,
--ах~Т~~рг +“7 Г °ХМ-
(5.87).
Первое слагаемое представляет собой ос-
новные напряжения в оболочке, связанные
с действием основного продольного усилия и
вычисленные для трубы, не имеющей продоль-
ных перемещений, т. е. защемленной в грунте:
( и Рх + Ру — °.5ДЛ/ \
°*	25	2	)
(5.88)
где Яр — расчетный напор в центре трубы.
102
Как видим, основные продольные напря-
жения возникают вследствие поперечной де-
формации трубы под действием внутреннего
и наружного давлений, а также температур-
ных колебаний.
Второе и третье слагаемые в (5.87) учиты-
вают действие дополнительной осевой силы
ДЯ и изгибающего момента Af, возникающих
в поперечном сечении трубы, работающей как
упругая балка, в связи со смещением трубы
в грунте.
Последнее слагаемое в (5.87) <jXM пред-
ставляет собой местные напряжения в оболоч-
ке около колец жесткости, обусловленные ис-
кажением деформации оболочки под влиянием
последних (см. и. 5.2.5).
В СТП 34-02-73 приводятся зависимости
для изгибающего момента М. и дополнитель-
ной продольной силы ДДТ, полученные из рас-
смотрения трубы как бесконечно длинного
бруса, упруго защемленного грунтом. В об-
щем случае при вынужденном местном пере-
мещении оболочки в произвольном сечении
трубы
\N=fi (Дх0,х);
7И=Д>(Дг/о, <ро, х),
где х — расстояние от места вынужденного
перемещения трубы до рассматриваемого се-
чения; фо, Дх0, \уо — соответственно угол по-
ворота, продольное и поперечное перемеще-
ния трубы в начальном сечении (при х=0).
Там же даны выражения для функций ft
и /г, в которые входит коэффициент постели
окружающего трубу грунта, вычисляемый по
формуле
Г—. 2£о71
0(1 + Ио) ’
(5.89)
приводятся рабочие формулы для вычисления
компонентов перемещений фо, Дх0, Луо в ме-
стах изменения диаметра трубы, поворотов,
у развилок, прямых и косых отводов и для
других встречающихся, на практике случаев.
По кольцевым и осевым напряжениям оп-
ределяются приведённые напряжения соглас-
но энергетической-теории прочности по (5.11).
5.4.	РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ ТРУБОПРОВОДА,
ЗАДЕЛАННОГО В ГОРНОЙ ПОРОДЕ
5.4.1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА
 Начало практического применения сталь-
ных напорных трубопроводов, забетонирован-
ных в крепких скальных породах, относится
к первой четверти XX в., однако в последние
десятилетия строительство таких трубопрово-
дов в качестве турбинных при высоких напо-
рах приобретает все большие масштабы. Это
связано с широким размахом строительства

высоконапорных ГЭС и ГАЭС в горных райо-
нах, с развитием техники горнопроходческих
работ, а также с преимуществами, которые
дает данная конструкция, позволяя вовлекать
в работу трубопровода окружающий скальный
массив и передавать на него значительную
часть внутреннего давления воды. При этом
экономия стали может достигать 50—85% и
таким образом компенсирует дополнительные
затраты на проходку штольни и бетонирова-
ние.
Заделанные в скале трубопроводы выгод-
ны также при неблагоприятных для открытой
прокладки топографических условиях трассы,
при угрозе обвалов и оползней на склонах.
При строительстве в сейсмически активных
районах следует учитывать, что трубопрово-
ды, проложенные в скале при значительном
заглублении, обладают более высокой сей-
смостойкостью, нежели свободно лежащие на
поверхности земли.
Основной нагрузкой для высоконапорного
трубопровода является внутреннее давление
воды, поэтому главная задача расчета заклю-
чается в выяснении распределения этого дав-
ления между стальной оболочкой и скалой.
Статическая работа забетонированного
в горной породе трубопровода является более
сложной по сравнению со стальными трубо-
проводами других типов, так как здесь мы
имеем дело, по существу, с трехслойной кон-
струкцией «металл — бетон — порода», при-
чем свойства всех трех материалов различны.
Если характеристики стали и в меньшей сте-
пени бетона отличаются известной стабильно-
стью и определенностью, то свойства горной
породы очень сильно изменяются в зависимо-
сти от месторасположения и направления пла-
стов, величины и длительности действия на-
грузки. Поэтому проектирование напорной
облицовки для подземных высоконапорных во-
доводов в известной степени лишается той
четкости расчетной схемы, которая присуща
стальным конструкциям при наличии ясных
граничных условий. Естественная неопреде-
ленность, присущая возведению сооружений на
большой глубине в подземной выработке, не
может быть полностью устранена, несмотря
на значительные достижения в области геоло-
гии и механики грунтов. Для получения на-
дежных исходных данных для проектирова-
ния требуется .проведение большого объема
тщательных геологических изысканий и ис-
следований, позволяющих определить дефор-
мативные характеристики горной породы,
а иногда также выполнение специальных на-
турных исследований.
Примером таких исследований может слу-
жить исключительный по масштабам и слож-
ности эксперимент, проведенный для опреде-
Рис. 5.15. Схема испытаний опытного звена трубопровода, забетонированного в скальном массиве на ГЭС
Нендаз
/ - стальная облдцовка:-6=* обделка; 3
бетона: 13- «водомерное стекло для сильфонного измерителя радиадь-
них деформаций; 14 — измеритель деформаций оболочки по тензодатчикам.
1 ио

ления размеров стального наклонного турбин-
ного трубопровода ГЭС Нендаз, забетониро-
ванного в горной выработкеИспытуемое ци-
линдрическое звено было заделано в скале
на глубине 200 м, при этом его размеры, на-
клон, расположение относительно пластов гор-
ных пород и конструкция бетонной обделки
соответствовали проектным (рис. 5.15). Обо-
лочка из мягкой стали в верхней половине
звена была выполнена гладкой с толщиной
25 мм, а в нижней половине — с толщиной
15 мм, усиленной бандажами. Бетонная об-
делка также выполнена различной толщины
на среднем и крайних участках (50 и 120 см
соответственно). При испытаниях применялись
специально разработанные устройства, позво-
ляющие измерять общие и местные радиаль-
ные, осевые и тангенциальные деформации
стальной трубы, увеличение периметра бётон-
ной обделки, а также приток и расход воды.
Звено нагружалось переменным внутренним
давлением воды в течение продолжительного
отрезка времени вплоть до стабилизации де-
формаций скалы. В процессе испытаний про-
водилась заполнительная цементация за обо-
лочку и оценивалось ее влияние на перерас-
пределение усилий между стальным трубопро-
водом и окружающей скалой. Определялись
упругие и остаточные деформации и напря-
женное состояние конструкции.
В отечественной практике рекомендуется
проведение экспериментальных исследований
в специальных опытных штольнях, а также
на моделях и на крупномасштабных стендах
При сложных инженерно-геологических и то-
пографических условиях прокладки трассы,
для особо ответственных подземных сооруже-
ний, для туннелей больших сечений (свыше
100 м1 2), а также для близких выработок.
Опыт строительства заделанных в скале
трубопроводов показывает огромное разно-
образие в распределении нагрузок между
стальной оболочкой и скалой. В одних случа-
ях почти всю нагрузку от внутреннего давле-
ния берет на себя металл, в других — почти
все давление передается на скалу (например,
на ГЭС Сер-Понсон стальная облицовка вос-
принимает только 3% внутреннего напора).
Методы статического расчета забетонирован-
ных в скале стальных труб совершенствова-
лись по мере развития их строительства. Пер-
вые конструкции такого рода, подобно
свободно лежащим в штольне трубопроводам,
рассчитывали на полное внутреннее давление
без всякого учета влияния окружающей поро
ды. Позднее наличие скалы учитывалось пу-
1 Surber A. Experimented Untersuchungen zur Bes-
timmung der geeigneten Druckschacht-Panzerung eines
Grosskraftwerkes.— Escher Wyss Mitteilurigen, 1959,
H. 1, S. 3-11.
]C4
тем доведения напряжений в стальной обо-
лочке, полученных по «котельной» формуле,
до предела текучести стали, а в крепкой по-
роде— даже до временного сопротивления
разрыву. Такой метод расчета, естественно,
является весьма грубым и произвольным, так
как не учитывает влияния фактических
свойств породы, толщины оболочки, возмож-
ной неплотности контакта между ними.
В последнее двадцатилетие в результате
расширения строительства высоконапорных
стальных трубопроводов в скале и развития
теории деформаций горной породы получили
практическое применение более точные мето-
ды расчета таких конструкций, основанные на
рассмотрении совместных деформаций сталь-
ной оболочки, бетона и скалы под действием
внутреннего напора. Однако даже в современ-
ных методах расчета в силу сложности взаим-
ных связей, действующих в многослойной раз-
нородной конструкции, приходится делать
многочисленные упрощающие допущения.
В основу современных методов расчета за-
деланных в скале стальных трубопроводов по-
ложены следующие положения.
1.	Между стальной оболочкой и бетоном
в затрубном пространстве (а также между
бетоном и скалой) имеется зазор А, возникаю-
щий вследствие остывания и усадки твердею-
щего бетона, а также зависящий от качества
строительных работ. После заполнения трубо-
провода водой, имеющей более низкую темпе-
ратуру, чем температура в туннеле при монта-
же, происходит температурное сжатие трубы
и зазор увеличивается. В процессе работы под
нагрузкой происходит развитие пластических
деформаций бетона и особенно скалы, а при
разгружении имеют место остаточные дефор-
мации, что эквивалентно дополнительному
Рис. 5.16. Графики изменения кольцевых напряжений
в оболочке и кольцах жесткости заделанного трубопро-
вода при действии внутреннего давления.
/ — первая стадия работы трубопровода в пределах начального
расчетного зазора; II — вторая стадия работы трубопровода
с передачей части нагрузки на окружающую среду; 1 — напря-
жения в кольцах жесткости заделанного трубопровода; 2 — то
же в оболочке; 3 — напряжения в кольцах жесткости незаделан-
ного трубопровода; 4 — то же в оболочке.

увеличению зазора. Для расчета трубопрово-
да на прочность не имеет значения, где су-
ществует зазор: между бетоном и оболочкой,
между бетоном и скалой или одновременно
в обоих местах. Вопрос о расчетном зазоре
подробнее будет рассмотрен ниже.
2.	.Наличие зазора приводит к тому, что
работа стальной оболочки делится на два
этапа (рис. 5.16). *На первом этапе внутрен-
ний напор воспринимается одной оболочкой
до тех пор, пока не закроется зазор А и не
возникнет плотный контакт между оболочкой
и скалой через бетон. После этого начинается
второй этап работы, на котором дальнейшее
повышение давления воспринимается сталью
и породой уже совместно.
3.	Бетон в затрубном пространстве между
оболочкой и скалой рассматривается как
имеющий радиальные трещины. Поэтому он
не воспринимает никаких кольцевых усилий
и; следовательно, никакой части внутреннего
давления, а только передает часть давления
от оболочки на скалу, испытывая при этом
радиальное сжатие.
4.	Работа всех материалов — металла, бе-
тона и скалы рассматривается в упругой ста-
дии, скала рассматривается как изотропный
материал.
Окончательное кольцевое напряжение
в стальной оболочке складывается из перво-
начального кольцевого напряжения сги, воз-
никшего на первом этапе работы до закрытия
зазора А, и последующего кольцевого напря-
жения oZ2, полученного на втором этапе рабо-
ты после примыкания оболочки к бетону.
Осевые напряжения в заделанном трубопро-
воде аналогичны соответствующим напряже-
ниям в неразрезном прямолинейном свободно
лежащем трубопроводе или основным про-
дольным напряжениям в засыпанном трубо-
проводе:
огх=рп2—(5.90)
При определении расчетных температур-
ных перепадов А/х и А/т в качестве началь-
ных температур и tTo используют наимень-
шую и наибольшую температуры в туннеле в
период обетонирования трубопровода.
5.4.2.	КОЛЬЦЕВЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ, ОБУСЛОВЛЕННЫЕ
ЗАЗОРОМ МЕЖДУ ОБЛИЦОВКОЙ И СКАЛОЙ
Поскольку труба заделана в скалу и не-
способна к продольным перемещениям, отно-
сительное удлинение оболочки при
внутреннего давления подчиняется
стесненной поперечной деформации
__ °z(l—р-2) о2
— Е ~ Е*'
действий
условию
(5.91)
Рис. 5.17. К расчету кольцевых напряжений в оболочке
трубопровода, забетонированного в подземной выра-
ботке.
1 — стальная оболочка; 2 — расчетный зазор; 3 — бетон затруб-
ного пространства; 4— горная порода; 5 — радиальные трещиньк
в бетоне.
Соответствующее радиальное расширение'
оболочки &r=roz/E*.
Максимальное радиальное расширение на
первом этапе работы трубы ограничено разме-
ром зазора (рис. 5.17)’
(5 92).
Отсюда получаем кольцевое напряжение-
в оболочке при действии внутреннего давле-
ния, обусловленное зазором между трубопро-
водом и скалой,
ЕЬ
°г, —(1-Нь‘) >•
Закрытию зазора А соответствует опреде-
ленное значение внутреннего давления /?д> ко-
торое можно получить из уравнения
Рлг ЕЛ
8 ~(1 —р.2) г'
Отсюда
Ра = п гг-г •	(5.95}
7 А (1 — р.4) г2	' 7
Как видно из (5.93), напряжение ozi при
данном радиусе оболочки пропорционально'
модулю нормальной упругости стали Е. Прак-
тически для всех реально применяемых конст-
рукционных сталей модуль нормальной упру-
гости Е колеблется в очень узком диапазоне.
При этом о21 определяется исключительно за-
зором А. Эта величина не является постоян-
ной, а зависит от качества производства работ,,
свойств бетона и горной породы, температур-
ного перепада и других факторов. Определе-
нию зазора А или отдельных его составляющих
105>

посвящено немало исследований, особен-
но зарубежных, причем нередко рекоменда-
ции, имеющиеся в литературе по этому вопро-
су, противоречат друг другу.
В общем случае суммарный расчетный за-
зор А складывается из нескольких компонен-
тов:
A==Ai + ^2 + ^3+^4+^5,	(5.96)
где Ai — зазор от изменения радиуса оболоч-
ки под влиянием колебания температуры;
А2— зазор от усадки бетона; А3 — зазор от
пластической деформации породы и бетона;
А4—- зазор от изменения радиуса горной вы-
работки под влиянием колебания температу-
ры; А5 — зазор, обусловленный выделением
тепла при твердении бетона и последующим
остыванием оболочки.
При тщательном выполнении заполнитель-
ной цементации за оболочкой, что обычно
имеет место, зазор А5 ликвидируется и в расче-
тах его не учитывают. .
Температурная деформация горной породы, харак-
теризуемая зазором Д4, происходит постепенно, в те-
чение длительного времени, по мере того как охлажде-
ние после заполнения туннеля водой захватывает все
более широкую область породы вокруг туннеля и ее
температура понижается по сравнению с первоначаль-
ной.
В [28] приводится эмпирическая формула для опре-
деления первоначальной температуры То, °C, в любой
точке горной породы, полученная для альпийских ус-
ловий:
h d
То = \ 1,8 - 0,457 W+~40 ,
где h — отметка над уровнем моря, м; d — заглубление
под дневную поверхность, м.
Поскольку среднегодовая температура воды обыч-
но всегда меньше, чем первоначальная температура
-скалы, то возникает температурный перепад &t, кото-
рый захватывает со временем толщу породы с наруж-
ным радиусом /?. Радиальное расширение выработки
составит [28]:
R/r - 1
Дг — Д/иск п ,
In---
г
где Оск — температурный коэффициент линейного рас-
ширения породы.
Температурная деформация породы Д4 проявляется
значительно позже, чем температурная деформация
-оболочки Ль При опорожнении трубопровода скала
снова нагревается и зазор Д4 уменьшается. Зазор Д4
меньше, чем Дь поэтому в большинстве случаев в рас-
четах его совсем не учитывают или учитывают совме-
стно с Д] или с Д3.
Зазор А! при расчетном температурном
перепаде А/ достаточно точно может быть
-определен по формуле
A1=a/Afr (1—|—pt).	(5.97)
Здесь температурный перепад определяет-
ся по проектным данным как разность между
106
наибольшей температурой tUi при которой про-
изводится заполнительная цементация, и ми-
нимальной расчетной температурой в трубо-
проводе (воды или воздуха) /мин.
Если заполнительная цементация не про-
изводится, например при использовании
в вертикальных или крутонаклонных штоль-
нях (ф^30°) литого бетона для заполнения
затрубного пространства, то при определении
температурного перепада вместо использу-
ют наивысшую температуру, при которой про-
изводится обетонирование.
Прщ отсутствии конкретных данных мож-
но воспользоваться рекомендациями по опре-
делению различных компонентов расчетного
зазора, приведенными в [99], и принять А/=
= 15°С. Тогда, имея в виду, что af=0,12X
Х10~4; ц=0,3, получаем:
A!=2,34-10-4r.	(5.98)
Зазор от усадки бетона в затрубном про-
странстве А2 зависит от свойств бетона. По
[99] рекомендуется считать радиальную усад-
ку эквивалентной охлаждению бетона на 10°С
и подсчитывать ее по формуле
Д2=10аб(Гн—г).	(5.99)
Если в затрубном пространстве имеется по-
стоянны влагообмен, то усадка бетона очень
мала и ею можно пренебречь, считая А2=0.
Зазор от пластической деформации поро-
ды и бетона А3 определяется на основании на-
турных исследований деформативности скалы,
при этом бетон рассматривается как часть
скалы. В [99] рекомендуется принимать А3
равной 20% радиальной деформации скалы и
бетона при первом нагружении.
При расчетах на основные сочетания на-
грузок учитывается Только один зазор Аь
а составляющие А2 и А3, связанные с усадкой
и пластическими деформациями бетона и ска-
лы, учитываются при расчете на действие на-
грузок только в особых сочетаниях.
Нагнетание цементного раствора под дав-
лением в трещины скалы, между скалой и бе-
тонной обделкой и между бетонной обделкой
и стальной оболочкой благоприятно сказыва-
ется на уменьшении расчетного зазора. Но при
этом обычно ликвидируется не весь зазор,
а только часть его, например первоначальный
зазор А5. В результате цементации породы
уменьшаются также пластические деформа-
ции, т. е. снижается А3. Подавать высокое
давление за тонкую оболочку с тем, чтобы соз-
дать в ней предварительные сжимающие
кольцевые напряжения и таким образом по-
лучить первоначальный «отрицательный, за-
зор» для полной или частичной компенсации
последующих температурных зазоров, пред-
ставляется опасным, так как при этом оболоч-

ка может потерять устойчивость. Часто рас-
стояния между инъекционными отверстиями
слишком велики, чтобы рассчитывать на рав-
номерность цементационного давления. Кроме
того, по различным причинам предваритель-
ное напряжение в оболочке, созданное нагне-
танием цементного раствора, обычно получа-
ется на 30—50% меньше ожидаемого [104].
Поэтому было бы рискованно вести расчет
с учетом предварительного напряжения обо-
лочки заполнительной цементацией. При осто-
рожном расчете действие цементации рассма-
тривают только как фактор дополнительной
надежности. Даже после цементации при мно-
гократно повторяющихся циклах нагружения
и разгружения наличие зазора было обнару-
жено многими исследователями.
Суммарный зазор Д при тщательном вы-
полнении строительных работ по [104] оцени-
вается не более 0,5—1,0 мм для трубопрово-
дов диаметром 1,5—3,5 м. Учитывая порядок
величины Д1 согласно (5.98), а также возмож-
ность проявления других компонентов зазора,
в предварительных расчетах можно рекомен-
довать принимать зазор равным:
Д=3-10-4г.	(5.100)
Тогда кольцевое напряжение в оболочке
uzi согласно (5.93) и (5.100) составит:
Е\
„	—	3-10*-2,1•10s
Z1 Ц ---- Г------ 1 _О Q2 ^70 МГ13.
1 —0,32
Необходимо учитывать, что (5.93) можно
пользоваться только при условии р^. Ис-
пользуя выражение (5.95) для рд, запишем это
условие в виде
— < 1 ~Н-2 ?Г	°гкот
Г "" Е а	Е*
(5.101)
Отношение Д/г называется относитель-
ным зазором. Смысл настоящего условия
заключается в том, что зазор закрывается
раньше, чем внутреннее давление достигает
расчетного значения р. Если зазор так велик,
что он не закрывается даже при действии пол-
ного внутреннего давления р, то оболочка бу-
дет до самого конца работать, как в незаде-
ланном трубопроводе, и тогда напряжения
в ней определяются по (5.15).
а оставшуюся часть, воспринимаемую скалой,
через Рек. В первом приближении будем рас-
сматривать бетон и скалу как целое,
т. е. считать, что оболочка вплотную прижата
к скале. Тогда условие равновесия можно вы-
разить как р^ро+рск, а условие совместности
деформации оболочки и скалы будет выра-
жаться равенством радиальных деформаций
оболочки под действием давления Ро и скалы
под действием давления рск- Таким образом,
задача сводится к определению деформации
породы, которая обозначена ДСк (рис. 5.17).
Теория деформации горной породы под
действием внутреннего давления в подземной
выработке и методы расчета напорных обли-
цовок были развиты в трудах зарубежных и
отечественных ученых: Терцаги, Труба, Егера,
Маринони, Кастнера, Лауффера, Зеебера, Га-
леркина, Федорова, Зурабова и др. Рассма-
тривались две противоположные схемы:
в предположении бесконечных радиальных
трещин в породе, когда скала не способна
воспринимать окружные напряжения, и
в предположении отсутствия трещин, когда
скала сопротивляется нормальным окружным
напряжениям. Натурные исследования пока-
зали, что действительная работа породы бли-
же ко второй схеме, но находится где-то в про-
межутке между этими крайними случаями,
так как фактически в скале вокруг туннеля
имеются трещины ограниченного распростра-
нения, вызванные взрывными воздействиями
при проходке. Для искусственного закрепле-
ния породы и повышения ее упругих характе-
ристик может быть применена укрепительная
цементация.
Упругий отпор породы при расчетах напор-
ных обделок туннелей характеризуется моду-
лем упругой деформации породы Еск и коэф-
фициентом Пуассона цск или коэффициентом
удельного упругого отпора 7С0. Эти характери-
стики определяются натурными исследования-
ми на характерных для трассы водовода
инженерно-геологических участках. Характе-
ристики скалы изменяются в зависимости от
величины и направления нагрузки, количества
и длительности нагружений и других условий.
Поэтому при проектировании крупных и ответ-
ственных туннелей расчетные деформативные
•г—гео г г
5.4.3. КОЛЬЦЕВЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ОБОЛОЧКЕ
ПОСЛЕ ЗАКРЫТИЯ ЗАЗОРА
Эти напряжения возникаю^ на втором этапе
работы, когда р>р^. Разность давления р —
— р^= р' воспринимается совместно стальной
оболочкой и скалой. Обозначим ту часть р',
которая передается на оболочку, через ро>
Рис. 5.18. График для определения коэффициента удель-
ного упругого отпора породы.
107

показатели породы определяют в специаль-
ных штольнях, аналогичных по размерам,
ориентации, способу проходки будущему со-
оружению. Таким же образом в выработках
диаметром не менее 2 м рекомендуется опре-
делять эффективность проведения укрепитель-
ной цементации породы; при этом измерение
упругих характеристик породы до и после це-
ментации следует выполнять одним и тем же
методом, например сейсмоакустическим. Для
предварительных расчетов значения коэффи-
циента Ко могут быть получены по графику
рис. 5.18 в зависимости от коэффициента кре-
пости Др для трещиноватых пород (в слабо-
трещиноватых породах полученные по графи-
ку значения Ко следует увеличивать на 30%).
Пренебрегая толщиной оболочки б по срав-
нению с радиусом трубы г, можно рассматри-
вать породу, как толстостенный цилиндр
с внутренним радиусом г и бесконечно боль-
шим наружным радиусом. Тогда радиальную
деформацию внутреннего контура скалы мож-
но определить по формуле
=	(5.102)
^СК
Величина
IZ _ ^СК
Л~(1 + Р‘ск)г
называется коэффициентом упругого отпора
породы и характеризует реактивный отпор при
единичной радиальной деформации.
Тогда
В расчетных формулах вместо К удобнее
использовать определяемый в результате изы-
сканий коэффициент удельного упругого отпо-
ра Ко, который для кругового туннеля с ра-
диусом 1,0 м численно равен К, кгс/см3:
ту- _ Еск_______
°-(1 +fck) 100'
Тогда вместо (5.102) можно записать:
д<к=ж;-	<5Л03)
Согласно (5.95) давление р0, воспринимае-
мое стальной оболочкой при ее радиальной
деформации на Дск, составит:
„ _ К^Е Аскд£*
/о г2(1 — ц2)- г2 ’
Подставляя сюда значение Дск из (5.103)
и учитывая, что рск=р'—р0, получаем урав-
нение
р =	~ р°)(5 Ю4)
100/С.г	*	’•
Решая это уравнение относительно р0 и
определяя затем oz2=p0r/6} получаем окон-
чательное выражение:
Вводя обозначение
41 _0,015* _	0,01 Е
?0— Ко ~~ К. (1 — ц2) ’
преобразуем (5.105):
<>И=£п—Г-------	(5.106)
V "а~+ 1
Коэффициент фо учитывает разгружающее
влияние скального массива, окружающего
трубопровод.
При большой толщине бетонной обделки
Ь—Гц—г для повышения точности расчета сле-
дует учитывать радиальное обжатие бетона
обычно, однако, деформацию До рассматрива-
ют совместно с Дск, учитывая, что податли-
вость бетона эквивалентна некоторому умень-
шению упругого отпора скалы. При этом
в (5.106) вместо ф0 используется пара-
метр ф:
л— °>01£
(i-p.2)^o ,
где
^.=тоо ; , •	(5-ю7>
£в 1П г +л.
При малом размере затрубного пространст-
ва Ь, а также для предварительных расчетов
можно принимать К'о~Ко-
Поскольку р'=р — где /?д = (1_^2) f2,
то, используя (5.106), получаем окончательное
выражение для напряжения в оболочке на
втором этапе:
pr ES
б ~ (1 —Р-2) г
°z2—	[ у
т т+1
(5.108)
Суммарные кольцевые напряжения в обо-
лочке забетонированного в скале трубопро-
вода определяются как сумма из (5.93) и
(5.108):
рг ЕЬ
5Д 5	(1—Р'2)<
°2 — °21 + °22 — (1 _р.2)г+ ! г	- — '
Ф д -	‘
108

или после упрощения
.ЕД
or *	(1 “ Р-2) Рг
-------Т2^—	<5Л09)
Второй сомножитель в этой формуле зави-
сит от параметра ф и выражает разгружаю-
щее влияние окружающей среды. При очень
крепкой горной породе, когда Ко стремится
к бесконечности, а ф соответственно к нулю,
выражение (5.109) становится одночленным и
превращается в (5.93), т. е. напряжение oz—
=crzj, a <yz2=0. При отсутствии упругого отпо-
ра параметр ф стремится к бесконечности, при
этом второй сомножитель стремится к единице
и выражение (5.109) превращается в обыч-
ную котельную формулу.
Подставив в формулу (5.109) числовые
значения констант и сделав ряд преобразова-
ний, получим более простое выражение для ог,
ктс/см2:
_ рг-НООК'оД
г 5+ 4,33. ю-wo •
(5.110)
Формула (5.110) принята в СН 238-73.
Формулы (5.103) —(5.105), (5.107), (5.110)
даны в системе МКС в соответствии с дейст-
вующими нормами. В системе СИ Ко, МН/м3:
к
0-1+р.ск’
коэффициент 100 в (5.103) —(5.105), (5.107) и
коэффициент 0,01 в выражениях для ф0 и ф
исключаются, а все линейные размеры (г, 6,
А, АСк) подставляются в метрах. Тогда выра-
Рис. 5.19. График для расчета напряжений по (5.110а).
109

жение для oz, МПа, приобретает вид:
2 — й + 4,33-1О-вг7С'о •
(5.110а)
Полученные по (5.90) осевые и по (5.110)
кольцевые напряжения, а также приведенные
напряжения сравниваются с расчетным сопро-
тивлением согласно условиям прочности (5.11)
и (5.12).
Описанная выше методика расчета забето-
нированных в скале стальных трубопроводов
на внутреннее давление применяется в отече-
ственной практике. За рубежом, где накоплен
богатый опыт строительства сооружений тако-
го типа, используют аналогичные формулы,
основанные на тех же расчетных предпосыл-
ках. При этом производится дополнительная
проверка прочности стальной оболочки, исходя
из условия восприятия ею полного напора.
Считается, что при этом условии котельные
напряжения в оболочке не должны превышать
предела текучести стали и уж во всяком слу-
чае— временного сопротивления.
Для облегчения вычислений расчетные за-
висимости удобно изобразить графически. На
рис. 5.19 приведен график для расчета кольце-
вых напряжений в оболочке под действием
внутреннего давления по (5.110а). Поскольку
формула является двучленной, искомое напря-
жение az определяется как сумма двух слагае-
мых o'z и o"z, из которых первое определяется
по верхней части графика в зависимости от
значения р, а второе — по нижней части гра-
фика в зависимости от отношения Д/г.
На рис. 5.20 приведен график, составлен-
ный при проектировании высоконапорного за-
деланного в скалу трубопровода крупнейшей
в Австрии ГАЭС Каунерталь1, имеющего диа-
метр 3,3—2,85 м, расчетное давление до
9,86 МПа и толщину оболочки 6=1,5-s—5,5 см.
На графике можно отчетливо проследить
влияние отдельных факторов на напряженное
состояние различных элементов конструкции
трубопровода. Выше оси абсцисс отложено
давление, передающееся на скалу, ниже оси —
передающееся на оболочку. Для упрощения
бетонная обделка отнесена к скале. На график-
нанесены теоретические линии деформаций
скалы для различных значений £Ск и полу-
ченная экспериментально в натуре рабочая
линия деформаций скалы, а также линия де-
формаций оболочки при различных толщи-
нах 6. По оси абсцисс отложена относительная
радиальная деформация Д/г. Каждому значе-
нию Д/г соответствует определенное напряже-
ние в оболочке ст2, указанное на нижней шкале
1 Lauffer Н. Die Druckschacht- und Druckstollenpan-
zerungen des Kaunertallkraftwerkes. — Der Bauingenieur,
1966, H. 2, S. 41—49.
110
Рис. 5.20. Графики для расчета заделанного в скале
трубопровода ГАЭС Каунерталь.
графика. Расстояние по вертикали между ра-
бочей линией деформации скалы и определен-
ной линией деформации оболочки равно вну-
треннему давлению, воспринимаемому ими при
совместной работе. При определении относи-
тельной толщины облицовки внутреннее давле-
ние откладывается по линии соответствующего
расчетного сопротивления стали вниз от рабо-
чей линии деформации скалы. Для учета влия-
ния начального зазора между оболочкой и бе-
тоном рабочая линия деформации скалы сдви-
гается вправо на относительный зазор, что
имеет результатом повышение напряжений
в оболочке или при сохранении напряжения
увеличение толщины оболочки.
5.4.4.	УСЛОВИЯ РАСЧЕТА ЗАДЕЛАННОГО ТРУБОПРОВОДА
С УЧЕТОМ ОТПОРА ПОРОДЫ
Поскольку расчетные формулы напряжен-
ного состояния оболочки были получены из
рассмотрения осесимметричной задачи о ци-
линдрической оболочке, заделанной в упругой
среде с начальным зазором, для расчета тру-
бопровода с учетом отпора породы прежде
всего необходимо, чтобы границы выломки
располагались хотя бы примерно концентрич-
но по отношению к оболочке. Как показывает

практика, это условие обычно выполняется на
прямых участках и плавных закруглениях при
радиусе оси колена не менее пяти диаметров
трубы. При расчете колен меньшего радиуса,
разветвлений, участков примыкания монтаж-
ных камер, транспортных туннелей и других
участков, где имеется значительная неравно-
мерность затрубного пространства по периме-
тру оболочки, расчетная методика и значение
Ко должны быть специально обоснованы экс-
периментами.
Второй сомножитель формулы (5.109) ха-
рактеризует долю напора, воспринимаемую
облицовкой. Оставшаяся часть напора переда-
ется на породу. Обозначив эту часть напора
через Л, можно записать:
£Д	_г______£Д
(1— р.2)рг й (1— рг)рг
к--1-------—----------=----------------•
Ф+у-	Ф+-Г
(5.111)
Согласно СН 238-73 расчет облицовок на-
порных туннелей с учетом упругого отпора по-
роды разрешается производить при глубине их
заложения от дневной поверхности не менее
трех диаметров в свету. Кроме того, независи-
мо от крепости породы передаваемая на нее
часть внутреннего напора не должна превы-
шать веса толщи пород над туннелем, т. е. тре-
буется выполнение условия
Ху//^угр/г,	(5.112)
где уГр — удельный вес грунта; h — расстоя-
ние от оси туннеля до поверхности земли.
Для того чтобы обеспечить выполнение
условия (5.112) на всем протяжении трассы
туннеля при переменной глубине его заложе-
ния, иногда на участках с мелким заложени-
ем приходится увеличивать толщину оболоч-
т=0,9	т-0,7л
Рис. 5.21. К расчету трубопровода с учетом упругого
отпора породы при переменной глубине заложения.
Рис. 5.22. К учету
упругого отпора при
расчете заделанного
трубопровода, проло-
женного вблизи скло-
на.
ки против той, которая требуется по усло-
вию прочности. Это хорошо видно на схеме
рис. 5.21, где нанесены линии полного рас-
четного напора, 'части напора, передаваемой
на породу, и веса породы над туннелем. Все
ординаты отсчитываются от оси туннеля. Бла-
годаря изменению толщины оболочки линия
ХуН имеет ступенчатую форму, позволяющую
ей везде оставаться ниже линии уГрЛ, что со-
ответствует условию (5.112). На тех участ-
ках трассы, где линия расчетного напора ле-
жит ниже линии веса породы (слева от точ-
ки А на рис. 5.21), при выполнении дополни-
тельного условия p^O,li5/Co (р — в кгс/см2,
Ко —в кгс/см3) расчетные напряжения в обо-
лочке повышаются на 20% (коэффициент
условий работы т принимается 0,9 вместо
0,75).
При расположении туннеля вблизи скло-
на (рис. 5.22) для учета упругого отпора до-
полнительно требуется выполнение условия
XyH^yrph'(fees a-j-sin a), (5.113)
где h' — кратчайшее расстояние от оси тун-
неля до поверхности земли на склоне; f—
=0,7—коэффициент трения породы .по поро-
де; a — угол между нормалью к поверхности
земли и горизонтом.
Следует отметить, что условия (5.112) и
(5.113) составлены с весьма большим запа-
сом, так как они получены из упрощенного
уравнения равновесия полосы породы между
туннелем и поверхностью земли, при этом по-
рода рассматривается как несвязанная среда
и не учитываются силы трения на границах,
кроме трения по нижней плоскости скольже-
ния. Естественно, что такая схема обеспечи-
вает высокую надежность расчета облицовки
с учетом упругого отпора и поэтому позво-
ляет отказаться от проверки прочности сталь-
ной оболочки по котельным напряжениям без
учета отпора породы.
5.4.5.	О МЕСТНЫХ НАПРЯЖЕНИЯХ У КОЛЕЦ ЖЕСТКОСТИ
Когда заделанные трубопроводы изготов-
ляются с кольцами жесткости, в оболочке
под кольцами по аналогии с открытыми тру-
бопроводами возможно возникновение изгиб-
ных продольных напряжений, вызванных мест-
ным стеснением деформации. Однако есть ос-
11!

нование предполагать, что относительное зна-
чение местных напряжений при заделке тру-
бопровода в скалу будет меньше, чем у от-
крытых трубопроводов. Это можно увидеть
на рис. 5.16, где прямые 1 и 2 выражают
зависимость 'О==ст(р). Участок оболочки
с кольцом может быть заменен гладкой обо-
лочкой с эквивалентной толщиной бк, обеспе-
чивающей ту же жесткость этого участка, что
и кольцо. Принимая, что начальный .радиаль-
ный зазор Д одинаков у колец и между коль-
цами, получим одинаковую для обоих участ-
ков оболочки величину ozi, но около кольца
вследствие его большей жесткости закрытие
зазора произойдет значительно позже, чем
между кольцами, при более высоком давле-
нии Лк>/7д.
В интервале давлений рд < р < рДк оболоч-
ка на участке между кольцами работает с пе-
редачей части давления на скалу, т. е. рост
напряжений в ней уже замедлен, в то время
как прикольцевой участок еще работает без
опирания, при этом разница между напряже-
ниями на этих участках уменьшается.
В некоторых случаях при расчетном давле-
нии p<ZphK зазор на участке с кольцом вооб-
ще может не закрыться. При р^> /?Дк участок
с кольцом жесткости после закрытия зазора
также будет работать совместно со скалой
(второй этап работы).
Как видно из рис. 5.16, упругий отпор по-
роды, замедляя рост напряжений в оболочке
после закрытия зазора Д, способствует умень-
шению разницы напряжений oz—сг2к (а сле-
довательно, и деформаций) между приколь-
цевым и межкольцевым участками (прямые
1 и 2) по сравнению с незад ел анным трубо-
проводом (прямые 3 и 4). Выравнивающее
влияние заделки тем больше, чем крепче по-
рода.
Поскольку местные изгибные напряжения
в оболочке под кольцами жесткости опреде-
ляются разницей радиальных деформаций
оболочки под кольцом и вне зоны его влия-
ния, становится ясно, что выравнивание ра-
диальных деформаций по длине трубы ведет
к снижению местных напряжений.
Все оказанное справедливо только в том
случае, когда кольцо жесткости может сво-
бодно перемещаться в радиальном направле-
нии в пределах начального расчетного зазора
Д, т. е. когда этому не препятствует сцепле-
ние кольца с бетоном. Такое предположение
правомерно при фактическом расположении
зазора между бетоном и скалой. Если же за-
зор возникает между стальной оболочкой и
бетоном, например, при охлаждении трубо-
112
провода, то в этом случае -сцепление колец
с бетоном, если оно имеет место, уже в про-
цессе охлаждения оболочки вызовет радиаль-
ное растяжение колец, что также будет
уменьшать последующую разницу деформаций
оболочки и кольца.
Установка колец жесткости на трубопро-
водах, заделываемых в подземных выработ-
ках, является нежелательной, так как сильно
затрудняет бетонирование затрубного прост-
ранства и требует увеличения диаметра
штольни. Если все-таки установка колец не-
обходима, то по возможности стремятся огра-
ничить их размеры, при этом местные напря-
жения в оболочке под кольцами не прове-
ряют.
5.5.	РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ ТРУБОПРОВОДА,
ЗАДЕЛАННОГО В БЕТОННОМ МАССИВЕ
Вопросы проектирования трубопроводов,
проложенных -в бетонном массиве сооруже-
ний, и методика расчета их прочности раз-
работаны менее подробно, чем трубопрово-
дов, заделанных в скале, что отчасти можно
объяснить относительно меньшим распростра-
нением таких конструкций. В то же время
конкретные условия сооружения трубопрово-
дов, заделанных в бетонном массиве, очень
разнообразны.
Нередко расположение напорного трубо-
провода в теле сооружения таково, что ради-
альные деформации стенок трубы могут вы-
звать появление в окружающем бетоне тре-
щин, недопустимых с точки зрения работы
данного сооружения (например, при распо-
ложении трубопровода вблизи напорной '-гра-
ни плотины). В таких случаях оболочку тру-
бопровода изолируют от окружающего бетон-
ного массива при помощи прокладки из по-
ристого материала (например, войлока, стек-
ловаты). Все внутреннее давление восприни-
мается тогда стальной оболочкой, которая
должна быть рассчитана на прочность как
у свободно лежащего трубопровода.
Частичное разгружение оболочки при од-
новременном обеспечении трещиностойкости
бетона может быть достигнуто путем напря-
женного армирования бетонного кольца,
окружающего трубопровод. Расчет произво-
дится обычными методами, принятыми для
железобетонных конструкций, в частности
для напорных труб из предварительно напря-
женного железобетона, при этом учитывается
совместность деформаций стальной оболочки
и железобетонного кольца аналогично тому,
как показано в § 5.4. Заметим, что обычное
армирование бетона без предварительного
напряжения не может при значительном на-
поре исключить трещины или хотя бы сущест-
венно ограничить их размер.

Когда трубопровод относительно неболь-
шого диаметра проходит в толще массивного
бетонного сооружения, появляется возмож-
ность передать часть нагрузки от внутреннего
давления на окружающий массив, допуская
при этом возникновение и распространение
трещин в какой-то области сооружения по
мере роста внутреннего давления.
При изучении деформации бетонного 'мас-
сива, как и в случае деформации горной по-
роды, можно рассмотреть два случая.
1.	Бетон не имеет трещин -и сопротивляет-
ся растяжению.
Напряжение в бетоне на расстоянии R от
центра трубопровода
об2 = -ау = /?-^-.	(5.114)
Радиальная деформация определяется по
(5.102), как для скалы.
Кольцевое напряжение ;в оболочке
_£ 0 + чб)
п	(1—Р2)£б
г 5 г Д(Ч-|Д
5 + (1 — у.2) Еб
(1+Нб) Е*
_______к
“ 5 г (1 +м.б) £* — 5 Л>-
3 + Еб
Эта формула аналогична (5.109)
деланного в скале трубопровода при
начальном зазоре А.
2.	Бетон имеет радиальные трещины в пре-
делах радиуса R и не способен сопротивлять-
ся окружному растяжению, т. е. oz=0.
Радиальное напряжение в бетоне
(5.116)
(5.115)
для за-
нулевом
радиальная деформация бетона с трещи-
нами
R	R
= C*=£LInA.
° J r Eq J r Eq Г '
г	г
радиальная деформация бетона за преде-
лом радиуса R согласно (5.402)
д"б=вэ>+^)-
Суммарная радиальная деформация бе-
тона
дб=^-(Ч-Нб + 1п 4).	(5.1.17)
Кольцевое напряжение в оболочке в этом
случае определяется по формуле
8—25
Е* (	R\
.—PL 0 + 1X6 + 111 рг ),'
2	’ »	------------R\=— г’
8 +е6	+Нб+ In —J
(5.118)
которая учитывает деформацию растрескав-
шегося слоя бетона в пределах от г до R,
подобно обжатию бетона в затрубном про-
странстве между оболочкой и скалой (§ 5.4).
Согласно американским нормам [90] при
цроектцрованни стальных трубопроводов, за-
деланных ,в бетонном (массиве, условно счита-
ется, что бетон не имеет радиальных трещин,
если внутреннее давление р не превышает
предела прочности бетона на растяжение.
В этом случае расчет оболочки можно про-
изводить по (5.115). В противном случае рас-
чет ведется по (5.118), причем принимается,
что 7?=10г, цб=Ю,2. Тогда из (5.118) коэффи-
циент /G может быть выражен так:
г Е*
8 +3’5Ё^
Коэффициенты К\ и Дг, входящие в рас-
четные формулы, можно определять по гра-
фикам, построенным для различных значе-
ний отношения E*IEq (рис. 5.23).
Если при расчете заделанного в бетонном
массиве трубопровода требуется учесть на-
чальный зазор А^О, то ,в формулах (5.115)
и (5.Г18) в числителе нужно добавить слага-
емое Е*А/рг, подобно (5.109).
Определение осевых напряжений в обо-
лочке производится по аналогии с трубопро-
водами, заделанными в горной (выработке, по
(5.90).
Характерной особенностью проектирова-
ния трубопроводов, заделанных в бетонном
массиве, является то, что, с одной стороны,
учитывается совместная работа стальной Обо-
лочки и бетона на внутреннее давление воды,
а с другой стороны, сечение трубопровода
учитывается при расчете бетонного сооруже-
ния — плотины. Примером могут служить
турбинные трубопроводы Бухтарминской и
Рис. 5.23. Графики для расчета на внутреннее давление
трубопроводов, заделанных в бетонном массиве, р.=
= 0,2 [88].
113

Братской ГЭС. Для обеспечения совместных
деформаций стали и бетона и повышения со-
противляемости оболочки наружному давле-
нию трубопроводы оснащаются большим ко-
личеством анкерных устройств ,в виде высо-
ких колец жесткости таврового сечения со
сплошной стенкой (Братская ГЭС, рис. 1.4)
•или в виде решетчатых армоферм (Бухтар-
минокая ГЭС).
5.6.	ОСНОВЫ РАСЧЕТА СТАЛЕЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
ТРУБОПРОВОДОВ
Сталежелезобетонный трубопровод пред-
ставляет собой толстую цилиндрическую мно-
гослойную оболочку. Методы расчета такой
конструкции совершенствовались по мере на-
копления опыта строительства юталежелезо-
бетонных трубопроводов и проведения боль-
шого объема экспериментальных-и теорети-
ческих исследований в Ленпидропроекте, НИС
Гидропроекта, НИИЖБ, ВНИИГ. Наряду со
стальными трубами исследовалось использо-
вание ста л ©железобетон а для разветвлений
трубопроводов и спиральных камер тур-
бин [1].
Результаты исследований позволили уста-
новить следующее:
а)	разрушение конструкции происходит
с Образованием ограниченного количества ра-
диальных трещин в бетоне, при этом раскры-
тие трещин внутри и снаружи трубы одина-
ково;
б)	в сечении с трещиной растягивающие
напряжения в стальной оболочке и в арма-
турных кольцах практически одинаковы;
в)	при действии внутреннего давления на-
блюдается совместная работа оболочки и же-
лезобетонной обоймы;
г)	нарушение связи стальной оболочки
с бетоном не влияет на напряженное состоя-
ние трубопровода.
В соответствии с этим расчет прочности
радиальных сечений сталежелезобетонного
трубопровода производится на действие ра-
стягивающего окружного -усилия ./Ур, опреде-
ляемого при внутреннем расчетном напоре по
(5.14). Это усилие не должно превышать сум-
марной несущей способности оболочки и ар-
матурных колец, т. е. требуется выполнение
условия
(5J20)
где пс — коэффициент сочетаний; /гн — коэф-
фициент надежности сооружения; /гг=0,92 —
коэффициент условий работы; Fa—суммар-
ная площадь кольцевой ‘арматуры; Fo — пло-
щадь стальной оболочки; Ra и Ro—соответ-
ственно расчетные сопротивления арматуры и
оболочки.
Кольцевая арматура принимается с рас-
четным сопротивлением не ниже, чем у сталь-
ной оболочки. Толщина последней назначает-
ся минимально возможной по табл. 2.1, а пло-
щадь арматуры, необходимая для восприятия
остальной нагрузки, 'определяется по фор-
муле
j; _	.	(5.121).
Проверка прочности стальной оболочки:
при эксплуатационной нагрузке производится:
с учетом двухосного напряженного состояния:
по приведенным напряжениям согласно»
(5.11, 5.12).
При расчете радиальных сечений на уси-
лия, возникающие от сезонных колебаний тем-
пературы воды и воздуха, считается, что «мо-
менты коробления» воспринимаются только
кольцевой арматурой, которую поэтому реко-
мендуется устанавливать в два ряда, так как.
оболочка может потерять связь с бетоном.
При этом во избежание завышения темпера-
турных напряжений модуль деформации бе-
тона следует определять с учетом трещин, об-
разовавшихся в нем от ’внутреннего давления.
Расчетный температурный перепад зависит от
толщины стенки h. При относительно тонких
трубопроводах (A/Do=^O,l), а также при уст-
ройстве теплоизоляции расчеты на темпера-
турные воздействия могут не потребоваться.
Расчет прочности поперечных сечений:
производится на действие статических нагру-
зок и температурных воздействий по общим’
правилам для железобетонных конструкций;,
считается, что стальная оболочка .в продоль-
ном направлении деформируется совместно'
с бетоном. 'При этом следует учитывать сов-
местную работу трубопровода со скалой или:
плотиной, по которой он проложен.
Несмотря на значительный прогресс в стро-
ительстве турбинных сталежелезобетонных
трубопроводов на крупнейших отечественных
ГЭС 1 до настоящего времени единых отрас-
левых норм проектирования таких конструк-
ций не имеется.
1 Левених Д. П., Александров М. Г., Кузина Т. А.
Турбинные трубопроводы Саяно-Шушенской ГЭС.—
Гидротехническое строительство, 1978, № 5, с. 6—8.

ГЛАВА ШЕСТАЯ
РАСЧЕТ ОБОЛОЧКИ И КОЛЕЦ ЖЕСТКОСТИ НА ДЕЙСТВИЕ
НАРУЖНОГО ДАВЛЕНИЯ
6.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Приведенные в предыдущей главе расчет-
ные зависимости позволяют назначать сече-
ние оболочки по условию ее прочности при
заполненном состоянии трубопровода. Вместе
с тем при действии на опорожненный трубо-
провод наружных радйальных нагрузок (ам.
§ 4.3), несущая ап особи ость может быть ис-
черпана вследствие потери устойчивости обо-
лочкой. При одновременном действии коль-
цевых и осевых сжимающих напряжений
устойчивость оболочки снижается. Потеря
устойчивости оболочки трубопровода возмож-
на и при отсутствии разности между внутрен-
ним и наружным давлениями, например
вследствие действия большой сжимающей
осевой силы в свободно лежащем неразрез-
ном трубопроводе или неравномерного рас-
пределения напряжений по сечению трубы
при ее поперечном изгибе.
Задача об устойчивости оболочки являет-
ся одной из наиболее сложных в математи-
ческом отношении задач строительной меха-
ники. В частности, сложность решения зада-
чи заключается в том, что одновременно с из-
менением кривизны оболочки изменяется дли-
на ее срединной поверхности. Применительно
к прямой круговой цилиндрической оболочке,
какой является оболочка трубопровода, эта
задача решена для следующих случаев за-
гружения: чистое осевое сжатие, радиальное
наружное давление, одновременное действие
осевой и радиальной сжимающих нагрузок и
чистый изгиб.
При загруженной оболочки наружными
сжимающими нагрузками возможна потеря
устойчивости первого и второго рода. Потеря
устойчивости первого рода характерна для
конструкций идеальной формы (в нашем слу-
чае— для идеально прямолинейной круговой
оболочки); при достижении нагрузкой пре-
дельного (критического значения происходит
мгновенная смена форм равновесия, при этом
нарушается первоначальная форма конструк-
ции (трубы). В действительности реальные
трубопроводы всегда обладают некоторыми
начальными несовершенствами формы (по-
гибью) в пределах установленных допусков
на отклонение от прямолинейности и от иде-
альной круговой формы (эллиптичность). По-
этому уже при наружном давлении рн мень-
ше ркр развивается сплющивание поперечного
сечения, быстро (не пропорционально рн)
возрастающее, так что в конце концов в опас-
8*
ных точках напряжения недопустимо увели-
чиваются. Наступает потеря устойчивости
второго рода, примером которой является по-
теря устойчивости стержня при продольном
изгибе.
При наличии на оболочке трубопровода
подкрепляющих ее колец жесткости должны
быть отдельно рассмотрены две формы поте-
ри устойчивости:
а)	местная потеря устойчивости оболоч-
кой между кольцами, которые при этом не
деформируются;
б)	общая потеря устойчивости оболочкой
и кольцами.
Опуская сложные выкладки, приводим
здесь окончательные формулы для определе-
ния критических нагрузок и соответствующих
критических напряжений при разных случа-
ях загружения круговой цилиндрической обо-
лочки идеальной формы [23].
При равномерном распределении осевых
напряжений по поперечному сечению тонкой
оболочки общая устойчивость ее как цент-
рально сжатого стержня характеризуется кри-
тической осевой силой ЛКР, определяемой по
формуле Эйлера
А -п2£/-
2Т<р	2 2	,
поскольку для тонкой оболочки /^лг3б,
л п3Ег38	(С, .
Ар^—р—.	(6.1)
Кроме общей потери устойчивости оболоч-
ки вследствие продольного изгиба при осевом
сжатии тонкостенной трубы возможно также
местное выпучивание оболочки, мало завися-
щее от длины трубы. Для замкнутых цилинд-
рических оболочек, равномерно сжатых в про-
дольном .^направлении, критические напряже-
ния из условий местной устойчивости реко-
мендуется определять по.формуле
0„ , = —-	-	= 0,606—.	(6.2)
кр г Кз (1 —р.2)	г .
Критическое давление для засыпанной
трубы без колец жесткости, 'Отвечающее мо-
менту потери устойчивости первого рода для
случая равномерного загружения оболочки
радиальным давлением, определяется форму-
лой Николаи
n _ (n2-i)£J , rk
br3 ~^п2 — 1 ’
(6.3)
115

где EJ — жесткость участка стенки трубы ши-
риной Ь; //Ь==63/12(1—р,2) —-погонный мо-
мент инерции продольного сечения оболочки;
г — радиус срединной поверхности оболочки;
п — целое число волн, образующихся при по-
тере устойчивости; k—-коэффициент постели
грунта, характеризующий сопротивление грун-
та перемещениям оболочки, определяется экс-
периментально или -по формуле
k— ЕЛ -
'	г(1+р-0)'
Здесь Ео, цо —модуль деформации и ‘коэф-
фициент 'Пуассона для грунта ненарушенной
структуры; г, — коэффициент снижения моду-
ля деформации.
Второй член в формуле выражает повы-
шение устойчивости засыпанной оболочки про-
тив свободно лежащей благодаря упругому
защемлению трубы грунтом.
При наличии на оболочке колец жестко-
сти формула для критического давления при-
обретает вид:
где а — коэффициент, отражающий влияние
колец жесткости, который рекомендуется опре-
делять по формуле Мизеса
_	2”2 —,_________________а	1.1
а (и2 — 1) (1 + п2х2) + (02 — 1)2 (1 +л2л2)2 “
Здесь 2 =	(/ — шаг колец ж'есткости) и
zz = 12(1 — р.)(г/8)2;
d° — Ел 2(1~р'о)	'	(6.5)
РкР —	(1 4-р.о) (3 — 4р.о) п2 •	1	}
Для свободно лежащего трубопровода (без
колец жесткости коэффициент k=Q и форму-
ла (6.3) принимает вид:
При проектировании оболочки трубопро-
вода практическое значение имеет наимень-
шее, значение рКр, которое будет иметь место
при п=2:
(6-7)
Выражение (6.7) представляет собой из-
вестную формулу Мориса—Леви, определяю-
щую критическое давление для кругового
кольца ‘шириной b при равномерном сжатии,
его радиальной нагрузкой.
Применительно к условиям работы на
равномерное радиальное сжатие длинной пря-
мой цилиндрической оболочки (при L>4Z2),
когда не сказывается влияние продольных де-
формаций трубы, выражение для критическо-
Пб
го значения внешнего давления получается
из рассмотрения условий устойчивости коль-
ца шириной Ь=4, вырезанного из трубы дву-
мя параллельными сечениями. ~
тя, что момент инерции такого
При этом, уч-
кольца

(6.8)
12(J—р?) <
на основании (6.7) получим:_-.
- __	Е83	।
^кр —4(1_р.2)г3
Потеря устойчивости второго рода может
наступить в результате действия на трубу на-
грузок, вызывающих изгиб оболочки. Следо-
вательно, проверка оболочки на потерю устой-
чивости второго рода сводится к определению
изгибающего момента в наиболее опасном се-
чении трубы от внешнего давления.
Для определения изгибающего момента на
единицу длины, возникающего в упругой ста-
дии работы материала при радиальной на-
грузке на трубу, поперечное сечение которой
имеет отклонение от правильной формы окруж-
ности вследствие начальных несовершенств
или в результате действия поперечной нагруз-
ки в [68], приводится следующая формула:
где f — наибольшее начальное радиальное от-
клонение от окружности. 1(.в засыпанных тру-
бопроводах— деформация от внешней на-
грузки); рКр — критическое давление, опреде-
ляемое по (6.7); рн — расчетное наружное
равномерное давление; г — радиус срединной
поверхности оболочки.
Очевидно, что критическое напряжение
для трубы, имеющей начальную эллиптич-
ность, будет меньше соответствующих напря-
жений для цилиндрической оболочки правиль-
ной формы, так как сумма напряжений от
действия сжимающей силы и фибровых сжи-
мающих напряжений от изгиба
____Р»г । 6д,г f
макс S Г 32 1_рн/Лр
раньше достигнет предела текучести.
Предполагая с достаточной для практики
степенью точности справедливым принцип сум-
мирования напряжений в (пределах упругой
работы материала, можем определить внеш-
нее давление рт на оболочку, при котором
суммарные кольцевые напряжения достигнут
предела текучести
°т=^+6л (4-Y — п—Ц—• (6.11)
т б 1	\ 8 ) г 1— Рт/Ркр -
Введя в (6.11) обозначения т—г1§\ п=
—f/r п преобразовав выражение, получим сле-
дующее уравнение для определения предель-

Рис. 6.1. Схемы нагрузок, вызывающих потерю устой-
чивости трубы.
кольцами жесткости, установленными с ша-
гом I, определяется по формуле Мизеса
Г 1	.
(п2— 1) (л2Л2 + 1)2“*"
+	)]. (6.17)
Ркр---
1
4 (1 + р.)
где обозначения те же, что и в (6.4). Подста-
вив сюда значения а=12(1—р) (г/д)2 и р=0,3,
получим:
Pw г (Л2_ ]) (Л2Х2 +
+(Ay0,09i3-3ni + ^r+T-2'3]. (6->8)
ного давления для длинной цилиндрической
оболочки, имеющей .начальную -эллиптич-
ность:
Р\~ -^-+(1 + б™)рКр]рт+^Е=0-(6-12)
В литературе можно найти несколько при-
ближенных решений уравнения ' (6.12). Так,
например, для оболочек с симметричной
овальностью рекомендуется пользоваться
формулой
Л3
Л = 2,2£^(1 -4,5s);	(6.13)
для оболочек с несимметричной овально-
стью — формулой
п3
A = 2,2£-^-(1-9s),	(6.14)
Число волн п, отвечающее наименьшему
критическому давлению ркр для трубопрово-
дов, выполненных из стали с модулем упру-
гости P?=i2,l • L05 МПа,1 получено в [68] на
основании работы Мизеса и приведено
в табл. 6..1. Как видно из таблицы, ..число
волн, образующихся при сплющивании Обо-
лочки, увеличивается с уменьшением рассто-
яния между кольцами.
На рис. 6.2 приведены графики для опре-
деления критического давления, построенные
по (6.17) для р=0~2-5.]-Поскольку зависимость
критического давления от р крайне незначи-
тельна, трафиками можно пользоваться для
любых конструкционных сталей.
где
Тумаке
D
Для оболочки, напруженной по схеме на
рис. 6.1, а, получена формула предельной на-
грузки, соответствующей моменту образова-
ния четырех шарниров пластичности в попе-
речном сечении трубы,
§2а
(6.15)
и для схемы загружения по рис. 6.1, б фор-
мула
л ал
<ут = 0,64 —г
(6.16)
Обеспечение устойчивости оболочки тру-
бопровода при толщине оболочки, подобран-
ной из условия прочности материала, дости-
гается путем установки на оболочке колец
жесткости, расстояние между которыми и раз-
меры проверяются расчетами. ’
Интенсивность критического давления, при
котором происходит местная потеря устойчи-
вости цилиндрической оболочки, укрепленной
Рис. 6.2. Графики критического давления для оболочки
трубопровода с кольцами жесткости, построенные по
(6.17).
117

Число волн л, образующихся при сплющивании оболочки трубопровода
Таблица 6.1
Г/1						 100 5/г																
	0,2	0,25	0.3	| 0,37	0.4	0,5	0,6	0,8	0,86	1.0	1.2	1.6	2,0	2,4	2,8	3,2	4,0
0,0	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2
0,05	3	3	3	3	3	3	—	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2
0,1	4	4	4	4	4	3	3	3	3	3	3	3	2	2	2	2	2
0,2	6	—	—	—	5	4	4	4	4	4	4	4	3	3	3	3	3
0,3	—	—	—	—	6	—	5	5	5	5	5	4	4	4	4	4	4
0,4	—		—	—•	7	6	6	6	—	5	5	5	4	4	4	4	4
0,5	9	—	—	—	8	7	6	6	6	6	6	5	5	5	5	4	4
0,63	—	—	—	—	—	8	—	—	—	—	—	—	—						
0,84	—	—	—	—	—	—	—	—	8	—	—	—	—				ж		
1.0	13	—	—	—	—	10	—	—	—	8	—	—	7					
1,25	—	—	—	—	12	—	—	•	•	—	—	—							
1,8	—	—	.. —	14	—	—	—	—	—									
2,0	18	—	—	—	—	14	—	—	—	11	—	—	9				
2,55	—	—	17	—	1	—	—	—	—											
3,62	—	21	—	—	—	—	—												
—					—												—
5,0
2
2
2
3
4
При (выполнении условия 1/(л2Х2) =
=лг/(л/)<С1 и при достаточно больших зна-
чениях п 'расчет по (6Л7) можно упростить,
определив минимум рКр, придавая п любые
значения, в том числе дробные [7]. Тогда
ркр = 0,92£'-^(4)5/2-	(6-19)
Приведенные выше формулы для опреде-
ления 'критического давления составлены
в предположении абсолютно упругой работы
материала и поэтому могут использоваться
только в тех случаях, (когда напряжение при
действии критического давления оКр = ркр^/б
не превышает -предела пропорциональности
стали оп.
Рис. 6.3. К уточнению критического кольцевого напря-
жения и критического давления на оболочку.
118
Для учета реальной формы диаграммы
о—е стали критическое давление ркр в общем
случае может быть снижено 'введением спе-
циального корректирующего коэффициента
который в зависимости от отношения оКр/от
определяется по графику (рис. 6.3).
6.2. УСТОЙЧИВОСТЬ СВОБОДНО ЛЕЖАЩИХ
ТРУБОПРОВОДОВ
Приведенные -в § 6Л формулы для крити-
ческого давления дают его наибольшие зна-
чения, так как составлены в (предположении
отсутствия осевых сжимающих напряжений и
начальной погиби трубы. При наличии на-
чальной погиби потеря устойчивости оболоч-
ки наступает раньше.'
Критические напряжения, соответствую-
щие критическому давлению по (6.8),
ПкпГ	Н V
=	----ггт =0,275Е (—) » (6.20)
а соответствующие критическому давлению
по (6.19),
0,92£г2 / 5 \5/2	S
°крг= \~) =0,92£‘ —у — • (6.21)
С учетом начальной погиби СНиП П-В.,3-72
и МУ 34-747-76 дают значения критических
напряжений примерно на 40% ниже:
при -^->20

%г=0.17£ (Д)*;
при 0,5 <	< 10
(6.22)
з / л
^г=0,55Е—у	(6.23)
В интервале 10<Z/r<20 значение oKpz
'определяется по линейной интерполяции. Ес-
ли полученные таким образом оКрг>0,5от, то
.должна быть введена поправка £ по графику
рис. 6.3.
Для разрезных участков трубопроводов
в связи с незначительностью осевых усилий
их (влияние на устойчивость оболочки не учи-
тывается, проверка устойчивости производит-
ся по кольцевым напряжениям от расчетного
наружного давления
ог=^-г.	(6.24)
Аналогично проверяется устойчивость обо-
лочки на нер.азрезных участках в случае ра-
стягивающей осевой силы.
Условие устойчивости оболочки
Qz<m|crKpZ,	(6.25)
где т=0,9- 0,9=0,81 в основных сочетаниях.
'Подставив в условие (6.25) выражения
(6.22), (6.23) и (6.24) для oKpz и oz, а также
приняв рн=0,1 МПа, можно для каждого зна-
чения г/8 оболочки получить максимально до-
пустимое по условию устойчивости значение
IIг. Такая зависимость представлена графиче-
ски на рис. 6.4. По МУ-34-747-76 рекоменду-
ется использовать этот график для предва-
рительной оценки устойчивости оболочки тру-
бопровода и назначения расстояния между
кольцами жесткости на начальных стадиях
проектирования. Зона I на трафике соответ-
ствует устойчивой оболочке, зона II — не-
устойчивой оболочке; устойчивость оболочки
при г/6<66 обеспечивается без установки ко-
Рис. 6.4. График для предварительного определения
максимального расстояния между кольцами жесткости.
Таблица 6.2
Коэффициенты ф* и е* для определения <гкрх
г/5	Ф* для сталей класса					с*
	С38/23	С44 /29 С46/33	С52/40	С60/45	С70/60	
50	0,902	0,892	0,883	0,876	0,865	0,30
100	0,835	0,812	0,789	0,775	0,750	0,22
200	0,720	0,665	0,610	0,578	0,526	0,18
300	0,616	0,528	0,440	—	—	0,16
лец жесткости. Установка колец не требуется
также при выполнении условия А</макс (А —
расстояние между промежуточными опорами;
^макс —максимальное расстояние между коль-
цами жесткости, полученное по графику).
Для неразрезных участков трубопровода
при одновременном действии сжимающей осе-
вой силы и наружного давления условие ус-
тойчивости оболочки
сх   аг
акрх £"крг
(6.26)

где т=0,9 в основных сочетаниях.
При проверке устойчивости предваритель-
но определяются осевая сила и изгибающий
момент 'в опорожненном трубопроводе при
расчетном наружном давлении рн и повыше-
нии температуры. По (5.42) вычисляются
наибольшее сжимающее напряжение вх и на-
пряжение (з'х в диаметрально противополож-
ной точке сечения. Затем определяют оКрх,
в качестве которого принимают меньшую из
двух величин ф*р7?нс/£ или c*E§ir [p=l-J—
-j-0,1 (1—'(/х/сГх); коэффициенты ф* и с* на-
ходятся по табл. 6.2]. При отсутствии изгиба
р=1.
Для круговой конической оболочки (в ко-
нических звеньях, заглушках) при одновре-
менном действии осевой сжимающей силы и
наружного давления (рис. 6.5) (Проверка на
устойчивость производится по формуле
(6.27)
где А^кр = 2itr*aoKpx cos2 р; г* =	; окрХ
и oKpz определяются, как указано выше, с за-
меной г на г*; остальные обозначения видны
на рис. 6.5.
При наличии на оболочке подкрепляющих
колец жесткости их несущая способность
обеспечивается, если выполняются два усло-
вия:
а) условие устойчивости первого рода
т ^кр’
(6.28) .
119

Рисчб.5. К расчету на роль, поэтому пренебрежение ею привело бы
устойчивость коническом	г ------
оболочки.
к неоправданному занижению ркр по (6.30).
На практике применяются различные коль-
ца жесткости для трубопроводов: из уголка,
швеллера, сварного таврового сечения и т. д.
(рис. 6.6).
Наиболее выгодным с точки зрения эко-
номии стали является сварное тавровое сече-
ние кольца. По сравнению с коробчатым се-
чением из швеллера, гнутого стенкой наружу,
рекомендуемого СТП 34-02-73 для засыпан-
где ш=0,9-0,55=0,5 в основных сочетаниях;
б) условие устойчивости второго рода
с учетом погиби кольца (ограничение фибро-
вых напряжений Ок.ж ® кольце жесткости)
ных трубопроводов, тавровое сечение при оди-
наковой массе в 1,5 раза прочнее и в 4 раза
более устойчиво. Однако для засыпанных тру-
бопроводов коробчатое сечение удобно, так
а _______пРн г^сю .
к,ж т /?пр '
к
j/макс
V тРкр J
как занимает мало 'места в затрубном про-
странстве, т. е. не мешает заполнению пазух,
а также обладает большой жесткостью из
плоскости кольца.
(6.29)
где т—0,9-0,75=0,67 в основных сочетаниях.
В 'формулах (6.28), (6.29)
=	(6.30)
;кр	1	/ а V
12(1—р.2) (т) ;	(6-31)
/о — 0,003г — начальная пюгибь; //макс — рас-
стояние от (центроиды оси кольца до наибо-
лее удаленной точки его сечения; ^"р, и
Ек — площадь, момент инерции и радиус цент-
роиды приведенного сечения кольца, в кото-
рое включается оболочка на длине /Об =
= 1,56]/г6 + а при отсутствии усиления обо-,
лочки под кольцом. При наличии утолщения
оболочки под кольцом характеристики при-
веденного сечения кольца с пояском оболочки
определяются расчетом по программе СК-4.
В 'выражении (6.31) первый член харак-
теризует критическое давление собственно
кольца жесткости, а второй—критическое
давление неподкрепленной оболочки.
У низконапорных тонкостенных трубопро-
водов второе слагаемое пренебрежимо мало
по сравнению с первым и в расчетах может
не учитываться. Однако у толстостенных
участков высоконапорных трубопроводов
жесткость оболочки играет существенную
В последнее время наибольшее распро-
странение получили благодаря максимальной
технологичности кольца в виде одиночного
ребра. Для такого кольца высотой /с с целью
упрощения вычислений по формулам (6.29) —
(6.31) можно приближенно принять, что
центр тяжести приведенного сечения кольца
совпадает с наружной поверхностью оболоч-
ки. Тогда Z?K^rH, //макс^^с, diJ3.
6.3. УСТОЙЧИВОСТЬ ЗАСЫПАННЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
Проверка устойчивости оболочки засыпан-
ного трубопровода по СТП 34-02-73 произво-
дится по формуле
(6.32)
где т=0,5; рВак — разрежение в трубопрово-
де при его опорожнении; рКр —критическое
наружное давление на оболочку, определяе-
мое по (6.3_) при отсутствии колец, по (6.4) —
при наличии колец.
Расчет по (6.32) производится по норма-
тивным нагрузкам (без коэффициентов пере-
грузки).
При проверке колец жесткости на устой-
чивость интенсивность критического наруж-
ного давления определяется без учета упру-
гого защемления в грунте согласно (6.7):
245Jfl
(б.зз)
Рис. 6.6. к определению геометрических характеристик сечения различных колец жесткости.
120

где все входящие величины определяются по
формулам, приведенным в и. 5.3.2 (см.
рис. 6.6).
Согласно СТП 34-02-43 требуется также
проверка жесткости оболочки засыпанного
трубопровода по вертикальному прогибу
в опорожненном состоянии:
Д£>	0,5&ри— рх
~п= ~ -	~ < 0,05.	(6.34)
Проверка но (6.34) производится на рас-
четные нагрузки (с коэффициентами пере-
грузки). Интенсивность рКр определяется по
(6.3) или (6.4) при п=2.
6.4.	УСТОЙЧИВОСТЬ ЗАДЕЛАННЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
Для трубопроводов, заделанных в бетон-
ном или скальном массиве, вопрос об устой-
чивости оболочки еще более актуален, чем
для свободно лежащих, поскольку толщина
оболочки такого трубопровода, рассчитанная
на внутреннее давление, может (быть доволь-
но малой, а наружное давление свежеуло-
женного бетона, цементного раствора и филь-
трационных вод, напротив, бывает значитель-
ным, поэтому расчет на действие наружного
давления часто становится решающим.
Повышение устойчивости оболочки путем
увеличения ее толщины является возможным,
но, как правило, неэкономичным решением.
С другой стороны, установка каких-либо ре-
бер или колец жесткости на оболочке заде-
ланного трубопровода также удорожает со-
оружение, поскольку требует увеличения диа-
метра штольни и затрудняет бетонирование
затрубного пространства. Возможно исполь-
зование таких конструктивных мероприятий,
как различного рода анкеровка оболочки
в (бетон для восприятия наружного фильтра-
ционного давления в эксплуатационный пе-
риод (при монтаже жесткость оболочки мо-
жет быть повышена путем установки времен-
ных раскреплений внутри трубопровода). На-
конец, наиболее радикальной мерой является
снижение наружного фильтрационного давле-
ния путем устройства дренажей. Однако мно-
гие специалисты считают, что наружные дре-
нажи можно рекомендовать только для ко-
ротких трубопроводов [102], так как очистка
длинных' дренажных труб затруднительна и
работа дренажа в этих условиях, если не
устраивать дренажных галерей большого се-
чения, является ненадежной вследствие воз-
можной забивки труб малого сечения, осо-
бенно при цементации породы (например, на
ГЭС Нило-Пекано в Бразилии). В то же вре-
мя большие галереи вблизи туннеля наруша-
ют асесимметричность напряженного состоя-
ния сооружения, вызывают изгиб и могут
привести к катастрофическому разрушению-
трубопровода, как, например, на ГЭС Герлос:
(Австрия). Несмотря на некоторые неудачи,
с применением дренажей, связанные с про-
счетами проектировщиков и строителей, в по-
следнее время они находят все более широ-
кое распространение при сооружении сталь-
ных трубопроводов, заделанных в породе,,
в нашей стране и за границей. В СССР про-
ектирование дренажей ведется в соответст-
вии с ВСН 045-72 [72].
Различают общие и местные дренажи.
Общие дренажи уменьшают давление подзем-
ных вод благодаря понижению депрессионной
поверхности фильтрационного потока в зоне
расположения защищаемого сооружения.
В качестве общих дренажей в последнее вре-
мя чаще всего применяют дренажные штоль-
ни и пробуренные из них глубокие скважины.
Так, на ГАЭС Бас-Конти (США) для раз-
грузки .напорных стальных трубопроводов
диаметром 5,4 м с толщиной оболочки 25—
Рис. 6.7. Общий дренаж заделанных в породе трубопро-
водов.
а — ГЭС Курбане (Франция); б — ГЭС Капивари (Бразилия);,
в — ГЭС Сирикит (о. Тайланд); г — ГАЭС Зеккинген (ФРГ); Г—
подводящий туннель; 2 — шахта затворов; 3 —турбинные водо-
воды; 4 — дренажный туннель; 5 — отрезок водовода с бетонной-
обделкой; 6 — стальной обетонированный трубопровод; 7 — под-
ходные штольни; 3 —дренажные скважины; 9 — подземное зда-
ние ГЭС; 10 — коллекторная труба в одной плоскости; 11 — от-
водящие трубы.
12Ь

•50 мм в скальном .массиве на 45 im выше тру-
бопроводов предусмотрено устройство двух
дренажных штолен. На рис. 6.7 показаны
другие примеры общего дренажа заделанных
в породе напорных трубопроводов.
При сооружении турбинных водоводов Ну-
рекской ГЭС применена общая дренажная си-
стема, состоящая из дренажных штолен -и
глубоких скважин, благодаря чему достигну-
то снижение зеркала грунтовых вод до уров-
ня, .при котором напор снаружи на облицов-
ку при опорожнении трубопроводов не пре-
вышает 75 м.
Местные дренажи снижают давление пу-
тем обеспечения выхода фильтрационной во-
ды в дренажные устройства, расположенные
Рис. 6.8. Местный дренаж заделанных трубопроводов.
-а —ГЭС Бревьер {Франция); б — ГЭС Мезе (Италия); в--ГЭС Бромма (Франция); г — ГЭС Нило-Пекано (Бразилия): д — ГЭС
Ляк Нуар (Франция); е — гидроэлектростанции Югославии; ж—ГЭС Форт-Пек (США); з — ГЭС Сан-Джиакома (Италия); и —
ГЭС Апер-Кемпбелл-Лейк (Канада); 1 — стальная оболочка; 2 — дренажный коллектор; 3 — ниша; 4 — трубчатые дрены; 5—
водоотводная труба; 6 — пробка; 7 — шпуровая дрена; 8 — разгрузочное отверстие; 9 — бетон; 10 —кольцо жесткости трубопро-
вода.
.122

вблизи разгружаемой поверхности. В качест-
ве местных дренажей используют главным
образом 'шпуровые или трубчатые дрены в за-
трубном бетоне и разгрузочные отверстия
в оболочке (рис. 6.8).
По увеличению фильтрационного расхода
или напора в системе местного дренажа мож-
но контролировать состояние оболочки 'тру-
бопровода. Дрены объединяют в .коллекторы,
оснащенные датчиками давления.
Недостатком постоянно работающего (не-
регулируемого) местного дренажа является
выщелачивание затрубного бетона под дейст-
вием непрерывной фильтрации, вследствие
чего снижается долговечность обделки и воз-
можна закупорка водоотводных элементов.
Кроме того, при действии .внутреннего давле-
ния в трубопроводе наружное давление под-
земных вод разгружает оболочку, следова-
тельно, дренаж в этом случае оказывает вред-
ное влияние. Поэтому желательно, чтобы дре-
наж работал только при опорожнении тру-
бопровода, т. е. был регулируемым, напри-
мер выключаемым. Это можно осуществить
с помощью задвижек в доступных местах на
коллекторах; обратных клапанов, открываю-
щихся под действием давления снаружи; уда-
ляемых (с последующей установкой) заглу-
шек в разгрузочных отверстиях стальной обо-
лочки.
Для обеспечения своевременного открытия
и закрытия задвижек управление ими целе-
сообразно автоматизировать, сблокировав
с электромеханическим приводом затворов на
водоводах.
Клапаны могут быть встроены в отверстия
оболочки (ГЭС Тасон в Швеции) или в вы-
пуск коллектора. Однако широкого распро-
странения клапанные выпуски не нашли из-за
возможности их засорения или химического
кольматажа и, вследствие этого, нарушения
герметичности. На участках, где давление
подземных вод ниже, чем .в водоводе, это мо-
жет привести к утечкам воды из туннеля.
По шведскому предложению ’, запатенто-
Рис. 6.9. Новые конструкции
местного дренажа заделанных трубопроводов.
ванному в различных странах, кроме дренаж-
ных каналов, расположенных в основании бе-
тонного затрубного кольца, предусмотрен
дренажный желоб в верхней части трубопро-
вода, в который выходят .вертикальные сква-
жины, имеющиеся в затрубном бетоне. Про-
тив скважины в оболочке трубопровода име-
ются отверстия, закрытые съемными пробка-
ми. Это решение применено в шахтном напор-
ном водоводе ГАЭС Вальдек II (ФРГ). Уда-
ление пробок при медленном опорожнении
водовода осуществляется персоналом с тележ-
ки, опускаемой в водовод -через люк из по-
мещения подъемных механизмов. При запол-
нении водовода пробки вворачивают в отвер-
стия. Напор на оболочку снаружи не превы-
шает 6,5 м при открытии разгрузочных от-
верстий в поперечных сечениях с шагом 9 м
и не превышает Г1 ,м при открытии отверстий
в сечениях с шагом 18 м. Дренажный желоб
выведен наружу и снабжен запорным устрой-
ством.
При проектировании местную дренажную
систему желательно разбивать на изолиро-
ванные друг от друга участки (с учетом по-
ложения и уклона пьезометрической поверх-
ности подземных вод), имеющие отдельные
выходы, при помощи которых возможно осу-
ществлять промывку и регулирование напо-
ра независимо на каждом участке. В целом
эксплуатация регулируемого местного дрена-
жа является довольно сложной (выворачива-
ние и вворачивание пробок) или недостаточ-
но надежной (обратные клапаны).
На рис. 6.9 показана конструкция местно-
го дренажа обетонированных трубопроводов,
автоматически включаемого при опорожне-
нии и выключаемого при занапоривании тру-
бопровода !. Конструкция включает водопри-
емные элементы 2 в виде желобков или «ча-
шек», края которых расположены заподлицо
с поверхностью затрубного бетона 4, и водо-
123

отводные элементы в виде труб 3 .в бетоне
или отверстий 5 в оболочке 1 трубопровода.
Включение и отключение дренажа основано
на 'образовании между стальной оболочкой и
бетоном при опорожнении трубопровода за-
зора 6, который закрывается при занапори-
вании трубопровода. Однако эта конструкция
экспериментально не проверена.
Устойчивость гладкой оболочки трубопро-
вода, окруженного бетоном, рассматривается
в работах Дубаса, Вогена, Борота, Амштутца,
Монтеля и других ['87—89, 102, 112]. Матема-
тическая разработка формул основана глав-
ным образом на трудах С. П. Тимошенко.
Окружающий бетон способствует сохране-
нию устойчивости оболочки, так как препят-
ствует ее радиальным отклонениям наружу,
потеря устойчивости происходит путем выпу-
чивания внутрь. По отношению к жесткости
оболочки бетон рассматривается как абсолют-
но неподатливый... Учитывается наличие на-
чального зазора между оболочкой и бетоном
и начальная эллиптичность трубы. Считается,
что сплющивание оболочки наступает, когда
фибровое напряжение на гребне образовав-
шейся волны достигнет предела текучести
стали. Соответствующее этому моменту на-
ружное давление считается критическим дав-
лением.
По Вогену—Вороту стальная оболочка те-
ряет устойчивость, выпучиваясь с образова-
нием четного числа полуволн, показанных на
рис. 6.10, а.
Амштутц в своем анализе приходит к бо-
лее справедливому заключению о том, что вы-
пучивание оболочки происходит не в виде од-
нородных волн по периметру, а в виде оди-
Рис. 6.10. Схема деформации оболочки заделанного тру-
бопровода при потере устойчивости под действием на-
ружного давления.
а — по Вогену — Вороту; б — по Амштутцу; 1—начальное поло-
жение оболочки; 2 — положение сжатой наружным давлением
оболочки до потери устойчивости (средняя линия); 3 — форма
оболочки при потере устойчивости; 4—новая средняя линия.
124
Рис. 6.11. Схема эксперимента по определению крити-
ческого наружного давления для гладкой трубы, заде-
ланной в бетоне.
1 — штуцер для насоса; 2 — исследуемая оболочка; 3—бетон;
4 — штанга измерительная; 5 — измеритель радиальных переме-
щений; 6 — наружный несущий цилиндр; 7 — трубки для подачи-
давления; 8 — камера давления; 9 — резиновое уплотнение.
ночного очага на части окружности, как вид-
но на рис. 6.10,6. По Амштутцу однородные-
волны могут появиться только на начальной'
стадии, но . по мере увеличения наружного
давления оболочка на гребнях волн, выпучен-
ных наружу, приходит в соприкосновение-
с бетоном и при дальнейшем нагружении при-
легает к бетону iB!ce плотнее, при этом бла-
годаря возможности скольжения оболочки от-
носительно бетона часть волн Закрывается
и остается лишь один изолированный выгиб —
очаг потери устойчивости.
Критическое давление по Амштутцу не-
сколько ниже, чем у других авторов. Анализ
немногочисленных натурных испытаний и
имевших место случаев .потери устойчивости
заделанными трубопроводами в результате’
непредвиденного повышения давления при це-
ментации или при засорении дренажных уст-
ройств показывает, что в различных случаях
справедливыми оказываются различные фор-
мулы для .рКр. Здесь сказывается то,-что не-
которые факторы, влияющие на устойчивость-
конструкции, остаются неизвестными, напри-
мер начальные несовершенства оболочки, ве-
личина зазора, наличие связи с бетоном. Дан-
ные по 13 авариям, связанным с выпучива-
нием оболочки [101], свидетельствуют о том,
что теория Амштутца довольно хорошо под-
тверждается практикой, в то время как рас-
чет по теории Вогена—Борота не всегда обес-
печивает необходимую надежность против по-
тери устойчивости. Экспериментальные иссле-

критического давления на оболочку заделанного трубопровода без колец.
Рис. 6.12. Графики для определения
.жесткости.
давания, проведенные Амштутцем для про-
верки своей методики (рис. 6.11), показали
очень близкое совпадение результатов экспе-
римента с теорией [87]. В настоящее время
методика Амштутца используется в .большин-
стве зарубежных стран при проектировании
заделанных трубопроводов с гладкой оболоч-
кой, ею пользуются и в отечественной прак-
тике для определения критического давления
на оболочку.
Графики критического давления рКр, по-
строенные на основе решения Амштутца, при-
водятся на рис. 6.12. Ими можно пользовать-
ся при отсутствии колец на оболочке и при
наличии колец, если расстояние между ними
больше диаметра трубы.
Амштутцем [89] показано, что .в отличие
от свободно лежащих трубопроводов на ус-
тойчивость оболочки заделанных трубопрово-
дов их начальная эллиптичность влияет очень
незначительно. Это связано с тем, что при
определенном давлении оболочка на большей
части периметра плотно прилегает к бетону
и приобретает кривизну его поверхности. В то
же время смещение кромок в продольных
стыках оболочки всего на 7ю толщины сни-
жает критическое давление ркр на 5%.
Так как зазор между бетоном и оболоч-
кой сильно снижает устойчивость последней,
естественно стремление добиться максималь-
ной плотности примыкания и даже создать
предварительное обжатие оболочки (отрица-
тельный зазор) путем нагнетания за обли-
цовку цементного раствора под 'большим дав-
лением с установкой внутри раскрепляющих
конструкций. Такая мера позволяет повысить
устойчивость оболочки, о чем свидетельству-
ют верхние кривые на графиках Амштутца
(рис. 6.1,2). Однако, как свидетельствует Во-
ген, все известные случаи выпучивания обо-
лочки происходили именно во время цемента-
ции, поэтому применение высоких давлений
должно производиться с чрезвычайной осто-
рожностью и только при наличии опытного
персонала и соответствующего контроля. Так,
на строительстве Нурекской ГЭС отсутствие
надлежащего контроля за цементационным
давлением привело к выпучиванию участка
стальной Оболочки площадью около 10 м2
в вертикальном турбинном водоводе первой
очереди.
Учитывая механизм потери устойчивости
оболочки, принятый Амштутцем, согласно ко-
торому в зоне выпучивания наблюдаются тан-
генциальные смещения оболочки относитель-
но бетона, для повышения устойчивости тру-
бопровода можно эффективно применить ан-
керы, жесткие на сдвиг, в виде сплошных
продольных ребер или отрезков профильной
стали, приваренных к наружной поверхности
125

Рис. 6.13. Податливая
анкеровка в бетон обо-
лочки заделанного тру-
бопровода.
у трубопроводов с часто установленными коль-
цами при потере оболочкой устойчивости на
ней образуется большое число волн п. В та-
ком случае влияние окружающего бетона не-
значительно и запас при расчете по формуле
Мизеса невелик.
Согласно СН 238-73 критическое давление
для оболочки заделанного трубопровода опре-
деляется по формуле Мизеса при /<0,5г. Если
расстояние между кольцами находится в пре-
делах от 0,5г до 2г, то критическое давление
может быть определено по (6.19).
Проверка устойчивости при действии на-
ружного давления производится по формуле
оболочки. Эти анкеры, установленные в ко-
личестве п по окружности трубы, разбивают
ее на п частей, так что длина полуволны ©мя-
тины будет ограничена лг/п и критическое
давление возрастет.
Некоторые- конструкции анкеров, подоб-
ные описанным, запатентованы в Швейцарии,
США и других странах. Как отмечает Воген
[112], опыт строительства ряда крупных тру-
бопроводов, забетонированных в горной по-
роде, свидетельствует в пользу применения
сплошных листовых продольных анкеров 1
вместо местных.
Однако любые элементы жесткости на
оболочке, ограничивающие деформации по-
следней, вызывают ее местный изгиб при дей-
ствии внутреннего и внешнего давления,
а также при температурных колебаниях. Осо-
бенно сильно влияние подкрепляющих эле-
ментов, заанкеренных в бетоне, что равно-
сильно их бесконечной жесткости. Для устра-
нения этого влияния имеется предложение2
снабжать стальную оболочку 1 трубопровода
продольными' ребрами жесткости 2 с клино-
образным уширением на конце, окруженным
эластичной прокладкой 3 (рис. 6.13). Такой
анкер не мешает некоторой радиальной де-
формации оболочкй, но повышает ее устойчи-
вость против сплющивания наружным давле-
нием.
Имеется предложение3 использовать внут-
реннюю бетонную оболочку для повышения
устойчивости стального трубопровода при дей-
ствии наружного давления.
При наличии на заделанном трубопроводе
колец жесткости, установленных с шагом К
<2г, критическое давление для оболочки мо-
жет быть приближенно определено как у сво-
бодно лежащего трубопровода по (6.17). Это
дает некоторый дополнительный запас устой-
чивости, так как не учитывается наличие бе-
тона вокруг оболочки. Однако практически
1 См., например, пат. 2674857 (США).
2 Пат. 234054 (Австрия).
3 Пат. 265981 (Австрия).

(6.35)
где тс — коэффициент сочетаний (тс=0,8 при
расчете на основные сочетания нагрузок);
т=0,75 — коэффициент условий работ; £ —
поправочный коэффициент, принимаемый по
графику рис. 6.3.
На рис. 6.14 показан совмещенный график
для определения наружного критического-
давления на оболочку заделанного трубопро-
вода с кольцами жесткости.
При проверке несущей способности коль-
ца жесткости последнее рассматривается без
учета его закрепления в бетоне, если для это-
го не приняты специальные меры. В расчете
учитывается возможная начальная погибы
кольца — отклонение радиуса кольца от тео-
ретического Д)И начальный радиальный зазор'
А между кольцом и окружающим бетоном.
Рассматриваются два этапа работы кольца
под действием наружного давления. Сначала
кольцо деформируется с увеличением эллип-
Рис. 6.14. График для определения критического наруж-
ного давления на оболочку заделанных трубопроводов-
из малоуглеродистой стали (от=230 МПа) с кольцами,
жесткости.
126

Рис. 6.15. График для определения коэффициента Г
(к расчету напряжений в кольце жесткости).
тичности до тех пор, пока не коснется в двух
диаметрально противоположных точках бето-
на. Максимальные расчетные фибровые на-
пряжения в кольце, определяемые по (6.29),
в момент касания достигнут значения
ок ж = З^максД	Дн/обС /1 	\ ,б 36)
к-ж 'к	1 mmcF^ V ‘	Як J V '
Дальнейшая деформация будет происхо-
дить по схеме рис. 6.10,а (число волн п=2)
или по схеме рис. 6.10,6 с образованием од-
ной волны выпучивания. Для этого этапа*
расчетное суммарное фибровое напряжение
может быть выражено формулой, аналогичной
(6.36), с заменой в обоих членах коэффици-
ента 3 на коэффициент Г, зависящий от без-
размерного давления р*==р^Е]ттс и от па-
раметра начальной погиби
t Д + Дн^обгЯк/(£^рт/яс)
Для определения коэффициента Г в СКВ-
«Ленгидросталь» составлена программа для
ЭВМ, результаты расчета по которой пред-
ставлены на рис. 6.15 [44].
Приведенная методика расчета колец же-
сткости заделанных трубопроводов точнее,,
чем методика, включенная в СН 238-73, кото-
рая содержит заведомый запас при определе-
нии напряжений от равномерного сжатия,
кольца под действием наружного давления.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ПРОМЕЖУТОЧНЫЕ ОПОРЫ
7.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Промежуточные опоры свободно лежаще-
го трубопровода, располагаемые обычно на
прямолинейных участках трассы между ан-
керными опорами, предназначаются для пере-
дачи на грунт нормальных к оси трубопрово-
да составляющих веса его конструкции и за-
ключенной в ней воды.
Иногда промежуточные опоры располага-
ются и на криволинейных участках трассы
(см. рис. 1.13), под незаделанными коленами
распределителей и т. п.
Промежуточная опора кольцевого типа со-
временного трубопровода (рис. 7.1) состоит
из трех узлов: опорного кольца, опорных
устройств и фундамента.
Жесткое опорное кольцо неподвижно за-
крепляется на наружной поверхности оболоч-
ки и заканчивается двумя симметрично рас-
положенными опорными плитами. Последние
опираются на опорные устройства, передаю-
щие в свою очередь нагрузки на фундамент.
Фундамент, передающий нагрузку на грунт,
выполняется из бетона, железобетона или бу-
товой кладки.
Для регулирования в процессе монтажа и?
эксплуатации высотного положения оси тру-
бопровода, прокладываемого на осадочных
грунтах, опорные устройства снабжаются ли-
стовыми прокладками или оснащаются специ-
альной конструкцией с регулирующими:
клиньями.
Промежуточные опоры имеют различные-
конструктивные решения.
Промежуточная опора катково-
го типа с двустенчатым опорным
кольцом для трубопровода DH=3,24 м по-
казана на рис. 7.1. Опорное устройство опи-
рается на бетонный фундамент, основание ко-
торого покоится на скальной выработке.
Опорное кольцо сварное, выполнено из двух
параллельных стенок, усиленных поясами из
свальцованных полос. Параллельные стенки
связывают между собой поперечными диаф-
рагмами, расположенными равномерно по
окружности трубы. Против внутренних диа-
фрагм с наружной стороны к стенкам и к на-
ружным поясам колец приваривают ребра
треугольного очертания. К нижней части коль-
ца приваривают две плиты, опирающиеся на.
127'

Рис. 7.1. Промежуточная катковая опора с двустенча-
тым опорным кольцом.
,/— опорное кольцо; 2 — опорное устройство: 3 — фундамент; 4—
-основной бетон; 5 — штрабной бетон; 6—цементная подливка.
опорные устройства. Каждое опорное устрой-
ство состоит из цилиндрического катка с че-
тырьмя прикрепленными к нему противоугон-
ными зубьями, а также верхней и нижней
опорных плит и анкерной подушки. Послед-
нюю заделывают в бетонный фундамент, воз-
водимый в три очереди: в первую очередь —
до монтажа трубопровода — укладывают ос-
новной бетон, во вторую очередь — после
монтажа — штрабной бетон, в который заде-
лывают анкерные болты, в третью очередь
цементный раствор заливают под анкерную
подушку через специально предусмотренные
в ней отверстия после полной ее выверки,
производимой с помощью анкерных болтов;
Промежуточная опора катково-
го типа с одностенчатым опорным
кольцом двутаврового сечения изображена
на рис. 6.2. Опорное кольцо изготовлено из
двух сваренных между собой половин широ-
кополой двутавровой балки, одна из которых
приварена к оболочке трубопровода Dq=
=3,30 м. По технологическим требованиям
перед гибкой балка была разрезана по стен-
ке на две равные части.
К нижней половине кольца прикреплены
две опорные плиты. Для усиления опорного
узла предусмотрены листовые ребра треуголь-
ного очертания, приваренные к опорным пли-
там и стенкам кольца, а также к оболочке
трубопровода. Опорные устройства состоят из
сварного катка (из двух швеллеров), а также
верхней и нижней опорных плит. Каток удер-
живается в плитах с помощью штырей, утоп-
ленных в контактные поверхности опорных
плит.
Кольцевая промежуточная опо-
ра скользящего типа показана на рис.
7.3. Опорное кольцо из полосовой стали при-
варивают к оболочке, к кольцу в свою оче-
редь приваривают боковые опорные крон-
штейны, которые могут скользить по рельсам,
заделанным в фундамент.
7.2.	ОПОРНЫЕ КОЛЬЦА
Промежуточная опора рассчитывается на
нормальную к оси трубопровода составляю-
щую Q от веса трубопровода с водой, числен-
но равную реакции Д, полученной из расчета
трубопровода как неразрезной балки. Кроме
того, учитываются силы трения, возникающие
в опорных устройствах при перемещениях
трубы (рис. 7.4):
т=±4-/- ц»
В опорном сечении трубопровода между
оболочкой и кольцом действуют распределен-
ные по закону синусоиды касательные силы.
128

Рис. 7.2. Промежуточная катковая опора с одностенчатым опорным кольцом (обозначения см на
рис. 7.1).
А
6-Б
660
Рельс
Лист^-6
ЛистБЛО
7ист Б=10
Болт м16

дО
4
150 :150:

V-
А
и момент инерции площади поперечного сече-
ния
Л=т-(г‘„- г\) = ^8,
а также 6=^23/sina, будем иметь:
t — sin а.	(7.3)
Кольцо опирается на фундамент в двух
точках на расстоянии s одна от другой. Цен-
тральный угол 20, определяющий положение
опорных реакций на кольце (рис. 7.5), опре-
деляется по формуле
Рис. 7.3. Промежуточная скользящая опора.
При изгибе балки кругового сечения сдви-
гающие силы по высоте сечения распределя-
ются по закону
Опорные реакции смещены относительно
линии центров тяжести сечений кольца на
расстояние
QS^
t = x8 = -." — , .
sin а Jxb sin а
Введя сюда выражение для статического
момента части кольцевого сечения
(7.2)
Ь =	- £Ksin6,	(7.4)
9—25
J г cos фбг dty = sin а
6
в результате чего кольцо загружается момен-
том
ЛГ,=^-.	(7.5)
129

Рис. 7.4. Силы, действующие на строительную часть
промежуточной опоры.
Рис. 7.5. Нагрузки на опорное кольцо.
а —расчетная схема кольца; б —эпюра касательных сил Л.
для второго участка ВС, где 9<?а<п,
^К2— 2я
QRk
Рассматривая кольцо под действием двух сосредо-
точенных сил Q/2 и моментов М$, а также распределен-
ных по периметру сил /, и раскрывая статическую не-
определимость известными методами строительной ме-
ханики, например методом сил с учетом симметрии си-
стемы относительно вертикальной оси, можно получить
выражение для внутренних сил, действующих в кольце
Если для упрощения принять момент инерции кольца
постоянным по всей окружности, то искомые выраже-
ния для изгибающего момента Л1к, продольной силы NK
и поперечной силы Тк в произвольном сечении кольца,
характеризуемом углом а, будут иметь вид:
для первого участка АВ (рис. 7.5), где О<а<0,
4-~2~— cos2 9 j cos а — 9
.. Q —а .	. ( г Ь
Л^кг — — п I 2 Sln а + [	~ RK Sln 8 ~
з 1	\
—г+тcos2 8)
COS а

QRK
2я
— a sin а 4- (я — 9) sin 9 — cos 9 —
sin 9 — ——— sin2 9 1 sin а
J
(7.7>
- sin 9 + ~2~—cos2 cos а — (п — 9)
Q г “	( г Ь
^==~\—sina-(-R7-R7sin^-
—~4~— ~о~ sin2 9j sin а ;
d	i	i
130	'
)
(7.6)
Из выражений (7.6) и (7.7) видим, что изгибаю-
щий момент Мк, продольная сила NK и поперечная сила
Тк в произвольном сечении кольца зависят От централь-
ного утла 6, определяющего положение опорной ре-
акции относительно вертикальной оси, и от отношения
b/RK. Задаваясь различными значевшями угла 0, мож-
но убедиться, что наибольший расчетный момент
в опорном кольце достигает минимума при переносе
опорных реакций на горизонтальную ось (0=л/2). Да-
лее можно установить, что в этом случае наиболее вы-
годная работа кольца имеет место при отношении
Ь//?к=4-0,04.
В частном случае при 0=л/2 для сечения, распо-
ложенного под углом а, изгибающие моменты, про-
дольные и поперечные силы в 1 и II квадрантах коль-

ца выражаются формулами, приведенными в табл. 7.1.
Эти формулы для расчета опорных колец были’ при
ведены в прежних нормах проектирования ТУ 9-51.
Однако они справедливы лишь в указанном частном
случае (при 0=л/2)1. Практически по конструктивным
соображениям редко удается выполнить промежуточную
опору с расположением опорной плоскости кольца
вблизи горизонтального диаметра. В большинстве слу-
чаев 35°^0^75°. Выше отмечалось, что расположение
опорной поверхности в плоскости, проходящей че-
рез горизонтальную ось кольца, является наиболее
выгодным для него, так как дает минимальные
изгибающие моменты. Поэтому перенос реакций на го-
ризонтальный диаметр и использование формул табл. 7.1
не идут в запас надежности расчета и не могут быть
рекомендованы. Это было доказано на основании экспе-
риментальных исследований опорных колец трубопро-
водов [17]. Схема экспериментального звена с опор-
ными кольцами показана на рис. 2.7. Исследования по-
казали, что при b/RK=-1-0,04 фактический максималь-
ный изгибающий момент в кольце в 5 раз превышает
расчетный.по формулам, приводимым в ТУ 9-51. В то
же время расчет по формулам (7.6) и (7.7), учитываю-
щим 0=£л/2, приводит к завышению изгибающих мо-
ментов. Кроме того, было показано влияние на рас-
пределение моментов в кольце переменного момента
инерции JK=var вследствие расширения его стенки над
опорным устройством. Поэтому в исследованиях, для
того чтобы учесть при расчете кольца это обстоятель-
ство, принимался ступенчатый характер изменения ши-
рины стенки кольца. Однако такой метод усложняет
трудоемкость расчета.
В основу методики расчета опорных колец,
принятой в МУ 34-747-76, положена разрабо-
танная в СКВ «Ленгидросталь» расчетная
схема (рис. 7.6). Участок кольца над опорным
устройством в пределах углов ai<'a<ia2 рас-
сматривается как абсолютно жесткий диск,
неразрывно связанный с остальными участка-
ми кольца, у которых момент инерции /к=
=const.
Выбор угла а,2 отличается некоторой неоп-
ределенностью, однако небольшие его измене-
ния незначительно отражаются на результа-
тах расчета. При наличии на кольце горизон-
тального ребра (рис. 7.6) угол а2 определя-
ется местом примыкания ребра к оболочке.
Углы ai и 'аг принимаются так, чтобы
COS ОЦ^А/Гмаксб tg (Х2==2Гмакс/^>	(7-8)
где гМаКС — наружный радиус опорного коль-
ца; h — расстояние от горизонтального диа-
метра до нижней плоскости опорной плиты
(см. рис. 7.5).
На рис. 7.7 показаны для сопоставления
эпюры изгибающих моментов в опорном коль-
це, полученные экспериментально [17] и рас-
четом по различным методикам. Видно, что
перенос опорных реакций на горизонтальный
диаметр сильно искажает картину распреде-
ления изгибающих моментов в кольце, осо-
1 В американских нормах проектирования трубопро-
водов принята такая же схема для расчета опорных
колец — с приложением опорных реакций на уровне
горизонтального диаметра [90].
9*
Рис. 7.6. К расчету опорного кольца по МУ 34-747-76.
бенно на участке 30°<а<90°. Характер эпю-
ры, построенной на основе расчета по МУ
34-747-76, в целом соответствует полученной
в эксперименте. В отличие от теоретической
эпюры [18], которая также довольно близка
к экспериментальной, но имеет скачок в месте
приложения внешнего сосредоточенного мо-
мента, расчет по МУ 34-747-76 не дает скачка
на эпюре и в этом отношении лучше согласу-
ется с действительным характером изгиба
опорного кольца. В то же время расчет по МУ
34-747-76 проще, чем по [18].
Оптимальное соотношение д/27?к зависит от
того, на каком уровне приложены опорные
реакции [18]. Для обычно встречающихся уг-
лов 40°<0<70° оптимальное расположение
опорных реакций в кольце постоянной жест-
Рис. 7.7. Сопоставление экспериментальной и теорети-
ческих эпюр изгибающих моментов в опорном кольце.
131

Таблица 7.1
Формулы для расчета опорных колец
Показатели
Квад-
рант
Расчетные формулы для случая S=k/2
Расчетные значения
мент
Поперечные силы
Изгибающий мо-
Продольные силы
кости соответствует по [18] соотношению
$/2Як=1»0- Для расчетной схемы, показанной
на рис. 7.6, при значениях углов <ц=40°, «2=
=70° минимальные значения изгибающих мо-
ментов в кольце получены при расположении
опор на расстоянии $/2=0,935 1/?к-
Для большинства практически встречаю-
щихся случаев можно рекомендовать устанав-
132

Рис. 7.8. Разновидности
сечений опорных колец.
ливать опорные устройства на расстоянии от
оси трубопровода в пределах (0,90—1,05) 7?к.
Кроме продольной силы <NK, вызванной из-
гибом кольца под действием касательных сил
t и реакций Q/2, опорное кольцо также испы-
тывает равномерное по всему периметру рас-
тяжение силой i/Vp, связанной с внутренним
давлением воды и определяемой по формуле
(5.67) при отсутствии осевой силы в трубе.
В общем случае по МУ 34-747-76 расчет
опорных колец различных сечений (рис. 7.8)
выполняют на ЭВМ по программе СК-4. При
этом определяют напряжения на наружной
фибре кольца и в оболочке под кольцом: об-
щие от изгиба кольца; общие от изгиба тру-
бопровода на опоре как балки, от внутренне-
го давления и осевых сил; местные в местах
сопряжения неусиленной оболочки с усилен-
ной и оболочки со стенкой кольца; приведен-
ные напряжения в оболочке (общие и с уче-
том местных). Максимальные’ напряжения
печатают с указанием угловой координаты а
сечения, в котором они действуют. Если в "се-
чении а=а2 высота кольца значительно боль-
ше, чем вне опорных участков, то полученные
расчетом на ЭВМ напряжения в этом сечении
от изгиба кольца, а также суммарные и при-
веденные могут быть уменьшены путем кор-
ректировки, учитывающей действительные ха-
рактеристики данного сечения	/кпр>
а также z/MaKc и у0 — расстояния от нейтраль-
ной оси кольца до его наружной фибры и до
середины толщины оболочки.
Для колец без усиления оболочки расчет
может выполняться и без использования ЭВМ.
В этом случае в зависимости от отношения
s/RK и значений си и аг по табл. 7.2 опреде-
ляются угол а*, при котором действует макси-
мальный изгибающий момент в кольце, и ко-t
эффициенты /ико, /пк2, т*К) пко» «к2, по
которым вычисляют значения изгибающего
момента и продольной силы в сечениях коль-
ца при а=0; а=а2 и а=а*:
Жк(0) = ^к;
Мк (аг) ^кг^^к’
<(a*) = m*KQ/?K;
MK(0) = «K0Q;
NK (аг) :==
tfK(a*) = n*KQ.
(7-9)
Для приведенного поперечного сечения
кольца, в которое включают участки оболочки
длиной по 0,78в обе стороны От стенки,
методами сопротивления материалов определя-
ют характеристики F"p, Zp, у0, #макс. Для трех
указанных сечений кольца (при а = 0; а2; а*)
определяют напряжения от продольной силы
qNk==NJFuv, от изгибающего момента в обо-
лочке аМк= Мку0/^, от изгибающего момента
в наружной фибре кольца о^ккс = Л4кг/макс/.
Суммарные напряжения в наружном во-
локне кольца подсчитывают по формуле
pra -f- 1,568 г8 — 0,3ax j
+ МЗКС । ________________\_________/
°МК~Г	F'K 4-1,568 Кг8
(7.Ю)
По (7.10) определяют ок для a=az и а=
—а*, при этом 6Х вычисляют по (5.42) для
а=а2 при понижении температуры, а4 для а=
=а* — при повышении температуры.
Суммарные кольцевые напряжения в обо-
лочке складываются из общих напряжений от
внутреннего давления о2кот=рг/6, напряжений
краевого эффекта, равномерно распределен-
ных по1 толщине оболочки
рга — Д'к (-г- — 0, За J
-----V г-	(7.11)
Д'к+ 1,568/г8	Мк’ к
и напряжений местного изгиба под кольцом
oMz, соответствующих (5.72).
Суммарные осевые напряжения в оболоч-
ке складываются из общих напряжений <тх по
(5.42) и напряжений местного изгиба под
кольцом по (5.71).
При определении напряжений в оболочке
сгх вычисляют при а=0 для случая повыше-
ния температуры и при а=а* для случая по-
нижения температуры.
Проверку прочности оболочки производят
по приведенным напряжениям согласно (5.11),
(5.12), а проверку прочности кольца — соглас-
но (5.5).
У частично заполненного трубопровода
распределение касательных сил по периметру
133

Таблица 7.2
К расчету опорных колец без усиления оболочки
		5 • V	а*	тк0	пкО	тк2	як2	т'к	я*к
40°	65°	0,85 0,90 0,95 1,00	100°30' 104°30' 108°40' 113°20'	—0,00136 0,00307 0,00750 0,0119	—0,102 —0,0892 —0,0764 —0,0635	—0,212 —0,0343 —0,0475 —0,0606	—0,333 —0,327 —0,327 —0,316	0,0276 0,0227 0,0186 0,0155	—0,199 —0,181 —0,163 —0,145
	70°	0,85 0,90 0,95 1,00	100°40' 104°40' 109° 113°50'	—0,00234 0,00122 0,00479 0,00836	—0,102 —0,0884 —0,0751 —0,0618	—0,0812 —0,0208 —0,0335 —0,0462	—0,322 —0,317 —0,313 —0,308	0,0271 0,0219 0,0176 0,0142	—0,198 —0,180 —0,162 —0,143
	65°	0,85 0,90 0,95 1,00	110°10' 104°10А 108°30' 113°16'	0,00102 0,00480 0,00858 0,0124	—0,103 —0,0902 —0,0770 —0,0638	—0,0196 —0,0332 —0,0468 —0,0603	—0,333 —0,328 —0,322 —0,316	0,0283 0,0231 0,0188 0,0156	—0,200 —0,182 —0,164 —0,146
45°	70°	0,85 0,90 0,95 1,00 1,05	100'20' 104°20' 108°50' 113°50' 119°20'	0,000214 0,00317 0,00612 0,00907 0,0120	—0,103 —0,0895 —0,0759 —0,0623 —0,0486	—0,00654 —0,0196 —0,0327 —0,0458 —0,0589	—0,322 —0,318 —0,313 —0,308 —0,304	0,0279 0,0224 0,0179 0,0144 0,0120	—0,199 —0,181 —0,163 —0,143 —0,123
	75°	0,85 0,90 0,95 1,00 1,05	100°20' 104°30' 109° 114°10' 119°50'	0,000164 0,00236 0,00455 0,00674 0,00894	0,103 —0,0892 —0,0752 —0,0613 —0,0474	0,00461 —0,00787 —0,0204 —.0,0328 —0,0453	—0,308 —0,305 —0,301 —0,298 —0,294	0,0279 0,0220 0,0171 0,0134 0,0108	—0,199 —0,181 —0,162 —0,142 —0,121
	65°	0,85 0,90 0,95 1,00	99°50' 103°50' 108°10' 113°	0,00339 0,00657 0,00974 0,0129	—0,105 —0,0912 —0,0777 —0,0641	—0,0180 —0,0320 —0,0460 —0,0600	—0,334 —0,328 —0,322 —0,317	0,0291 0,0236 0,0191 0,0157	—0,202 —0,184 —0,165 —0,146
50°	70°	0,85 0,90 0,95 1,00 1,05	99°50' 104° 108°30' 113°30' 119°10'	0,00237 0,00511 0,00749 0,00987 0,0122	—0,105 —0,0906 —0,0766 —0,0627 —0,0488	—0,00495 —0,0184 —0,0318 —0,0453 —0,0587	—0,323 —0,318 —0,313 —0,309 —0,304	0,0288 0,0230 0,0182 0,0145 0,0120	—0,202 —0,183 —0,164 —0,144 —0,124
	75°	0,85 0,90 0,95 1,00 1,05	99°50' 104°10' 108°40' 113°507 119°40'	0,00277 0,00442 0,00608 0,00773 0,00939	—0,105 —0,0'903 —0,0761 —0,0619 —0,0476	0,00614 —0,00666 —0,0195 —0,0323 —0,0451	—0,309 —0,305 —0,301 —0,298 —0,294	0,0288 0,0227 0,0175 0,0136 0,0109	—0,202 —0,182 —0,163 —0,143 —0,122
55°	70°	0,90 0,95 1,00 1,05	103°40' 108°20' 113°20' 119°10'	0,00703 0,00887 0,0107 0,0125	—0,0916 —0,0774 —0,0632 —0,0489	—0,0172 —0,0310 —0,0448 —0,0586	—0,318 —0,314 —0,309 —0,304	0,0236 0,0186 0,0147 0,0121	—0,184 —0,165 —0,145 —0,124
	75°	0,90 0,95 1,00 1,05	103°50' 108°30' 113°40' 119°40'	0,00645 0,00759 0,00872 0,00986	—0,0914 —0,0769 —0,0624 —0,0479	—0,00544 —0,0185 —0,0317 —0,0448	—0,305 —0,302 —0,298 —0,294	0,0233 0,0180 0,0138 0,0110	—0,184 —0,164 —0,144 —0,122
134

кольца и эпюра изгибающих моментов будут
иные, нежели рассмотренные. При половин-
ном заполнении изгибающие моменты могут
быть существенно больше, чем при полном
заполнении. Однако этот вид нагружения име-
•ет кратковременный характер; кроме того, при
половинном заполнении трубопровода кольцо
не испытывает действия усилия а попереч-
ная нагрузка, вызывающая изгиб трубы на
опоре как балки, уменьшается вдвое. В ре-
зультате этот случай не оказывает влияния
на выбор сечения кольца.
7.3.	ОПОРНЫЕ УСТРОЙСТВА
7.3.1.	КОНСТРУКЦИИ ОПОРНЫХ УСТРОЙСТВ
Опорные устройства применяются трех ос-
новных типов: катковые, качающиеся и сколь-
зящие. Выбор типа в зависимости от диамет-
ра трубопровода, пролета между опорами,
хода трубопровода на опоре, количества про-
межуточных опор, угла наклона трубопровода
к горизонту и нагрузки на промежуточные
•опоры в каждом частном случае решается ин-
дивидуально.
Предпочтение отдается катковым
•опорным устройствам, выполненным
подобно катковым опорам мостов.
Примером широко распространенного кат-
кового устройства на нагрузку Q/2=400 кН
может служить конструкция, изображенная
па рис. 7.9. Каток диаметром 350 мм изготов-
лен из круглой стали и удерживается от выка-
тывания из-под трубопровода противоугонны-
ми зубьями 4, врезанными в каток 1 на всю
его высоту. Одновременно зубья препятству-
ют боковому (поперечному) смещению катка.
Изготовленная из стальной отливки анкерная
подушка 7 частично заделана в бетон. На нее
положена нижняя опорная плита 6 на пло-
ской строганой регулирующей высоту про-
кладке 3. Верхняя опорная плита 2 крепится
на болтах к опорному листу кольца также че-
рез прокладку. Опорное устройство закрыва-
ется съемным кожухом 5.
Аналогичное опорное устройство показано
на рис. 1.21: в нем вместо противоугонных
зубьев установлены противоугонные планки
с овальными отверстиями на концах, позволя-
ющими катку и верхней плите перемещаться
относительно нижней плиты, неподвижно свя-
занной с фундаментом. Для восприятия по-
перечных сейсмических нагрузок и исключе-
ния перекосов каждая опорная плита имеет
посередине гребень, входящий в зацепление
с проточкой на рабочей поверхности катка.
Катковое опорное устройство на нагрузку
Q/2=2500 кН с регулировочными клиньями
(рис. 7.10) состоит из нижней стальной литой
анкерной подушки, заанкеренной в штрабном
бетоне фундамента, катка и верхнего балан-
сира, соединяемого с плитой опорного кольца
болтами. Высотное положение оси трубопро-
вода регулируется с помощью парных клинь-
ев, связанных между собой двумя грузовыми
шпильками. Каток диаметром 1000 мм со сре-
занными боками выполнен сварной конструк-
ции из двух массивных опорно-контактных
Рис. 7.9. Катковое опорное устройство на
нагрузку 400 кН.
135

Рис. 7.10. Катковое опорное устройство на нагрузку 2500 кН с регулировочными клиньями.
элементов (литых, кованых или из листового
проката), соединенных между собой ребри-
стой сварной стенкой из листов. Как и все
вышеописанные конструкции, опорное устрой-
ство для защиты от возможного загрязнения
закрывается съемным кожухом, который кре-
пится болтами на верхней плите, расположен-
ной над клиньями. В качестве противоугонно-
го средства использованы зубья, прикреплен-
ные болтами к опорно-контактным элементам.
Недостатком противоугонных зубьев явля-
ется то, что они ограничивают допустимый
угол поворота катка Опред, а следовательно, и
ход верхней опорной плиты относительно
нижней, равный dKtg6npeA.
136
Наибольший ход разрезного трубопровода
требуется на промежуточной опоре, наиболее
удаленной от анкерной, т. е. ближайшей к тем-
пературному или температурно-осадочному
компенсатору,
(7.12)
где Lt — длина участка трубопровода от оси
промежуточной опоры до торца анкерной
опоры.
При больших значениях е0 и малых диа-
метрах катков вместо зубьев требуется при-
менять другие противоугонные средства.
На ,рис. 7.11 показано катковое опорное устрой-
ство фирмы «Зульцер» с оригинальным противоугон-

Рис. 7.11. Катковое опорное устройство с противоугон-
ным зубчатым зацеплением.
Рис. 7.12. Катковое опорное устройство с тросовым
противоугонным приспособлением.
ным приспособлением в виде зубчатых колес, прикреп-
ленных болтами к обоим торцам катка. Зубчатые ко-
леса работают в контакте с зубчатыми рейками, уста-
новленными на верхней и нижней опорных плитах.
Такая конструкция более сложна и дорога, но пред-
отвращает выкатывание катка даже при больших про-
дольных перемещениях трубопровода на промежуточ-
ных опорах и при малых диаметрах катков.
Для предотвращения выкатывания катка из-под
трубопровода при его опорожнении на участках с боль-
шим уклоном предложено использовать канатное про-
тивоугонное устройство1 (рис. 7.12). Вместо опорных
плит здесь применены отрезки рельсов (верхний и ниж-
ний 5), а левый и правый опорные катки имеют ре-
1 Пат. 1122452 (Франция).
борды и ручьи для каната и связаны между собой
осью. Каждый каток 3 охвачен отрезком каната 4, один
конец которого упруго закреплен на трубопроводе 1,
а другой — на нижнем опорном рельсе 5.
Скользящее опорное устройство на на-
грузку Q/2=1600 кН (рис. 7.13) состоит из
нижней анкерной сварной подушки 2, заде-
ланной в штрабной бетон фундамента и за-
крепленной анкерными болтами 3; по верху
подушки укладывают прокладки 4 для высот-
ного регулирования трубопровода. На про-
кладках расположена опорная плита /,
заключенная в обойму из двух боковых упо-
ров 5, приваренных к анкерной подушке. На
плиту уложен опорный лист, приваренный
к опорному кольцу.
г.3.2. РАСЧЕТ ДЕТАЛЕЙ ОПОРНЫХ УСТРОЙСТВ
Катки. Проверку катков на местное
смятие производят по контактным напряже-
ниям, которые в месте опирания катка на
плиту при близких физико-механических
свойствах материалов катка и плиты опреде-
ляют по формуле Герца
ог = 0,418/^<1ог].	(7.13)
.При этом из условия недопущения обмя-.
тия края фасонного катка ширина его опорно-
контактного элемента В (длина хорды цилин-
дрической поверхности) должна удовлетво-
рять условию
B^dK sin бпред-h(7.14)
где ск — половина ширины контактной пло-
щадки:
ск=0,76)/^-.	(7.15).
13=7

Рис. 7.14. К расчету катка и анкерной подушки.
При расчете по (7.18) используют наи-
меньшее из двух значений угла поворота 0:
©пред ИЛИ 0*.
Анкерные подушки. Ниже приводит-
ся методика расчета опорной подушки, изо-
браженной на рис. 7.14. При наличии лежа-
щих поверх подушки опорной плиты и про-
кладки последние обычно в расчет не вклю-
чают. Подушку рассчитывают с учетом сме-
щения катка в крайнее положение.
С расчетной точки зрения подушка пред-
ставляет собой балку конечной длины на уп-
ругом основании, при этом учитывают толщи-
ну бетонного фундамента 5ф и жесткость бе-
тона. Если длина подушки 27п не превышает
3^п (Sn — толщина средней части подушки
в зоне действия нагрузки), то ее можно рас-
сматривать как абсолютно жесткий штамп,
для которого упругий отпор основания (бето-
на) приводится к распределенным по всей по-
дошве и к приложенным по концам сосредо-
точенным реакциям: при действии централь-
ной нагрузки — симметричным (qa, Qa), при
действии момента — кососимметричным (qe,
<2б). Момент внешних сил относительно сере-
дины подушки
7И=— e,+7>n.
(7.19)
Стенки фасонных катков (литых, сварных)
проверяют также на сжатие и изгиб от нор-
мальной нагрузки Q/2 и силы трения Т. При-
веденный коэффициент трения качения сталь-
ного катка по стальной опорной плите
f =	+0,005,	(7.16)
где р=0,1 см — плечо трения качения; dK вы-
ражается в см; второй член учитывает возрас-
тание сопротивления от перекоса катка.
Каток рассматривается в наклонном поло-
.жении (рис. 7.14). По МУ 34-747-76 угол по-
ворота катка, при котором напряжения в се-
чении А-А достигают максимального значе-
ния.
6* = arctg

(7.17)
тде F'i и Wi — характеристики сечения А-А;
с — коэффициент перехода; п — коэффициент
перегрузки для силы трения; и показан на
рис. 7.14.
Нормальные напряжения от сжатия и из-
тиба в сечении А-А стенки фасонного катка
°	2 [(dF/ Ft ) sin6 +	) COS0 ’
(7.18)
Д38
Напряжение изгиба в середине
складывается из трех компонентов:
_______________ 2Qa/n 7а^2п + М
— 21ГП
подушки
(7.20)
где Wn — момент сопротивления центрального
сечения подушки.
Нагрузка, приходящаяся на анкерные бол-
ты, зависит от разности симметричных и косо-
симметричных реакций основания (Qo—Qa) и
(<7б—qa).
Реакции основания Qa, Qe, <7а, 7б зависят
от толщины и жесткости фундамента, а также
от длины подушки. Согласно МУ 34-747-76
при обычно применяемых бетонах марок
200—300, у которых в среднем Еб=
=30 000 МПа, напряжения изгиба в середине
подушки определяют по формуле
4* 0,5Z?2 + Q/n /7 911
0==-------2^--------Г’
а усилие растяжения в анкерных болтах
р6=4- [ад. - в,+1лад. (i - Д-)! ],
(7.22)
где — g°+/5п” ; Вг, В2, В3, ^ — безразмер-
ен
ные коэффициенты, входящие в (7.21) и
(7.22), определяемые по графикам рис. 7.15.

Рис. 7.15. Графики для расчета анкерной подушки по (7.21) и (7.22).
При упрощенном способе расчета давление
подушки на бетон принимается распределен-
ным по линейному закону. Тогда при распо-
ложении катка в крайнем положении напря-
жения смятия бетона под подушкой у ее кон-
цов, если пренебречь влиянием силы трения,
можно определить по формуле внецентренно-
го сжатия
°б^ = 7Гг(1	(7-23)
^ПиП \	(Т1 /
С учетом силы трения наибольшие напря-
жения смятия бетона увеличиваются на
1,5 Ts/l^bu.
Рис. 7.16. К расчету смятия бетона под анкерной по-
душкой.
Согласно нормам проектирования механического
оборудования и стальных конструкций, действующим
в системе треста «Гидромонтаж», расчет смятия бето-
на под подошвой рельсов, длинных опорных подушек
и других аналогичных закладных частей производится
исходя из равномерного распределения напряжений,
при этом условно считается, что нагрузка распростра-
няется на площадь, определяемую по схеме рис. 7.15,
т. е. принимается, что распространение нагрузки по ста-
ли происходит под утлом p=arctg 1,5. Если конструк-
тивные размеры подушки меньше, чем расчетные, полу-
ченные таким образом, то в расчет бетона на смятие
следует вводить конструктивные размеры подушки,
т. е.
(7.24)
или
Q
°б 6ЬП (*п 4- «)
• Q
°б ” 46П(/П-^О)-
Болты. Прикрепляющие нижнюю опор-
ную плиту к анкерной подушке болты расчи-
тывают на срез в предположении возможного
сдвига плиты относительно подушки при от-
сутствии трения (например, при вибрации).
Напряжение среза в болтах
т
= (7-25)
где п — число болтов; /б — площадь болта;
/б=лс?2в/4; dB— внутренний диаметр резьбы.
7.4.	ФУНДАМЕНТЫ
Внешними силами, действующими на фун-
дамент, являются: нормальная к оси трубо-
провода нагрузка Q от веса трубопровода
с водой, равная реакции, полученной из рас-
чета трубопровода как неразрезной балки;
сила трения 2Т в опорных устройствах; собст-
венный вес фундамента 6ф; активное давле-
ние грунта '7? с верховой стороны (при распо-
ложении на мягких грунтах).
Фундамент рассчитывают и конструируют
по общим правилам проектирования бетонных
и железобетонных конструкций такого рода.
Основные положения по проектированию
фундамента сводятся к следующему. Конфи-
гурацию строительной части промежуточной
опоры определяют характером грунтов осно-
вания, а также углом наклона оси трубопро-
вода к горизонту. Подошва фундамента за-
глубляется ниже уровня промерзания. —
щадь подошвы определяют, исходя из
скаемого удельного давления на грунт:
допу-
(7.26)
где SJV — сумма проекций всех сил на ось zo;
SAfo — сумма моментов всех сил относительно
точки 0; Рф—Ьф1ф'у №ф=Ь2ф1ф/(у, [<?] устанав-
139

ливают на основе данных натурных изыска-
ний.
Проверку устойчивости положения фунда-
мента (устойчивость против сдвига) на мяг-
ких грунтах производят по формуле
(7-27)
где ST — сумма проекций всех сил на ось х0;
f — коэффициент трения кладки фундамента
по грунту (см. § 4.2); [ц]—нормативный за-
пас устойчивости. При более точном расчете-
следует также учесть сопротивление сдвигу
низовой призмы грунта.
При сооружении трубопровода в сейсмиче-
ской местности учитывают также действие?
сейсмических сил на фундамент промежуточ-
ной опоры.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
АНКЕРНЫЕ ОПОРЫ
8.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Анкерная опора состоит из строительной
части и закрепленной в ней стальной конст-
рукции.
Строительной частью является железобе-
тонный, бетонный или бутовый фундамент, не-
посредственно связанный с грунтом. Стальная
конструкция состоит из анкерных звеньев,
представляющих собой оболочку, усиленную
снаружи элементами крепления ее к строи-
тельной части. Анкерные звенья бывают пря-
молинейными (цилиндрическими или кониче-
скими) и криволинейными, т. е. коленами.
При необходимости перелома оси трубо-
провода в двух плоскостях и условии близко-
го расположения точек перелома друг от дру-
га эти точки следует совмещать в одну об-
щую, т. е. не следует устраивать два рядом
расположенных колена с двумя переломами
оси в разных плоскостях.
Во время геологических изысканий долж-
ны выявляться характеристики грунтов, рас-
положенных в основании анкерных опор. На
мягких грунтах неподвижность .фундамента
относительно местности достигается путем
развития бетонного или бутового массива и
значительного заглубления его подошвы отно-
сительно дневной поверхности (обязательно
ниже уровня промерзания грунта). В скаль-
ных породах устойчивость против подвижки
фундамента достигается установкой специаль-
ных металлических тяг, связывающих массив
фундамента со скальным основанием, а так-
же ступенчатой разработкой скалы под бетон.
Неподвижность оболочки трубопровода отно-
сительно строительной части достигается
прочной анкеровкой ее в массиве опоры. Наи-
более распространенным способом анкеровки
140
оболочки трубопровода как на прямых участ-
ках, так и на коленах является устройство ан-
керных колец.
Колена, как и прямые звенья, бывают двух
типов: цилиндрические и конические. Кониче-
ские колена устраивают только в особых слу-
чаях, при весьма ограниченных длинах, так.
как они сложны в изготовлении. В большин-
стве случаев возможно обойтись без такого
колена путем сочетания цилиндрического ко-
лена и прямолинейного конического звена: по-
следнее по конструктивным соображениям
желательно располагать выше колена, хотя
при этом несколько ухудшается гидравлика?
трубопровода.
Строительная часть опор рассматривается*
в настоящей книге только в объеме, необходи-
мом для решения общих вопросов. Подробно-
сооружение строительной части освещается
в специальной литературе по возведению ин-
женерных сооружений и фундаментов.
На рис. 8.1 приведена верхняя комбиниро-
ванная анкерная опора, в которой головная?
часть колена совместно с переходным патруб-
ком заделана в бетонный массив водоприем-
ника, а остальная часть колена оставлена от-
крытой.
Открытое «пространственное» колено опи-
рается на тяги, утопленные в бетонный фун-
дамент. Для этой цели в фундаменте оставля-
ют колодцы (штрабы), заполняемые бетоном?
после полной установки и выверки колена.
Для удержания колена от бокового сме-
щения опорные кольца закреплены подкоса-
ми, также утопленными в фундамент анкер-
ной опоры. Кольца установлены около стыков?
секций колена (по обе стороны от каждого-
стыка) и попарно соединены между собой по-

перечными радиальными ребрами, расстав-
.ленными симметрично по окружности опорно-
го кольца Ч
На рис. 8.2 показана закрытая анкерная
•опора на прямолинейном участке трассы тру-
бопровода, на рис. 8.3 — анкерная опора от-
крытого типа.
Закрытая анкерная опора состоит из бе-
тонного фундаментного массива и прямого
звена с четырьмя одиночными анкерными
кольцами, обетонированными штрабным бето-
ном. Трубопровод проложен на мягких грун-
1 Поддерживающая балочная клетка в местах пе-
релома оси трубы в виде двух колец и радиальных ре-
<бер между ними применялась в старых конструкциях
колен трубопроводов, позднее от нее отказались. Прак-
тика подтвердила правомерность такого решения при
изготовлении колен трубопроводов из мягких сталей
с углами перелома оси порядка 7—10° (подробнее
о напряжениях краевого эффекта в местах перелома
образующих см. § 5.2). Поэтому в настоящее время
^конструкцию колена по рис. 8.1 следует считать уста-
гревшей.
равномерная осадка промежуточных и анкер-
ных опор. Для исключения вероятного зави-
сания компенсатора на опорном звене анкер-
ной опоры иногда целесообразно ближайшую
за компенсатором промежуточную опору рас-
полагать на общем фундаменте с анкерной
опорой (аналогичная конструкция показана
на рис. 1.17).
Той же цели можно достигнуть, применив
конструктивное решение открытой анкерной
опоры, показанное на рис. 1.18. Шарнирное
устройство создает возможность некоторого
поворота анкерного звена вокруг шарнира для
компенсации небольших осадок грунта под
промежуточными опорами. Малая длина ан-
керовки (два кольца) вдоль продольной оси
трубопровода исключает влияние температур-
ных деформаций, имеющих существенное вли-
яние, например, на конструкцию, изображен-
ную на рис. 1.19, в которой расстояние меж-
ду крайними анкерными кольцами превышает
10 м,
В закрытых анкерных опорах к кольцам
приваривают анкерные планки (см. сечение
Б-Б на рис. 8.2), обеспечивающие надежную
связь конструкции с бетоном. Планки, а иног-
да и сами анкерные кольца во время монта-
жа приваривают к выпускам арматуры. Вме-
сто плоских анкерных планок могут исполь-
зоваться гладкие круглые анкеры с крюком
на конце или анкеры из арматурной стали
периодического профиля без крюков.
Поскольку значительная часть нагрузки от
трубопровода может быть передана на бетон
анкерной опоры непосредственно через обо-
141

A-A
A
Рис. 8.2. Закрытая анкерная опора на прямолинейном участке.
1 — основной бетон; 2 — штрабной бетон; 3 — анкерные планки; 4— компенсатор; 5 — прокладки на промежуточной опоре.
лочку без участия анкерных деталей, в ряде-
случаев заделку колена в бетон осуществля-
ют при малом количестве анкерных колец.
8.2.	ОБЩАЯ ГЕОМЕТРИЯ ТРУБОПРОВОДА
И УСТАНОВОЧНЫЕ УГЛЫ КОЛЕНА
Положение каждой точки перелома оси-
трубопровода может быть задано соответст-
вующими координатами ее в некоторой про-
извольной системе координат xyz. Пусть вы-
деленный участок трубопровода задан схемой,,
показанной на рис. 8.4, с точками перелома,
оси
On— 1 ($n—1, Уп— 1, 2ft—]) ‘t
On Уп> 2п) >
0п+\ (-^п+Ь ^/п+Ь ^п+1)"
Длины прямолинейных участков по оси*
трубопровода между точками перелома 0п и
0п-\, а также 0п и определяются выра-
жениями
(%п ^п-0	Уп - 1) “Ь (Zn Zn - 1) > ]
(xn + 1 хп} -\~(уп + г Уп) ~h(Zrt + i	Zn) • J
(8.1)
Примем за положительное направление
оси трубопровода на каждом участке направ-
ление от верхней точки к нижней и обозначим
его единичным вектором (ортом) tn на вер-
ховом участке и tn+i — на низовом. Косинусы
углов, образованных ортами tn, tn+i с ортами
Рис. 8.3. Анкерная опора открытого типа.
142

Рис. 8.4. Геометрическая схема колена трубопровода.
декартовых координат (направляющие коси-
нусы), определяют по формулам:
Х'п X'tl ~ 1	4-1
cosa„ = -^-—- n-J ; созал+1 = -^у-
ln	1П+1
cos₽„=^^; coSp„+, = ^t^;
Ln	hi+i
cos Yn—; cos , = -Жл~|~|
ln	ln + l
Направляющие косинусы должны удовлет-
ворять равенствам
cos2 an Ч-cos2 ipn-Pcos2 yn= 1;
cos2 an+14-cos2 ipn+14-cos2 yn+1=l.
Угол пересечения осей участков (угол меж-
ду векторами tn и tn+i), называемый углом
колена, определяется равенством
cos е—cos an cos an+i4~cos cos Pn+i4~
4-cos yn cos yn+i.	(8.3)
Если геометрическая ось трубопровода
имеет сложное очертание, то для упорядоче-
ния геометрических характеристик и во избе-
жание ошибок все вычисления следует прово-
дить в табличной форме.
Кроме угла колена е необходимо вычис-
лить еще угол <р наклона трубопровода к го-
ризонтальной плоскости хОу и угол Q между
проекциями осей участков на плоскость хОу.
За положительное направление угла ср прини-
маем такое, при котором вектор t направлен
вниз, а угол Q считаем положительным при
отсчете от проекции вектора верхового участ-
ка против часовой стрелки. Углы <р и Q опре-
деляем по формулам:
sin	sin<pn+1 = ^-*^;	(8.4)
1п	‘м+i
Q = аг ctg Уп+'~\ — arctg	. (8.5)
Верховой mopey
т1
A
i След вертикальной
' плоскости
След плос- !
кости колена
След
вертикальной
плоскости
ной плоскости
на плоскость
колена
О
След плос-
кости
колена
Вид
х След гори-
\ зонтальной
\ плоскости
п^\£
Рис. 8.5. К расчету установочных углов колена.
х/низобой mopeip
След го
В случаях большого количества переломов-
оси трубопровода в плане целесообразно при-
менять местные системы координат, а не про-
изводить привязку "всех точек к одной систе-
ме во избежание больших погрешностей в вы-
числениях.
Перенесем начало координат xyz в точку
перелома оси, а плоскость xOz совместим
с осью верхового участка (рис. 8.5). Коорди-
наты верховой точки А обозначим xlf yi=0, zt;.
координаты низовой точки В х2, Уъ, z2 (в при-
мере, показанном на рис. 8.5, значения коор-
динат Xi и z2 отрицательны). Координаты точ-
ки перелома x=y=z=Q. Подставляя эти ко-
ординаты в (8.1) — (8.5), получаем:
/, = Vx\ + z\; I, =	+	(8.6/
cos <Xj = — xjlj cos pi = 0; cos уt = — zjl^ |
cos a2 = x,/Z2; cos p2 = yzH2\ cosy2=z2/Z2;
(8.7)
cos e = cos a, cos a2 cos yt cos y2 =
____	4~	,	(8 8)
Zj/2 ’
sin<p1=z„/Z1; sin?2 = — z,ll2; (8.9)<
tgQ =	(8.10)
Для установки колена на трассе при мон-
таже трубопровода, т. е. для соответствующе-
го расположения . в пространстве плоскости
колена, в которой лежит угол е, необходимо
знать расположение следов плоскости колена
на верховом и низовом торцах колена, пер-
пендикулярных соответственно осям верхово-
го и низового участков трубопровода. Дву-
гранные углы (оА и (j)B между вертикальными’
плоскостями, проходящими через оси соответ-
ствующих участков, и плоскостью колена на-
зывают установочными углами колена. Если
на торцах колена нанесены риски следов вер-
тикальных плоскостей, то, совмещая эти рис-
ки с соответствующими вертикальными пло-
143-

«скостями, получают заданное пространствен-
ное положение колена (естественно, при этом
.должны быть выдержаны отметки контроль-
ных точек).
Для определения установочных углов вос-
пользуемся векторным исчислением.
Введем в точке А (рис. 8.5) единичные
векторы: i, j, k — орты декартовых координат
х, у, z\ tj — орт оси верхового участка; mi —
орт, перпендикулярный к оси верхового уча-
стка и лежащий в вертикальной плоскости
(положительное направление вверх); п —орт
нормали к плоскости колена.
В точке В введем аналогичные векторы
с индексом 2: t2, m2, орты декартовых коор-
динат, орт нормали, а также дополнительные
векторы: и — орт, перпендикулярный к оси
низового участка и лежащий в горизонталь-
ной плоскости (положительное направление
выбирается так, чтобы тройка векторов t2, и,
” тп2 была правой); w — орт проекции вектора
t2 на горизонтальную плоскость.
Введенные в точке А векторы ть и, j ле-
жат в плоскости верхового торца колена, по-
- скольку они, по определению, перпендикуляр-
ны к оси верхового участка; введенные в точ-
ке В векторы т2, п, и лежат в плоскости ни-
зового торца. Имея в виду, что косинус угла
между двумя ортами равен их скалярному
произведению, запишем выражения для на-
хождения установочных углов колена:
cost» =nj; costp. = nm1;	*|
А	ГЛ п	I	(81])
coscd = — nu; cos<X=nm,. I
Чтобы раскрыть выражения (8.11), следу-
• ет выразить необходимые орты через орты де-
картовых координат. За исходные данные бу-
. дем принимать углы фЬ ф2, Q. Из рассмотре-
ния рис, 8.5 устанавливаем следующие соот-
ношения:
11=1созф1—ксозфь	(8.12)
m!=i зшф14-ксоэ фь	(8.13)
w=i cos sin Q;	(8.14)
u=—i sin Q+j cos Q;	(8.15)
t2=w cos ф2—кзтф2;	- (8.16)
m2=w sin ф2+к cos ф2.	(8.17)
Подставляя (8.14) в (8.16) и (8.17), полу-
чаем:
t2=i cos Q cos фг+j sin Q cos ф2—к sin ф2;
(8.18)
m2 = i sin ф2 cos Q + j sin Q sin ф2+к cos ф2.
(8.19)
Теперь можно составить еще одно выра-
.жение для определения угла колена в допол-
нение к (8.8):
cos e=tit2—-cos ф1 cos ф2 cos Q-4-sin ф1 sin ф2.
(8.20)
Приведем к общему началу в точке О век-
торы ti, t2, и и, используя векторное произве-
дение ортов, определим орт нормали к пло-
скости колена:
n = Tikt-Xt!.	(8-21)
Подставляя в (8.21) выражения (8.12) и
(8.18), получаем:
п ~"siT7 X cos 'Pi cos 'Рг sinQ —
— i X k cos cp, sin <p2 — k X * sin cos <p2 cos Q—
— k X j sint?! cos cp2 sinQ). (8.22)
Учитывая свойства векторного произведе-
ния ортов
iXk=—kXi=—j; iXj=k; kXj=—i,
приводим (8.22) к виду
n = sIFT Ik cos cos sin(cos 'Pi sin ?2 ~
— sincp, cos <?2 cos Q)-|-i sin <p, cos <p2 sinQ]. (8.23)
Подстановка найденных значений ортов в
(8.11) дает:
• COS фо /	,	.
cos = nj =	(cos	tg <р2 — s m <?, cos Q);
(8.24)
,	cost?, sin 2	/О
cos<pA = nm1= —;	(8.25)
с°зфл _ _____________ sin a _______
cosco^ Lcos <p, tg 2 — sin cos 2 ’ '	'
cos — nu = (cos <f>2 tg — sin <p2 cos Q);
(8.27)
1	COS Ф1 sin 2	zA no\
cos<fB = nm,=—;	(8.28)
cos Фв	sjn Q	Q Qo.
tgwR _=- ------------------------------— (8.29)
° о COS<0B cos <r?2 tg <P1 •—sin<?2cos2 • x
Рассмотрим вопрос нанесения установоч-
ных углов на торцах колена. Совместим пло-
скость колена с плоскостью чертежа (рис.
8.6). Следы плоскости колена совпадают
Таблица 8.1
Знак со$ <0	Знак tg ш	Знак cos ф	Квадрант располо- жения верхней риски вертикальной плоскости (ВРВП)
+	+	+	I
—	-—		11
—-	+		ш
+		—	IV
444

Рис. 8.6. Положительные
-направления угловых1 ко-
ординат на торцах ко- Верходой. 
лена.
ВО — внутренняя образую-
щая: ЯО— наружная обра-
зующая; ВРВП — верхняя
риска вертикальной
скости.
Вид Д
торец
<^А
пло-
Низодой
торец
ВОК Ш WIV
Вертикальная
плоскость
ВРВП
Вид В.
&В
ВРВП
Плоскость
колени
' Вертикальная
плоскость
с внутренней и наружной образующими обо-
лочки, которые служат базой при разметке
обечаек колена (см. ниже). На сваренном ко-
лене одну из этих образующих можно опре-
делить по наличию сварного шва. Поэтому
нанесение рисок плоскости колена не вызыва-
ет затруднений. Следы вертикальной- плоско-
сти отмечают двумя рисками: на верхней и
нижней образующих. Положение верхней рис-
ки относительно наружной образующей в пло-
скости колена следует определять по найден-
ным углам сод и сов, правило отсчета которых
показано на рис. 8.7. Поскольку каждому зна-
чению tg со (или cos со) соответствует два воз-
можных значения со, то для определения ис-
тинного со следует учитывать знак cos ар со-
гласно правилу, приведенному в табл.. 8.1. На
чертежах кроме угловой привязки рисок вер-
тикальной плоскости рекомендуется давать их
координаты по дуге окружности Наружной по-
верхности оболочки.
Пример. Пусть cpi=10°, ф2=20о, Q=—30°; cos е=
—cos 10° cos 20° cos (-^30°)4-sin 10° sin 20°=0,860825; '
e==30°35,26,/; sin e=0,508901;
sin ( — 30°)________
g“a " cos 10° tg 20° — sin 10° cos : 30°)
= —2,403188;
cos 20° sin ( —30°)
cos = -	0,508901	= — 0 ’923257*
По табл. 8.1 ВРВП лежит в IV квадранте. Следо-
вательно, —67°24'26".
.	" sin (— 30°)
g = cos 20° tg 10° — sin 20° cos ( — 30°) =
= 3,831271;
. cos 10°sin ( — 30°)
C0S *«=-----07508901---=-0,967583.
По табл. 8.1 ВРВП лежит в III квадранте. Следова-
тельно,	—104°37'42".
Оболочка цилиндрического колена образу-
ется набором цилиндрических обечаек трапе-
цеидальной формы (в проекции на плоскость
колена). Ось такого колена строится по прин-
ципу многоугольника, описанного вокруг
10—25
окружности радиуса Ro закругления оси ко-
лена (см. рис. 5.12). Угол ео скоса цилиндри-
ческой обечайки
. -	0	2 (п + 1) »	. И
где п — число двусторонне скошенных обе-
чаек.
Развертка односторонне скошенной обе-
чайки показана на рис. 8.7. Длина образую-
щей вычисляется по формуле
!• Г 2= (Ro—г cos a) tg: ео;	(8:30)
где а — угловая координата в поперечном се-
чении, отсчитываемая от внутренней образую-
щей колена.
При проектировании колен иногда возни-
кает необходимость в определении центра, тя-
жести отдельной обечайки или всего колена.
Площадь поверхности односторонне ско-
шенной обечайки	'
Рис. 8.7. Схема односторонне скошенной обечайки.

Статический момент площади поверхности
относительно плоскости yOz
Мг = 2 J (/?0 — г cos a) tg eer COS ard<x=—izra tg e0.
о
Статический момент площади поверхности
относительно плоскости хОу
я
М2 = 2 j	(R, — г cos a)2 tg2 80rda =
о
Координаты центра тяжести обечайки
*ц.т— F' —	2/?0 ’ 2ц.т~ ( 2° +4Я0)^г-
Далее можно найти координаты центра
тяжести колена по общим правилам механи-
ки (как центра тяжести нескольких сосредото-
ченных масс) или приближенно, как ценцра
тяжести дуги радиуса Ro+rz/2R0.
8.3.	РАСЧЕТНЫЕ СХЕМЫ И СИЛОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
Анкерные опоры рассчитывают на силы,
действующие в трубопроводе в местах его
примыкания к опоре (рис. 8.8). Поперечные
силы Q, а также изгибающие моменты М
определяют из расчета трубопровода как не-
разрезной балки (п. 5.2.3).
Осевые силы Ав и Ан, действующие на
анкерную опору, определяются по формулам
Ав = Аав-Ав-Ац.в; (8.32)
Л = Аан-АЕН-Ац.н, (8.33)
где Аав, — продольные силы в сечениях
трубопровода непосредственно у анкерной
опоры; Аев, — осевые силы от давления
воды в колене; Ац.в, Ац.н— осевые составляю-
щие центробежной силы на повороте в ко-
лене.
Для разрезных трубопроводов продольные
силы АГав, tfaH определяется путем алгебраи-
ческого суммирования в соответствующих со-
Рис. 8.8. Схема нагрузок на анкерную опору.
а — опора закрытого типа; б —шарнирная опора открытого типа.
146
четаниях всех внешних осевых нагрузок Agy.
Ар, А^, Ак, Ас, А/, А«, действующих в преде-
лах участка от компенсатора или заглушки
до анкерной опоры. При этом следует учесть-
два случая действия сил трения А/ и Ас:.
к анкерной опоре при нагревании и от анкер-
ной опоры при охлаждении. Изложенные вы-
ше правила расчета будут справедливы, если
обеспечивается продольная подвижность тру-
бопровода на всем протяжении участка or
компенсатора (заглушки) до заделки в анкер-
ную опору. Для этого требуется, чтобы у ан-
керной опоры сумма температурной силы и
других осевых сил, стремящихся вызвать пе-
ремещение трубопровода в ту же сторону, бы-
ла больше суммы сил, препятствующих пере-
мещению.
Для верхнего участка это условие выра-
жается неравенствами:
при охлаждении ,
Az+AK+Ad^A/4-Ac;.	(8.34)^
при нагревании
А^Ак4-Ай+А/-ьАс.	(8.35}>
Соответствующие условия разрезанности
для нижнего участка:
при охлаждении
А/+АК^А/+Ас4-Аа;	(8.36}?
при нагревании
A/+Ad^A/+Ac+AK.	(8.37)*
Из сопоставления условий (8.34) и (8.35),.
(8.36) и (8.37) видно, что при одинаковых
значениях А/ случай нагревания является бо-
лее тяжелым в отношении обеспечения под-
вижности трубопровода для верхнего участка,,
а также для нижнего участка при постоянном*
диаметре трубопровода (т. е. при Ad=0).
При определении At используют значения
At, соответствующие наибольшей и наимень-
шей возможным температурам воды в трубо-
проводе. При постоянном сечении трубопро-
вода на всем участке At подсчитывают по*
(4.24). При переменном сечении трубопровода
вопрос осложняется тем, что (4.25) для осевой
силы от температурных воздействий справедли-
ва только для условий неподвижного закреп-
ления концов и отсутствия каких-либо других
связей в пределах участка. При наличии пере-
мещений по промежуточным опорам и возни-
кающих на них сил трения приходится учиты-
вать температурные усилия на отдельных от-
резках трубопровода, в частности, на крайнем
отрезке, примыкающем к анкерной опоре.
На каждом отрезке трубопровода действует-
своя температурная сила Ati=atEAtFo5i. В за-
висимости от соотношения площадей сече-

ний трубопровода на смежных отрезках и рас-
пределения сил трения по длине участка при
определенном температурном перепаде AZ бу-
дет происходить перемещение трубопровода
на тех или иных промежуточных опорах. Если
представить себе, что концы участка оста-
ются неподвижными, а действующие на от-
дельных отрезках силы Ац значительно раз-
личаются одна от другой, то за счет переме-
щений на промежуточных опорах разница
между этими силами будет уменьшаться.
В пределе это выравнивание сил могло бы
дойти до появления на всей длине участка
единой средней температурной силы A"t, опре-
деляемой по (4.25), если бы удалось освобо-
диться от сил трения. С другой стороны, при
относительно небольшой силе трения в саль-
никовом компенсаторе и незначительных раз-
личиях сил Ац по длине участка перемещение
трубопровода по промежуточным опорам по
мере постепенного нагревания или охлажде-
ния будет происходить последовательно, на-
чиная от конца с компенсатором и кон-
чая последней промежуточной опорой, смеж-
ной с анкерной. Подвижность трубопровода
на этой опоре будет определяться значением
температурной силы Д/к, действующей в по-
следнем пролете трубопровода. Таким обра-
зом, подвижность трубопровода в конце уча-
стка (у анкерной опоры) зависит от темпера-
турной силы At, которая может принимать
реальные значения от средней для участка
силы A"t до температурной силы Л/.к в по-
следнем пролете. Фактическое значение At
в каждом конкретном случае будет зависеть
от режима изменения температуры, от состоя-
ния опорных устройств, сальников, наличия
вибрации, влияющей на коэффициент трения,
и т. д., а потому плохо поддается расчету.
Поэтому целесообразно проверять условие
разрезанности по наименьшему возможному
значению температурной силы, так как это
повышает запас надежности расчета.
Рассмотрим два возможных случая:
1)	толщина оболочки увеличивается вдоль
участка в направлении анкерной опоры, что
обычно имеет место при расположении по-
следней на отметке более низкой, чем ком-
пенсатор;
2)	толщина оболочки уменьшается вдоль
участка в направлении анкерной опоры, что
обычно имеет место при расположении по-
следней на отметке более высокой, чем ком-
пенсатор.
В первом случае At будет минимальной,
если определить ее по (4.25). При этом усло-
вие разрезанности приобретает вид:
&tEht я./f^. А< + А 4“ А + Ab (8.38)
^'l/rоб I
10*
Во втором случае будет минимальной;
если подсчитать ее для крайнего отрезка с ми-
нимальной толщиной, при этом получим усло-
вие разрезанности для трубопровода с по-
стоянным диаметром £>0:
а^^4л;^обмин^Лк4-Л/4-Л с. (8.39)
Суммарная для участка сила трения на
промежуточных опорах Af зависит от нор-
мальной к оси трубопровода составляющей
веса „ участка трубы с заключенной внутри
водой, т. е. в конечном итоге определяется
длиной участка, если пренебречь отрезком,
вес которого воспринимается анкерной опорой.
Тогда можно записать:
Af^afL,	(8.40)
где «/=(^B4-^ip)f cos ср.
Тогда предельная длина участка, при ко-
торой он работает по разрезной схеме,
(841>
Если Л<Лпред, то трубопровод обладает
подвижностью на всем протяжении участка,,
а температурные силы ограничены суммой
сил трения. При ^>>£пред подвижность трубо-
провода при нагревании будет обеспечена
только на части участка от компенсатора до
точки, удаленной от него на расстояние £цред-
Оставшаяся часть участка длиной L—
примыкающая к анкерной опоре, останется
неподвижной, и будет испытывать такие на-
грузки, как неразрезные участки трубопро-
водов.
Для нераЗрезных трубопроводов продоль-
ные силы Ж и Л/ап в общем случае опреде-
ляются, как указано в гл. 4, путем раскрытия
статической неопределимости методами строи-
тельной механики. Для прямолинейных участ-
ков учитываются продольные силы At и
Распределение продольной составляющей
от веса трубопровода между верхней и ниж-
ней анкерными опорами зависит от условий
монтажа, температурного режима, соотноше-
ния между средней температурой монтажа и
температурой замыкания (подробнее см.
[31]).
Помимо сил, возникающих при эксплуата-
ции трубопровода, анкерная опора должна
рассчитываться на нагрузки, возникающие при
гидравлическом испытании трубопровода^
а также при его монтаже. Хотя предпочтение
и отдается одноступенчатому испытанию тру-
бопроводов, высоконапорные трубопроводы
с большими уклонами и значительными дли-
нами часто проходят испытания участками—
двух- или многоступенчатые. В последнем
случае на некоторых- анкерных опорах.в ме-
IV

стах границы ступеней устацавливают~заглуш-
-ки. В зависимости от принятого расположения
.заглушки по сравнению с условиями нормаль-
ной работы во время эксплуатации анкерная
опора получает дополнительную нагрузку Др.
Минимальная длина заделки трубопрово-
да в закрытую анкерную опору определяется
условиями работы бетона на скалывание йод
действием осевых сил, передаваемых метал-
локонструкцией на бетон. Анкерную опору
проверяют на устойчивость против скольже-
ния и опрокидывания. Кроме того, должны
быть проверены напряжения в швах кладки
и давление на контакте с основанием.
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
РАЗВЕТВЛЕНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ
9.1. КОНСТРУКЦИИ РАЗВЕТВЛЕНИЙ
9.1.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Узлы разветвления трубопроводов назы-
вают тройниками и развилками.
Под тройником подразумевают узел развет-
вления трубопровода на'два отвода при сов-
падении оси основной трубы с осью одного из
•отводов. Под развилкой подразумевают узел
разветвления трубопровода на два или более
отводов, у которого оси минимум двух отводов
не совпадают с осью основной трубы. По
числу отводов развилки, называют двойными
(два отвода) или тройными . (три отвода) .
Иногда развилки называют вилками, что
представляется не совсем удачным.
Рис. 9.1. Геометрические схемы тройников и развилок.
№ 1—4— разветвления, образованные цилиндрическими и кони-
ческими оболочками; № 5, б —разветвления со сферической
вставкой?
Сечения разветвлений на входе и выходе
принято записывать в виде условной харак-
теристики. Например, характеристика развил-
ки 3,4/2X2,4 означает, что трубопровод диа-
метром 3,4 м разветвляется на два отвода
диаметром 2,4 м каждый.
В зависимости от расчетного напора и. за-
данных размеров тройники и развилки вы-
полняют сварными из листового проката, ли-
тыми, комбинированными из листовых:, кова-
ных и литых деталей, соединяемых сваркой.
На рис. 9.1 представлены наиболее рас-
пространенные геометрические схемы трой-
ников и развилок. В общем случае линии
пересечения оболочек являются сложными
пространственными кривыми. При соответст-
вующем подборе геометрических размеров обо-
лочек линии пересечения будут плоскими кри-
выми. Этого можно достичь, воспользовав-
шись теоремой Монжа, которая гласит, что
если оболочки описаны вокруг одного шара,
то линии пересечения их между собой явля-
ются плоскими кривыми второго порядка
(эллипсами). Этим весьма упрощаются, кон-
струкция, изготовление и расчет усиливающих
оболочку элементов.
В местах непосредственного, разветвления
труб нарушается непрерывность поперечного
сечения оболочек. Поэтому при действии вну-
треннего давления поперечное сечение раз-
ветвления, которое не является осесимметрич-
ным, искажается; кроме растягивающих-мем-
бранных усилий, характерных для прямого
участка трубопровода, в оболочках разветвле-
ния возникают значительные изгибающие мо-
менты. При больших диаметрах и напорах
оболочки разветвлений не могут самостоятель-
но воспринять нагрузку от давления воды.
Чтобы обеспечить оболочкам необходимую
прочность и жесткость, тройники и развилки
обычно подкрепляют дополнительными конст-
руктивными элементами, препятствующими
искажению поперечного сечения, а также при-
‘1
148

Рис. 9.2. Развилка трубопровода Красноярской ГЭС, ЯП='13О м.
меняют более плавные геометрические формы
разветвлений.
Выбор той или иной конструкции зависит
от диаметра трубопровода, расчетного напора
и возможностей изготовителя. Существуют
различные мнения о наиболее целесообраз-
ном конструктивном оформлении разветвле-
ний [81, 84, 96].
Конструкции тройников и развилок весьма
разнообразны и классифицируются по типу
укрепления оболочек. Простейший тип укреп-
ления — увеличение толщины обо-
лочки сверх требуемой расчетом по «ко-
тельной формуле»— применяется или в сла-
бонагруженных конструкциях или в тройни-
ках при малом соотношении d/D (d — диаметр
отвода, D — диаметр основной трубы).
Широко применяемый в котлостроении и
химическом аппаратостроении тип укрепления
вырезов в стенках сосудов в виде кольце-
вых накладок и утолщенных горло-
вин (см. § 10.2) пригоден также при малом
соотношении dfD и небольших толщинах
оболочек.
Конструктивное оформление укреплений
этого типа регламентируется нормативными
материалами [35]. В методике расчета трой-
ников, разработанной СКВ «Ленгидросталь»
приведены аналогичные рекомендации, неко-
торое отличие от [35] заключается в число-
вых коэффициентах.
Иногда для укрепления мест сопряжения
труб устанавливают внутреннюю диаф-
рагму или несколько стяжек. Такие
укрепляющие конструкции находятся в пото-
ке и значительно увеличивают местные поте-
ри напора, поэтому их применяют редко.
Только в случае двойной симметричной раз-
вилки < равными расходами через каждый
отвод диафрагма оказывает малое гидравли-
ческое сопротивление и тогда высказанные
выше соображения теряют силу. Подобные
1 Методика проектирования и расчета фасонных
элементов стальных, трубопроводов гидротехнических
сооружений/ СКВ «Ленгидросталь».—Л., 1980. В 1981 г.
Методика утверждена НТС Минэнерго СССР в каче-
стве отраслевого руководящего документа.
149

Рис. 9.3. Схема укрепления разветвлений тремя плоски-
ми воротниками.
а., д — установка воротников без приварки к оболочке; б — уста-
новка воротников с помощью приварных накладок; в, г — при-
варные воротники.
условия (кстати, довольно, редкие) могут быть
в развилке, предназначенной для объединения
двух потоков (рис. 9.2).
9.1.2. РАЗВЕТВЛЕНИЯ С НАРУЖНЫМИ ВОРОТНИКАМИ
До недавнего времени наиболее распро-
страненным типом укрепления в отечествен-
ной и зарубежной практике трубопроводо-
строения служила установка по линиям пере-
сечения труб со стороны их наружной поверх-
ности системы кривых брусьев, так называе-
мых воротников. Как отмечалось выше,
линии пересечения оболочек могут быть про-
странственными или плоскими кривыми.
В первом случае устанавливается изогнутый ,
воротник, во втором — несколько плоских во-
150
Рис. 9.4. Схема воротника с внутренним поясом.
из полосы; б — из круглой стали; 1 — воротник- 2— пояс-
j оболочка; 4 — эпюра напряжений.
ротников (по количеству линий сопряжения
оболочек).
Схема укреплеиия разветвлений тремя плоскими
воротниками (рис. 9.3) была предложена в 1930 г.
швейцарской фирмой Зульцер !. Эта фирма практикова-
ла плотную насадку воротников на оболочку без при-
варки к последней. Для уменьшения трудоемкости этой
операции было предложено1 2 частично приваривать во-
ротники к оболочке при помощи накладных листов
(рпс. 9.3). iB отечественной практике тройники и раз-
вилки выполнялись с плоскими и изогнутыми воротни-
ками, приваренными к оболочке. При этом воротники
незначительно пропускались внутрь оболочек и послед-
ние стыковались на них (рис. 9.3,в, г). В американской
практике воротник, перпендикулярный к оси основной
трубы (в дальнейшем будем называть его дополнитель-
ным), не приваривался (рис. 9.3,д').
Поскольку гнутые воротники значительно
сложнее в изготовлении, чем плоские, а не-
большим изменением конусности оболочки от-
вода можно получить плоские линии сопря-
жения оболочек, гнутых воротников, как пра-
вило, избегают.
Иногда вдоль линий сопряжения оболо-
чек устанавливают гнутый (рис. 9.4) или ли-
той (рис. 9.2) пояс, к которому приваривают-
ся воротники. При литом поясе, который обес-
печивает плавное сопряжение оболочек с
воротником, концентрация напряжений мини-
мальна. Однако изготовление литого пояса
такой сложной формы (угол между ветвями
переменный вдоль оси пояса) связано с тех-
нологическими затруднениями; изготовление
гнутых поясов проще,- но также требует боль-
ших трудозатрат из-за переменной кривизны
пояса, поэтому пояса применяют редко.
Напряжения в сечениях воротников рас-
пределены весьма неравномерно, особенно
в середине продольного воротника (рис. 9.4),
в связи с чем эту конструкцию нельзя при-
знать рациональной. При больших диаметрах
и напорах размеры наружных воротников на-
столько возрастают, что их изготовление ста-
новится практически невозможным.
1 Пат. 148227 (Швейцария).
2 Пат. 320475 (Швейцария).

*9.1.3. РАЗВЕТВЛЕНИЯ С ВНУТРЕННИМИ ДИАФРАГМАМИ
Швейцарская фирма «Эшер Висс» 1 усовер-
шенствовала конструкцию двойной развилки:
продольный наружный воротник заменен
внутренней серповидной диафраг-
мой, а поперечные воротники полностью ис-
ключены (рис. 9.5). Для компенсации послед-
них толщины оболочек в зоне сопряжения
отводов с основной трубой увеличены. Мате-
риал во внутренней серповидной диафрагме
размещен более рационально, чем в наруж-
ных воротниках, поскольку ее ось смещена
к центру разветвления, что снижает изгибаю-
щий момент. Однако диафрагма несколько
стесняет поток. В таком виде применение
предложенной конструкции в тройниках при-
вело бы к существенному увеличению потерь
напора. Последующая модернизация конст-
рукции тройников2 заключалась в следующем:
в начале разветвления устанавливают кони-
ческий диффузор, ось которого отклоняется
в направлении отвода; к диффузору примыка-
ет собственно разветвление, представляющее
собой двойную несимметричную развилку.
Благодаря такой геометрии удалось приме-
нить внутреннюю диафрагму в разветвлении,
близком по форме к тройнику.
В результате обширных гидравлических
исследований3 были • выбраны оптимальные
1 Пат. 333638 '(Швейцария).
2Пат. 350511 (Швейцария).
3 Christ A. Stromungsforschung an Escher Wyss
Abzweigern. — Escher Wyss Mitteilungen, 1966, № 2,
S. 36—42.
Fhc. 9.5. Схема развилки -с внутренней серповидной
диафрагмой.
J — диафрагма; 2 — обтекатель.
Рис. 9.6. Геометрия разветвления с внутренней серпо-
видной диафрагмой по патенту фирмы «Эшер Ёисс».
геометрические соотношения подобного ква-
зитройникового разветвления1 (рис. 9.6):
8°<Bi,<15’; Pi2<5°; ₽21>20°; ₽и<20°; В31>
>35 , Рз2<35°; 50°<а<70°; £/</=1,25—1,35.
При этих соотношениях установка внутренней
диафрагмы не.ухудшает гидравлические уело-
вия; при такой геометрии уменьшились углы
перелома образующих в начале разветвления
и вследствие этого отпала необходимость
в поперечных воротниках.
Большим преимуществом разветвлений ти-
па Эшер Висс является то, что в серповидной
диафрагме в основном возникают растяги-
вающие напряжения, а изгибные напряжения
составляют незначительную часть [103]. Сле-
довательно, конфигурация диафрагмы при-
ближается к рациональному очертанию. Фир-
ма «Эшер Висс» изготовила по своему патен-
ту в 1969 г. одно из крупнейших в мире раз-
ветвлений [105] (77=183 м, 77=9,14 м) для
американской ГЭС Кастайк (рис. 9.7).
Разветвления типа Эшер Висе отличаются
довольно сложной конфигурацией оболочек и
увеличенным диаметром основной трубы, что
следует признать некоторым недостатком этой
схемы укрепления.
В отечественной практике в последние го-
ды получила широкое распространение конст-
рукция укрепления, состоящая из внутрен-
ней подковообразной диафрагмы
и наружных в о р о тн и ко в, которая яви-
лась синтезом системы наружных воротников
и внутренней серповидной диафрагмы. Здесь-
диафрагма меньше выступает в поток, чем
в предыдущем варианте, благодаря чему умень-
шаются потери напора. Гидравлические ис-
следования, выполненные в МИСИ имени
В. В. Куйбышева {20], показали, что в сим-
метричных развилках диафрагмы могут вы-
ступать в поток на 0,47), не оказывая при
этом существенного влияния на потери при
любом режиме. Данная конструкция нашла
применение благодаря относительной просто-
те своей геометрии. По сравнению с преды-
дущей конструкцией отпадает необходимость
устройства диффузора в начале разветвления
и утолщения оболочки, но при этом несколько
возрастают гидравлические потери, в основ-
ном за счет значительного угла перелома об-
разующих в начале разветвления. Рассматри-
ваемая схема укрепления была применена для
крупнейших и наиболее нагруженных разви-
. лок трубопроводов отечественных ГЭС: Чар-
вакской, Нурекской и Татевской [42]. Раз-
вилка трубопровода Татевской ГЭС (рис. 9.8)
изготовлена из стали 138ИЗ с пределом теку-
чести (Jt=550 МПа. Аналогичное конструк-
тивное решение применено в США для укреп-
‘Пат. 245320 (Австрия).
151

Рис. 9.7. Коллектор трубопровода ГЭС Кастаик (США).
ления тройника, показанного на рис. 9.9,
с той лишь разницей, что наружная и внутрен-
няя части продольного воротника имеют раз-
I
Рис. 9.8. Развилка трубопровода Татевской> ГЭС, Яр=
=690 м.
152
ные толщины и сопрягаются через пояс из
круглой стали [98]. Этот тройник с парамет-
рами Н=7§3 м, £>=3,81 м установлен на тру-
бопроводе для системы водоснабжения штата
Калифорния.
В тройных развилках диафрагма должна
выступать в поток на величину значительно
меньшую, чем 0,4£), в противном случае ги-
дравлические условия работы среднего отвода
окажутся неблагоприятными. Последнего
можно избежать, если отводы располагать
в разных плоскостях симметрично оси основ-
ной трубы. Такая «пространственная» раз-
вилка1 10,0/3x6,0 (рис. 9.10,а) применена на
1 А. с. 205458 (СССР). Развилка крупногабарит-
ных трубопроводов/ А. Г. Коротке, А. П. Мотус,
А. И. Плахотников и др. — Опубл, в Б. И., 1967, № 23*
Рис. 9.9. Тройник Яр==793 м.

Рис. 9.10. Тройная развилка 10,0/3x6,0 с внутренними
серповидными диафрагмами, Hv= 155 м.
а — схема конструкции; б — модель в масштабе 1:5.
Рис. 9.Г1. Разветвление трубопровода ГЭС Мальта.
1 — веревочная кривая нагрузки, совпадающая с осью центров
тяжести сечений.
турбинных водоводах I очереди Нурекской
ГЭС [42]. Модель этой развилки во время
проведения прочностных испытаний показана
на рис. 9.10,6.
Конфигурация диафрагмы и поперечных
воротников, существенно уменьшающая изгиб-
ную деформацию, предложена Федером1 [96],
а соответствующая конструкция осуществле-
на фирмой ФОЕСТ на австрийских ГЭС Вур-
тен (рйс. 9.1 Г) и ГАЭС Мальта [97]. Слож-
’Пат, 276882 и 276883 (Австрия).
ная форма диафрагмы и воротников в дан-
ном разветвлении приводит к удорожаниях
конструкции.
Конструкции укрепления с вварными во-
ротниками и диафрагмами присущ тот недо-
статок, что листы воротников помимо слож-
ного изгиба в своей плоскости испытывают
растяжение в перпендикулярном к плоскости
направлении, хотя известно, что механические
свойства листового проката в этом направле-
нии намного хуже, нежели в плоскости прока-
та. Кроме того, некоторые сорта стали имеют
склонность к расслоению (удовлетворитель-
ные механические свойства в направлении,
нормальном плоскости проката, имеют стали,
получаемые электрошлаковым переплавом)..
9.1.4. РАЗВЕТВЛЕНИЯ СО СФЕРИЧЕСКОЙ ОБОЛОЧКОЙ
Существует класс разветвлений, Где в кон-
струкцию дополнительно включается сфери-
ческая оболочка. Классическое решение
заключается в том, что оси всех труб пере-
секаются в центре сферы, а по линиям пересе-
чения цилиндров со сферой устанавливаются'
кольцевые воротники; обычно литые. Преиму-
щество такого решения — определенность рас-
четной схемы воротников: осесимметричное
растяжение [92, 96].
Применение сферических оболочек в трой-
ных развилках более рационально, чем в трой-
никах и двойных развилках [ИО]. Пример
такого решения показан на рис. 9.12.
С целью уменьшения диаметра сферы бы-
ло предложено1 сместить ось отвода относи-
тельно центра сферы, однако при этом нару-
шается принцип осесимметричности и соответ-
1 Пат. 222446 (Австрия).
153;

\
Рис. 9.12. Развилка трубопровода ГЭС Окуяхаги,,/7р=620 м.
ствующий воротник работает не только на
растяжение, но и на изгиб.
По предложению Уре 1 сопряжение отводов
с основной, трубой выполняют с помощью не-
скольких конических обечаек, а последние со-
прягают между собой посредством двух сфе-
рических сегментов, имеющих в плане полиго-
нальное очертание (рис. 9.13). Число
конических обечаек подбирают так, чтобы
угол пересечения образующих был не слиш-
ком значительным и оболочки могли само-
стоятельно воспринимать всю нагрузку. По-
этому в разветвлениях Уре никаких подкреп-
лений по линиям пересечения оболочек не
требуется, зато толщина оболочек увеличена
•сверх необходимой по «котельной» формуле.
Развилки подобной конструкции установлены
на ГАЭС Эрцхаузен в ФРГ и ГЭС Бурфелл
в Исландии [111].
В разветвлениях со сферической оболоч-
кой часто устанавливают внутренние обтека-
тели для уменьшения гидравлических потерь,
поскольку сфера вызывает резкое расшире-
ние потока, особенно в направлении, перпен-
дикулярном к плоскости разветвления. Обте-
катели дополнительно усложняют конструк-
цию и увеличивают расход металла.
Изготовление сферических оболочек со-
пряжено с технологическими трудностями, и
при единичном производстве эти разветвления
экономически невыгодны. Поэтому в ряде
••стран, в том числе и в СССР, разветвления
со сферической оболочкой до настоящего вре-
мени не изготовляли. В связи с развитием
етроительства гидроаккумулирующих элек-
тростанций разветвления со сферической
оболочкой вновь привлекают к себе внимание
проектировщиков многих стран, поскольку
при большом количестве отводов, идущих от
основной трубы к насосам и турбинам, такие
разветвления позволяют получить более ком-
1 Пат. 227492 (Австрия).
Рис. 9.13. Разветвления с самонесущей оболочкой.
а — геометрическая схема тройника; б — геометрическая схема
двойной развилки; в — тройная развилка 5,5/3X3,2; Нр-=170 м
при общей сборке на заводе.
пактные и экономичные компоновочные реше-
ния, особенно при подземном расположении
машинного зала Г Освоенные отечественной
промышленностью серийные сферические ре-
зервуары большого диаметра (10—16 м) мо-
гут быть использованы для индивидуального
изготовления тройников и развилок трубопро-
водов.
1 Novotny V. Spherical branch-off pipes for pum-
ped-storage plants. — International Water Power and
Dam Construction, 1980, 32, № 9, p. 42—47.
154

9.1.	J. РАЗВЕТВЛЕНИЯ С НАРУЖНОЙ ОБОЙМОЙ
Разветвления трубопроводов часто заклю-
чают в бетонную или железобетонную обойму.
До недавнего времени эта обойма в расчет не
принималась. В последние годы наблюдается
тенденция учета совместной работы стальной
оболочки с железобетонной конструкцией при
соответствующем армировании последней.
Армирование тройника на ГЭС Блэкли-
Маунтин в США (рис. 9.14) осуществлено по
схеме наружных воротников *. Аналогичная
схема армирования содержится в предложе-
нии* 2 укреплять развилку несколькими рядами
арматурных полуколец, расположенных над
продольным стыком и опирающихся на жест-
кое поперечное кольцо из листового проката.
На другом принципе основано армирова-
ние разветвления, предложенное группой со-
трудников ЦНИИСК, НИИЖБ и Гидропроек-
та3. Суть его — создание вокруг разветвления
нескольких железобетонных колец (рис. 9.15).
По этому принципу выполнено дополнитель-
ное подкрепление развилки на Чарвакской
ГЭС (см. рис. 2.9). Изготовление развилки на
заводе показано на рис. 9.16.
1	Sorensen К. Е. Reinforcing steel for penstock wye
branches. — Proc. ASCE, J. Power Division, 1969, № 2,
p. 217—225.
2	Пат. 201515 (Австрия).
3	A. c. 215094 (СССР). Трубопровод/ В. H. Уша-
ков, М. А. Спивак, А. А. Константинов и др. — Опубл,
в Б. И., 1968, № 12.	.
ф50-24 шт.
Рис. 9.14. Схема
армирования трой-
ника, заделанного
в бетонном масси-
ве на ГЭС Блэкли-
Маунтин.
Рис. 9.15. Схема укрепления тройника наружными же-
лезобетонными кольцами.
Рис. 9.16. Развилка 7,0/2 X 5,0 с серповидной диафраг-
мой на заводе-изготовителе.
Известны предложения укреплять развет-
вления с помощью установки второй оболочки
снаружи. Совместная работа двух оболочек
может обеспечиваться или поперечными реб-
рами 1 (рис. 9,17,а), или заполнением межобо-
лочечного пространства каким-нибудь инород-
ным материалом, например бетоном 2>3
(рис. 9.17,6, а). Сведений об осуществлении
подобных конструкций пока не опубликовано.
9.1.6. РАЗВЕТВЛЕНИЯ, ЗАДЕЛАННЫЕ В ГОРНОЙ ПОРОДЕ
Большой интерес представляют разветвле-
ния, забетонированные в скальных выработ-
ках, получившие широкое распространение
в связи со строительством высоконапорных
ГЭС в горных условиях. До последнего вре-
мени эти разветвления проектировались так
же, как и разветвления свободно лежащих
‘Пат. 823553 (ФРГ).
2Пат. 292401 (Австрия).
3 Пат. 1570055 (Франция).
155

Рис. 9.17. Укрепление разветвлений второй оболочкой.
трубопроводов, т. е. без учета отпора окру-
жающего скального массива.
• Неучет отпора объясняется главным образом от-
сутствием достаточно убедительной методики расчета.
Предложение1 рассчитывать эту сложную простран-
ственную конструкцию по схеме плоской задачи с рав-
номерным коэффициентом отпора по периметру обо-
лочки вызывает возражение, поскольку такой подход
игнорирует ряд существенных факторов и не соответ-
ствует современному уровню развития строительной
механики. Известно, что подземное разветвление рас-
положено относительно геометрического центра выра-
ботки явно эксцентрично, а толщина затрубного бетона
неравномерна по периметру оболочки. Поэтому следует
полагать, что коэффициент отпора должен быть пере-
менным как в окружном, так и в продольном направ-
лении. Создание методики расчета подземных развет-
влений с учетом названной анизотропии позволит су-
щественно облегчить эти конструкции.
1 Чураков А. И., Шолохов В. А. Эксперименталь-
ные исследования и статический расчет металлической
развилки подземного водовода, заделанной в скалу.—
Гидротехническое строительство, 1975, № 5, с. 42—44.
156:
Уже разработана первая реальная конст-
рукция разветвления \ основанная на частич-
ном использовании упругих свойств окружаю-
щего массива, исходя из простейших, но до-
статочно убедительных и надежных предпо-
сылок расчета. Эта конструкция применена
на коллекторе турбинных водоводов второй,
очереди Нурекской ГЭС [4]. Вместо мощных,
наружных воротников по линиям сопряжения
оболочек установлены относительно гибкие
воротники малого сечения, которые опирают-
ся на стержни периодического профиля, за-
деланные в бетон (рис. 9.18). Стержни рас-
положены в плоскости соответствующего во-
ротника, угол наклона каждого стержня пе-
ременный и назначен таким образом, чтобы
направление стержня совпадало с направле-
нием равнодействующей сил, передаваемых
оболочками на воротник (см. п. 9.3.6). При
действии внутреннего давления стержни рабо-
тают на сжатие, при действии наружного-
давления —, на растяжение, обеспечивая
устойчивость оболочки разветвления.
Сосредоточенная сила, действующая на
стержень, передается на окружающий массив
через бетон в виде распределенной нагрузки,
которая, как правило, допустима для любого
скального основания. Если ожидается, что при
проходке туннеля прочность скалы у поверх-
ности выработки будет нарушена, то в зоне
пересечения плоскостей воротников с поверх-
ностью выработки можно установить анкеры,
заглубленные в ненарушенные слои массива,,
как это было выполнено в рассматриваемой
конструкции.
С целью сокращения длины стержней и
уменьшения габаритов подземной выработки
предложено устанавливать спаренные стерж-
ни V-образно2. Это решение применено на
одном из тройников коллектора II очереди
Нурекской ГЭС. Дополнительные сведения по-
некоторым конструкциям разветвлений содер-
жатся в обзорных статьях [81, 84, 96].
9.2. ГЕОМЕТРИЯ РАЗВЕТВЛЕНИЙ
В настоящем параграфе рассмотрена гео-
метрия наиболее распространенных разветвле-
ний: тройников и двойных симметричных раз-
вилок, подкрепленных плоскими воротниками.
Цель геометрического расчета — построение
развертки оболочек с учетом толщин всех эле-
ментов.
1 А. с. № 539121 (СССР). Разветвление подземно-
го трубопровода/ В. Ф. Илюшин, И. Ф. Ульянов,.
А. М. Шор.—Опубл, в Б. И., 1976, № 46.
2А. с. № 665050 (СССР). Разветвление подземно-
го трубопровода/ Ф. И. Гуртовник, А. М. Шор.—
Опубл, в Б. И., 1979, № 20.

Рис. 9.18. Коллектор турбинных водоводов второй очереди Нурекской ГЭС, забетонированный в подземной вы-
работке.
. Геометрия указанных разветвлений стро-
ится таким образом, чтобы срединные поверх-
ности оболочек были описаны вокруг одного
(воображаемого) шара с центром в точке
пересечения осей труб. В качестве исходных
данных принимаются следующие величины:
угол между осями отводов а, угол между об-
разующей и осью основной трубы 31, то же -
отводов радиус вписанного шара R, тол-
щина стенки основной трубы 61, то же отво-
дов 62, толщина воротника s.
Предварительно рассмотрим пересечение
кругового конуса плоскостью Q под углом
7>Р к его оси (рис. 9.19). Коническое сече-
.ние— эллипс с полуосями а и Ь. В этом слу-
чае справедливы следующие соотношения:)
/?A=asiny;	(9.1)
Vcos2 p — cos2 у = а У1 — e2 = ay;
(9.2)
/ =	(9-3)
Rb = (® + f) ?1Tosp Й = a (1 - iffy) sin T> (9.4)
где e— эксцентриситет эллипса:
Проведем сечение через ось конуса под
углом 9 к плоскости чертежа (рис. 9.19).
Длина образующей конуса по срединной по-
верхности [63]
_____jBPtgY_________
cos g tg т -К cos ср sin g
- _____________________(9 6)
sin g tg у + cos <p sin g tg p	\	,
При построении разверток оболочек с тол-
щиной стенки свыше 10 мм необходимо вво-
157

дить поправку АЛ к величине L (рис. 9.19),
учитывающую влияние толщины стенки на
конструктивное оформление сопряжения обо-
лочки с плоским воротником:
4/- = -rctg(T + ₽).
(9.7)
Рис. 9.20. Геометрическая схема сопряжения двух ко-
нусов.
гДе V определяется из решения треугольника
ВМР\
^=arctSc-^7-	(9.8)
Угловая координата <р на развертке связа-
на с угловой координатой <р в поперечном се-
чении соотношением
cp=(psinp.	(9.9)
Рассмотрим пересечение двух конусов —
тройник (рис. 9.20). Примем следующее пра-
вило знаков: при конфузоре в направлении
разветвляющегося потока р>0, при диффузо-
ре— ₽<0 (на рис. 9.20 углы pi и ₽2 положи-
тельны). Здесь и в дальнейшем двойные
индексы у величин ставятся в следующем по-
рядке: первый индекс соответствует номеру
эллипса (линии сопряжения оболочек), вто-
рой — номеру конуса. Имея в виду, что эллип-
сы принадлежат обоим конусам, можно запи-
сать с учетом (9.5) г
cosg, _ COS g2 _ cosgt _ COS g2 zg ,/u
cos Yu ~ cos y12 ’ COSY21 COSY22’ ‘	>
Используя подстановки
cos y12 = — cos (a + Yn); cos y22 = cos (a — у21)>
получаем:
tgYii— —-----------(— I)1 cig a;
° 1 n COS g, Sin a	4	/	& ’
tg = cosTsi’n a — (- ')' ctS a> (9-11>
Cvo p2 Ы11
где i— номер эллипса.
Введем обозначения, аналогичные (9.5) ,
но с индексами:
=	(9.12).
где / — номер конуса.
Выразим зависимость между полуосями
эллипсов «1, а-i и радиусом вписанной сферы
R. Для этого спроектируем большую ось эл-
липса 1 на направление нормали к оси ко-
нуса 2:
2а1 sin Yi2 =
R cos [ (ft 4~ Pi 4~~ g2) /2]
cos [(a 4- g, — g2)/2]
j?cos[(a —g, — g2)/2]
+ cos [(a — gx 4- g2)/2]
По аналогии с (9.13) и пользуясь обозна-
чениями (9.12), получаем:
/?sina
a**— Ч cos [g, 4- ( — l)'g2] — (— l)z cos a ’
(9.14}
158

Малые полуоси эллипсов определяются по
формулам, аналогичным (9.2). Из вершин эл-
липсов опустим перпендикуляры на нормаль
к оси конуса 2, проходящую через точку С.
Из условия подобия образовавшихся треуголь-
ников следует:
с‘ = ЖГ sin [₽> + (- D'M- (9.15)
Аппликата точки пересечения эллипсов С'
определяется из уравнений эллипсов
zc=4f^=7^-	<9J6>
Величины fij определяются по аналогии
с (9.3):
„	sin8,-	Л л
f =ае	(9.17
“I 1 ‘sinyjy	v '
Найдем отрезок ОВ^ (рис. 9.20). Восполь-
зуемся условием, что точка пересечения эл-
липсов С' находится на пересечении линий
прикосновения конусов и сферы радиуса Я,
т. е. лежит на поверхности сферы:
glt = ОВ„ = ODt + Р1В11 = Я —sinfg, +Д2)--.
611	11 i i i и cos [J2-f-cos cos а
(9.18)
Радиус окружности поперечного сечения
конуса, проведенного через точку Bijt опреде-
ляется по формулам, аналогичным (9.4):
RB ==ai f1 ~ Г?"' ) sinYiz- (9.19)
Bij 1 \ tg2 Yij7 1
Перейдем к построению развертки оболо-
чек тройника (рис. 9.21). До недавнего вре-
мени было принято задавать контур разверт-
ки оболочки в декартовых координатах для
каждого элемента оболочки. В последнее вре-
мя на заводах треста «Гидромонтаж» приме-
няют другую технологию раскроя: на плацу
выкладывают всю карту, состоящую обычно
из листов с прямолинейными кромками, плот-
но подогнанными друг к другу; размечают
дуги окружностей верхнего и нижнего основа-
ний прямого усеченного конуса и делят на
п равных частей; затем по этой разметке про-
водят образующие и на них откладывают раз-
меры z вдоль образующей. За базу принима-
ют одно из оснований усеченного конуса. Сле-
дует отметить, что основания конуса не обяза-
тельно должны быть физически реальной гра-
ницей оболочки, это может быть и условная
граница, назначаемая по условиям удобства
разметки. Число интервалов п обычно прини-
мают равным 72 (при этом угловой интервал
Аф=5°).
Длина образующей с учетом толщин обо-
лочки и воротника определяется по форму-
лам (9.6) — (9.8) с введением соответствую-
Рис. 9.21. Схема развертки оболочек тройника.
1 — основная труба; 2 — отвод.
щей индексации:
(d - V
\ Bi/ + 2 sin тij) Y<7
sin Р/ (tg -j- cos <p tg ^-)
ctg(arctg — +8}
(9.20)
Обозначим через Lj длину образующей по
срединной поверхности от вершины конуса до
основания, принятого за базу отсчета; тогда;
искомый размер
Zij=Lj—Ьц.	(9.21)'
При расчете по (9.20) за начало отсчета'
на участках I и II принимается точка G\, на
участках III и IV — точка 62 (рис. 9.21); знак
минус в числителе первого члена принимается7
для всех участков, кроме /; на участке I вме-
сто ф следует подставлять (л—ф).
Координаты характерной точки С (грани-
ца участков) проще всего определять графи-
ческим построением на развертке в увеличен-
ном масштабе. Точка С находится на пересе-
чении линий примыкания соседних участков.
Если конусность какой-либо оболочки рав-
на нулю, то (9.20) пользоваться нельзя. Обо-
159»

значим в этом случае через гц расстояние от
точки Bij до основания, принятого за базу от-
счета; тогда
Zij Zij 4“ 2 sin H 2"J	Уij cos ?• (9-22)
Формула (9.20) получена для развертки
оболочки по срединной поверхности. Если не-
обходимо построить развертку шаблона по
наружной поверхности, то следует принимать
радиус вписанного lirapa увеличенным на б//2
и отбрасывать поправку на толщину оболоч-
ки; формула (9.22) справедлива для обоих
случаев.
Для подгонки оболочки к воротнику на по-
следнем с обеих сторон намечают керном ли-
нию примыкания оболочки по наружной по-
верхности (иногда целесообразно нанести до-
полнительно линию примыкания по внутрен-
ней поверхности — если основные монтажные
работы ведутся изнутри). Эти линии — эллип-
сы. Их полуоси можно определить по фор-
мулам, аналогичным (9.14) и (9.2), если вне-
сти поправки, учитывающие толщины ворот-
ника и оболочки.
Рассмотрим пересечение трех конусов —
двойную симметричную развилку (рис. 9.22).
Углы уп, у12 и большая полуось эллипса 1
определяются соответственно по (9.11) и
(9.14) при 1=1. Из сравнения рис. 9.22 и 9.20
следует, что в данном случае 722=0. Большая
полуось эллипса 2 определяется по (9.12) и
(9.14) при подстановке 2а вместо а, а также
722=0 и ₽i=p2. Получаем:
_ sin a cos	9 23)
2 cos2 g2 — cos2 ОС	4
Малые полуоси эллипсов определяются по
формулам, аналогичным (9.2).
Из рассмотрения рис. 9.22 и по аналогии
с (9.4) следует
sin R,
g.F, .
1 1 sinfn ’
f1! = a1S141^ ; }гг.=	(9.24)
112	11 81пу12 122	2 2 sinY22 '	'
Найдем величины zc и сг. Сравнивая
рис. 9.22 и 9.20 и учитывая (9.18), получаем:
> — R	о to-R — p^s^ + cos^ + g2). ,Q
^“cos^	gn LsPi ~^cosa.cos^ + cos£2 ’ k
C2=f22 + 5’lb !	(9.26)
Радиус окружности поперечного сечения
конуса /, проведенного через точку С,
^=^7-(!?-₽„ sin ₽,);	(9.27)
радиус окружности , поперечного сечения ко-
нуса 2, проведенного через точку В^, опреде-
ляется по (9.19) при t=l, /.—2:
(1- sinYl2; (9.28)
радиус окружности поперечного сечения ко-
нусу 2, проведенного через точку О,
<9-29)
Развертка оболочек развилки (рис. 9.23)
строится аналогично развертке оболочек трой-
Рис. 9.23. Развертка оболочек двойной развилки.
1 — основная труба: 2 — отвод.
7160

Рис. 9.24. Схема координат на краю оболочки.
ника. Для определения длин образующих ко-
нических оболочек можно пользоваться (9.20)
со следующими изменениями: на участке I
RB =£1с, на участке II RB =RBi2, на участ-
Ij	i i
ке III RBlj=Rzo; знак минус в числителе
первого члена принимается на участках II и
III. В остальном вычисление координат раз-
вертки оболочек развилки принципиально не
отличается от подобных вычислений для трой-
ника.
При расчете прочности подкрепленных раз-
ветвлений потребуются функции углов между
плоскостью воротника и касательной плоско-
стью оболочки в любой точке контура, а так-
же между линиями кривизн оболочки с одной
стороны и касательной и нормалью к контуру
с другой. Рассмотрим пересечение конуса пло-
скостью под углом у к его оси (рис. 9.24).
Коническое сечение—эллипс с полуосями а
и Ь. При определении искомых углов индексы
i, j опускаем. Введем обозначения
Л = 4; F=-f-; 5 = / 1-Л? (9.30)
и запишем уравнение эллипса в виде
х2+г2=1.	(9.31)
Радиус кривизны эллипса с учетом обозна-
чений (9.5) и (9.30)
Рэ=-^’.	(9.32)
Дифференцируя (9.31) и используя (9.30),
находим функции угла ф между осью х и ка-
11—25
сательной к. эллипсу в произвольной точке .-М
=	=____L £*=£!•
Jx	a	z ’
sincp —cos<p = -|-.	(9.33)
Радиус поперечного сечения, проходящего
через точку М,	'	.<•	<
r=Ro—х tg р cos у=а sin у—х& sin р, (9.34)
где Ro — радиус поперечного сечения, прохо-
дящего через центр эллипса.
Следуя [50], будем определять остальные
углы с помощью векторного исчисления, для
чего введем в точке М шесть троек единичных
ортогональных векторов:
i,	j-; к — орты декартовых координат xyz\
ei, ег, ез — где ei — орт образующей конуса,
*в2, е3 — орты полярных коорди-
нат в поперечном сечении;
п,	ё1, ез — где п — орт внешней нормали
\ .к поверхности конуса;
u,	w, к — где и — орт оси конуса; w — орт,
перпендикулярный к оси конуса
и параллельный координатной
- плоскости хОу\
j, m, t — орты сопровождающего трех-
гранника эллипса, где m — орт,
обратный главной нормали, t—
орт касательной;
161

(9.35)
v,	m, t — где v — орт нормали к контуру,
лежащий в касательной плоско-
сти (орт тангенциальной нор-
мали).
Из рассмотрения рис. 9.24 устанавливаем
следующие соотношения:
Ж	1
sin<p=—; cos<р = —(х—f) siny;
sinX = vm; cos2==mn; sin<o=eiV;
cos<o = e2v.
Орты m, n, v, eb e2 выражаются через орты
декартовых координат i, j, k по известным
формулам аналитической геометрии. Подстав-
ляя эти зависимости в (9.35) и опуская пре-
образования, получаем окончательные фор-
мулы:
sinA = -^- (хе sin у — sinp);
cos X — у- cos Р;
7]	еж
Sitl(B = -±; COS(O = — •
5	5
(9.36)
Аналогично находят косинусы углов меж-
ду линиями кривизн оболочки и ортами де-
картовых координат
(е, i) = ~- (е sin у — х sin 0);
cos (е1? j) = -“ cosp;
cos (е2, i) = —sin у;
cos(e2, j)==-y-е cos р;
cos (en k) =----zi) sin 0;
cos (e2, k) = (x sin у — 8 sin p)
и между линиями кривизн и нормалью к кон-
туру
cos (е15 щ) = ~- (хе sin у — sin0);
cos (е2, щ)=^- (xs sin у — sinp).
(9.38)
Приведем также без вывода формулу ра-
диуса нормального сечения, проведенного че-
рез нормаль к оболочке п и касательную к
контуру t,
Я„ = -Д£_.	(9.39)
22 rf cos $	'
Зависимость между R22, называемым ра-
диусом нормальной кривизны в направлении
162
контура, и радиусом кривизны эллипса рэ вы-
ражается теоремой Менье 1
Рэ=^22 COS (m, n) =l/?22 COS X.
(9.40)
9.3. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ
9.3.1. УСЛОВИЯ РАБОТЫ
Выше было показано, что разветвления
характеризуются сложностью конструктив-
ных форм, поэтому при расчете их на проч-
ность не представляется возможным восполь-
зоваться достаточно простыми расчетными
схемами. Известные решения [91, 95, 109,
113] базируются на использовании ряда уп-
рощающих предположений. Единой методи-
ки расчета для всех разнообразных типов
конструкций разветвлений нет и иметь тако-
вую нецелесообразно; для каждого типа кон-
струкции применяют свои апробированные
практикой приближенные методики расчета.
Приступая к расчету разветвления, в пер-
вую очередь следует рассмотреть условия его
работы в стержневой системе распределителя,,
образованной сопрягающимися трубами. Ос-
новной нагрузкой является внутреннее дав-
ление, которое принимается равномерно рас-
пределенным и равным сумме статического
и гидродинамического давлений в центре раз-
ветвления. Если стержневая система стати-
чески неопределима, то необходимо учесть и
температурные воздействия. В результате
раскрытия статической неопределимости си-
стемы (см. гл. 5) определяются усилия в уз-
лах сопряжения труб, которые рассматрива-
ются как внешние силы при расчете собст-
венно разветвления. Местом приложения этих
внешних сил считаются крайние поперечные
сечения разветвления (назовем их торцами).
В общем случае действующие на каждом тор-
це силы можно представить в виде произ-
вольно направленных главного вектора и
главного момента.
Однако при проектировании распредели-
телей трубопроводов стремятся таким обра-
зом расположить анкерные опоры, чтобы ис-
ключить возможность изгиба труб по стерж-
невой схеме, поэтому в дальнейшем будем
полагать, что главный вектор сил, действую-
щих на каждом торце, направлен по оси со-
ответствующей трубы, а главный момент ра-
вен нулю. Представим главный вектор как
сумму (разность) двух сил, направленных
вдоль оси трубы. Если одну из них принять
равной силе, действующей на заглушку, ус-
тановленную в торцевом сечении трубы, тог-
1 Корн Г., Корн Т. Справочник по математике (для
научных работников и инженеров).—М.: Наука, 1977.—
832 с.

да по принципу суперпозиции исходная зада-
ча разбивается на две: первую — о нагруже-
нии равномерным внутренним давлением
всесторонне замкнутого разветвления, вто-
рую— о нагружении разветвления тремя са-
моуравновешенными силами, направленными
по осям труб. Первая задача соответствует
случаю гидравлического испытания развет-
вления, заглушенного по торцам; здесь усло-
вия равновесия всей конструкции выполняют-
ся как во всякой замкнутой занапоренной
системе. Из рассмотрения условий равнове-
сия во второй задаче следует, что оно может
иметь место только в симметричных развил-
ках, для тройников в принятой постановке
вторая задача исключается.
Обычно при расчете рассматриваемых раз-
ветвлений решалась только первая задача,
в частности, во всех упомянутых выше ме-
тодиках расчета разветвлений ГЭС в каче-
стве расчетной схемы принимается случай*
гидравлических испытаний. Задача расчета
разветвлений на действие сил и моментов
рассматривалась в литературе только приме-
нительно к ортогональным неподкрепленным
тройникам. Исследование напряжений про-
водилось как аналитически [6], так и экспе-
риментально [19], в последнее время широко
применяется метод конечных элементов [21].
Поскольку этот вопрос не представляет боль-
шого интереса при проектировании развет-
влений трубопроводов ГЭС, мы на нем более
подробно не останавливаемся, отсылая чита-
теля к специальной литературе, обзор кото-
рой содержится в [52].
Основное внимание в этом параграфе, как
и в предыдущем, будет уделено расчету раз-
ветвлений, подкрепленных плоскими ворот-
никами. В конце параграфа будет приведена
методика расчета опорных стержней раз-
ветвлений подземного трубопровода.
9.3.2. ОСНОВНЫЕ ДОПУЩЕНИЯ
Дю недавнего времени все методики расчета под-
крепленных разветвлений строились на допущении, что
оболочка находится в безмоментном состоянии, а во-
ротники, образующие пространственную раму из пло-
ских кривых брусьев, нагружены краевыми мембран-
ными усилиями, действующими в примыкающих обо-
лочках *. В (16] была проанализирована методика опре-
деления этих усилий согласно ТУ 9-51 и показана ее
некорректность. Там же подробно рассмотрена пред-
ложенная М. Эсслингер {95] методика графоаналити-
ческого расчета краевых усилий в оболочке. Эти две
методики явились основополагающими, но в настоящее
время они устарели и поэтому в данном издании не
рассматриваются. Следует также упомянуть книгу
1 Зуев В. Е. Инженерный метод расчета тройни-
кор коллекторов высоконапорных трубопроводов. —
Учен. зап. Пенз. строит, ин-та, 1962, вып. 2, с. 39—76-
Рис. 9.25. Расчетные геометрические схемы тройника (а) и развилки (б), подкрепленных пло-
скими воротниками.
П*
163

. Рис. 9.26. Расчетная схема рамы.
« — схема координат для тройника; б —схема координат для
. развилки; 7, 2, 3 — воротники; 4 — стяжка.
Г. Атропса [91], в которой разработан аналитический
.метод расчета применительно к двойной симметричной
развилке. Эта работа оказала существенное влияние
'на последующие исследования в этой области как
в СССР, так и за рубежом.
Ниже излагается с некоторыми сокраще-
ниями методика расчета тройников и двой-
ных симметричных развилок !.
Исходные данные рассматриваемых раз-
ветвлений показаны на рис. 9.25. Расположе-
ние воротников 1 и 2 относительно соответ-
ствующих линий сопряжения оболочек мо-
жет быть произвольным, лишь бы линия
сопряжения находилась внутри контура во-
ротника. Воротник 3 может быть как прива-
ренным к оболочке, так и свободно надетым
на нее. Узлы сопряжения воротников могут
быть соединены стяжкой 4 или она может
отсутствовать.
Согласно методу расчленения [10] напря-
женно-деформированное состояние оболочки
можно представить как сумму основного
(медленно меняющегося) напряженного со-
стояния и краевого эффекта (быстро затуха-
ющего по мере удаления от линии искажения
напряженно-деформированного состояния).
Основное состояние принято безмоментным
и осесимметричным.
Из разветвления выделена пространствен-
ная система, состоящая из воротников и
присоединенных поясков оболочек (рис. 9.26),
и рассмотрена как статически неопредели-
мая стержневая система, нагруженная крае-
выми усилиями от примыкающих оболочек.
За неизвестные приняты взаимные смеще-
ния узлов (в тройнике — три неизвестных, в
развилке — два). Усилия краевого эффекта
определены как для оболочки, жестко за-
щемленнбй-по косому срезу, при этом пред-
полагается, что краевые эффекты у каждой
линии сопряжения не оказывают взаимного
влияния друг на друга.
1 См. сноску на с. 149.
Элементы системы (за исключением стяж-
ки) рассматриваются как плоские кривые
брусья большой кривизны и переменного по-
перечного сечения, обладающие жесткостью
только в собственной плоскости. Деформаци-
онный расчет воротников производится на
основе гипотезы плоского сечения, за ось
бруса принята линия центров тяжести сече-
ний, которые составляют равные углы с ка-
сательными к внутреннему и наружному кон-
турам воротника в точках пересечения с
сечением. После отыскания основных неиз-
вестных определяются усилия в стыковых
сечениях воротников, компоненты внутренних
усилий и соответствующие им нормальные
напряжения д0 в любом сечении по форму-
лам теории кривого бруса. Далее находится
поправка До0 к полученным напряжениям,
которая учитывает влияние места приложения
нагрузки на распределение напряжений- в се-
чении. В отличие ..от напряжений а0, завися-
щих от нормальной силы и изгибающего мо-
мента в данном сечении, напряжения . Дод
зависят от интенсивности распределенной на-
грузки вблизи данного сечения. Для опреде-
ления Да0 средняя часть воротника аппрок-
симируется частью кольцевого диска с при-
соединенными тонкими цилиндрическими
поясками, по окружности которых и диску
приложена распределенная нагрузка. Задачу
расчета диска можно решать точным методом
теории упругости — как плоскую задачу — и
приближенным на основе гипотезы плоского
сечения — как изгиб и растяжение кривого
бруса. Разность между напряжениями по точ-
ной и элементарной теориям считается иско-
мой поправкой До0. Зависимость изменения
поправки вдоль оси воротника приближенно
принята пропорциональной sin tp (ф— угол
наклона сечения к оси z), а при определении
До0 учитываются только усилия основного
состояния.
Постулированные выше положения, касающиеся
учета присоединенных поясков и усилий краевого эффек-
та, требуют определенных пояснений. Впервые возмож-
ность такого подхода к неосесимметричной задаче рас-
чета тонких оболочек, подкрепленных плоскими кривы-
ми брусьями, была доказана в [50]. Чтобы упростить
математическую сторону доказательств [50], будем
строить дальнейшие рассуждения па анализе более
наглядной расчетной схемы, опираясь на теорию про-
стого краевого эффекта [ilO] и пренебрегая некоторы-
ми факторами [85].
Предположим, что на воротники наложены допол-
нительные связи, устраняющие все степени свободы их
упругих перемещений. Тогда каждую оболочку можно
рассматривать как жестко закрепленную по плоскому
косому краю, а ее напряженное состояние можно рас-
членить на безмоментное и простой краевой эффект.
Усилия первого находятся из условия равновесия, уси-
лия краевого эффекта должны обеспечивать нулевые
перемещения оболочки .на заделанном краю. Реакции
164

дополнительных связей уравновешивают суммарные
краевые усилия безмоментного состояния и краевого
эффекта. Суммируя напряженное состояние разветвле-
ния под действием сил, равных по величине и обрат-
ных по направлению реакциям дополнительных связей,
с найденным ранее состоянием жестко закрепленной
оболочки, получаем истинное состояние, при котором
реакции дополнительных связей равны нулю.
Рассмотрим, подробнее деформацию разветвления
под действием сил, которые вызывают растяжение и
плоский изгиб воротников, поскольку реакции связей,
как показано ниже, лежат в их плоскостях. Условие
совместности деформаций воротника и оболочки заклю-
чается в .равенстве относительных удлинений и прира-
щений кривизн на линии контакта. Напряженное со-
стояние оболочки опять расчленим на основное состоя-
ние и краевой эффект. Первое сопровождается изгиба-
нием поверхности при отсутствии тангенциальных сил
на краю оболочки, удаленном от сопряжения, поэтому
его можно принять чисто моментным. Поскольку в на-
правлениях, лежащих в плоскости воротника, жесткость
последнего значительно больше жесткости оболочки, то
усилиями и напряжениями моментного состояния мож-
но пренебречь. Остается краевой эффект, который за-
хватывает сравнительно узкую полоску оболочки вдоль
воротника и быстро затухает по мере удаления от
линии контакта. Если отсечь от остальной оболочки эту
полоску, то можно рассматривать деформацию состав-
ного сечения, игнорируя силы взаимодействия между
собственно стержнем и оболочкой как внутренние силы,
так как на свободной кромке отсеченной полоски от-
сутствует внешняя нагрузка. Поскольку усилия по ши-
рине пояска распределяются неравномерно, то в каче-
стве расчетной ширины присоединенного пояска при-
нимается так называемая приведенная с равномерным
распределением усилий, определяемая из условия ста-
тической эквивалентности принятой и исходной схем.
Итак, если в расчетное сечение воротника вклю-
чить присоединенные пояски примыкающих оболочек,
то эту стержневую систему следует рассчитывать на
усилия безмоментного состояния и усилия краевого
эффекта в жестко защемленной оболочке. Напряжен-
ное состояние оболочки следует определять как сумму
безмоментного состояния, краевого эффекта в жестко
защемленной оболочке и краевого эффекта от дефор-
маций составного сечения под действием указанных
выше сил.	/
При выводе расчетных формул для ширины пояска
и характеристик жесткости составного сечения предпо-
лагается, что сам стержень деформируется согласно ги-
потезе плоского сечения. Относительное удлинение во-
локна кривого бруса радиуса р при растяжении и чи-
стом изгибе
е = Ен+(1—рн/р)рнхн,	(9.41)
где рн, 8Н, хн — радиус, относительное удлинение и при-
ращение кривизны нейтральной оси бруса.
Условие совместности деформаций воротника и
примыкающих оболочек заключается в равенстве* удли-
нений и приращений кривизн на линии контакта. По-
следней величиной пока пренебрежем (в этом состоит
упрощение по сравнению с [50]).
В теории простого краевого эффекта [10] доказы-
вается, что если оболочка отнесена к произвольным
ортогональным криволинейным координатам си, а2 (не
обязательно совпадающими с линиями кривизн), а ли-
ния искажения напряженного, состояния совпадает с ли-
нией di=0, то закон изменения усилий и деформаций
вдоль си-линии аналогичен тому, который имеет место
в осесимметричной задаче вдоль образующей (осесим-
метричная задача рассмотрена в гл. 5 при определении
местных напряжений под 'кольцом жесткости). Отличие
заключено только в постоянных коэффициентах, свя-
занных с геометрией оболочки.
Рис. 9.27. Элемент
J оболочки и действую-
щие на него усилия и
моменты краевого эф-
фекта.
В краевом эффекте первостепенную роль играют
усилия Т2 и Qi, моменты Gi и G2 (рис. 9.27), остальные
усилия и моменты считаются малыми. Рассмотрим уча-
сток оболочки, примыкающей краем ai=0 к воротнику
(рис. 9.28). Если краевой эффект вызывается только
удлинением ею края cti=O, то для усилия Т2 и момен-i
тов получаются следующие формулы,’ которые приво-
дим без вывода [10]:
Т2 == (cos kgat 4- sin^gcXj) ё~kPa-;
1 52
1 “  p. °2 ~ ~ К j2 (i _ p.2) Еч°
x (cos kgat — sin kgaj e~kgai,	(9.42)»
где
= ^3(1-1^) -j7=-;	(9.43>
Ai — коэффициент Ламе в теории криволинейных ко-
ординат (dsi=Aidai); R22— радиус кривизны нормаль-,
ного сечения оболочки, проведенного через касатель-
ную к линии a1=const (точками сверху отмечены зна-
чения величин, которые они принимают на контуре.
ai=0).
Выражения (9.42) и (9.43) показывают, что уси-
лия краевого эффекта затухают при значениях
^.А’ lOi, соизмеримых с К§R'22. Обозначим через «иг
Рис. 9.28. Полоска оболочки в зоне действия краевого
эффекта.
а — расчетная схема; б — графики функций, входящих в (9.42).-
165;

координату, при которой можно считать практически
равными нулю усилия краевого эффекта, и найдем рав-
нодействующие погонных усилий Т2 и моментов С2,
приложенных к отрезку координатной а ।-линии от ai=O
до a!=<i*ix. Полагая i4i=const=X,1 на всем интервале
интегрирования, получаем, что равнодействующий мо-
мент равен нулю, а равнодействующую усилий Т2 мож-
но представить как произведение /=7',г/,где I — приве-
денная ширина присоединенного пояска оболочки;
Отсюда
(9.44)
Составляя
ходим радиус
(в дальнейшем
рования)
2
£ = dFB Ц- Sy/
выражение статического момента, на-
центральной оси приведенного сечения
для простоты опущены пределы сумми-
(9.45)
1
?с=-р
(9.46)
Составляя выражение статического момента, нахо-
дим, что расстояние от точки приложения равнодей-
ствующей } до края равно 1/2.
Таким образом, удлинение края оболочки на его
вызывает в сечении, ортогональном к этому краю, рас-
пределенные усилия и моменты, статически эквивалент-
ные одной силе f=Etetol, приложенной в середине при-
соединенного пояска.
Полученные результаты позволяют сделать еще
один важный вывод. Поскольку уравнения простого
краевого эффекта [10] составлены с учетом условий
равновесия любого элемента оболочки, то усилия на
краю aj=O рассматриваемой полоски должны уравно-
вешиваться усилиями, действующими в ортогональных
к этому краю сечениях по концам полоски. Следова-
тельно, равнодействующая усилий краевого эффекта,
приложенных к участку контура, статически эквива-
лентна двум аилам f0 и f, приложенным в начале и кон-
це участка и коллинеарным соответствующим касатель-
ным к контуру t0 и t. Направление сил подчиняется
следующему правилу: если в начале участка векторы
fo и to равнонаправлены, то в конце участка векторы f
и t направлены противоположно, и наоборот.
Теперь можно определить геометрические характе-
ристики нормального сечения плоского кривого бруса
с присоединенными поясками двух оболочек (рис. 9.29).
Рассмотрим отдельно растяжение силой N и чистый
изгиб бруса моментом М. В первом случае в (9.41)
следует положить хн = 0, во втором ен = 0.
Введем следующие обозначения: F— площадь при-
веденного сечения; Fn—площадь сечения воротника,
и подставим (9.41) в уравнение N = E tdF = Ee^F.
L в
где р; — радиус волокна,
сопряжения; Aj—проекция
личины /3-/2.
Подставляя (9.41) в
чистом изгибе J
F
нейтральной оси составного сечения
рн —F
соответствующего контуру
на плоскость воротника ве-
уравнение равновесия при
= Е ed£=0, получаем радиус
(9.47)
^в/р + 2^/^7Р/ ].
Для определения жесткости при изгибе приравняем
момент внутренних сил изгибающему моменту:
I’
apr/F = — £2рнхн = — £2	—
F
=	(9-«)
Й=£(рс_(рн)_рн25./.д./р.;	(9.49)
Дейр— взаимный поворот нормальных сечений, распо-
ложенных под углом Jq)=ds/pc до деформации.
Величина £2 характеризует изгибную жесткость
кривого бруса составного сечения, в (9.48) она играет
ту же .роль, что и произведение £(рс—рн) в элементар-
ной теории изгиба кривых стержней.
Дополнительный учет условия равенства прираще-
ний кривизн на линии контакта приводит к следующе-
му изменению выражений для рн й £2 '[50]:
Рис. 9,29. Схема к расчету кривого бруса составного
еёчения.
166
dF/p + XHjlj (1 - Ду/Р/)/ру
2 = £(рс — Рн) + 2pH26/Z/ (Д//Р/)2.
(9,50)
(9.51)
9.3.3. КРАЕВЫЕ УСИЛИЯ В ОБОЛОЧКЕ
Край оболочки, на котором определяются
усилия (рис. 9.30), а также линию приложе-
ния нагрузки к воротнику отождествим с ли-
нией пересечения срединных поверхностей
оболочки, которая расположена в срединной
плоскости воротника. Эту линию будем назы-
вать эллипсом примыкания.
Усилия основного состояния будем поме-
чать индексом <Со^>, усилия краевого эф-
фекта— индексом <к>. При действии внут-
реннего давления мембранные меридиональ-
ное и кольцевое усилия
'ро • __ Рг . rpo _ Рг
*~2cos|i.’

Усилия в направлениях t и v соответствен-
но равны
T°t = Т°х cos® w -|- Т°2 sin2 <d;
T°v = Т°х sin2 о + Т°2 cos2 о
.и после подстановки (9.36) приводятся к
ВИДУ
'Го _ Рг <г)2 4" £2 . 'го _ Рг 7)2 + 2е2Ж2 /л nv
*~ 2cosР	¥	’	>	2 cos? £2	’	'
Рис. 9.31. Характер эпюр нагрузок q°m, q°t при некото-
рых значениях е,.
Проектируя усилия со стороны оболочки,
приходящиеся на элемент дуги ds = dxlc.os ip
эллипса примыкания, находим компоненты
элементарного усилия на воротник
dV°~ [Г°х sine» cos (en k)4~
T°2 cos cocos (e2, k)]ds;
dH°= [T°x sin co cos (en i)-j-
+ T°2 cos co cos (e2, i)] ds,
dY°=[T°x sin <o cos (en j)-|-
+ T°2 cos co cos (e2, j)]ds;
dQ°m — [7\ since cos (en m) +
4- T°2 cos co cos (e2, m)] ds;
dQ°t = (T°x sin co cos co —
— T°z cos co s in cd) ds.
(9.53)
(9.54)
Подставим в выражения (9.53) зависимо-
сти (9.34) — (9.37) и найдем равнодействую-
щие усилий, приложенных к участку контура
от вершины эллипса (О, Ь) до точки М (х, z):
V\= (dV°; H°s = j	M°x = J (xd.V°- zdH°).
0	0	0
Усилия на i-й воротник определяем как
сумму усилий со стороны обеих примыкаю-
щих оболочек, приложенных на участке эл-
липса примыкания от узла сопряжения во-
ротников (с, 2С) до точки М. Вводя индекса-
цию, принятую в § 9.2,. складывая соответст-
вующие выражения и опуская преобразова-
ния, получаем:
Л =	- хА°г1 - ВР„)-	(9.55)
H°t = - pa.fi, (xzA\ - zA°„ - В°!(); (9.56)
= ра\[х	Д°, - x^,A°tl-B°2l\,
(9.57)
где
до sing
1	2 cos Pj cos p2 ’
>l0!i=^[(-l)itgp1 + tg₽2]; [. (9.58)
ДО —	1 ДО .
3‘	1 4-e2t-
ZC
B°,t=^Aa, -%
A\-
g2»g2t
a2£
(9.59)
•Рис. 9.30. Схема усилий основного состояния в оболоч-
ке и соответствующих им компонентов нагрузки на
воротник.
Выражение (9.58) справедливо для 1-го
и 2-го воротников тройника и 1-го воротника
развилки. Для 2-го воротника развилки в
(9.58) следует принять Pi = p2 и 2а вместо а.
Значения равнодействующих V°i, Н°<, Л1о,-,
приходящихся на половину воротника, опре-
деляются подстановкой х=1, 2=0 в (9.55) —
(9.57). Индекс <Ст^> будет означать, что
выражение справедливо только для тройника,
индекс <Ср^>—только для развилки. Окон-
чательно получаем:
у°. -=I = Р l(a!f - с!,) А^-а-Ха, - с,) A°2i];
=0;	(9.60)
i х=1.
167

jyop ___ 1 , p sin g;  sing1 cos a— sin 02 .
1x^=1	2	cosp2 coS'Yn cosp2 + cos0, cosa’
•' H°L=i = 2^cosT„;.	(9.61)
^7=1 = P [t2- ^i-c>i)A\4ra’^l (ai-Ci)A\ -
 	-а^^а^-с^АЦ.	(9.62)
Из последних выражений следует, что в
тройнике равнодействующая горизонтальных
усилий каждого воротника равна нулю, а в
развилке эти равнодействующие не обраща-
ются в нуль, зато равна нулю их сумма (по
правилу сложения векторов).
Суммарное усилие от двух оболочек, нор-
мальное к плоскости воротника, в любой точ-
ке эллипса примыкания равно нулю, посколь-
ку усилия dY° в примыкающих оболочках
противоположно направлены.
Найдем интенсивность распределенной на-
грузки на i-й воротник в направлениях нор-
мали и касательной к эллипсу примыкания.
Подставляя в (9.55) зависимости § 9.2, диф-
ференцируя и суммируя усилия от двух обо-
лочек, получаем:
Из рассуждений, аналогичных проведен-
ным при выводе (9.44), следует, что усилия
краевого эффекта, передаваемые /-й оболоч-
кой t-му воротнику на участке эллипса при-
мыкания от точки Мо до точки М (рис. 9.32),
статически эквивалентны двум силам foj и f/,
приложенным в начале и конце участка в се-
редине присоединенного пояска G5 и парал-
лельным соответственно векторам toi и —1<.
Усилие f/ определяется по формуле
f; = e(,.£-S;/z = z,. (Г,,. - p.rv/).	(9.65)
По условиям равновесия всего воротника
в узле сопряжения воротников должно дейст-
вовать усилие, уравновешивающее f©/ в точ-
ке С. Отсюда следует, что нагрузка, переда-
ваемая /-й оболочкой на участке от узла со-
пряжения до точки М, статически эквивален-
тна одной силе f/. Подставляя в (9.65) выра-
жения (9.52) и суммируя усилия от двух обо-
лочек, получаем усилие на t-й воротник:

Н/2)->}Ъ4-(1/2-|х)
X
(9.66)
9°mi = Pth - Л°3/) (1 + s2t- cos2 ф); (9.63)
= - Pat (±.А°, - sin 2-p; (9.64)
Величины lj, rj, Ai можно выразить через
координаты эллипса примыкания. Принимая
ai=-j-(Asini, + /1sinX!);	(9.67)
характер эпюр нагрузок q°m и q°t показан на
рис., 9.31.
Определим усилия от краевого эффекта в
оболочках, жестко закрепленных по линии
сопряжения с воротниками. Эти усилия обес-
печивают нулевые перемещения на краю обо-
лочки и, следовательно, пропорциональны
удлинению края &t от усилий основного состо-
яния, которое для /-оболочки выражается
равенством
Г1	Г2   1 / Г1	,L Г 2 \_
COS 0,	cos 02	2 cos 0! 1 cos 02 /
=	(9.68)
S,=S!=S.
получаем:
д =------ ^a‘s	(9.69)
2т)/3(1 -|Л>)

Рис. 9.32. Схема к определению усилий краевого эф-
фекта.
где
А\=хА°,-А°,1-,	=	(9.70)
Суммарная площадь присоединенных поясков
Fnn = 8(/1 + Z2) =
2^-3 Р%3
Vi У'ЗЦ-р.2)
Лк2/. (9.71)
Компоненты усилия f, окончательно приво-
дятся к виду
' Vх; = fl sin ф = pat Vafi xA\t;	(9.72)
==-),. cos ф = - p £- ]Aa;S zA'.p, (9.73)
AfKl = VKj (x-(-Д( Бшф) — HKi (z-|-Д, cos ф) =
= pa\VafiAKu,	(9.74)
168

где
АХ-(А* )3;г u 2
3‘	'	]/3(1 —р.2) -
у (*~P-/2)^/+ (1/2 — у.)жге2г *	(9
Лк4г = Д«3г(1+^Дг/^»).	(9-76)
Заметим, что 'Нкг=0 при z=Q.
При расчете развилки на действие осе-
вых сил сначала предположим, что усилия
основного (безмоментного) состояния оболо-
чек распределены осесимметрично. Усилиями
краевого эффекта в этом случае будем прене-
брегать. Осевую оилу на торце основной тру-
бы обозначим Pi, осевые силы на торцах от-
водов- Рг- Из условий равновесия
Pi = 2P2 cos а.	(9.77)
Мембранные меридиональное и кольцевое
усилия
ГРХ=--- Р-й- ; 7% =0.
х 2кг cos р 2
Составляющие элементарного усилия на
воротник находим аналогично случаю дейст-
вия равномерного давления. Опуская преоб-
разования,- получаем:
dV°P = - 7W tg pdx;
dHop = Tpxti а CSS (s2 tg у — х tg (3) dx',
rz
dyop=7-p	d-=W JL
rz	2n r2z
Анализируя последнее выражение для во-
ротника 1, можно заметить, что поскольку
P1=2P2cos а, а радиусы \г поперечных сече-
ний примыкающих к воротнику 1 оболочек
отличаются друг от друга незначительно, то
усилие dY°? от оболочки 1 превышает тако-
вое от оболочки 2 в 1,5—2 раза. Таким об-
разом, предположение осесимметричного рас-
пределения мембранных усилий приводит к
появлению нагрузки на воротник, направлен-
ной перпендикулярно к его плоскости. Но
жесткость воротника из плоскости мала по
сравнению с жесткостями оболочек вдоль об-
разующих. Поэтому в действительности эти
неуравновешенные усилия dYQp на воротник
1 будут восприниматься оболочками, а их
напряженное состояние будет отличаться от
осесимметричного. Для дальнейшего при-
ближенного расчета мы примем следующие
допущения, которые удовлетворяют условиям
статики: усилия Т?х в оболочках отводов
(/=2) распределены осесимметрично,; усилия
Т?х в оболочке основной трубы (/==1)
у примыкания к воротнику 1 распре-
делены таким образом, чтобы * суммарное
усилие от двух оболочек 2б/Уор = 0; остальная
часть внешней нагрузки неуравновешен-
ная усилиями Tpxi и равная
Л1 = Л — J трх1 cos Р/(9.78)»
о
приложена в виде двух сосредоточенных сил.
в узлах сопряжения оболочек. Эти допуще-
ния можно оправдать тем, что в осевом на-
правлении жесткость основной трубы прибли-
зительно одинакова по всему периметру,
жесткость двух соединенных отводов в этом.
же направлении существенно неравномерна
по периметру: в узлах сопряжения воротников
она значительно повышается, в частности,
из-за наличия продольного воротника.
Перейдем к выводу расчетных формул.
Из условия 2б/У°Р = 0 для воротника 1 сле-
дует:
уОр  уор COS р2
XI Х2	Г2	COS Р, ’
а с учетом (9.68)
уОр уор   Р2
Xi Х2 2w2cosjJ2*
(9.79)
Составляющие элементарного усилия наг
воротнцк от двух оболочек:
_ Л	.
i	" sin2YZ2 (i _ Л°4£-х)2 ’
dfj°P ===	(A°i —A°3ix)
i ~ я sin2Yt-2 (1—Л°4/х)27
(9.81>
где
^04/=tgp2/tgYf8; 1 — G404Z)2 = ^2z/sin2Y/2. (9-82>
Усилия на i-й воротник на участке эл-
липса примыкания от узла сопряжения во-
ротников до точки М
у°Р = _ р ДО /----_ уо \	(9.83)
1	81\1 — Л°41-х	41 У’
1Г = Р2А°
i	z »/
А°7г(1-Л°4;Х-Ж)
1
4-arcsin.л°4г~*-В°61.
(9.84),
Mop = -P2aiA°L 	(9.85)
t	2 1 8i\l— Л04,-Х	4t/
где
д» =	. д» = (A°tiA°tl - Л’,); ;
8‘ nsin’Yij ’	8	«V» ' 31 41
до _ Ъ A°ti-A°,A<>4i . до _	.
11	sin^/a lAn,/A°(U — А°> ’ ef я sin2Т/г ’
(9.86>
169*

В0 , ==----_______
й1 — A°4lCi ’
DO ___ ДО (1	|	. ДМ°4/ Cl
bi	с.^. J 4"arcslnal —с.л°4/
(9.87)
Значения равнодействующих, приходящих-
ся на половину воротника, определяются под-
становкой х=1, 2=0 в (9.83) — (9.85). Соглас-
но принятым допущениям сумма равнодейст-
вующих горизонтальных усилий безмоментного
состояния не обращается в нуль. Равновесие
-обеспечивается приложением сосредоточенных
сил Рц/2 в узлах сопряжения воротников.
Окончательные выражения усилий пред-
ставляют собой сумму найденных составляю-
щих:
Vt. = V°-|-V* + V°p;	+	+
Л1™^ЛС4-ЛГ-|-ЛГр.	(9.88)
9.3.4. РАСЧЕТ ВОРОТНИКОВОЙ РАМЫ
Рассмотрим воротниковую раму (рис. 9.26)
и введем систему координат XQY0ZQ: ось Хо
совпадает с осью конуса 1, ось Zo совпадает
с линией пересечения воротников. Статиче-
скую неопределимость раскрываем методом
перемещений, за неизвестные принимаем пере-
мещения узла сопряжения воротников: Zi,
Z2— углы поворота вокруг осей Хо, Уо; Zs —
смещение в направлении оси Zq.
Канонические уравнения записываются
в виде
гп^1 Ч- ri2-^2 4~ г 1з^з Е1р = 0;
Г2Г^1 4~/22^2 4" Г23^3 4“ ^2P —
r31^1 4" r32^2 4~ r33^3 4~ ^зр =^= 0,
(9.89)
тде rjk — реакция узла в направлении Zj от
«единичного перемещения Z*; Rjp— реакция
узла в направлении Z; от внешней нагрузки
Рис. 9.33. Схема к расчету воротника как консольного
кривого бруса.
170
при нулевых перемещениях узла. В силу сим-
метрии развилки Zi=0, поэтому число уравне-
ний системы (9.89) сокращается на единицу.
Для нахождения реакций г/*, Р/р предва-
рительно необходимо определить перемещения
концевых сечений воротников как консольных
кривых брусьев по схеме рис. 9.33. Примем
для каждого воротника местную систему коор-
динат XiyiZo (ось tji перпендикулярна плоско-
сти воротника). По формуле Мора [40] угол
поворота концевого сечения относительно оси
у- и смещение по оси Zo
тс/2 _	__
Л _ 1 Г ( м’м M'N с,, /О от
(9-9°)
о
тс/2 _	__ _
Л _J_ f |г МгМ	N2M+M2N ,
2 Е J I SpC	fpC +
о
~г .. р —I- ai q {р_рп.п^ IР (9.91)
Здесь G — модуль сдвига (для стали Е=
=2,6G); М[ — изгибающий момент в брусе от
единичного сосредоточенного момента на кон-
це; Mi, Ni, Qz — изгибающий момент, нормаль-
ная и поперечная силы от действия единичной
силы в направлении Zo; М, N, Q — внутренние
усилия от действия внешней нагрузки; cq —
коэффициент формы сечения (для прямо-
угольного сечения «1=1,2 [40]).
Внутренние усилия в сечении с углом на-
клона <р (рис. 9.33)
= S, (хт - ct) + Tt (zT - z°T) +
+(zT — zc) Pn[2 Ц- 4" Mpi;
Ni = St- sin<? 4- (7\- 4- Pn/2) cos 9 4- Npi;
Qi = si cos ? - (7\- 4- Pn/2) sin<P 4- Qpi. ,
Здесь 2Ri, Si, Ti— внешние усилия, приложен-
ные в центре тяжести концевого сечения;
- Нггт - Afн; Npi = V, sin ? -
— Hi cos <p; Qpi = V[ cos 4~ s’n (9.93)
Xr, 2t — координаты центра тяжести сечения.
Как следует из анализа равнодействующих
Hi и условий равновесия воротника, в тройни-
ке Рц=Тi=0; в заглушенной развилке, нагру-
женной только внутренним давлением, Рц=0,
7\=^0; в развилке, нагруженной осевыми си-
лами, Рц=^0 (при i=2); Л^=0.
Заметим, что поскольку дополнительный
воротник тройника (рис. 9.34) установлен пер-
пендикулярно к оси конуса, то усилия, пере-
даваемые на него примыкающими оболочками,
имеют только радиальную составляющую, вы-
званную краевым эффектом. Для воротника,
не приваренного к оболочке, эти усилия равны
нулю.

Рис. 9.35. Опорные реакции дополнительных связей в основной системе во-
ротника.
а — от единичного поворота концевого сечения; б — от единичного смещения концевого се-
чения; в — от распределенной нагрузки.
Рис. 9.34. Схема дополнитель-
ного воротника тройника.
Единичные перемещения б1’/& и перемеще-
ния от нагрузки Д‘/р концевых сечений ворот-
ников находим по формулам (9.90) й (9.91).
Индексы означают: i — номер воротника; j —
направление перемещения; k — усилие,- вы-
звавшее перемещение. Повороту и моменту
присваиваем индекс I, вертикальным переме-
щению и усилию — индекс 2, горизонтальному
усилию — индекс 3. Опуская преобразования,
приводим окончательные выражения:
<9-94>
о
к/2
8',2=8\.=4-J rf?;<9-95)
о
те/2
si ___ if Г(*т — CiY 2siny(xT — ci)
22 — E J [	2	F +
о
+ £^ + 3,12-^r]d?;	(9.96)
*/2
«'..=4-]’	(9-97)
0
«/2
S’i   । Г Г(^т ci) (гт *°т)
23 ~ E J	2
о
_ sin у (/T — i°T) -j- (xT — g) cos у । L
F	"E
+ sin<Pcos <PPC(-L~flfi.n ) 1 d?; (9.98)
0
+ Л, (z’t - ZC) S ‘„/2 + (P„/2 + Л) S',,; (9.99)
+- Mpt)	+
+ Л, (z"T - zc) S',,/2 + (P„/2 + T()	(9.100)
В выражениях (9.99) и (9.100) последние
члены учитываются только при расчете ворот-
ников развилки, поскольку величины Ti, Рц
в этом случае не вошли в выражения для Mpi,
Npi и QPi. Выписанные интегралы вычисляют-
ся численным методом, а для дополнительного
воротника (бруса постоянной кривизны) —
аналитически.
Рассмотрим основную систему i-ro воротни-
ка (рис. 9.35), где показаны положительные
направления перемещений и реакций. При по-
вороте концевого сечения на угол Д0=1 и
смещении Д2=0 опорные реакции Л44 и S‘i
должны удовлетворять системе уравнений
Mfi6*n+S/i6ti2=l; Aft’16I2iH-SIi6t22=0.
(9.101)
Опорные реакции М12 и S\ при Д0 = О и
Д2=1, а также опорные реакции М1Р и SlP при
защемлении концевого сечения и расчетной на-
грузке р должны удовлетворять системам
уравнений
. ^t26/ii+SI26t'12=0;
WI21+Si26i22=l;	(9.102)
Af/p6tii4~‘SIp6/i2=—Alipj
Л1‘р6*21-|-£*р6*22==:~Л12р»	(9.103)
Решая системы, получаем искомые усилия.
Найдем зависимости между перемещения-
ми концевого сечения, заданными в системе
координат XoYqZo, и перемещениями и опорны-
ми реакциями в системе XitjiZQ.
Зависимости между перемещениями в двух
системах координат устанавливаются из рас-
смотрения рис. 9.36:
i
*
<
f
r
«/2 r/M
Kt ____ 1 [i^Pi
e J L\ 2
о
(JCT — Ci) +
A/0 = Zrsinll.4-Z2cos2z; Llz = Zz, (9.104)
где X/ — угол между осями Хо и xi.
171

Рис. 9.36. Положительные направления векторов пере-
мещений и усилий в координатных системах XitjtZi
и X0Y0Z0.
Смещениям (9.104) соответствуют реакции
дополнительных связей t-го воротника: опор-
ный момент относительно оси yt
+	(9.105)
опорная реакция в направлении Zo
+	(9.106)1
Принимая значения Z\, Z2, равными ну-
лю или единице и проектируя реакции (9.105),
(9.106) на оси Хо, Уо, Zo, получаем
Г1!к—Г1к1=Й1М811]11к,	(9.107)
где RiMs=Mil при j=l, 2; £=1, 2;	12
при /=1, 2; Л=3; RiMS=Si2 при j=k==3; 1\=
=sin Xf; ?2=cos Xi.
Проектируя опорные реакции М1Р и S‘p на
оси Хо, Уо, Zo, получаем:
при /=1, 2; R^p—S^. (9.108)
Пренебрегая изгибной жесткостью стяжки
и вводя для нее индекс i=4, можем записать
г4зз==£“1Г> r4/fe = r% = 0 при / = 1, 2;
k = 1,2,3,	(9.109)
где Ft — площадь поперечного сечения стяж-
ки; Л4 — расчетная длина стяжки, которую
приравняем размеру zc.
Суммируя реакции каждого элемента ра-
мы, находим реакции узла:
— _ 4 _ __ 3 _
'>='*/=2Jr%; R‘ip- <9Л1°)
t=l	Z=1
Решая канонические уравнения, находим
перемещения узла сопряжения воротников и
реакции узла, действующие на каждый эле-
мент рамы:
®, =Л4», (Z/, + Zsl‘,)+M‘2Z,+м‘„
(i = l, 2, 3);
st=s\ (Zti\ + z/j+sltz, 4- s‘„
(i= 1,2,3);	(9.111>
•S. = r4S3Zs.
9.3.5.	НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОРОТНИКОВ И ОБОЛОЧЕК
В отличие от кривого бруса постоянного се-
чения, где плоское сечение, нормальное к оси,,
нормально и к контурам бруса, в кривом бру-
се переменного сечения нельзя провести пло-
ское сечение, ортогональное к обоим контурам
бруса. Поэтому, строго говоря, применение-
гипотезы плоского сечения к этим брусьям не-
правомерно.
Для брусьев переменного сечения А. В. Вер-
ховским была предложена гипотеза, согласно*
которой неплоское сечение (ломаное или ци-
линдрическое), проведенное определенным об-
разом, не искажается при деформации кривого-
бруса (аналогично плоскому сечению при де-
формации прямого бруса). Эта гипотеза полу-
чила развитие во многих работах [25, 30].
Расчеты по гипотезе неплоского сечения,
дают лучшее совпадение с экспериментом ш
строгим решением теории упругости, чем рас-
четы по гипотезе плоского сечения, однако>
расчетные формулы получаются весьма гро-
моздкими. Несколько худшего совпадения
с точным решением (но достаточно удовлетво-
рительного для практических целей) можно-
достичь, если принять в качестве расчетного
сечение, равнонаклонное к обоим контурам
бруса \ Поскольку при этом значительно упро-
щаются расчетные формулы, то в рассматри-
ваемой методике расчета разветвлений отдано-
предпочтение гипотезе равнонаклонных се-
чений.
1 Янушевич Е. С. К вопросу определения напря-
жений в плоских кривых брусьях переменного сече-
ния.— Изв. вузов. Машиностроение, 1960, № 3^
с. 39—48.
Рис. 9.37. Схема к определению ха-
рактеристик равнонаклонного сече-
ния.
172
1

При рассмотрении бруса, очерченного дву-
мя эксцентричными окружностями (рис. 9.37),
Е. С. Янушевичем получены следующие зави-
симости для определения центра равнонаклон-
ных сечений (центра кривизны оси) и расчет-
ных радиусов наружного и внутреннего воло-
кон Ra, /?в сечения с углом наклона 0 относи-
тельно линии, соединяющей центры окружно-
стей:
«" =	d\ sin’ 0 — d, cos в;
Л”==]/	- <Г2 sin2 0 + d2 cos 0,	(9.112)
где d — расстояние между центрами 0х и 02
окружностей наружного контура радиуса и
внутреннего контура радиуса £2; d\, d2— рас-
стояния между центрами 0if 02 окружностей
контуров и центром 0ц.
Если наружный контур — прямая, т. е.
Л! 1 = оо, то
d2=^2;	/г>=2Дсо50, (9.113)
где ho — высота сечения с углом наклона 0=0.
Рассмотрим воротники определенной кон-
фигурации (см. рис. 9.25): внутренний кон-
тур — полуовал, наружный — полуовал, шлавно
сопряженный с прямолинейными вставками
длиной т3 (в частном случае т3=0). Такой
воротник в общем случае разбивается на че-
тыре расчетных участка (рис. 9.38), каждый
из которых очерчен двумя эксцентричными
окружностями (отрезок прямой рассматрива-
ется как дуга окружности радиуса /?=оо).
В зависимости от исходных размеров возмож-
ны три варианта взаимного сочетания окруж-
ностей внутреннего и наружного контуров.
Последовательность определения геометри-
ческих характеристик сечения с углом накло-
на ср такова: находят угол 0; затем по (9.112)
определяют RB; из совместного решения
уравнения эллипса примыкания и прямой на-
ходят абсциссу х точки пересечения и радиус
рп волокна, соответствующего линии примыка-
ния оболочки; F, рс, рн, Q, А/, Еп-п определяют
по формулам (9.45), (9.46), (9.50), (9.51),
(9.69), (9.71).
Нормальные напряжения в равнонаклон-
ных сечениях поперечного и продольного во-
ротников определяют суммированием
°9 = °ке + Дае SI’n?>
(9.114)
где ад — напряжения в воротнике, как в кри-
вом брусе:
pH
F 2
(9.115)
Рис. 9.38. Разбивка воротника, на расчетные участки.
Кь Лг, Хз — точки сопряжения дуг контура; Од2, 0ц3, 0ц4— цент-
ры равнонаклояных сечений II, III, IV участков.
г — радиус волокна, в котором определяют
а0; До9 — поправка, учитывающая эффект ло-
кальности приложения распределенной нагруз1
ки в сечении <р=л/2 (см. с. 164). Для дополни-
тельного воротника принято До0 = О.
При определении Да0 использовано решение
для кольцевого диска с присоединенными ци-
линдрическими поясками, нагруженного по
окружности поясков распределенными окруж-
ными усилиями 70==7°0sin20 и радиальными
усилиями qr постоянной интенсивности L Рас-
четная схема показана на рис. 9.39. Для расче-
та поправки радиус окружности приложения
нагрузки рп принят равным расстоянию от цен-
тра равнонаклонных сечений на 4-м участке
воротника до эллипса примыкания при <р=
=л/2.
Значения интенсивностей распределенных
нагрузок определяют из условий
<9Л16>
«/4.	ai
j = — J	(9.117)
0	Xi	'
где q°mi, q°a — интенсивность распределенной
нагрузки в направлениях нормали и касатель-
ной к эллипсу Примыкания [см. (9.63), (9.64)];
Xi — абсцисса эллипса примыкания, соответст-
вующая сечению <р=л/4.
Найдем напряжения в оболочке с учетом
действия краевого эффекта. Относительные
удлинения безмоментного состояния оболочки
1 Шор А. М. Исследование напряженного состоя-
ния подкрепленных разветвлений стальных трубопро-
водов. Автореф. дис. на соискание степени канд. техн,
наук/ МГМИ. — М., 1980.
173


Рис. 9.39. К расчету поправки Да0
а— схема аппроксимации средней части воротника; б — схема к расчету на действие окружной нагрузки и эпюры ад в сечении 9 = 0; в — схема
к расчету на действие радиальной нагрузки и эпюры °д в сечении 6 = 0, 1 эллипс примыкания; 2 — контур аппроксимирующего кольца; 3 —
ад по решению плоской задачи теории упругости; 4 — ад по решению на основе гипотезы плоского сечения.
в направлениях t, v
< =	-нП).
(9.118)
При действии равномерного давления уси-
лия T°t, Т\ определяются выражениями (9.52),
при действии осевых сил на развилку
™	Р .У
T°t = Т0” cos’ о>=.
Г X	2nr2 COS 02 Zi
Г = Г. sin’ Ш = „	(9.119)
v . х	2пг2 cos 02 ^2i v
Относительное удлинение оболочки в на-
правлении t от деформаций в составе присо-
единенного пояска воротника
e"t = ’A,	(9.12°)
где ап0—напряжение по формуле (9.114) в во-
локне воротника, соответствующем линии при-
мыкания оболочки.
Краевой эффект вызывается разностью
ent — e°t. .	(9.121)
Соответствующие нормальные напряжения
на краю оболочки в направлениях t, v полу-
чаем подстановкой в (9.42) ai=0:
" = Es„ + р.0, = Ее„ (1 ± k 3 (1	-
= Ее,0(1 ±0,55);
о“ = ± £§-= + -	= + l,82Es„.
V З2 /3(1— р.2)
(9.122)
Здесь верхний знак соответствует наруж-
ной поверхности оболочки, нижний — внутрен-
ней. В этих формулах для упрощения не учте-
но искривление линии примыкания.
Суммарные напряжения безмоментного со-
стояния и краевого эффекта
Qt — °°f +°\=	zto,55);
^ = Л+>\ = ^±1,82££/0.
(9.123)
Приведенные напряжения по энергетиче-
ской теории прочности определяются отдельно
для наружной и внутренней поверхностей по
формуле
°прив —	3 (О2
(9.124)
где
Х° =4 (Г°х + T°xf - Т°г) sin Ш cos Ш.	(9.125)
Изложенный выше алгоритм расчета под-
крепленных разветвлений реализован в двух
программах: «Серп-13» — расчета тройников и
«Серп-23» — расчета развилок. Программы на-
писаны на языке ФОРТРАН IV применительно
к ЭВМ ЕС. Примеры расчета некоторых трой-
ников и развилок приведены в табл. 9.1 и 9.2.
Для ориентировочного определения опти-
мальных размеров воротников разветвлений
при заглушенных торцах можно воспользо-
ваться данными табл. 9.3.
174

Результаты расчета тройников по программе „Серп-13"
Таблаца 9.Р
Величина				Варианты			—		—
	1	»	3	<	Г 5	в	7	;	3	9
а, град Pi, град ₽2. град R, см Шц, СМ /и12, см «^13» СМ «И, СМ Л12 , СМ Sj, см Т«21, СМ Т«22, СМ «^23» СМ «21» СМ «22» СМ S2, см Ra3, см Явз, см 53, см 5, см FCT, см2 р> МПа Воротник 1 Воротник 2 Воротник 3	90 0 0 20,8 30 28 21,2 30 19 0,8 30 28 21,2 30 19 0,8 30 21,5 0,8 0,3 2,6 1,5 121 121 —47	90 0 0 20,8 30 28 21,2 30 19 0,8 30 28 21,2 30 19. 0,8 30 21,5 0 0,3 0 1,5 Иаибольш 229 229	Исход 60 0 0 20,8 37 20,4 3,4 37 17 0,6 60 30,8 0,8 37 17 0,6 37 17 0,6 0,3 0 1,5 ие напря) 102 209 65	ные данн 60 0 10 100 150 92 0 150 97,5 4 150 140 ПО 150 97,5 4 151 101,5 4 1 0 1,5 кения в в ИЗ 161 —143	ы е 60 0 15 100 150 82 0 150 96 3 150 125 90 150 96 3 153 102 3 1 0 1,5 о р о т н и 126 178 —160	71 7 7 159,7 362,5 192,5 0 276,1 156,1 12 375,5 191,5 0 276,1 156,1 12 277 157 12 3,6 0 2,2 к а х, М Г 78 91 43	60 5 15 100 141 91 9 140 96,5 3 141 115 99 140 96,5 3 142 99,5 3 1 0 1,5 а 133 171 116	60 5 10 100 130 102 10 130 98,5 4,5 130 130 ПО 130 98,5 . 4,5 130 99,5 . 4,5 1 0 1,5 141 161 —108	90 0 0 100 140 141 120 140 99,5 4 140 141 120 140 99,5- 4 140 101 4' 1 0 1.5 181 181 —202
Таблица 9.2
Результаты расчета развилок по программе „Серп-23"
Величина	Варианты								
	1	2	3	4	5 1	6	7 1	8	9
			Исходные данные						
а, град Pi, град Р2» град	30	30	30	25	25	30	30	45	45
	0	0	—6,87	0	0	0	0	0	0
	0	6	9,08	3,7	5,52	10	15	10	15
R, см	20,85	40,5	28,5	260	326	100	100	100	100
/Пц, см	35	54	29,5	329,5	425	по	ПО	115	122
СМ 7Л13, СМ	17,8 0,3	40 1	28,5 0	266 0	332 0	103 з	103 з	107 7	107 t;
«п, см	35	54	29	330	425	по	ПО	115	ПО
Со й X to £ п	17 0,6	39 3	28,5 0,8	260 5	325 5	99 2,5	99 2 5	98 О	98 з
Т«21» СМ	59,7	97	47,0	502	628	130	135	115	105-
^«22» СМ	22,5	’66	28,5	266	283	90	80	85	80
Т«23» СМ	0	0	2,5	44	0	20	0	0	0
«21» СМ	35	54	31	330	425	ПО	НО	115	ПО
«22» СМ S2, СМ д, СМ 7*«т, СМ2 р, МПа Р2, кН	17 0,6	39 3	26,5 0,8	260 5	325 5	’99 2,5	99 2,5	98 з	98- з
	0,3 0 1,5 — 11,2	1 28,3 4,0 —ИЗО	0,4 0,13 1,5 — 170	2,2 0 1,6 — 11 200	3 0 1,6 —11 750	1 0 1,5 —2310	1 0 1,5 —2000	1 0 1,5 —2000	1 0 1,5 -2000-
	На	и б о л ь ш	ие напряжения в		воротниках, МПа				
При /э2=0:									
воротник 1 воротник 2 При заданных Р2:	61 165	58 292	152	142 228	123 210	160 186	129 156	181 170	176 183
воротник 1	95	88	—	233	182	534	432	555	881
воротник 2	223	412	340	366	309	671	644	586	703
175

Таблица 9.3
.Рекомендуемые соотношения размеров разветвлений
Величина	Тройник		Развилка	
	а-60е	а=90’	а=30°	а—45 е
	5е—15’	0’	0	О
Ba	5’-	-15’	10°	—15’
Воротник 1 Hi/R	0,4—0,5	0,З-Д),35	0,1—0,15	0,12—0,18
Hi/R	0,5—0,6	1,0—1.1	0,1—0,15	0,15—0,20
Ha!R	0			
	1		1	1-М
S/So	3-4	3,5—4,5	3—4	4—5
«Воротник 2 Hi/R	0.4—0,5	0,3—0,35	0,1—0,15	0,12—0,18
H,IR	1.2—1,4	1.0—1,1	0,55—0,65	0,25-0,35
ff»/R	0,2-0,3	0	0,5—0,6	0,22—0,32
mi/nt	1		1,15—1,25	0,95—1,15
S/So	3-4	3,5—4,5	3-4	4-5
'Воротник 3 HvfR	0,4—0,5	0,3-0,35		
S/Se	3—4	3.5—4.5		
Примечание.	Рекоменду	емыё соотношения приведены для за-		
.глушенных разветвлений без стяжки, загруженных только внутренним				
давлением.				
*9.3.6. РАСЧЕТ ОПОРНЫХ СТЕРЖНЕЙ РАЗВЕТВЛЕНИЯ
‘ПОДЗЕМНОГО ТРУБОПРОВОДА
Принципиальная схема расчета разветвле-
ния со «стержневыми» воротниками (см.
рис. 9.17) построена на допущении, что осевые
перемещения стержней имеют тот же порядок,
что и радиальные перемещения замкнутой
-оболочки. Поэтому оболочку разветвления
можно рассчитывать по безмоментной теории,
а стержни — на действие осевых сил.
Разделим дугу эллипса примыкания на
п равных частей и обозначим участок дуги
между двумя точками As (рис. 9.40). При рас-
чете разветвления учитывают только усилия
основного состояния при заглушенных торцах.
Равнодействующая усилий, действующих на
участок дуги As,
^=К(?°П1)2+(Лг)2Д*.	(9.126)
Здесь q°mi, qQti — интенсивность распреде-
Рис. 9.40. К расчету опорных стержней разветвления
подземного трубопровода.
ленной нагрузки в направлениях нормали и
касательной к эллипсу примыкания [см.
(9.63), (9.64)]. Угол наклона равнодействую-
щей к вертикали
=arctg ( — q-±- ) — ф.	(9.127)
\ Ч mi 1
Опуская промежуточные выкладки, приво-
дим окончательные выражения:
- +(Л0,-лег,Л'’„-),г2т12; As: (9.128)
,	(Л°,—Хе2;Л°,;) 7] Ж	, Х71;
<pd = arete;—--------——__——arete; -=•
*	5 (хЛ^-Л°3/)(^ + е2^2)	8 z
(9.129)
Стержень необходимо рассчитать па сжа-
тие и на сцепление с бетоном. Расчетное сцеп-
ление тСц принимается по СН 238-73. Для бе-
тона марки 200 и арматуры периодического
профиля тСц=2,5 МПа. Из этого расчета опре-
деляют длину стержня. Ориентировочно она
равна 20—30 диаметрам. Воротник рассчиты-
вают на изгиб как многопролетную балку
с расстоянием между опорами As на действие
равномерно распределенной нагрузки интен-
сивностью qQmi.
9.4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Методические вопросы.'исследований были рассмот-
рены в § 2.6. Применительно к разветвлениям остано-
вимся на этом вопросе более подробно.
За рубежом первые систематические исследования
тройников, по-видамому, принадлежат Блейру1, кото-
рый определял давления текучести методом лаковых
покрытий. Модели изготовляли из бесшовных труб
диаметром 150—300 мм с толщиной стенки 4—8 мм и
отжигали после сварки. В основном исследовали под-
1 Blair J. S. Reinforcement of Branch Pieces. —
Engineering, 1946, p. 1—4, 217—221, 508—511, 529—533,
553—556, 577—581, 605-606.
176

крепления в виде одного изогнутого или трех плоских
воротников. Все .модели доводили до разрушения.
Свонсон [93] исследовал методом тензомегриро-
вания восемь тройников: с одиночным изогнутым во-
ротником; с двумя плоскими наружными воротниками
(четыре тройника); с тремя плоскими наружными во-
ротниками (три тройника). Минимальный диаметр труб
0,61 м, максимальный 1,55 м.
Обширные исследования развилок, укрепленных
внутренними серповидными диафрагмами, проводились
швейцарской фирмой «Эшер Висс» [103, 105,. 109]. Кон-
фигурация этих диафрагм, построенная по рекоменда-
циям Зюсса, согласно теоретическим предпосылкам
должна обеспечить деформацию без изгиба. Однако
полностью исключить изгиб диафрагмы не удалось.
О модельных исследованиях напряженного состоя-
ния развилки 9,14/2 X 7,10 (см. рис. 9.7) сообщается
в [105]. Геометрический масштаб модели 1 : 15, мас-
штаб толщин оболочек и диафрагмы 1 : 6. Последнее
преследовало цель иметь в модели достаточно толстые
стальные оболочки во избежание существенных сва-
рочных деформаций. В связи с разными масштабами
пересчет измеренных напряжений на натуру выполняли
следующим образом: из измеренных в оболочках на-
пряжений вычитали напряжения, рассчитанные по «ко-
тельной» формуле для модели; «котельные» напряже-
ния пересчитывали на натуру с коэффициентом
р Рнгн. Рмгм
1- ан ’ й.м ’
напряжения, найденные в результате вычитания, пере-
считывали с коэффициентом .
F2— .3/2 • .3/2 *
н м
Здесь индексами «н» и «м» обозначены величины, от-
носящиеся к натуре и модели.
В рассматриваемой модели было установлено 420
тензодатчиков как на наружной, так и на внутренней
поверхностях. Интересно отметить, что наиболее суще-
ственное искажение безмоментного напряженного со-
стояния оболочки наблюдалось вблизи концов диаф-
рагмы.
Сообщение о модельных исследованиях тройника,
показанного на рис. 9.9, имеется в [98]. Модель в мас-
штабе 1:15 была изготовлена из листового органиче-
ского стекла, внутреннее давление создавалось сжатым
воздухом, что потребовало специальных мер безопас-
ности. Тензодатчики с базой 3,0 мм устанавливали как
внутри, так и снаружи тройника. Обращают на себя
внимание характерные изломы эпюры напряжений
в местах сопряжения воротников с поясом, которые
свидетельствуют о том, что расчет подобных воротни-
ков на основе гипотезы плоского сечения дает весьма
приближенную картину напряженного состояния. Трой-
ник был рассчитан методом конечных элементов и по-
лученные напряжения „ удовлетворительно совпали
с экспериментальными.
При изготовлении трубопровода ГЭС Кемано (Ка-
нада) испытаниям давлением '10 МПа подвергались
части натурной конструкции, оборудованные заглуш-
ками и оснащенные тензометрами для измерения напря-
жений (рис. 9.41).
В СССР основные экспериментальные ис-
следования подкрепленных разветвлений про-
водили в СКВ «Мосгидросталь» и «Ленгидро-
сталь» на стальных крупномасштабных моде-
лях и в натуре. В [16, § 8.4] приведены
результаты исследований тройников, выпол-
ненных для проверки применявшейся методи-
ки. Тензодатчики устанавливали только сна-
12—25
Рис. 9.41. Заводские испытания развилок трубопрово-
дов ГЭС Кемано.	г-
а — сферическая симметричная 3,3/2X2,0; б — несимметричная
2,0/2X1.65.
ружи разветвления, а максимальные напряже-
ния во внутренних волокнах воротников
определяли экстраполяцией. В средних сече-
ниях продольных воротников измеренные на-
пряжения удовлетворительно совпали с рас-
четными, в сечениях всех воротников вблизи
узла сопряжения расчетные напряжения не со-
гласуются с измеренными: по расчету нор-
мальная сила в этих сечениях равна нулю,
а по эксперименту напряжения от нормальной
силы соизмеримы с изгибными.
Испытания натурных тройников дали мало-
материала для анализа напряженного состоя-
ния, поскольку в производственных условиях
трудно установить достаточное количество
датчиков и обеспечить их работоспособность,
особенно внутри разветвлений.
Напряженное состояние тройной «про-
странственной» развилки исследовали методом
тензометрирования на стальной модели в мас-
штабе 1 :5 (см. рис. 9.10). Большая часть дат-
чиков была установлена внутри развилки.
В средних сечениях воротников и диафрагм
измеренные напряжения удовлетворительно
совпали с расчетными, определенными по ме-
тодике Эсслингер [95], а вблизи узла сопря-
177

жения воротников измеренные напряжения от-
личались от расчетных не только по значению,
но и по знаку.
В 1972—1974 гг. в ЦКТИ имени И. И. Пол-
зунова по заданию СКВ «Ленгидросталь» бы-
ло исследовано шесть моделей подкрепленных
разветвлений: два тройника 0,81/(0,71 +0,81)
с изогнутыми воротниками, три двойные раз-
вилки 0,81/2X0,61 (с внутренней диафрагмой
178
полного профиля и серповидной диафрагмой)^
и тройная развилка 0,81/3X0,61 с серповидны-
ми диафрагмами. Узлы сопряжения воротни-
ков развилок соединялись затяжками. Модели*
изготовлены из стали марок СтЗсп и стали 20,.
толщины оболочек 6 и 10 мм, воротников 10,.
20 и 30 мм. На каждой модели было установ-
лено от 300 до 550 тензорезисторов с базой;
5 мм. Рабочей жидкостью являлось трансфор--

Рис. 9.43. Схема эксперимента «распор отводов».
а, б. в, г — типы моделей.
маторное масло. Испытания показали, что
укрепление мест сопряжения оболочек ворот-
никами, соединенными стяжкой, является эф-
фективным способом повышения несущей
способности разветвлений: разрушение (когда
его удавалось достичь) происходило в оболоч-
ке при давлении, близком к предельному,
определенному по «котельной» формуле исходя
из временного сопротивления стали.
Во всех описанных выше экспериментах
торцы разветвлений закрывали глухими за-
глушками, хотя этот случай не является един-
ственным расчетным сочетанием нагрузок для
разветвления.
Исследование, проведенное в СКВ «Мос-
гидросталь» в 1974—1975 гг. [82], заключа-
лось в определении напряженно-деформиро-
ванного состояния (в упругой стадии работы
материала) восьми • моделей (рис. 9.42), — по
две модели каждого типа. Цилиндрические
оболочки получены двусторонней токарной об-
работкой трубы 426X10. Торцы развилок за-
глушали двумя способами: при первом — за-
глушка основной трубы была выполнена
скользящей с резиновым уплотняющим устрой-
ством по контуру и все заглушки были соеди-
нены шарнирными тягами, при втором — за-
глушка была глухой, тяги отсутствовали. По-
перечные воротники тройников и развилки ти-
па I были пропущены внутрь оболочек на
15—35 мм для возможности наклейки на них
датчиков. Опрессовку проводили маслом.
Кроме того, исследовали напряженное со-
стояние одной модели каждого типа еще при
двух схемах загружения. Первая показана на
рис. 9.43, во второй создавали усилие вдоль
линии сопряжения воротников с помощью гид-
родомкрата. Деформации измеряли тензорези-
сторами с базой 5 и 10 мм. На каждой модели
исследовали напряженное состояние воротни-
ков и оболочек в 100—200 точках. Общее ко-
личество датчиков на 8 моделях превысило
2100 шт. В связи с большим объемом инфор-
мации обработку данных производили с по-
мощью ЭВМ. Перемещения воротников изме-
ряли индикаторами.
Рис. 9.44. Нормальные напряжения в воротниках развилки типа I при внутреннем давлении 1,5 МПа.
— расчетные; О — измеренные при загружения по схеме а; А — измеренные при загружения по схеме б.
12*
179

Рис. 9.45. Нормальные напряжения в воротниках тройника типа I при внутреннем давлении 1,5 МПа.
/, 2, <? —воротники;-----при укреплении тремя воротниками и стяжкой, расчетные; А—то же, измеренные; —• — •—
при укреплении тремя воротниками (без стяжки), расчетные; О — то же, измеренные; X—X—при укреплении двумя воротника-
ми (без стяжки и воротника <?), расчетные; □ — то же, измеренные.
При всех экспериментах зависимость дав-
ление— деформация хорошо подчинялась за-
кону Гука. Погрешность измерения напряже-
ний составила 8—12%. Напряжения в одина-
ковых моделях совпали в пределах точности
измерений, но в некоторых точках отклонение
напряжений от среднего значения достигало
15%, что вызвано отклонением размеров мо-
делей.
Для исследования краевого эффекта разме-
ры моделей оказались слишком малыми. Кро-
ме того, заметно сказывалось влияние даже
незначительного (1—2 мм) взаимного смеще-
ния оболочек по обе стороны воротника.
Сопоставление расчетных напряжений по
программам «Серп-13», «Серп-23» с измерен-
ными в воротниках двух моделей показано на
рис. 9.44 и 9.45. В целом совпадение напряже-
ний вполне удовлетворительное, особенно при
глухих заглушках. Расчетные и измеренные
напряжения в воротниках при скользящей за-
глушке с тягами больше, чем при глухих за-
глушках. Совпадение расчетных и измеренных
напряжений при нагружении воротников со-
средоточенной силой доказало правомерность
принятой расчетной модели воротника как
кривого бруса большой кривизны с присоеди-
ненными поясками. В этом эксперименте дат-
чики на оболочке, удаленные от воротников
больше чем на 3—4 см, показали напряжения,
близкие к нулю.
Изгиб отводов по балочной схеме
(рис. 9.43) показал, что это нагружение при-
водит к существенным деформациям воротни-
ковой рамы. Напряжения в воротниках имели
тот же порядок, что и мембранные напряже-
ния в оболочках.
Таким образом, в настоящее время расчет
незадеданных разветвлений разработан до-
статочно полно для инженерных целей, за
исключением случая действия на торцах раз-
ветвления сил и моментов.
Для заделанных разветвлений требуется
проведение дальнейших теоретических и экс-
периментальных исследований, несмотря на то,
что сложность их очевидна. Но они необходи-
мы, поскольку подземные разветвления нахо-
дят широкое применение в гидротехническом
строительстве.
180

ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
АРМАТУРА И ПРОЧИЕ УСТРОЙСТВА
10.1	КОМПЕНСАТОРЫ
Компенсаторы устанавливают на прямоли-
нейных участках разрезных трубопроводов
с целью исключить возникновение в конструк-
ции дополнительных напряжений вследствие
температурных воздействий, а также неравно-
мерной осадки опор трубопровода.
По назначению различают компенсато-
ры температурные и осадочные,
а также совмещающие их функции темпера-
туря о-о садочные.
По конструкции компенсаторы выполняют
следующих типов: сальниковые, тарель-
чатые (или линзовые), гофриро-
ван н ы е (волнистые).
На трубопроводах отечественных гидротех-
нических сооружений обычно устанавливают
сальниковые компенсаторы.
Возможные места расположения компенса-
торов на участках трубопровода между двумя
соседними анкерными опорами показаны -на
рис. 4.1, 4.2, 4.12.
10.1.1.	ТЕМПЕРАТУРНЫЕ САЛЬНИКОВЫЕ КОМПЕНСАТОРЫ
Конструкция температурного сальникового
компенсатора состоит из трех основных ча-
стей: патрубка,, раструба и нажимного кольца.
Патрубок, как правило, располагается
с верховой стороны компенсатора (по тече-
нию) и выполняется цилиндрическим. Он вхо-
дит внутрь раструба, который состоит из
двух обечаек — цилиндрической и конической.
Уплотнительная камера сальника создается
наружной поверхностью патрубка, внутренней
поверхностью цилиндрической обечайки раст-
руба, прикрепленным к ней упорным кольцом
и затягивающим набивку нажимным коль-
цом, которое выполняется по типу свободно-
го фланца с втулкой и соединяется с растру-
бом болтами или шпильками, равномерно рас-
положенными по периметру фланца.
Ход компенсатора зависит от длины участ-
ка трубопровода и расчетного температурного
перепада, который определяется климатиче-
скими условиями и ожидаемой температурой
при монтаже компенсатора (см. § 4.2). В боль-
шинстве случаев ход сальникового компенса-
тора составляет 200—500 мм в каждую сторо-
ну от среднего положения.
Конкретные конструктивные решения саль-
никовых компенсаторов различаются в зависи-
мости от их основных параметров — диаметра
и давления. У компенсаторов, габариты кото-
рых обеспечивают их перевозку в собранном
состоянии по железным дорогам, трущиеся
поверхности и поверхности уплотнительной ка-
меры выполняют с механической обработкой
на станках в процессе изготовления
(рис. 10.1,а). Этим достигается необходимая
чистота поверхности, точность размеров уплот-
нительной камеры, точность и концентричность
зазоров в местах сопряжения торцовой части
нажимного кольца с поверхностями уплотни-
тельной камеры, а также между упорным и
направляющим кольцами раструба и наруж-
ной поверхностью патрубка. По МУ 34-747-76
эти зазоры рекомендуется принимать равными
2,5 мм для габаритных компенсаторов и 3,5 мм
для негабаритных. Шероховатость обрабаты-
ваемых поверхностей цилиндрических деталей
компенсаторов, непосредственно соприкасаю-
щихся с резиновыми уплотнениями, должна
быть не грубее #z80, а остальные — не грубее
/?z20 (по ГОСТ 2789-73). При использовании
в сальниковом уплотнении плетеной пеньковой
пропитанной набивки допускается необрабо-
танная, калиброванная наружная поверхность
патрубка.
Если габариты компенсаторов не позволяют
перевозить их в готовом состоянии по желез-
ной дороге, их изготовление производится
в два этапа: заготовка — на заводе, сборка и
сварка — на монтаже. При этом станочная об-
точка деталей компенсатора практически не-
осуществима. Поэтому ограничиваются только
калибровкой основных элементов (раструба,
патрубка и нажимного кольца), которые долж-
ны быть достаточно жесткими для обеспечения
геометрической неизменяемости формы. Объем
наплавленного металла сварных швов, выпол-
няемых на монтаже, желательно иметь мини-
мальным для уменьшения сварочных деформа-
ций деталей компенсатора. Вследствие изло-
женных соображений фланцы негабаритных
сальниковых компенсаторов выполняют в виде
парных колец из относительно тонкого метал-
ла, соединенных между собой ребрами
(рис. 10.1,6). Такое решение при сравнительно
небольших швах позволяет создать достаточно
жесткую конструкцию фланцев, способную со-
противляться дополнительному изгибающему
моменту, действующему на фланец вследствие
перекоса, неизбежного в необработанном ком-
пенсаторе.
Компенсаторы всегда выполняют сварной
конструкции из листовой стали, за исключе-
нием случаев применения стального литья для
компенсаторов малых диаметров при высоких
давлениях (рис. 10.2).
181

Рис. 10.1. Сварные сальниковые компенсаторы.
а —для диаметров от 970 до 3040 мм на давления 1,0; 1,6; 2,0; 2,5; 3,2; 4,0 и 5,0 МПа; б — для диаметров от 3240 до 7050 мм
на давления 0,25; 0,6; 1,0; 1,6 МПа.
В некоторых случаях компенсаторы выпол-
няют только с одним упорным кольцом на
раструбе (без направляющего кольца), что
позволяет уменьшить продольный габарит ком-
пенсатора.
Поскольку на трубах малых диаметров не-
возможно устройство лазов обычной конструк-
ции, в качестве лаза используют сальниковые
компенсаторы: наружные торцы патрубка и
раструба в этом случае заканчиваются флан-
цами, делающими компенсатор разъемным.
Чтобы попасть внутрь трубопровода, произво-
дят разборку болтов фланцевого соединения и
патрубок сдвигают внутрь раструба. В этом
случае ход компенсатора должен быть не ме-
нее 500 мм.
Чтобы обеспечить герметичность уплотне-
ния сальниковых компенсаторов, шаг бол-
тов Z, прикрепляющих нажимное кольцо
к раструбу, должен находиться в пределах от
Рис. 10.2. Литые сальниковые компенсаторы для диаметров от 426 до 870 мм на давления 1,6; 2,5; 4,0 и
5,0 МПа.
182

3,5с?б до 1(Мб, где de— диаметр болта (шпиль-
ки). Нижняя граница относится к трубопрово-
дам с высоким напором и относительно не-
большим диаметром, верхняя граница — к тру-
бопроводам больших диаметров при невысо-
ких напорах.
10.1.2.	ТЕМПЕРАТУРНО-ОСАДОЧНЫЕ И ОСАДОЧНЫЕ
КОМПЕНСАТОРЫ
При прокладке трубопроводов на осадоч-
ных грунтах и ожидаемых при этом неравно-
мерных осадках грунта под фундаментами
анкерных и промежуточных опор, а также
Рис. 10.3. Кинематическая схема трубопровода с тем-
пературно-осадочным и осадочным компенсаторами.
J — основная труба; 2 — плавающий патрубок температурно-оса-
дочного компенсатора; 3—плавающий патрубок осадочного ком-
пенсатора; 4 — шаровые поверхности.
183

Рис. 10.5. Внешний вид осадочного компенсатора.
в местах примыкания трубопровода к массив-
ному сооружению (зданию гидроэлектростан-
ции, насосной станции, уравнительному резер-
вуару) устанавливают температурно-осадочные
или осадочные компенсаторы (см. рис. 4.12)1
На рис. 10.3 представлена кинематическая
схема участка трубопровода с температурно-
осадочным и осадочным компенсаторами,
а также с клиновыми регулировочными при-
способлениями на верхних балансирах проме-
жуточных опор. Каждый компенсатор состоит
из верхового и низового патрубка, имеющих
на концах шаровые поверхности скольжения,
которые перекрываются подвижной трубой
(так называемым «плавающим патрубком»),
способной поворачиваться в вертикальной пло-
скости относительно неподвижных звеньев.
Плавающий патрубок подвешивается к кон-
сольным частям основной трубы на четырех
горизонтальных шарнирных осях.
Конструкция осадочного компенсатора
Z>=3,6 м приведена на рис. 10.4. Шарнирные
оси воспринимают нагрузку от собственного-
веса подвижной трубы и нормальной состав-
ляющей заключенной в ней воды и передают
Рис. 10.6. Температурно-осадочный компенсатор с внутренним плавающим патрубком.
184'

ее через наружные сварные балки и кольца
верхового и низового патрубков на основную
трубу. Для уменьшения трения в подшипни-
ках используют втулки из бронзы или древес-
ного слоистого пластика с подачей жировой
смазки через ось. Общий вид компенсатора
приведен на рис. 10.5.
У температурно-осадочного компенсатора
в отличие от осадочного подвижная труба мо-
жет не только поворачиваться относительно
верхового и низового патрубков, но также
скользить в продольном направлении относи-
тельно одного из них, например низового.
Конструктивно это достигается тем, что низо-
вые подшипники не закрепляются жестко на
балках, а устанавливаются на ползунах, кото-
рые могут скользить в вилках, предусмотрен-
ных на консольных частях балок низового
патрубка. Это позволяет компенсировать не
только вертикальные смещения и повороть®
одной части трубопровода относительно дру-
гой, но и температурные деформации. Салазки,
ползуна для уменьшения сил трения изготов-
ляют из бронзы. При большом осевом ходе-
температурно-осадочного компенсатора шаро-
вую поверхность скольжения устраивают толь-
ко на конце верхового патрубка, а низовой,
патрубок имеет цилиндрическую поверхность-
скольжения, как у температурного компенса-
тора.
На рис. 10.6 представлен температурно-оса-
дочный компенсатор Z)=l,6 м с плавающим:
патрубком, который входит внутрь раструбов,.
соединяемых с основной трубой. Такая конст-
рукция позволяет уменьшить расстояние меж-
ду шарнирами и получить минимальные габа-
риты компенсатора в целом, примерно 1,5£),.
что бывает особенно важно в стесненных усло-
виях, например при установке компенсатора
на выходе засыпанного трубопровода из зда-
ния насосной станции. Вообще же при проек-
тировании следует стремиться к увеличению’
по возможности расстояния между шарнира-
ми, т. е. к уменьшению угла поворота подвиж-
ной трубы относительно основного трубопро-
вода.
Обычный сальниковый температурный ком-
пенсатор также представляет собой шарнир-
ограниченной подвижности, т. е. допускает от-
носительный поворот сопрягаемых частей тру-
бопровода на небольшой угол, который зави-
сит от расстояния (базы) между упорным и
направляющим кольцами и от зазора между-
этими кольцами и наружной поверхностью’
патрубка. Поэтому небольшая просадка и по-
ворот анкерной опоры могут быть компенси-
рованы за счет поворота в сальниковом ком-
пенсаторе, а также за счет деформации изгиба
участка трубы между анкерной опорой и ком-
пенсатором. Сам компенсатор в этом случае-
располагают на достаточном расстоянии от
анкерной опоры. Такое решение может приме-
няться для свободно лежащих разрезных тру-
бопроводов небольших диаметров.
Аналогичное решение использовано в про-
екте засыпного стального трубопровода D'=
= 1,4 м1 (рис. 10.7). На расстоянии 15,75 м от
входа трубопровода в здание насосной на нем
установлен сальниковый компенсатор, разме-
щенный в специальном смотровом колодце..
Участок трубопровода от компенсатора до на-
сосной изолирован от засыпки наружным ко-
жухом в виде трубы диаметром 1,8 м, что по-
зволяет внутренней трубе деформироваться:
при осадках здания насосной.
1 Проект разработан в Союзгипроводхозе под ру-
ководством инж. Г. И. Штейнцайга для одной из на-
сосных станций системы орошения Аштской степи.
185*

Рис. 10.7. Схема компенсации осадок анкерной опоры
-с использованием сальникового компенсатора.
-J — сальниковый компенсатор; 2—здание насосной; 3 — смотро-
вой колодец; 4 — промежуточная опора; 5 — кожух; 6 — трубо-
провод.
Рекомендации по расчету осадочных и тем-
пературно-осадочных компенсаторов со сфери-
ческими поверхностями скольжения на концах
обоих патрубков приведены в МУ 34-747-76.
При расчете учитывают действие на подвиж-
ную трубу следующих сил: собственного веса
подвижной трубы Gn.T; поперечной составляю-
щей веса воды в подвижной трубе GB; силы
трения в сальниковых уплотнениях Л с; осевых
и поперечных сил в шарнирах.
В случае поворота подвижной трубы без
осевого смещения в верхней и нижней полови-
нах каждого из сальниковых уплотнений дей-
ствуют противоположно направленные силы
трения с равнодействующей Ас/2, приложен-
ной на расстоянии 0,636гп.т от оси (гп.т— ра-
диус подвижной трубы). В случае осевого пе-
ремещения в подвижном шарнире на трубу
действует сила трения Ас, как в обычном тем-
пературном компенсаторе, определяемая по
(4.23).
Балки компенсатора рассчитывают на дей-
ствие сил Qm и Nm, передаваемых от шарни-
ров. Оси шарниров рассчитывают на равнодей-
ствующую силу = У Q2m №ш . Элемен-
ты сальниковых уплотнений компенсаторов
рассчитывают по методике, приведенной
в МУ 34-747-76, при этом для фланцевых де-
талей компенсаторов допускают работу мате-
риала только в области упругого деформиро-
вания.
10.1.3.	ПРОЧИЕ ТИПЫ КОМПЕНСАТОРОВ
В зарубежной практике в качестве компен-
саторов иногда применяют волнистые
(гофрированные) трубы (рис. 10.8).
Заводские стыки обычно располагают на греб-
нях волн, что облегчает изготовление. Детали
оболочки компенсатора в виде полуволн изго-
товляют путем штамповки из листов специаль-
ной мягкой горячекатаной малоуглеродистой
стали, которая легко режется и обладает хоро-
шими пластическими свойствами. Для повыше-
186
ния жесткости звена компенсатора по концам
его устанавливают конические обечайки с коль-
цами жесткости. Благодаря коническим обе-
чайкам на участке компенсатора также сни-
жаются скорости движения воды, что способ-
ствует уменьшению гидравлических потерь.
Если поток воды в трубопроводе несет боль-
шое количество наносов, то во избежание за-
сорения волн внутри гофрированного компен-
сатора устраивают специальные защитные ци-
линдрические кольца, закрепляемые с верхо-
вой стороны каждой, волны.
Попытки сварить гофрированный компенса-
тор большого диаметра из труб, свальцован-
ных, а затем разрезанных пополам, не увенча-
лись успехом. Трудность связана с неудобным
расположением сварного шва — в середине
складки. Кроме того, гофрированный компен-
сатор, составленный из половинок трубы, об-
ладает существенно более низкой деформатив-
ностью, чем представленный на рис. 10.8, у ко-
торого верхний гребень волны сопрягается
с нижним через плоскую вставку.
В отечественной практике гофрированные
компенсаторы для трубопроводов гидроэлек-
тростанций применяли редко; установленные
на ряде станций (Гюмушская, Белореченская)
компенсаторы этого типа выполнены иностран-
ными фирмами («Джиованола»). В некоторых
старых отечественных источниках содержались
указания о том, что применять гофрированные
компенсаторы для трубопроводов гидроэлек-
тростанций вообще не следует, однако с этим
трудно согласиться. При правильном расчете
и надлежащем изготовлении гофрированные
компенсаторы могут работать вполне надеж-
но, не требуя практически никакого эксплуа-
тационного ухода, кроме защиты от коррозии,
так как они являются неразъемными и не
имеют сменных уплотнений. Это подтвержда-
ется опытом широкого использования гофриро-
ванных компенсаторов за рубежом и в нашей
стране для различных технологических трубо-
проводов ограниченных диаметров (до 2—
2,5 м).
Тарельчатые ко-мпенсаторы обес-
печивают меньшие осевые перемещения трубо-
провода по сравнению с гофрированными. Это
Рис. 10.8. Гофрированный компенсатор.

и является главной причиной ограниченного
применения их на крупных трубопроводах
ГЭС.
Преимуществом обоих указанных типов
компенсаторов по сравнению с сальниковыми
является то, что для их изготовления не тре-
буется механическая обработка — обточка.
Однако для производства крупных гофриро-
ванных компенсаторов — для высоконапорных
трубопроводов требуется мощное штамповоч-
ное оборудование. В настоящее время ведутся
работы по освоению технологии изготовления
гофрированных компенсаторов с использова-
нием пресса 8 МН.
10.2.	ЛАЗЫ
Лазы предназначены для попадания обслу-
живающего персонала внутрь трубопровода
с целью осмотра, очистки, ремонта и окраски
его внутренней поверхности. Их лучше всего
располагать около бетонных массивов анкер-
ных опор с верхней стороны. Это важно соблю-
дать на трубопроводах с большим уклоном
нитки к горизонту, так как опора является не-
подвижной точкой для закрепления тросов,
люлек, подвижных лесов, лебедок и прочего
такелажного оборудования, необходимого для
осмотра и ремонта внутренней поверхности
трубопровода.
В свободно лежащих трубопроводах лазы
обычно устраивают на расстоянии не более
200 м один от другого в тех местах трассы, где
имеются удобные подходы к трубопроводу. На
трубопроводах, проложенных в скале или за-
сыпанных, расстояние между лазами и места
их расположения выбираются индивидуально
в соответствии с условиями трассы.
Лазы следует, как правило, делать круглы-
ми, а не овальными, так как детали для таких
лазов легче обрабатывать на - станках.
МУ 34-747-76 установлен диаметр лаза в свету
Рис. 10.9. Схема расположения лаза.
550 мм; в прошлом лазы нередко выполняли
меньших размеров — диаметром 450—500 мм.
В поперечном сечении трубы лазы устраивают
большей частью под углом 45° к вертикальной
оси (рис. 10.9), хотя они нередко могут быть
установлены также сверху, сбоку или снизу.
Вообще лазы следует располагать так, чтобы
облегчить эксплуатационному персоналу по-
падание внутрь трубопровода и обеспечить бо-
лее удобный съем крышки.
По конструкции различают три типа лазов:
I — с крышкой, прижимаемой изнутри давле-
нием воды; II — с крышкой, закрепляемой
шпильками или болтами, работающими на от-
рыв; III — в виде демонтажного звена трубо-
провода.
Для первых двух типов лазов в оболочке
вырезают отверстие, в которое вваривают гор-
ловину, необходимую для опирания крышки,
а также для усиления оболочки- по кромке от-
верстия.
Для давлений до 2,0—2,5 МПа,
а иногда и выше, горловины' и крышки лазов
делают сварными из стальных листов. При
более высоких давлениях горловины и крыш-
ки изготовляют из стальных отливок.
Плотность опорного контура крышки на
горловине обеспечивают механической обра-
боткой опорных поверхностей и укладкой меж-
ду ними резинового уплотняющего кольца.
В большинстве случаев лазы рекомендует-
ся конструировать с прижимом крышки из-
нутри давлением воды, т. е. I типа, и только
в особых случаях предусматривать крепление
крышки шпильками или болтами, работающи-
Рис. 10.10. Лаз, р=0,6 МПа.

ми на отрыв, т. е. II типа, например для участ-
ков трубопровода, на которых возможно обра-
зование вакуума.
На рис. 10.10 изображена конструкция ла-
за I типа на давление до 0,6 МПа. Крышка
изготовлена из прокатной листовой стали и
в месте установки уплотнения обточена на
станке. Горловина также имеет обработанный
контур под уплотнительный шнур из мягкой
морозостойкой резины. Оболочка трубопрово-
да вокруг горловины усилена накладкой. Для
закрепления крышки предназначены два свар-
ных бугеля.
На рис. 10.11 показана конструкция лаза
на давление 7 МПа. Горловина и крышка вы-
полнены из стальных отливок; уплотнение
автоклавного типа состоит из двух резиновых
колец: прямоугольного шнура с пазом и круг-
лого шнура. Для защиты от загрязнения по-
верх крышки установлен снаружи съемный
кожух.
На рис. 10.12 изображена редко применяе-
мая конструкция лаза на давление 3 МПа, от-
личающаяся тем, что крышка вынимается не
внутрь трубы, а наружу. Под действием дав-
ления воды крышка прижимается к упору,
образованному разрезанным на четыре сегмен-
та кольцом, которое одной плоскостью упира-
ется во фланец горловины, а второй удержи-
вает крышку. Сегменты крепятся к горловине
на болтах.
У лазов II типа (рис. 10.13) соединение
крышки с горловиной подобно фланцевому.
К внутренней стороне крышки приварен обте-
катель из листовой стали с отверстиями для
разгрузки от давления воды.
Рис. 10.11. Лаз, р=7,0 МПа.
Ф510
Рис. 10.13. Лаз, р=0,6 МПа.
Рис. 10.12. Лаз с упорной крышкой, р=3,0 МПа.
188
Рис. 10.14. Съемное звено.
1 — звено; 2 — жесткий фланец; 3 — свободный фланец; 4 — ре-
зиновое уплотнение; 5 — стенка колодца.

Рис. 10.15. Демонтажное фланцевое соединение.
1— жесткий фланец; 2 — свободный фланец; 3 — резина круглая.
При диаметре трубопровода менее 0,8 м
вместо лазов устраивают раздвижные звенья.
В свободно лежащем разрезном трубопроводе
роль такого звена может играть компенсатор
с фланцевым соединением (см. рис. 10.3). Если
устройство раздвижных звеньев сальникового
типа затруднено, например на участках с ма-
лыми осевыми размерами и в засыпанных
трубопроводах, то вместо раздвижного приме-
няют демонтажное (съемное) звено, к которо-
му должен быть обеспечен удобный подход.
У засыпанных трубопроводов это достигается
устройством специального колодца (рис. 10.14).
Звено имеет по концам фланцевые соедине-
ния— одно жесткое (глухое), а второе со сво-
бодным (накидным) фланцем, благодаря кото-
рому звено может быть демонтировано. Кон-
струкция свободного: фланцевого соединения
доказана на рис. 10.15.
Основными расчетными элементами лаза
являются: накладка на оболочке, горловина
(цилиндрическая в сварной конструкции или
фасонная в литой конструкции), крышка,
а также болты у лазов II типа.
Крышка лаза во всех случаях рассматри-
вается как круглая пластина, свободно опер-
тая по контуру. В лазах I типа опорным кон-
туром служит средняя окружность уплотнения,
а в лазах II типа — окружность болтов D&=2r.
Крышка нагружена внутренним давлением р,
приложенным по поверхности круга, ограни-
ченного уплотнением Dy=2a. При отношении
радиуса г пластины к ее толщине бк не менее
2,5 изгибающий момент в середине пластины
определяется по формуле [23]
М = £-т,	(10.1)
1о
где коэффициент т зависит от отношения
₽=4-<1.
В зависимости от значения р коэффициент
т вычисляется по формуле
т=[4— (1—р) Р2] р2—4 (14-м.) Р2 In р.
Для случая, когда а—г, получаем р=1 и
In р=0. В результате можно записать т=
=3-{-р. Зная изгибающий момент М из выра-
жения (10.1), для принятой толщины крышки
бк получаем наибольшее нормальное напряже-
ние в центре пластины
6Л4	3	/ г \2	, п. pr2 /in
° • <52к	7/1—1,24-^—. (10.2)
Отсюда требуемая толщина крышки
8K>l,lr/f.	(Ю-З)
где R — расчетное сопротивление материала
крышки.
В месте расположения лаза оболочка тру-
бопровода ослабляется отверстием. В сварных
лазах (рис. 10.10) ослабление оболочки ком-
пенсируется приваркой к ней патрубка и на-
кладного свальцованного (по наружной по-
верхности оболочки) кольцевого воротника.
В лазах с литыми горловинами (рис. 10.11,
10.12) усиление оболочки достигается прида-
нием самой горловине соответствующего очер-
тания с плавным переходом сечения от малой
толщины оболочки к значительно большей
толщине горловины.
В МУ 34-747-76 приведены следующие за-
висимости для расчета элементов укрепления
сварных лазов.
Суммарная площадь укрепления
/у=/п“Е/н^0,5 (do—^/пред)б.	(10-4)
Площади патрубка /п й накладки fH берутся
в диаметральном сечении лаза вдоль оси тру-
бопровода по одну сторону от оси симметрии
лаза.
При определении площади патрубка /п его
толщина s уменьшается на bdo/D\ вводимая
в расчет высота патрубка ограничивается
/zn<]AZos при d0/s^5,15 или /tn^2,5s при
do/s<5,15. Вводимая в расчет ширина на-
кладки Ья=гк—(do/2-f-s) не должна превы-
шать Наибольший допустимый диаметр
неукрепляемого отверстия </Пред определяется
по формулам:
при ^>0.5
= 1,2 (^-- 1) /08 ;	(10.5)
ПРИ 2ЙГ<0’5
4,реД=2 0^- 1)/О8.	(10.6)
Такой расчет необходимой площади укреп-
ления будет правильным при условии, что эле-
менты укрепления сделаны из материала, рав-
нопрочного материалу оболочки трубопровода.
Если прочность материала укрепляющих эле-
189

ментов меньше прочности оболочки трубопро-
вода, то вычисленная площадь сечения укреп-
ления должна быть увеличена пропорциональ-
но отношению их расчетных сопротивлений.
Укрепление отверстий литых лазов также
рассчитывается по.(10.4). В МУ 34-747-76 при-
ведены формулы для определения расчетных
площадей конструктивных элементов укрепле-
ния лазов, выполненных в литом варианте,
а также даны рекомендации по рациональному
конструированию сварных и литых лазов.
10.3.	ФЛАНЦЕВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Фланцевые соединения устраивают на уча-
стках трубопроводов, которые в процессе экс-
плуатации необходимо разбирать. Фланцевое
соединение состоит из фланцев, болтов (шпи-
лек) и уплотняющей прокладки.
В зависимости от размеров и давления
фланцы изготовляют сварной конструкции
из листовой стали, или коваными, или из
стальных отливок, а также комбинированны-
ми. Стандартные фланцы ограничены диамет-
рами до 1600 мм, что явно недостаточно для
трубопроводов гидроэлектрических и насосных
станций (табл. 10.1). Поэтому приходится
в индивидуальном порядке разрабатывать кон-
струкции фланцевых соединений больших диа-
метров.
Конфигурация некоторых типов стандарт-
ных фланцев показана на рис. 10.16 и 10.17.
Фланцы следует изготавливать из той же
марки стали, которая применяется для обо-
лочки трубопровода. В случае использования
стальных отливок свойства их материала
должны быть близкими к свойствам листовой
стали оболочки.
При конструировании фланцевых соедине-
ний особое внимание уделяют обеспечению их
герметичности, что достигается как укладкой
уплотняющих прокладок, так и соответствую-
щим расположением шпилек (болтов). Шаг их
должен быть не более 7 и не менее 2,5 диа-
метров.
Применение шпилек предпочтительнее, чем
болтов, так как в местах сопряжения головки
Рис. 10.16. Фланец стальной плоский при-
варной.
болта со стержнем при изготовлении могут
возникнуть внутренние напряжения. Благодаря
некоторому люфту в резьбе напряженное со-
стояние шпильки ближе к строго осевому
растяжению, чем у болта. При давлении
4 МПа и более рекомендуется применять
только шпильки.
Все приведенные ниже рекомендации по
конструированию болтов фланцевых соедине-
ний относятся в равной мере и к шпилькам.
Рис. 10.17., .^Фланец стальной приварной
встык.
Таблица 10.t
Стандартные стальные фланцы
Фланцы	гост	Наибольший диаметр, мм, при давлении. МПа							
		0,25	0,6	1.0	1.6	2.S	1 «.0	6,4	10,0
Плоские приварные (рис. 10.16) Приварные встык:	1255-67	1600	1000	600	600-	500	—-	—	—
с гладким выступом	12830-67	1600	1400	1200	1200	800	500	400	400
с выступом или впадиной (рис. 10.17) Литые':	12831-67	8С0	800	800	800	800	500	400	400
с гладким выступом	12821-67	—	* —	—	1600	1400	800	600	400
с выступом или впадиной	12822-67	—	•—-	—	800	800	800	600	400
190

Таблица 10.2
Уплотнительные прокладки фланцевых соединений
Материал	Модуль упругости £р, МПа	Допускае- мое давле- ние на про- кладку МПа	Расчетное давление воды р, МПа, не бо лее
Резйна листовая:	•		-
мягкая	2	18	3,5
средней твердости	3	18	5, а
повышенной твердости	4	20	7,0
Картон технический про- масленный	—	4	1
Паронцт	—	6	4
Резина круглая в канавке	—	—	10
Болты для фланцевых соединений изго-
товляют с основной крепежной метрической
резьбой. Число болтов фланцевого соединения
зависит от диаметра трубы и внутреннего дав-
ления в трубопроводе. Это число должно
быть кратным четырем: 4, 8, 12, 16, 20, 24
и' т. д. из условия, чтобы болтовые отверстия
фланцевого соединения не располагались на
главных осях.
Необходимо, чтобы все болты были затяну-
ты равномерно. В особо ответственных слу-
чаях при высоких напорах для этого исполь-
зуют динамометрические гаечные ключи.
Фланцевое соединение не должно воспри-
нимать моментов от общего изгиба трубопро-
вода как балки. Поэтому в конструкции тру-
бопровода должны быть приняты специальные
меры для исключения действия изгибающего
момента на фланцевое соединение. Это может
быть достигнуто, например, расположением
фланцев в сечении, где общий момент равен
нулю, установкой дополнительных промежу-
точных опор и т. д.
В качестве уплотнительных эле-
ментов фланцевых соединений трубопрово-
дов ГЭС и насосных станций могут приме-
няться прокладки из различных материалов,
приведенных в табл. 10.2. В отдельных слу-
чаях для плоских прокладок используют так-
же клингерит, фторопласт, ткань на сурике
(при напорах до 50 м), свинец и прочие мате7
риалы. На современных трубопроводах гидро-
электростанций основным материалом уплот-
нений является резина в виде круглого шнура
или плоской прокладки, причем используется
главным образом широкая прокладка. Флан-
цы с замковыми соединениями и узкими про-
кладками применяются редко.
Размеры 6У и Ьу резиновой прокладки
должны удовлетворять следующим условиям:
бу^1,5 мм; 6y:js46y.	(10.7)
Характерным свойством фланцевого соеди-
нения является обязательное наличие по усло-
виям конструирования зон концентрации на-
пряжений. При этом потеря плотности соеди-
нения, как правило, может произойти только*
при таких нагрузках (деформациях), когда
в зоне концентрации имеет место пластическое-
деформирование материала. В этих условиях
ограничение работы фланцевого соединения:
при статическом нагружении зоной упругих,
деформаций приводит к тяжелым, нерацио-
нальным конструкциям. Поэтому в расчетных,
нормах ряда стран допускается пластическая,
работа материала фланцев.
При разработке в СКВ «Ленгидросталь»-
методов расчета несущей способности элемен-
тов фланцевых соединений трубопроводов гид-
росооружений использовались результаты спе-
циальных экспериментально-теоретических,
исследований, проведенных на кафедре сопро-
тивления материалов ЛПИ имени М. И. Ка-
линина.
Методика статического расчета фланцевых,
соединений трубопроводов, включенная в МУ
34-747-76, может применяться при отсутствии:
динамических нагрузок и предусматривает два:
варианта работы фланцев:
а)	на стадии только упругого деформиро-
вания;
б)	на стадии упругопластического дефор-
мирования.
Ограниченная пластическая деформация:
допускается только для фланцев, работающих
при температуре не ниже минус 40°С, мате-
риал которых не обладает склонностью^
к хрупкому разрушению и имеет отношение-
от/ов не более 0,6. Как уже отмечалось выше,,
вследствие наличия значительной переменной
составляющей нагрузки, связанной с ежесу-
точными температурными колебаниями, флан-
цевые элементы сальниковых компенсаторов,
рассчитывают только по упругой стадии де-
формирования.
В основу методики расчета положено рас-
смотрение деформаций фланцев, болтов и
уплотнительных элементов в их взаимной свя-
зи, применительно к трем наиболее распро-
страненным конструктивным решениям:
(рис. 10.18).
Рис. 10.18. Фланцевые соединения.
а с уплотнительным шнуром и частичным контактом фланцев;
о — с уплотнительным шнуром и полным контактом фланцев;’
в с плоской резиновой прокладкой; 1 — фланцы; 2 — круглый’
шнур; 3 — плоская прокладка.
19Е

При расчете фланцевого соединения прове-
ряют несущую способность оболочки трубы,
•^фланцев, прокладок, а также плотность и
жесткость соединения.
Болты фланцевых соединений с частичным
-жестким контактом и уплотнительным шнуром
(рис. 10.18,а) рассчитывают на усилие
ЛГв=1,б-£,	(10.8)
тде УУф — осевая сила в трубопроводе, переда-
ющаяся на фланец, «б—число болтов. Коэффи-
циент 1,5 учитывает неравномерность распре-
деления нагрузки между болтами.
Таким же образом рассчитывают болты
в соединениях по рис. 10.18,6 при достаточно
жестких фланцах, обеспечивающих раскрытие
-стыка по всей ширине фланца при действии
'Силы Мф. В противном случае, когда вследст-
вие поворота фланца под нагрузкой контакт
на наружном краю фланца сохраняется, на-
грузка на болты увеличивается. Значение ее
может быть получено расчетом по МУ
'34-747-76 с учетом податливости фланцев и
'болтов.
У фланцевых соединений с упругой уплот-
нительной прокладкой расчет болтов произво-
дят на усилие
N6=^+N\,	(10.9)
тде г) — коэффициент, зависящий от жесткости
упругой прокладки (при резиновой прокладке
можно принимать i]~0,8); №q — начальное
усилие затяжки болта для предварительной
деформации прокладки. Максимальное значе-
ние этого усилия

0,67£yFy
Пб
(10.10)
где Еу и Fy — условный модуль деформации и
площадь уплотнительной прокладки. Для ре-
зиновой прокладки Еу=Ер(1-{-Ьу/26у), где Ьу
и бу — ширина и толщина прокладки.
Значения модуля упругости резины £Р и
допускаемого давления на прокладку [<?]
приведены в табл. 10.2.
Напряжение в болтах от нормальной силы
где d'e— внутренний диаметр резьбы болта.
Сила, которую необходимо приложить к ру-
коятке ключа для затяжки болта,
(10.11)
Мкл
L
Т
(10.12)
где L= (164-11)6б — длина рукоятки ключа,
зависящая от диаметра болта cfo; Мкл=Л1р4-
+МТ — момент на ключе; Мр — момент, необ-
Г92
ходимый ,для создания осевой силы и преодо-
ления трения в резьбе:
(Ю.13)
Мт — момент сил трения на торцевой поверх-
ности гайки:
№б— сила затяжки; 6Ср— средний диаметр
резьбы; ф— угол подъема резьбы;
=s/ndCp; s — шаг резьбы; р — угол трения
резьбовой пары; tg p=f — коэффициент тре-
ния материалов сопрягаемых деталей; fi —
коэффициент трения на опорной поверхности;
D — диаметр опорной поверхности гайки;
dors — диаметр отверстия под болт.
Для фланцевых соединений трубопроводов
гидротехнических сооружений можно считать
тогда
Мр«0,18ММб;
MT«0,19M°6rf6;
отсюда
Мкл=0,37ЛГМб (Ю.15)
и
гмакс = ^= °’™Уб=:0,034№6, (10.16)
где 6б — номинальный диаметр резьбы.
10.4.	ЗАГЛУШКИ
Заглушки перекрывают отводы, имеющиеся
в системе трубопровода, предусмотренные для
последующих очередей строительства, водо-
снабжения и пр. Кроме того, заглушки уста-
навливают на смонтированном трубопроводе
для его испытания повышенным статическим
давлением на месте после окончания монтажа,
а также для заводских испытаний отдельных
звеньев, которые нельзя испытывать на уни-
версальном испытательном оборудовании.
По конструкции (рис. 10.19) заглушки де-
лятся на плоские из толстых стальных листов
(а, б, в); плоские сварные с несущей балоч-
ной клеткой (г); эллиптические, штампован-
ные из листовой стали (6); конические, валь-
цованные из листовой стали, обычно с углом
конуса 2р=90° (е).
При больших диаметрах могут, применять-
ся также сферические сварные заглушки из
листовой стали.
Заглушки присоединяют к трубопроводу,
как правило, посредством сварных швов встык
и реже на фланцевых соединениях.
Плоская заглушка является наиболее про-
стой в изготовлении. Во избежание возникно-
вения высоких напряжений в оболочке в -зоне

Рис. 10.19. Заглушки.
крепления плоской заглушки необходимо или
значительно увеличивать толщину оболочки
или усиливать оболочку дополнительными
конструктивными элементами (кольцами, по-
ясами). Плоская заглушка может-быть прива-
рена к торцу обечайки или вварена внутрь
трубы односторонним или двусторонним швом
(рис. 10.19,а, б, в). В любом случае толщина
заглушки б3 должна быть не меньше толщины
обечайки трубопровода б.
Изготовление плоской сварной заглушки
весьма трудоемко. Такие заглушки применяют
в крайних случаях при отсутствии толстых
листов и невозможности изготовления кониче-
ских заглушек. Балочная клетка заглушки
может выполняться в .виде системы радиаль-
ных тавровых балок, опирающихся на наруж-
ное и внутреннее кольца, или ряда параллель-
ных балок, или в виде системы перекрестных
балок. Во всех случаях необходимо устройст-
во наружного опоясывающего цилиндрическо-
го кольца. При больших расстояниях между
балками обшивка заглушки может быть под-
креплена дополнительными ребрами.
Плоскую заглушку рассчитывают на изгиб
от давления воды как круглую пластинку.
13—25
193

Рис. 10.20. К расчету плоской заглушки с балочной
клеткой.
а — общая схема; б — расчетная схема балки II—II; в — расчет-
ная схема балки I-I; г — расчетная схема ребра жесткости.
Расчетное напряжение на контуре заглушки
a = W-|LY,	(10-17)
\ °3 /
где £— коэффициент, учитывающий конструк-
цию присоединения заглушки к оболочке тру-
бопровода; при двустороннем шве с полным
проплавлением 1=0,41 (рис. 10.19,в); при од-
ностороннем шве (рис. 10.19,6) |=0,41(1—
—0,236/б3).
Плоскую сварную заглушку с балочной
клеткой рассчитывают, как напорное перекры:
тие. Отдельно рассчитывают элементы балоч-
ного набора (балки, ребра), окантовывающее
194
кольцо, и обшивку, которую рассматривают
как плоскую пластинку, опертую на подкреп-
ляющие элементы. Для заглушки, обшивка?
которой поддерживается системой перекрест-
ных балок, методика расчета приведена в МУ
34-747-76. Распределение нагрузки между бал-
ками принимают по площадям < равнобедрен-
ных треугольников, как показано на:
рис. 10.20. Для центральной балки изгибаю-
щий момент в середине пролета
Ммакс=0,86р/3;	(10.18>
перерезывающая сила на крайней опоре
<2макс=О,86рЯ	(10.19)'
Для ребра жесткости на опоре 1 (5)
Ммакс=0,0284р/3; QMaKC=0,153p/2. (10.20>
Для панели обшивки размерами //2Х//2*
местные напряжения на опорном контуре в се-
редине защемленной стороны
o.=±=0,077f4-Y/>;	(10.21 >
\ °3 /
в центра панели
Оп= + 0,034 Г -ртр. (10.22}.
\ °3 /
В формулах (10.21), (10.22) верхние знаки-
соответствуют напряжению на смоченной по-
верхности обшивки. Местные напряжения сум-
мируют с напряжениями от изгиба в, присоеди-
ненном пояске обшивки, входящем в сечение-
балки.
Поскольку для трубопроводов больших,
диаметров при высоких напорах плоская за-
глушка сварной балочной конструкции полу-
чается тяжелой и неэкономичной, вместо нее.-
применяют эллиптические или конические за-
глушки (рис. 10.19,6, е).
В месте установки конической заглушки:
оболочку трубопровода обычно укрепляют’
кольцом, которое воспринимает радиальные-
сжимающие усилия, создаваемые действием
внутреннего давления воды на коническую
оболочку. Особое внимание следует обращать-
на конструктивное оформление узлов прикреп-
ления заглушки к ободочке трубопровода..
Применяют две конструктивные схемы: за-
глушка вставляется внутрь трубопровода и че-
рез кольцо из полосовой стали связывается?
с оболочкой; заглушка крепится к торцу обо-
лочки, примыкая непосредственно к. ней или-
ю кольцу, которое располагается между обо-
лочкой и заглушкой.
На рис. 10.21 изображена коническая за-
глушка, установленная внутри трубопровода-
для проведения его испытания'после оконча-
ния монтажа перед сдачей в эксплуатацию.
В вершине заглушки расположен лаз со>

Рис. 10.21. Коническая заглушка, напор при испытании
220 м.
съемной крышкой, укрепленной h?i болтах.
Кольцо приварено с наружной стороны обо-
лочки. Толщина оболочки заглушки уменьша-
ется в направлении к вершине конуса.
На рис. 10.22 изображен изготовленный из
низколегированной стали заглушенный трой-
ник, который испытывают на заводе. Заглуш-
ки с кольцами приваривают непосредственно
к оболочке. После испытания торцовые части
оболочки с заглушками срезают, а торцы обо-
лочки обрабатывают под монтажную стыко-
вую сварку.
Когда требуется многократно использовать
одну и ту же заглушку, ввариваемую внутрь
трубопровода (например, при поочередных
испытаниях нескольких участков или ниток
трубопровода), целесообразно применить кон-
структивное решение, показанное на рис. 10.23.
Заглушку выполняют меньшего диаметра, чем
трубопровод, и устанавливают заранее в спе-
циальный монтажный патрубок, который затем
на месте приваривают к кольцевой диафрагме,
вваренной внутрь трубопровода. После окон-
чания испытаний заглушку вместе с патруб-
ком аккуратно вырезают и затем ее можно
транспортировать внутри трубопровода цели-
ком. Диафрагму удаляют по частям, а места
ее присоединения к оболочке зачищают. Такое
решение позволяет также устанавливать одну
и ту же заглушку на участках трубопровода
с различными диаметрами. Наличие диафраг-
мы облегчает установку заглушки в трубопро-
воде, так как отпадает необходимость в точной
13*
Рис. 10.22. Тройник с коническими Заглушками для
испытаний на заводе давлением 6 МПа.
подгонке по диаметру. Кроме того, в данной
конструкции все монтажные швы оказываются
сжатыми под нагрузкой, что повышает надеж-
ность работы. Такое решение заглушек приме-
нено при испытаниях заделанных в скале
турбинных трубопроводов £>=5,0 м на Ингур-
ской ГЭС.
На рис. 10.24 показана возможная общая
схема конической заглушки. При больших
диаметрах трубопроводов и высоких давле-
ниях целесообразно выполнять заглушку из
ряда последовательно соединенных друг
с другом конических обечаек с различными
углами наклона образующей р. Сопряжение
конических обечаек с цилиндрической оболоч-
кой трубопровода и друг с другом может быть
выполнено с кольцом жесткости или без него.
Во всех местах, где имеется нарушение непре-
рывности оболочки (узлы /, II, III на
Рис. 10.23. Схема установки заглушек с монтажным па-
трубком.
/ — трубопровод; 2 — заглушка; 3 — диафрагма; 4 — патрубок;
5 — промежуточная камера.
195

Рис. 10.24. Общая схема конической за-
глушки.
риС; 10.24), возникают значительные местные
(краевые) изгибные напряжения в оболочке,
которые довольно быстро затухают по мере
удаления от стыкового сечения. В некоторых
случаях эти напряжения являются источника-
ми повреждений заглушек в процессе испы-
таний.
Расчет напряжений в местах перелома об-
разующих, т. е. в узлах типа I и II, с учетом
краевого эффекта производят, как изложено
в п. 5.2.6.
Правила расчета напряжений в местах со-
пряжения конической оболочки с плоским
днищем (узел /77) и в самом днище приведе-
ны в МУ 34-747-76. Там же приведена схема
расчета заглушки, установленной в заделан-
ном трубопроводе (рис. 10.19,е) при жестком
закреплении контура в бетоне.
Для предварительного выбора основных
размеров сопрягающего кольца и толщины
оболочки конической заглушки 63 можно вос-
пользоваться расчетом общих напряжений без
учета местных. Обозначения основных геомет-
рических элементов даны на рис. 10.19,(5.
Из условия, что по граням элемента обо-
лочки действуют только нормальные напряже-
ния Ох и ог, которые уравновешивают давле-
ние воды р, действующее нормально к ее по-
верхности, имеем:
^- + ^-=4-.	(10.23)
Pi Рг 8	V ’
Для конической оболочки кривизна мери-
дионального сечения 1/р1=0. Тогда окружные
напряжения
=	- (Ю.24)
где
—Xtgg
-	Г2	cos g
Следовательно,
(10.26)
оболочке
(10 .27
При больших размерах заглушки толщина
стенки 6 может быть переменной с уменьше-
нием к вершине конуса (см. рис. 10.21).
Кроме окружных растягивающих напряже-
ний (тг оболочка испытывает растяжение в ме-
ридиональном направлении силами N, равно-
мерно распределенными по круговому сечению
с длиной s=2n(r—xtgp), которые уравнове-
шивают осевую составляющую давления воды
Ар=л(г—х tg $)2р.
Таким образом,
Ns cos f}=Ap,
откуда
v _ Ар -г ~х Р п
;V 5 COS 3	2 cos (J
Растягивающие напряжения в
в расчетном сечении
У 1 г — х tg В
а —-------------г)
х 8	2 Scosp jt/‘
Окружные напряжения oz связаны с мери-
диональными напряжениями <ух следующим со-
отношением:
10'28>
Для oz из условия, что OCxCrctgP, по-
лучим наибольшее напряжение при х=0
в месте примыкания оболочки заглушки
к кольцу
°гх=0~'8 cos[J Р'
Для расчета кольца в первом приближе-
нии принимаем, что кольцо жесткости нагру-
жено силами, равномерно приложенными по
контуру. Из уравнения (10.26) найдем силы
от действия конической оболочки при х=0
в направлении образующей конуса:
(Ю.29)
0	2 cos 3	'
Составляющие осевых сил N, приложен-
ные в плоскости кольца, создают нагрузку на
единицу длины
7=^osinp=^-rtgp. (10.30)
Особенностью проектирования заглушек,
применяемых при испытаниях трубопровода,
является то, что они рассчитываются на дей-
ствие испытательного давления в основных
сочетаниях нагрузок, поскольку испытательный
режим для них является нормальным эксплуа-
тационным случаем, т. е. заглушки должны
иметь несколько более высокий запас прочно-
сти, чем сам трубопровод. Нарушение этого
правила на практике нередко приводило к по-
вреждениям заглушек в процессе испытаний,
196

особенно при наличии в их сварных швах де-
фектов, не обнаруженных неразрушающими
методами контроля.
10.5.	УСТРОЙСТВА ДЛЯ ВПУСКА И ВЫПУСКА
ВОЗДУХА
В самых высоких точках трассы трубопро-
вода при его опорожнении возможно образо-
вание вакуума. В этих же местах при напол-
нении трубопровода, а иногда и при эксплуа-
тации скапливается сжатый воздух. Вакуум
внутри трубопровода весьма опасен, так как
может вызвать потерю устойчивости оболочки,
подвергающейся действию наружного атмо-
сферного давления. Явление усугубляется тем,
что в верхних участках трассы оболочка
имеет, как правило, наименьшую толщину
{определяемую по расчету на внутреннее дав-
ление воды).
Воздух и пар, собирающиеся в момент за-
полнения трубопровода водой или выделяю-
щиеся из воды при эксплуатации по другим
причинам, например при изменении темпера-
туры воды, резких сбросах и набросах нагруз-
ки турбины и т. д., вызывают также наруше-
ние нормального режима работы трубопрово-
да и турбины. Для устранения опасных
явлений на трубопроводе устраиваются отвер-
стия для автоматического впуска и выпуска
воздуха. Места расположения отверстий на-
значают в соответствии с кривыми понижения
цавления в трубопроводе, которые получаются
на основании гидродинамических расчетов (см.
гл. 2). На трубопроводах ГЭС отверстия или
клапаны должны выполнять две функции:
впуск и выпуск воздуха, в отличие от других
систем, например водопроводных, где обе
функции бывают разграничены.
Отверстия для впуска и выпуска воздуха
могут располагаться вдоль нитки трубопрово-
да в следующих местах:
а)	в начале каждой нитки трубопровода,
непосредственно за быстродействующим затво-
ром (обязательно для всех трубопроводов
ГЭС);
б)	в местах расположения выпуклых колен,
если кривая понижения гидродинамического
давления при набросах нагрузки на турбину
проходит ниже отметки колена;
в)	в самых высоких точках трассы трубо-
провода в случаях его прокладки в виде арки
или дюкера и возможности образования на
отсекаемом ими участке вакуума во время
опорожнения трубопровода или сжатого воз-
духа при наполнении последнего.
Отверстия для впуска воздуха непосредст-
венно за затвор одновременно снижают ва-
куум за ним и тем самым обеспечивают более
спокойный режим работы затвора при аварий-
Рис. 10.25. Расположение воздухоподводящих
устройств во фронтальных стенках напорных бассейнов-
и в водоприемниках.
1 — затвор водоприемника; 2 — воздуховод.
ном закрытии. Подвод воздуха осуществляется
главным образом через воздуховоды в виде
труб или щелей, проходящих в бетонном со-
оружении, а иногда также через шахту затво-
ра (рис. 10.25). При малых расходах и высо-
ких напорах используются воздушные клапа-
ны двойного действия — вантузы (рис. 10.26).
Количество проходящего воздуха зависит
от площади поперечного сечения воздуховода,
которую определяют из условий нормальной
динамической работы затвора и трубопровода
при закрывании под напором, отсутствия силь-
ного шума при движении воздуха, отсутствия
выбросов воды через воздуховод и обеспечения
требуемого времени заполнения трубопровода
водой.
Площадь воздуховода
(10.31}
удоп
где Q — наибольший расход воздуха; иДОп —
допустимая скорость, принимаемая равной
50 м/с (в прямолинейных, трубах с плавно
очерченным входом допускается скорость воз-
духа до 60 м/с).
При опускании затвора в поток можно
приближенно определить наибольший расход
воздуха
Q=Qt—Qh+Qb,	(10.32)
где QT — максимальный расход воды при
опорожнении трубопровода при напоре, соот-
ветствующем уровню воды на отметке высшей
точки трубопровода за затвором; Qn — расход
воды, поступающей в трубопровод из-под за-
твора при открытии 10%; Qb — расход возду-
ха, увлекаемый вальцом: QB~0,4Qn. Тогда для
первого приближения
Q^QT—0,6Qn.	(10.33)
Более точно расход воздуха может быть
определен гидравлическим расчетом для раз-
личных открытий затвора.
197

Ориентировочно площадь сечения воздухо-
вода, м2, должна быть не менее QT/150 (здесь
Qt выражается в м3/с).
При конструировании воздуховода необхо-
димо следить за тем, чтобы поверхность воды
в нем была по возможности удалена от на-
ружного воздуха во избежание замерзания,
так как при нормальном режиме работы стан-
ции вода в воздуховоде стоит почти неподвиж-
но. Опасность обмерзания увеличивается при
облицовывании воздуховода металлом, а осо-
бенно в тех редких случаях, когда воздушная
труба выполнена в виде открытого стального
стояка.
Во время регулирования гидроагрегатов
часто наблюдаются сильные выплески воды из
аэрационных труб, а также засасывание в них
с воздухом посторонних предметов. Поэтому
входные отверстия труб и щелей должны быть
закрыты сетками.-Во избежание фонтанирова-
ния высота подъема воды в воздуховоде при
заполнении трубопровода не должна превы-
шать верха воздуховода. Наибольшая высота
подъема определяется по формуле
+ <10'34)
помещение
дисковых
затворов
Рис. 10.26. Установка воздушного клапана £>о=ЗОО мм,
//р=40,0 м, Q=3,75 м3/с на трубопроводе непосредст-
венно за дисковым затвором.
1 воздушный клапан; 2 — трубопровод: 3— воздушная труба;
< — крышка люка; 5— защитная сетка; 6 — задвижка.
198
Рис. 10.27. Воздушный клапан, р=3 МПа, Q~0,l м3/с.
где //возд — напор воды над нижней точкой
воздуховода, отсчитываемый от УВБ;
—1	+ + £тр+0^-) ;
И £тр — коэффициенты сопротивлений в воз-
духоводе (местные и на трение по длине); F —
площадь воздуховода; Fq — площадь сечения
байпаса, через который заполняется трубо-
провод.
Воздушный клапан на давление 3 МПа по-
казан на рис. 10.27. Он состоит из стального литого
корпуса 1 с нижним опорным фланцем. Внутри ниж-
ней части корпуса укреплено направляющее кольцо 6
с подшипником посередине. Верх корпуса перекрывает-
ся съемной крышкой 2 с запрессованной латунной втул-
кой 3. 'Внутри корпуса помещается полый калиброван-
ный шар — поплавок 4 из алюминиевого сплава; шар
закрепляется на двух шпильках — нижней и верхней.
Нижняя шпилька входит во втулку 5 направляющего
кольца 6, а верхняя шпилька заканчивается заострен-
ным концом, который перекрывает внутреннее калиб-
рованное отверстие в диске клапана. Клапан 7 имеет
также четыре наружных выпускных отверстия, кото-
рые располагаются между четырьмя направляющими
ребрами, перемещающимися внутри втулки 3, запрессо-
ванной в крышку корпуса. Для предохранения камеры
от засорения ставится цилиндрическая сварная сетка —

фильтр 8. Сверху крышка корпуса защищается предо-
хранительным колпаком 9.
Клапан работает следующим образом: при запол-
нении трубопровода водой, когда поплавок опущен, воз-
дух выходит через основные отверстия клапана. По-
ступающая вода, заполняя камеру, вызывает всплыва-
ние поплавка и подъем клапана, который в конечном
положении прижимается к нижнему торцу опорной
втулки, в результате чего выход воздуха через наруж-
ное отверстие dK=50 мм прекращается. При накопле-
нии воздуха, выделяющегося из протекающего потока
-воды, происходит некоторое понижение уровня воды
в камере и опускание поплавка, благодаря чему от-
крывается калиброванное отверстие диаметром 3 мм,
через которое воздух выходит из корпуса в атмосферу.
После этого давление воздуха падает, уровень воды
в камере поднимается, поплавок всплывает и закрыва-
•ет малое отверстие. Таким образом, при эксплуатации
клапан работает непрерывно, как пульсатор, выпуская
воздух из верхних точек трубопровода. При опорож-
нении трубопровода поплавок опускается вместе с кла-
паном, который опирается иа верхнюю шпильку, и та-
ким образом открывается наружное отверстие для впу-
ска воздуха.
•Подвижными деталями воздушного клапана явля-
-ются поплавок весом <?ш и клапан весом GK. Для
обеспечения подвижности поплавка должны соблюдать-
ся два условия. В случае наполнения трубопровода без-
напорной водой поплавок должен всплывать, т. ё.
должно выполняться неравенство:
GB>Gm+GK.	(Ю.35)
В период эксплуатации трубопровода, когда кор-
пус клапана заполняется воздухом под давлением р,
из условия опускания поплавка получаем:
nd2n
Gju>Q = p-^-f	(Ю.36)
тде GB — вес объема воды, вытесняемого поплавком;
-d0 — диаметр калиброванного отверстия клапана.
Низконапорный воздушный клапан
сварной конструкции, установка которого показана на
рис. 10.26, состоит из аналогичных основных частей
(рис. 10.28): корпуса с крышкой и нижней крестови-
ной, поплавка со шпильками, тарельчатого клапана
с втулкой, регулировочной иглы, направляющей втулки
для удержания поплавка в вертикальном положении.
Характеристика клапана
Расчетный расход воды, воздуха, м’/с............ 3,75
Расчетный напор, м...............................40,0
Статический напор, м...................... .....	21,36
Давление при испытании, МПа...................... 9,6
Расчетная площадь пропускного отверстия, см2 . . 706
Подъемная сила поплавка за вычетом собственно-
го веса клапана,-.И •........................ .87.
Масса поплавка с деталями, кг..........  .	. . . 38,9
Масса клапана с деталями, кг.....................47,3
Масса неподвижной части клапана воздушного, кг 754,4
Ход клапана, мм.................................100
В месте установки клапана оболочка трубопровода
перфорируется отверстиями d=50 мм с общей пло-
щадью, равной площади входного отверстия клапана.
Для удержания тарельчатого клапана в висячем
положении он изготовляется сборным из двух частей:
верхняя часть в виде круглого кольца с опорной пло-
щадкой, крестовиной и с внутренней втулкой навин-
чивается на втулку нижней части с тарельчатым дис-
ком. Нижняя часть клапана состоит из плоского круг-
лого диска (тарелки) с высокой втулкой в центре и
с обработанными по диаметру впускного отверстия на-
правляющими ребрами, расположенными в плане кре-
стообразно.
Ф460
Рис. 10.28. Воздушный клапан двустороннего действия.
1— муфта; 2 — гайки; 3 — поплавок; 4 — опорное кольцо клапа-
на; 5 — винт установочный; 6 — винт стопорный; 7 — кольцо
упорное резиновое; <8 — кольцо промежуточное резиновое; 9 —
кольцо опорное; 10 — тарельчатый клапан; 11—направляющая
втулка.
В опущенном положении поплавка тарельчатый
клапан опирается кольцом верхней части на верхнюю
обработанную площадку крышки корпуса. Для амор-
тизации ударов при опускании клапана между упорным
кольцом клапана и корпусом, а также между верхней
поверхностью тарелки клапана и низом крышки корпу-
са предусматриваются резиновые кольцевые прокладки.
Тарельчатый клапан и поплавок связаны между
собой соединительной муфтой таким образом, что по-
плавок может свободно перемещаться (в ограниченных
199

пределах) в вертикальном направлении вне зависимо-
сти от положения тарелки. Когда в трубопроводе воз-
никает вакуум, тарельчатый клапан опускается, опи-
раясь своим упорным кольцом на крышку корпуса, а по-
плавок висит на клапане. Если в корпусе находится
воздух под давлением, то тарельчатый клапан подни-
мается, а поплавок висит на нем, при этом игольчатый
клапан открыт. В случае заполнения корпуса водой и
клапан, и поплавок находятся в поднятом состоянии,
при этом игольчатый клапан закрыт. Поскольку в опу-
щенном состоянии поплавок висит на тарельчатом кла-
пане, дополнительно требуется выполнение неравенства
^-Р>ОШ+ОК.	(10.37)
Воздушный клапан с масляным демп-
фером, который открывается при вакууме и закры-
вается под действием груза при выравнивании давле-
ния, показан на рис. 10.29. Конструкция состоит, из
стального литого корпуса 1, внутри которого по двум
бронзовым втулкам 4 перемещается шток 2 с тарелкой
клапана 3. Верх штока заканчивается камерой, запол-
няемой маслом; снаружи камеры на полуосях укреп-
лены два двуплечих рычага 5, связанных между собой
распоркой 7, и на них крепятся два противовеса 6.
Сверху корпуса устанавливается съемная крышка 8,
на которую насаживается полый болт 9, неподвижно
связанный с поршнем 10. Поршень имеет вертикальные
отверстия для пропуска масла из верхней части каме-
ры в нижнюю. Отверстия перекрываются бронзовым
кольцом 11 с пружиной 12. Для пропуска масла из
нижней полости камеры в верхнюю вертикальное отвер-
стие болта соединяется с горизонтальными отверстиями,
расположенными непосредственно над поршнем. Регу-
лирование подачи масла осуществляется установкой до-
зировочной иглы 13. В крышке имеются воздушная
2 00
пробка 16 я пробка /7, через которую производится
заполнение камеры маслом. Кроме того, на крышку
посажен* колпачок 15 для предохранения резьбы дози-
ровочной иглы. Смазка опорных подшипников штока
производится через специальное отверстие 18. Для сли-
ва воды предусмотрены дренажные отводы 19. Диск
клапана открывается внутрь трубопровода при вакууме
и закрывается при выравнивании давления под дей-
ствием противовеса. При открывании клапана под
поршнем возникает разрежение, которое ликвидируется
поступлением масла через дозировочное отверстие.
Для ускорения открывания клапана масло поступает
также через вертикальные отверстия в поршне, отжи-
мая бронзовое кольцо 11. При закрывании масло пере-
ходит из нижней полости в верхнюю только через до-
зировочное отверстие. Уплотнение тарелки клапана до-
стигается сопряжением двух притертых бронзовых ко-
лец 14, из которых одно, подвижное, запрессовано
в диск, а второе, неподвижное, — в корпус.
10.6.	ТРУБОПРОВОДЫ ОПОРОЖНЕНИЯ
Трубопроводы опорожнения должны распо-
лагаться в самых нижних точках трассы опо-
рожняемого участка трубопровода. Чаще все-
го- трубопроводы опорожнения располагают
у затворов перед турбинами (насосами), а при
отсутствии затворов трубопровод опорожнения
устраивают непосредственно перед спиральной
камерой турбины. Кроме того, трубопроводы
опорожнения устраивают на верхних участках
• турбинного трубопровода непосредственно пе-
ред затворами и за ними, устанавливаемыми-
ниже уравнительных резервуаров, также за
затворами в начале трубопроводов, ниже бе-
тонного массива фронтальной стенки напорно-
го бассейна или водоприемника. В ряде слу-
чаев трубопроводы опорожнения начинаются
на пониженных участках трассы, где устраи-
вают специальные выпуски (рис. 10.30).
В начале трубопровода опорожнения вбли-
зи основного трубопровода должна быть уста-
новлена задвижка, открывающаяся только на
время сброса воды. При необходимости опо-
рожнения трубопровода, находящегося под
высоким напором, на конце трубопровода опо-
рожнения обязательна установка игольчатого
затвора или затвора, аналогично работающего
на выброс потока в атмосферу. На входе-
в трубопровод опорожнения следует преду-
сматривать сетку, защищающую последний от
засорения.
Диаметр трубопровода опорожнения в за-
висимости от диаметра и длины основного
трубопровода выбирается в диапазоне от 150
до 600 мм.
Время опорожнения трубопровода может
быть определено по приведенным ниже при-
ближенным формулам [65].
Рассмотрим три случая опорожнения
(рис. 10.30): I. Я!>Я2; Ц¥=Ь2; П. НХ=Н2>
L\>L2; III. Н2=0, т. е. при L2=G (обозначе-
ния см. на рис. 10.30).

Случай I: опорожняются от воды одновре-
менно два различной длины участка трубопро-
вода, примыкающие к трубопроводу опорож-
нения. Участки имеют равные диаметры, но
различную высоту наполнения водой.
Время полного опорожнения трубопровода
в' секундах (при линейных величинах в мет-
рах) определяется по формуле
(Ю.38)
1	У
где
а=-
(10.39)
Здесь Хо — коэффициент трения для опреде-
ления потери напора в трубопроводе опорож-
нения, %о~О,ОЗ.
Коэффициент с можно представить в виде
___	4~
^*3
где
В процессе опорожнения трубопровода ско-
рость течения воды будет переменная. На-
чальная скорость при опорожнении может
быть определена ориентировочно по формуле
Случай II: через сбросной трубопровод од-
новременно опорожняются два прилегающих
к нему наклонных участка основного трубо-
провода, имеющих равные диаметры и высоты
наполнения (7/1=7У2), но не равные длины
(Li>>£2). Время полного опорожнения трубо-
провода /2, с, определяется по формуле
=	(10.41)
где с — коэффициент, определяемый по
(10.40), а
Начальная скорость воды при опорожне-
нии трубопровода может быть определена по»
формуле
-./Я,
v  I/ —-•
нач У с
Случай III: опорожняется от воды только
один наклонный участок (L2=0), время пол-
ного опорожнения трубопровода определяется
по формуле
=	(10.42)
значение а определяется по (10.39).
Скорость движения воды в трубопроводе
при его опорожнении будет уменьшаться по
мере уменьшения напора. В этом случае на-
чальная скорость опорожнения будет равна
соответственно начальной скорости для слу-
чая I опорожнения трубопровода, когда
Я1>Я2.	-
Формулы выведены для трубопроводов^
с постоянным диаметром Do. При различных
диаметрах на отдельных участках трассы рас-
четный диаметр Do рекомендуется определять
по формуле
п  АмЛ D02l2 + ... -J- Donln
/1 +/2+••• + /«	’
Подобно отверстиям для лазов отверстия
в оболочке основного трубопровода в месте-
отвода от него трубопровода опорожнения
укрепляют путем местного утолщения оболоч-
ки, или местной накладкой, или вваренной ли-
20Ь

Рис. 10.31. Трубопровод опорожнения высоконапорной ГЭС.
1 — напорный трубопровод; 2 — игольчатый затвор; 3 — тройник; 4 — колено; 5 —сливной отвод- 6 — раструб
гасителя; 7 — затвор -Do=300 мм.
'той горловиной — в зависимости от внутренне-
го давления и отношения диаметров основной
трубы и отвода.
На рис. 10.31 показан сбросной трубопровод d0=
-=300 мм для опорожнения турбинного трубопровода
диаметром £>о=600 мм с наибольшим статическим дав-
•лением р=8 МПа. Прямой участок трубопровода опо-
рожнения заделывается в бетон и заканчивается иголь-
чатым затвором, который сбрасывает воду в раструб
.гасителя с последующим поступлением ее в камеру га-
сителя, откуда вода стекает в сливной канал. Соеди-
нение всех прямых и фасонных элементов труб произ-
водится на литых стальных фланцах.. Непосредственно
У места выхода воды из игольчатого затвора устанав-
ливается воздушная труба.
На сбросных трубах большей частью устанавлива-
ются стандартные задвижки.
10.7.	ПРИБОРЫ ЗАЩИТЫ ГЭС ОТ ПОСЛЕДСТВИЙ
«РАЗРЫВА ТРУБОПРОВОДА
Причинами разрушения трубопроводов мо-
гут быть: резкое повышение давления внутри
трубопровода, вызванное нарушением нор-
мального режима работы агрегата, коррозия
ш износ оболочки трубопровода, неудовлетво-
рительное качество материала оболочки, не-
равномерная осадка опор и пр. При аварии
трубопровода могут быть затоплены не толь-
ко сооружения гидроэлектростанции, но и
расположенные ниже объекты. Для ограниче-
ния последствий аварии трубопровода необхо-
димо быстро перекрыть аварийный затвор в
202
начале трубопровода. Команду на закрытие
механизм затвора получает от автоматически
действующего прибора, реагирующего на раз-
рыв трубопровода. Этот прибор обычно назы-
вают прибором защиты ГЭС от последствий
разрыва трубопровода.
Для .приборов защиты было разработано
много схем, но не все из них осуществлены на
практике1. По принципу действия схемы защи-
ты можно разбить на следующие основные
группы:
1)	максимальная защита, реагирующая на
увеличение расхода в начале трубопровода;
2)	дифференциальная защита^ реагирую-
щая на разность расходов в начале и конце
трубопровода;
3)	минимальная защита, реагирующая на
понижение гидростатического давления в кон-
це трубопровода;
4)	защита, срабатывающая от понижения
давления в аэрационной трубе;
5)	защита, срабатывающая при появлении
перед зданием ГЭС аварийного уровня воды,
вызванного разрывом напорного трубопро-
вода:
6)	защита, реагирующая на разрыв элек-
трического проводника, наложенного на тру-
бопровод.
1 Авакян Л. Г. Защита станционного узла при раз-
рыве напорного трубопровода.—Гидротехническое строи-
тельство, 1954, № 7, с. 18.

Приборы максимальной защиты
устанавливают в начале трубопровода. В се-
чении, где установлен прибор, при нормальном
режиме средняя скорость течения
где Q — расход при нормальном режиме;
Do — внутренний диаметр трубопровода.
При разрыве трубопровода в любом месте
ниже контрольного сечения расход и скорость
в контрольном сечении возрастают. Приборы
максимальной защиты настраивают на сра-
батывание при скорости
UaB=^iU,
где ki — коэффициент, принимаемый равным
1,1—1,3.
При аварийной скорости иав скоростной
напор повышается относительно нормального
скоростного напора h на величину
В качестве прибора максимальной защиты
большое распространение ранее имели лож-
ковые автоматы различных конструкций. Ос-
новная деталь этих автоматов, так называе-
мая ложка, непосредственно воспринимает
скоростной напор. При попадании различного
мусора в трубопровод ложковые автоматы
иногда дают ложное срабатывание, они тре-
буют постоянного ухода и осмотра.
Другой разновидностью прибора макси-
мальной защиты является устройство, разра-
ботанное СКВ «Ленгидросталь». Устройство
состоит из следующих основных частей
(рис. 10.32): напорной интегрирующей трубки
типа Пито 1, создающей перепад давлений в
зависимости от скорости в трубопроводе, диф-
ференциального мембранного манометра 2,
электрической установки 3.
Напорная интегрирующая трубка имеет
два канала, один из которых, открыт навстре-
чу потоку, а второй — перпендикулярно на-
правлению движения, потока. Первый канал
воспринимает полный напор, а второй —ста-
тический. Оба канала подведены к дифферен-
циальному манометру, преобразующему про-
гиб мембраны в изменение сопротивления
электрической цепи. Обычно это достигается
включением в схему индуктивного моста.
Чувствительность датчика дифманометра
весьма велика. Однако во избежание ложных
срабатываний системы ее электрическую
часть регулируют так, что вся система в целом
дает импульс для осуществления быстрого
сброса затвора лишь при условии устойчивого
по времени изменения скоростного режима в
трубопроводе. Только по истечении установ-
ленного времени срабатывает выключатель,
Рис. 10.32. Схема максимальной защиты.
который передает электрический импульс на
аварийное опускание затвора. Недостатком
этой конструкции является возможность за-
сорения напорной интегрирующей трубки. Хо-
тя для очистки трубки предусмотрено специ-
альное устройство, описанный прибор защиты
нельзя признать надежным, так как засоре-
ние трубки может остаться незамеченным.
Еще одной разновидностью прибора мак-
симальной защиты является устройство, пред-
ложенное ГрузНИИЭГС. Датчики этого уст-
ройства измеряют давления в двух сечениях
трубопровода: до и после какого-либо узла
Местных сопротивлений, а разность давлений
регистрируется ртутным дифференциальным
манометром.
На рис. 10.33 представлена схема установ-
ки приборов защиты. Узлом местных сопро-
тивлений является вход в трубопровод. Труб-
ки 3 датчиков не выступают в поток, благода-
ря чему уменьшается возможность их засоре-
ния. Это является преимуществом по сравне-
нию с установкой на рис. 10.32. Давление во-
ды передается на манометры через раздели-
тельные сосуды 2, заполненные ртутью и
маслом 4, что исключает соприкосновение
масла с водой.
Рис. 10.33. Схема установки приборов защиты
ГрузНИИЭГС.
Масло
203

Рис. 10.34. "Устройство максимальной защиты.
Гидравлическая схема
устройства
На манометре 1 выше уровня ртути, соот-
ветствующего нормальному расходу трубо-
провода, устраивают ряд изолированных друг
от друга контактов. Положение рабочего кон-
такта выбирают опытным путем. При повы-
шении расхода перепад давления увеличивает-
ся и ртутный столб замыкает электрическую
цепь.
Это устройство было смонтировано на Ка-
накерской и Гюмушской ГЭС. Защита требу-
ет очень точной наладки при монтаже, регу-
лярного осмотра и обогрева в зимнее время.
На этом же принципе осуществлено за-
щитное устройство, установленное на Теребля-
Рикской ГЭС. Узлом местных сопротивлений
в этом устройстве является дисковый затвор,
а в качестве основного прибора применено
сильфонное дифференциальное реле давления
ДРД-1. В настоящее время защита отключе-
на из-за ненадежности дифференциального
реле ДРД-1.
СКВ «Мосгидросталь» спроектировало для
Краснополянской ГЭС устройство по аналог
гичной схеме с применением дифференциаль-
ного реле ДР Д-25, которое лишено недостат-
ков, присущих ДРД-1. На рис. 10.34 показана
установка этого устройства. Приборы защиты
расположены в здании дисковых затворов
между напорными трубопроводами 1. Диффе-
ренциальное реле и разделительные сосуды 3
закрыты кожухом 2 с термоизоляцией и авто-
матическим электроподогревом. Подводящие
воду трубки также защищены теплоизоляци-
ей. Реле ДРД-25 настраивают таким образом,
чтобы они давали импульс на закрытие соот-
ветствующего дискового затвора при увели-
чении расхода трубопровода на 30% по срав-
нению с расходом при номинальной нагрузке
обеих турбин, питаемых этим трубопроводом.
204
Дифференциальное реле снабжено показыва-
ющей шкалой, по которой можно следить за-
работой прибора. Для защиты дифференци-
ального реле от коррозии применена система,,
состоящая из четырех разделительных сосудов-
(по два на каждое дифференциальное реле),
обеспечивающих постоянное заполнение по-
лостей реле маслом. Для устранения возмож-
ного засорения системы на трубках, вваривае-
мых в трубопровод, установлены пробки из
нержавеющей стали 4. При засорении системы
эти пробки можно снять и прочистить трубки.
Основной недостаток всех схем макси-
мальной защиты заключается в том, что если
разрыв произошел при расходе меньшем, чем
наибольший эксплуатационный, то защита
сработает только тогда, когда суммарный'
расход (через отверстие и через турбину) пре-
высит наибольший эксплуатационный.
Чувствительность защиты ГрузНИИЭГС
может быть повышена при использовании схе-
мы блокировки, в которой при остановке од-
ного из агрегатов, работающих от общего1
трубопровода (в случае группового или объ-
единенного питания), замкнутые контакты
направляющего аппарата и холостого спуска
шунтируют часть контактов дифференциаль-
ного манометра. В схеме последовательно с
контактами направляющего аппарата преду-
смотрены контакты холостого спуска, так как
при внезапном закрытии направляющего ап-
парата холостой спуск открывается и общий
расход продолжает некоторое время оставать-
ся выше, чем расход работающих турбин.
Аналогичную схему выполняют и для трубо-
проводов, питающих один агрегат, только с
той разницей, что контакты направляющего-
аппарата устанавливают в положение, соот-
ветствующее открытию наполовину.

Рис. 10.35. Схема дифференциальной защиты.
J— дисковый затвор; 2 — холостой сброс; 3 — вода; 4 — ртуть;
5 — масло.
Дифференциальная защита по
принципу действия более всего отвечает по-
ставленному требованию — сигнализировать
о появлении течи в трубопроводе. Однако все
известные схемы дифференциальных защит по
конструкции довольно сложны, требуют тща-
тельного ухода и, как следствие, недостаточно
надежны.
Схема защиты, показанная на рис. 10.35,
основана на сравнении перепадов давления в
начале АЛН и конце трубопровода ДЛК- Эта
защита была изготовлена и смонтирована на
Канакерской ГЭС эксплуатационным персо-
налом.
Защита с применением в качестве датчи-
ков полупроводников (термисторов) основана
на изменении температуры термисторов в за-
висимости от скорости протекающей воды (из-
менения режима теплообмена). Эта схема
имеет ряд существенных недостатков, связан-
ных с термисторами, электрические характе-
ристики которых сильно зависят от времени и
условий эксплуатации. Весьма трудно подо-
брать два термистора с одинаковыми харак-
теристиками, а это является необходимым
условием работоспособности устройства. Ис-
пытания такой защиты, проведенные на Чиръ-
юртской ГЭС, положительных результатов не
дали.
В СКВ «Ленгидросталь» разработан дат-
чик; его действие основано на увеличении
теплоотдачи при повышении скорости воды,
обтекающей рабочую поверхность мембраны,
внутри которой проложен спиральный провод-
ник, соединенный с источником тока. Такие
датчики были успешно испытаны на Киевской
ГАЭС в схеме дифференциальной защиты,
чувствительность которой регулируется авто-
матически в зависимости от эксплуатационно-
го расхода в трубопроводе1.
1 А. с. 342000 (СССР). Устройство для напорного
гидротехнического трубопровода/ Р. А. Гуткин,
Ю. Л. Зеленский, А. А. Теймуров и др. — Опубл, в Б.И,
 1972, № 19.
В энергетическом управлении Италии раз-
работано и испытано на двух действующих
ГЭС устройство обнаружения внезапных уте-
чек воды из напорного трубопровода, которое
реагирует на изменение закона распростране-
ния волны давления при гидравлическом уда-
ре на поврежденном участке Г По длине тру-
бопровода выбирают три произвольные точки
А, В, Сив них ведут непрерывное наблюдение
за внутренним давлением. По данным этих
измерений и геометрическим отметкам строят
соответствующие кривые давления как функ-
ции времени. Уравнение Бержерона, связыва-
ющее эти давления, остается справедливым,
несмотря на все возможные изменения, выз-
ванные ударом вне рассматриваемого участка,
пока нет утечки воды ни в одной точке участ-
ка АВС. Установка состоит из датчиков дав-
ления и электронных блоков суммирования и
сравнения, а также обработки и запоминания
информации. Разность давлений отмечается
уже при утечке, равной 2% максимального
расчетного расхода.
Приборы минимальной защиты
устанавливают в конце трубопровода. В слу-
чае его разрыва давление в конце трубопро-
вода падает и регистрируется прибором защи-
ты, который дает импульс на закрытие ава-
рийного затвора. На описанном принципе осу-
ществлено защитное устройство, состоящее из
цилиндра и поршня, который опускается при
понижении давления- и замыкает конечный
выключатель.
Основной недостаток минимальной защи-
ты, как и максимальной, вытекает из ее прин-
ципа действия, а именно: защиту настраивают
на давление, меньшее минимального эксплуа-
тационного, поэтому если разрыв произошел
при закрытом направляющем аппарате или
его незначительном открытии, защита может
не сработать. При засорении решетки устрой-
ство может ложно сработать, поэтому на вре-
мя шугохода, паводка, а также при наполне-
нии трубопровода защитное устройство необ-
ходимо отключать. Это также является недо-
статком данной схемы.
Защита, приведенная на рис. 10.36, долж-
на регистрировать образование -ваку-
ума в воздушной трубе при разрыве трубо-
провода. Эта защита малочувствительна, но
благодаря простоте конструкции она нашла
применение на некоторых ГЭС.
Защитное устройство, разработанное
ОРГРЭС, реагирует на появление перед зда-
нием ГЭС аварийного уровня воды.
1 Fanneli М. A. Studio di un dispositive di prote-
sione delle condotte forzate contro improvvise fughe di
acqua. — L’Energia elettrica, 1970, № 9, p. 574—577.
См. также: Экспресс-информация, Гидроэнергетика,
1971, № 4.
205

Рис. 10.36. Схема защи-
ты, реагирующей на по-
явление вакуума в воз-
душной трубе.
1 —• напорный трубопровод;
2 —> воздушная труба; 3 —
поршень; 4 — конечный вы-
ключатель.
[22]. Устройство предельно простое. Перед
зданием ГЭС устанавливают датчик уровня
на отметке, превышающей максимальный воз-
можный уровень от дождей.
Датчик уровня (рис. 10.37) состоит из
прочного корпуса 1, поплавка 2 и конечного
выключателя 3 в герметическом исполнении.
Поплавок и детали, связанные с ним,“изготов-
лены из нержавеющей стали. При всплыва-
нии поплавок нажимает на конечный выклю-
чатель, который замыкает электрическую
цепь управления механизмом закрытия ава-
рийного затвора. Электрическая схема уст-
ройства позволяет постоянно контролировать
исправность электрической цепи от датчика
уровня до реле максимального тока при по-
мощи сигнальной лампы и вольтметра, уста-
новленных на центральном щите ГЭС. Для
этого в контрольной цепи установлено допол-
нительное сопротивление, чтобы в основной
цепи ток был меньше тока замыкания реле.
Такие защитные устройства установлены на
Краснополянской и Читахевской ГЭС. К не-
достатку этой защиты следует отнести то, что
Рис. 10.37. Датчик аварийного уровня.
она срабатывает после разрыва трубопровода
только через некоторый промежуток времени,
который зависит от профиля местности и мо-
жет оказаться довольно значительным.
В последние годы совершенствование уст-
ройств защиты ГЭС от последствий разрыва
трубопровода выполнялось, главным образом,
эксплуатационным персоналом на действую-
щих объектах путем применения более надеж-
ных приборов, выпускаемых промышленно-
стью, без принципиальных изменений описан-
ных выше схем защиты.
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
ОСОБЕННОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ И МОНТАЖА ТРУБОПРОВОДОВ
11.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В настоящей главе рассмотрены кратко
некоторые особенности технологии, свойствен-
ные именно стальным трубопроводам гидро-
электрических и насосных станций и имеющие
непосредственное отношение к проектно-кон-
структорской работе1.
1 Изготовлению и монтажу стальных конструкций
напорных трубопроводов гидроузлов посвящено нема-
ло специальной литературы (см., например, [41, 42]).
Общие вопросы изготовления сварных металлокон-
струкций также изложены в специальной технической
литературе (см.,, например, [23]).
206
Поскольку производственные возможности
завода-изготовителя и условия монтажа су-
щественно влияют на конструкцию трубопро-
вода, для проектирования необходимо знать-
свойства и сортамент металла, способы свар-
ки и контроля на заводе и на строительстве,
условия транспортировки и монтажа, наличие
подъемно-транспортного оборудования, воз-
можности для термической обработки и дру-
гие данные. Чем выше параметры трубопрово-
да, тем большее значение эти данные приоб-
ретают. Известны случаи, когда из-за отсутст-
вия необходимой марки стали или изменения

размеров листов по сравнению с сортамен-
том, предусмотренным в проекте, производи-
лась переделка рабочих чертежей трубопро-
водов. Изменение производственных условий
может повлечь за собой изменение даже са-
мой схемы трубопровода (см. § 2.2). Поэтому
проектированием, изготовлением и строитель-
ством трубопроводов занимаются специализи-
рованные комплексные организации, имеющие
конструкторские бюро, заводы и монтажные
подразделения. За рубежом—это специали-
зированные фирмы, например: «Бр. Зульпер»,
«Эшер Висс», «Джиованола» (Швейцария),
«А. О. Смит» (США), «Рива» (Италия),
«Вагнер Биро» (Австрия), BVS (Бушайе—
Вайалле — Шнейдер) во Франции. В СССР
крупнейшие, стальные трубопроводы гидро-
электростанций и насосных станций конструи-
руются, изготовляются и монтируются всесо-
юзным трестом «Гидромонтаж», в составе ко-
торого также имеются специализированные
конструкторские бюро с лабораториями, заво-
ды и монтажные организаций.
Довольно трудно провести четкую грани-
цу между изготовлением и монтажом
трубопроводов. Между стадиями заводского
изготовления и собственно монтажа существу-
ет еще промежуточная стадия работы — ук-
рупнение элементов, полученных с за-
вода, в более тяжелые единицы — звенья.
Укрупнение производят на специально обору-
дованной базе монтажного участка, располо-
женной близко от трассы трубопровода.
При сооружении негабаритного трубопро-
вода на заводе можно только свальцевать от-
дельные царги оболочки (обычно с подготов-
кой кромок под сварку), а также сделать за-
готовки колец жесткости, опорных колец и
других элементов конструкции трубопровода.
Заготовки трубопровода поступают на строи-
тельство россыпью или в виде сваренных из
нескольких деталей отправочных единиц. При
этом основной объем сборочных и сварочных
работ по трубопроводу выполняется на базе
укрупнения. При большом объеме таких ра-
бот становится целесообразной организация
на приобъектной базе автоматической сварки,
как это имело место на Бухтарминской, Крас-
ноярской, Нурекской, Кубань-Калаусской
№ 2 ГЭС. Таким образом, основной объем
работ по изготовлению негабаритных трубо-
проводов переносится на монтаж.
При большой массе трубопровода (5000 т
и выше) может оказаться выгодным органи-
зовать на месте монтажа весь производст-
венный процесс; при этом потребуется достав-
ка металла непосредственно с металлургиче-
ских заводов и завоз на строительство листо-
гибочных и правильных вальцов. Процесс из-
готовления трубопровода на строительстве в
технологическом отношении не отличается от
заводского изготовления.
11.2.	НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ ЗАВОДСКОГО
ИЗГОТОВЛЕНИЯ
11.2.1.	ИЗГОТОВЛЕНИЕ ОБОЛОЧКИ
Основной объем работ по изготовлению’
трубопровода связан с изготовлением его обо-
лочки. Объем работ по изготовлению опорных,
устройств, компенсаторов и других механиче-
ских узлов трубопроводов сравнительно неве-
лик, а по характеру они мало отличаются от
общемашиностроительного производства.
При проектировании трубопровода распо-
ложение продольных и поперечных швов наз
оболочке назначают в соответствии с разме-
рами используемых стальных листов. Отечест-
венная промышленность выпускает толсто-
листовой прокат листами шириной до 2,0—
2,6 м в зависимости от толщины стали. Этим-
определяется расстояние между поперечными^
(кольцевыми) швами на оболочке. Расстояние-
между продольными швами зависит от длины
листов, которая доходит до 8,0 м. При конст-
руировании следует также учитывать припу-
ски с каждой стороны листа на обрезку кром-
ки, принимаемые не менее толщины листа, аз
при малой толщине — не менее 10 мм. Резку
листов производят обычно на ножницах, &
при больших толщинах — газовыми резаками,,
ширина реза также должна учитываться при-
пуском при выборе размеров листа.
Расстояние между кольцевыми швами мо-
жет зависеть не только от размеров имеюще-
гося в наличии металла, но и от мощности’
листогибочных вальцов. При холодной валь-
цовке металл доводится до пластической ста-
дии деформирования, при этом -максимальный
изгибающий момент в листе зависит от его*
толщины, ширины и предела текучести стали5
[26]. Исходя из этого при определенном пре-
дельном моменте вальцов для каждой марки-
стали в зависимости от толщины может быть-
установлена максимальная ширина листа,.
Рис. 11.1. Графики размеров стальных листов, предель-
ных по условиям вальцовки (предельный момент листо-
гибочной машины 480 кН-м).
20Г

подлежащего вальцовке. Для сталей повы-
шенной прочности при больших толщинах
листов предельная ширина по условиям валь-
цовки может оказаться ниже, чем имеющаяся
в сортаменте листовой стали (рис. 11.1).
При конструировании деталей оболочки
цилиндрической или конической формы, изго-
тавливаемых путем холодной гибки (вальцов-
ки), следует соблюдать минимальное допу-
стимое отношение внутреннего диаметра ци-
линдра или малого основания конуса к
толщине оболочки: для углеродистых и низ-
колегированных сталей (<Тт^370 МПа)Р0/б^
^50; для сталей повышенной и высокой проч-
ности (от>;370 МПа) А/б^бО.
При меньших значениях Do/8 требуется
проведение термической обработки деталей
после гибки, о чем должно быть указано в
проектно-конструкторской документации.
У листовых деталей конической формы
центральный угол между образующими не
должен превышать 100°.
При изготовлении листовых деталей на
листогибочных вальцах рекомендуется, чтобы
направление вальцовки совпадало с направ-
лением прокатки листа.
Способы сварки оболочки трубопроводов
назначают с учетом наибольшей механизации
и автоматизации производственных процессов
в условиях завода и строительства и обеспе-
чения необходимой эксплуатационной надеж-
ности.
Все сварные швы оболочки выполняют,
как правило, встык с полным проваром. Объ-
Рис. 11.2. Стенд для
сварки оболочки трубо-
провода.
1 — рама стенда; 2 — меха-
низм передвижения стенда;
3 — сдвоенные роликовые
опоры; 4 —механизм враще-
ния звена трубопровода; 5 —
контактные ролики; 6 — флю-
совая подушка для сварки
продольных швов; 7 — флю-
совая подушка для сварки
кольцевых швов.
"208

S 1
' L
' »
' !
i
ем контроля сварных соединений устанавли-
вают согласно СНиП Ш-18-75 в зависимости
от категории соединения, указанной в черте-
жах. К сварным соединениям I категории
обычно относят все стыки оболочек, кроме по-
перечных стыков прямых звеньев, и радиаль-
ные стыки колец. Поперечные стыковые швы
оболочки прямых звеньев относят ко II кате-
гории. Остальные сварные швы (соединяю-
щие кольца с оболочкой и другие мало нагру-
женные швы) относят к III категории.
Широко распространенная технологическая
схема изготовления оболочки трубопроводов
большого диаметра из свальцованных листов
предусматривает такую последовательность
операций: сборка замкнутых обечаек из от-
дельных свальцованных царг с последующим
укрупнением нескольких обечаек в звено. При
использовании электрошлаковой сварки про-
дольные стыки на каждой обечайке сварива-
ют в вертикальном положении до укрупнения
в звено. В другом варианте сварку как про-
дольных, так и поперечных стыков оболочки
собранного на прихватках звена выполняют
автоматами или полуавтоматами на специаль-
ных роликовых стендах (рис. 11.2), позволяю-
щих сваривать каждый шов в наиболее удоб-
ном нижнем положении.
При такой традиционной технологии про-
дольные стыковые швы оболочки на смежных
обечайках обычно располагают вразбежку со
смещением в местах пересечения с попереч-
ным швом.
Монтажные кольцевые стыки, выполняе-
мые непосредственно на трассе, обычно сва-
ривают вручную. Кромки неповоротных мон-
тажных стыков должны иметь такую раздел-
ку под сварку, чтобы объем сварки в потолоч-
ном положении был минимальным. Это дости-
гается тем, что в пределах верхней половины
или верхней трети окружности стык имеет
V-образную разделку кромок с наружной сто-
роны, а на нижнем участке — V-образную
.разделку с внутренней стороны (рис. 11.3,а).
При такой комбинированной разделке в пото-
лочном положении производят только подвар-
ку корня. . шва. Наряду с V-образной часто
применяют и другие типы разделки кромок,
• например несимметричную Х-образную, обес-
печивающую уменьшение объема наплавлен-
ного металла и снижение остаточных напря-
жений, что особенно важно при больших тол-
щинах оболочки. .
У стальных трубопроводов, прокладывае-
мых в подземных выработках с малым за-
трубным пространством, сварка монтажных
кольцевых стыков часто может производиться
только изнутри трубопровода на остающихся
, наружных кольцевых подкладках. В этих слу-
чаях V-образная разделка кромок производит-
14—25
Рис. 11.3. V-образная разделка под сварку кромок не-
поворотных монтажных стыков.
ся по всему периметру с внутренней стороны
оболочки (рис. 11.3,6). В зависимости от диа-
метра трубопровода и принятой схемы монта-
жа могут использоваться подкладные полу-
кольца, приваренные на обоих торцах звена,
или цельнозамкнутые кольца, установленные
только на одном торце. В последнем случае
внутренняя поверхность кольца должна иметь
скос (раструб) с одной стороны, облегчающий
сборку стыков под сварку.
По сравнению с разделкой кромок по
рис. 11.3,а разделка по рис. 11.3,6 обеспечива-
ет меньший объем наплавленного металла и
снижение сварочных напряжений.
При расположении продольных швов на оболочке
вразбежку для обеспечения комбинированной разделки
по рис. 11,3,а приходится менять разделку кромки
в пределах одного листа, что осложняет заводское из-
готовление. Чтобы избежать этого, у трубопроводов
Нурекской ГЭС расположение продольных швов было
принято без смещения в местах пересечения с попереч-
ными монтажными стыками, т. е. в этих стыках вместо
привычных Т-образных пересечений выполнили кресто-
образные пересечения швов. Такое совмещение по пря-
мой линии стыков отдельных листов оболочки предпоч-
тительно с точки зрения улучшения как условий де-
формаций под нагрузкой и в процессе изготовления,
так и технологичности. Такая схема сварки листов
в полотнище ширбко применяется в судостроении [2].
Наряду с традиционной технологией изготовления
оболочки возможны другие методы с иной последова-
тельностью сборочных и сварочных операций. Напри-
мер, так называемый метод сегментов1 предус-
матривает первоначальную- сборку продольных лотко-
вых элементов из нескольких царг, сварку поперечных
швов и последующую сборку звена со сваркой про-
дольных швов. При этом швы оболочки также распо-
лагаются не вразбежку, а по одной прямой. Освоение
этого метода на практике позволило бы отказаться от
использования роликовых стендов и применять в необ-
ходимых случаях наиболее производительную электро-
шлаковую сварку для всех соединений (и продольных,
и поперечных).
1 Чобанис Я. Г. Изготовление звеньев негабарит-
ных турбинных водоводов ГЭС методом сегментов.—
Гидротехническое строительство, 1979, № 4, с. 10—12.
209

В тресте «Гидромонтаж» также ведутся разработки
по технологии изготовления оболочки трубопроводов
методом продольных секторов. В этом случае заготов-
кой для оболочки служат относительно узкие царги,
полученные из листов путем холодной формовки на
прессе, причем длина листа располагается в направле-
нии образующей. Звено трубопровода собирают из сек-
торов и сваривают его продольные швы. Поперечные
швы в пределах звена отсутствуют, однако существен-
но возрастает количество продольных швов I кате-
гории.
При изготовлении стального трубопровода соб-
ственно сварочный процесс занимает .10—50% общего
времени производственного цикла, остальное приходится
на сборочные и вспомогательные работы. Поэтому на-
ряду с ускорением собственно сварки стремятся сни-
зить затраты времени на сборочные, установочно-канто-
вочные операции, т. е. решать проблему сокращения
цикла производства комплексно. В этом отношении за-
служивает внимания опыт изготовления негабаритных
цилиндрических листовых конструкций методом ру-
ло ни р о в а ни я. Этот метод нашел применение, в ча-
стности, при сооружении оболочек воздухонагревателей
доменных печей, газювоздухопроводов большого диа-
метра и т. п. Например, при проектном диаметре 5,3 м
оболочку толщиной 5 мм сворачивали в рулон диамет-
ром 1,8 м*. Этот метод .резко снижает трудоемкость и
сроки ведения монтажных работ по сравнению с по-
листной сборкой. В 1970 г. в Болгарии при техниче-
ской помощи ВНИИ/монтажспецстроя метод рулониро-
вания применен для облицовки туннельного водовода
длиной около 3 км. Оболочку толщиной 12 мм свари-
вали в полотнища длиной 6 м, которые наворачивали
на. барабан диаметром 2,05 м. В туннеле освобожден-
ные рулоны под действием сил упругости разворачи-
вались до проектного диаметра 2,9 м. Временное де-
формирование оболочки позволяло рулону пройти внут-
ри уже смонтированных обечаек.
При малых толщинах листа рулонная заготовка
может быть получена непосредственно с металлургиче-
ского завода. Более толстые листы сваривают в боль-
шие полотнища (карты), которые затем на спе-
циальных установках сворачивают в рулон, например
путем наворачивания на барабан заданного диаметра.
Для рулонирования могут быть использованы листо-
гибочные вальцы с дополнительной оснасткой. В на-
стоящее время освоено рулокирование оболочек тол-
щиной до 16 мм.
Применение метода рулонирования прежде всего
перспективно для тонких стальных оболочек сталеже-
лезобетонных трубопроводов крупных гидроаккумули-
рующих электростанций. Впервые он используется на
строительстве Загорской ГАЭС для трубопроводов £>о=
=7 м.
11.2.2.	КОЛЬЦА ЖЕСТКОСТИ И ФАСОННЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
Трудоемкими операциями при изготовле-
нии трубопроводов всегда была разметка и
криволинейная резка листового металла для
колец жесткости. В последние годы на заво-
дах—изготовителях трубопроводов широкое
распространение получили газорезательные
автоматы, работающие по металлическому
шаблону или по чертежу (автоматы с фотоко-
пировальной головкой). Такие автоматы обо-
рудованы несколькими резаками и могут
одновременно резать металл по . нескольким
* Шанин А. Д., Вихман В. А. Газопроводы боль-
шого диаметра, изготавливаемые рулонным способом.—
Энергетическое строительство, 1976, № 5, с. 6—7.
210
Рис. 11.4. Раскрой листовой стали для изготовления ко-
лец жесткости трубопровода.
контурам, обеспечивая высокую точность (до
1—2 мм) и чистоту поверхности реза.
Для уменьшения отходов листового метал-
ла и ускорения работы внутренний и наруж-
ный радиусы колец жесткости полосового,
сечения обычно «принимают одинаковыми^
равными наружному радиусу оболочки. Тогда
раскрой листа выполняют, как показано на
рис. 11.4. При этом в местах стыков ребер-
жесткости наблюдаются незначительные пере-
ломы на наружной поверхности кольца, т. е.
кольцо принимает «многолепестковую» форму,,
что считается вполне допустимым.
Приварку колец жесткости к оболочке
производят обычно при помощи сварочных
шланговых полуавтоматов под слоем флюса
или в среде углекислого газа. Размеры кате-
тов угловых швов в конструкциях трубопро-
водов не должны быть меньше указанных в
табл. 11.1.
Размеры катетов угловых швов
Таблица 11.1
Примечания: I. Приведенные в таблице минимальные катеты
относятся к угловым швам с нормальной (плоской) поверхностью, вы-
полненным ручной сваркой покрытыми электродами.
2. При автоматической или по ^’автоматической сварке катет шва
может быть уменьшен на I м.ч против значений, указанных в таблице.
3. Для трубопроводов, сооружаемых в районах с расчетной темпе-
ратурой воздуха ниже минус 40°С, минимальные катеты швов должны
быть увеличены против значений, указанных в табл., на 1 мм при толщин
не металла до 40 мм включительно, на 2 мм при толщине металла свы-
ше 40 мм.
Применение прерывистых швов и электро-
заклепок в расчетных соединениях не допу-
скается. Угловые швы, прикрепляющие кольца
жесткости и опорные кольца к оболочке, вы-

ЙЮЛНЯЮТСЯ с двух сторон по условиям корро-
зионной стойкости соединения.
Точность изготовления элементов стальной
конструкции трубопровода устанавливается
•СНиП Ш-18-75 или специальными техниче-
скими условиями. Особенно важной с точки
зрения расчета оболочки является форма ее
поперечного сечения. Овальность, угловатость,
смещения кромок в продольных стыках отра-
жаются на прочности и особенно устойчиво-
сти трубопроводов (см. гл. 6). В первую
очередь это относится к сложным фасонным
элементам: коленам, тройникам, развилкам.
Поэтому особое внимание должно быть уде-
лено качеству их изготовления на заводе и
тщательности монтажа. Негабаритные трой-
ники и развилки должны обязательно прохо-
дить на заводе общую сборку. Максимум
сварочных работ должен выполняться в за-
водских условиях.
11.3.	ТРАНСПОРТИРОВКА И УКРУПНЕНИЕ
-11.3.1. РАЗБИВКА НА ОТПРАВОЧНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ И
ТРАНСПОРТИРОВКА
Важным показателем конструкции являет-
ся габаритность. На (рис. 1-1.5 показан
железнодорожный габарит очертания погруз-
ки, в который должна вписываться конструк-
ция, погруженная на подвижный состав.
В противном случае конструкция является
негабаритной. Различают четыре степени не-
габаритности, при которых еще возможны
железнодорожные перевозки, но они связаны
с большими организационными и технически-
ми сложностями; стоимость таких перевозок
значительно выше, чем перевозка габаритных
конструкций. Негабаритные конструкции тру-
•б.опроводов обычно разбивают на габа-
ритные отправочные единицы, соеди-
няемые на монтаже. Разбивка на отправочные
единицы должна производиться с учетом их
Зона верхней
негабаритности
Габарит
погрузки
Очертание
негабаритности
О степени
I степени
П степени
III степени
IV степени
2000
1400
Зона боковой
негабарит-
ности
ПГ
£
J400
Уровень верха
головки рельса
J’hc. 11.5. Железнодорожный габарит очертания по-
.грузки.
14*
.максимально возможного укрупнения на заво-
де и последующего укрупнения на монтажной
базе.
Каждая отправочная единица конструкции
трубопровода снабжается приспособлениями
для строповки (петли, проушины, отверстия
и т. п.), а также маркируется знаками, ука-
зывающими положение ее центра тяжести.
Это необходимо для подъема, перемещения
и кантовки конструкции в процессе изготовле-
ния и монтажа, а также для надежного зак-
репления конструкции на транспортных сред-
ствах при перевозке.
Звенья с диаметром опорных колец и ко-
лец жесткости до 3,2 и даже до 3,8 м посту-
пают на строительство в готовом виде, так
как экономическое сопоставление показыва-
ет, что во многих случаях при дальности пе-
ревозок до 2000 км и даже более выгоднее
перевозить по железным дорогам полностью
изготовленные на заводах звенья с железно-
дорожной негабаритностью 0—II степени, чем
организовывать на строительстве работы по
укрупнению монтажных единиц. В дальней-
шем эти звенья можно собирать и соединять
непосредственно на трассе.
Трубы с диаметром оболочки около 3,2 м
отгружают с завода готовыми звеньями, но
без наружных колец. Кольца жесткости и
кольца промежуточных опор изготовляют на
заводе отдельными деталями, индивидуально
подогнанными к оболочке при контрольной
заводской сборке, собирают на монтажной
базе на оболочке звена, взаимно скрепляют
с помощью фиксаторов и сваривают.
Трубы диаметром свыше 3,2—3,8 м обычно
собирают из свальцованных царг на монтаже.
Для повышения заводской готовности эле-
ментов негабаритных трубопроводов можно
использовать метод предварительного дефор-
мирования оболочки. Путем упругого дефор-
мирования обечайке можно придать такие
размеры и форму, которые вписываются в га-
барит очертания, погрузки, что обеспечивает
транспортировку элементов трубопровода
укрупненными блоками. Замкнутая круговая
обечайка может быть превращена в эллипти-
ческую при помощи установленной по диа-
метру распорки или стяжки. У незамкнутой
обечайки (разрезанной по образующей) ее.
диаметр может быть уменьшен на период
транспортировки путем стягивания петлей из
троса, или при помощи установленных на
раме радиальных домкратов, или с использо-
ванием листогибочных вальцов с поддержи-
вающим роликом. Обечайку можно также на-
вернуть на барабан меньшего диаметра, чем
проектный. Частным случаем временного де-
формирования оболочки малой толщины
является рулонирование.
211

. Свернутую до габаритных размеров обо-
лочку закрепляют в таком положении сваркой,
струбцинами и пр. При освобождении связей
под действием упругих сил оболочка стре-
мится снова приобрести проектную кривизну.
При использовании рулонных заготовок при-
меняют специальные установки для разруло-
нирования и калибровки оболочки с целью
придания ей проектной формы.
Способ временного деформирования может
быть использован и при транспортировке за-
готовок оболочки в виде сегментов. В этом
случае сваренные на заводе сегменты стяги-
вают в направлении их хорды.
Разбивку на отправочные элементы негабаритных
тройников и развилок производят так, чтобы свести
к минимуму сварочные работы на монтаже. При про-
ектировании развилки трубопровода Чарвакской ГЭС
было предложено оригинальное решение для возмож-
ности проведения термической обработки конструкции
по частям в стандартных печах (см. рис. 9.16). Снача-
ла коническую оболочку отвода подгоняли к диафраг-
ме и сваривали с нею, затем оболочку разрезали на
расстоянии около 1,5 м от стыка, диафрагму с участ-
ком оболочки перекантовывали, на нее устанавливали
второй отвод, подгоняли, приваривали и разрезали так
же, как и первый. На монтаж была перенесена только
сварка стыковых швов оболочки.
Желательно, чтобы тройники и развилки подвер-
гались термической обработке для снятия сварочных
напряжений и на заводе, и на монтаже. Некоторые за-
рубежные фирмы применяют для этой цели разборные
печи, нагрев осуществляют нефтяными форсунками.
Имеются предложения осуществлять термическую об-
работку и без печи. Для этого наружную поверхность
тройника (развилки) необходимо теплоизолировать,
а нагревательные устройства поместить внутри. Одна-
ко при этом трудно обеспечить равномерный нагрев
всей оболочки.
Способы транспортировки определяются их
габаритными размерами и массой, отдаленно-
стью строительства от железных дорог, а при
строительстве в горных условиях наличием
дорог, минимальными радиусами их закругле-
ний на поворотах (серпантинные дороги), мак-
симальным их уклоном, имеющимся автотран-
спортом и т. п. .
11.3.2	. БАЗА УКРУПНЕНИЯ
В зависимости от длины трубопровода и
местных условий строительства, кроме мон-
тажной базы, устраивают еще приобъектные
монтажные площадки со складами вдоль трас-
сы трубопровода. Весьма целесообразно соз-
давать приобъектные склады и в местах раз-
ветвления трубопроводов, так как в этих слу-
чаях все складские операции и укрупнение
монтажных единиц могут производиться кра-
ном, который используют и для монтажа.
Подсобные помещения для механической обра-
ботки деталей, изготовления вспомогательных
конструкций и инструмента следует размещать
на центральной монтажной базе.
212
База укрупнения является основным про-
изводственным участком, на котором произ-
водят следующие операции:
а)	разгрузка поступивших с завода заго-
товок конструкций;
б)	учет, сортировка и хранение заготовок;
в) подача заготовок на сборку;
г)	укрупнительная сборка и сварка конст-
рукций;
д)	погрузка монтажных звеньев и их тран-
спортировка к месту установки.
Основную монтажную базу устраивают на
ровной площадке с удобным расположением
подъездных путей и дорог. Базу оснащают
крановым оборудованием для погрузочно-раз-
грузочных работ. Наиболее широкое примене-
ние на базовом складе в отечественных усло-
виях еще недавно имели вантовые стреловые
краны, грузоподъемность которых выбирается
в зависимости от массы наиболее тяжелого
элемента, отправляемого с базы после его
укрупнения, и обычно составляет 15 — 20 т.
В последнее время для погрузочно-разгру-
зочных работ шире стали использовать ав-
токраны и гусеничные краны значительной
грузоподъемности.
При сооружении негабаритных трубопро-
водов больших диаметров, например, турбин-
ных трубопроводов приплотиннЫх гидроэлек-
тростанций с диаметром более 4,0 м и общей
массой более 4000—5000 т, применяют подъ-
емные средства грузоподъемностью до 50 т„
чем значительно упрощается монтаж звеньев
на трассе и улучшается качество изготовле-
ния марок, собираемых и свариваемых в нор-
мальных условиях — в цехах и на полигонах
[41]. Для вспомогательных работ могут при-
меняться гусеничные краны и автокраны, ко-
торые не требуют устройства специальных пу-
тей и могут свободно обслуживать склад на
Рис. 11.6. Схема базы укрупнения трубопровода, обору-
дованной вантовым стреловым краном. /
1 — механическая мастерская; 2 — гусеничный кран; 3 — кузница;.
4 — цех сварки звеньев; 5 —склад горючесмазочных материалов;
6 — склад закрытый; 7 — складской навес; 8 — стеллажи для
сборки.

Рис. 11.7. База укрупнения трубопроводов Кубань-Калаусской ГЭС № 2.
7 —площадка для разгрузки, складирования и комплектации царг; 2 — козловой кран грузоподъемностью 30 т; 3 — площадка для-
укладки царг; 4 — кондукторы для сборки обечаек; 5 — площадка для собранных обечаек; 6 — площадка для сборки компенсато-
ров; 7 — сварочные агрегаты ПС-500; 8— цех автоматической сварки; 9—стенды автоматической сварки продольных швов; 10 —
вращающиеся стенды автоматической сварки кольцевых швов; 11 — электрические лебедки; 12—• стенды для установки колец же-
сткости; 13 — сварочные агрегаты ПС-1000, обслуживающие четыре поста автосварки; 14 — сварочный агрегат ПС-1000 для приварки
колец жесткости; 15 — сварочные агрегаты ПС-500 для выдувки корня шва и заварки дефектных мест; 16 — электрокомпрессоры;
17 — сварочные агрегаты ПС-500, обслуживающие сборку звеньев трубопровода; 18 — вращающиеся стенды для контроля и устра-
нения дефектов; 19 — козловой кран грузоподъемностью 50 т и пролетом 32 м, обслуживающий сборку звеньев; 20 — место скла-
дирования обечаек; 21 — сЧеллажи для сборки звеньев трубопровода; 22— место складирования готовых звеньев; 23 — площадки
для складирования царг и звеньев, обслуживаемые гусеничными кранами; 24 — гусеничные краны.
участке, не охваченном другим подъемно-
транспортным оборудованием.
На рис. 11.6 приведена схема базы укруп-
нения трубопроводов с общей программой бо-
лее 2000 т металлоконструкций, оборудованной
вантовым стреловым краном грузоподъемно-
стью 40 т. На ‘рис. 11.7 показана база укруп-
нения трубопроводов с общим объемом свыше
10 000 т на строительстве Кубань-Калаус-
ской ГЭС № 2. База обслуживается козловы-
ми кранами грузоподъемностью 30 и 50 т.
Сборку обечаек негабаритных звеньев
производят на базах укрупнения в специаль-
ных кондукторах или на стеллажах.
Изображенный в . качестве примера на
рис. 1Г.8 кондуктор состоит из выдвижных
парных ног, к которым крепится оболочка. В
центре кондуктора проходит полый вал; на
концах которого запрессованы катки на шари-
ковых подшипниках. Собранную на кондукто-
ре из отдельных свальцованных листов обечай-
ку на транспортной вагонетке подают в цех
•сварки и с помощью крана устанавливают на
сварочный стенд.
В СКВ «Мосгидросталь» разработано спе-
циальное устройство, позволяющее подавать
собранные обечайки в цех сварки и устанавли-
вать их на сварочные стенды без помощи кра-
на. Транспортное устройство 1 состоит из двух
1 А. с. 608678 (СССР). Подъемно-транспортное
устройство для перевозки тяжеловесных грузов)
Б. А. Николаев, Ю. Н. Плотников, В. Г. Кобыляцкий
и др. — Опубл, в Б. И., 1978, № 20.
15—25
тележек, установленных одна на другую и
снабженных гидравлическими домкратами.
Нижняя ' тележка может передвигаться по
рельсовым путям вдоль цеха, а верхняя — по
поперечным рельсовым путям, идущим к каж-
дому роликовому стенду для автоматической
сварки. Использование такого устройства дает
возможность выполнить цех сварки без тяже-
лого кранового оборудования. В этом случае
само здание цеха, не имеющее /подкрановых
балок и колонн, может быть сооружено из
легких ограждающих конструкций, например
в виде инвентарных складывающихся пане-
лей.
Рис. 11.8. Обечайка на кондукторе.
1 — обечайка; 2 — кондуктор; 3 — опорный палец; 4 — полый вал;
5 — подшипник.
213

Современные монтажные базы укрупнения
трубопроводов хорошо оснащены сборочным,
сварочным оборудованием и контрольной ап-
паратурой для дефектоскопии сварных соеди-
нений проникающими излучениями (ультра-
звуковой контроль, рентгеноскопия, гаммагра-
фирование). Это позволяет осуществлять в
условиях монтажной базы ту же технологию
работ и добиваться того же качества, что и в
заводских условиях.
11.3.3	. УСТАНОВКА РАСКРЕПЛЕНИИ
Для предотвращения деформаций в про-
цессе перевозки и погрузочно-разгрузочных
операций звенья, не обладающие достаточной
жесткостью (например, не имеющие колец же-
сткости при малой относительной толщине
оболочки), часто оборудуют транспортно-мон-
тажными раскреплениями. Раскрепляющие
элементы, как правило, устанавливают по тор-
цам звена. Они могут воспринимать и нагруз-
ки от наружного давления свежеуложенного
бетона в затрубном пространстве. Однако при
ведении работ по монтажу трубопровода
в туннеле наличие внутренних раскреплений
крайне нежелательно, так как затрудняет при-
менение механизированных способов сборки и
сварки.
Необходимость применения раскреплений
устанавливают из рассмотрения наиболее не-
выгодных расчетных схем, которые могут
встретиться при изготовлении, монтаже и бе-
тонировании звеньев трубопровода. Сваренное
звено обычно хранится в горизонтальном поло-
жении, опираясь на образующую. На этой ста-
дии следует обеспечить только прочность кон-
струкции. Если прочность не обеспечивается,
то устанавливают одну или несколько распо-
рок по торцам звена. При установке одной
распорки расчетная схема принимается по
рис. 11.9,а. При транспортировке и монтаже
звенья, как правило, устанавливают на четыре
опоры. В этом случае также требуется обеспе-
чить только прочность конструкции. При обе-
тонировании трубопровода требуется не толь-
ко обеспечить его прочность, но и сохранить
правильность круговой формы (согласно
СНиП Ш-18-75 разность взаимно перпендику-
лярных диаметров трубопровода не должна
превышать 0,003 проектного диаметра). На-
грузка от свежеуложенного бетона зависит от
высоты слоя бетонирования, который может
колебаться в широких пределах, а также от
угла наклона трубопровода.
В СКВ «Мосгидросталь» составлены реко-
мендации для некоторых расчетных схем
(рис. 11.9), когда можно обойтись без распо-
рок или достаточно одной распорки в торце
звена. Для гладкого трубопровода (без колец
жесткости) в табл. 11.2 приведены минималь-
214
Рис. 11.9. Расчетные схемы трубопровода в строитель-
ный период.
а — хранение звена; б— монтаж звена; в — бетонирование тру-
бопровода; 1 — распорка; 2 — оболочка.
ные допустимые толщины стенок. Если одной
распорки недостаточно, следует устанавливать-
«кресты», треугольные раскрепления и т. п. Из
табл. 11.2 видно, что при бетонировании жест-
Таблица 11.2"
Минимальные допустимые толщины стенок
гладких трубопроводов из стали 09Г2С, мм
Диаметр, м	Без внутренних раскреплений		С одной распоркой в торце звена
	При нагружении по схеме рис. 11.9		
	а	.0	а	| б	| в
25
32
36
45
50
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
8,0
8,5
9,0
9,5
10,0
10
14
18
22
28
34
40
48
10
12
14
18
22
25
30
34
40
45
50
12
14
16
18
22
25
28
30
32
38
14
16
18
20
кость трубопровода без раскреплений недоста-
точна во всем диапазоне приведенных диаме-
тров и толщин, а до бетонирования в отдель-
ных случаях распорки не требуются, т. е. их.
можно устанавливать только перед бетониро-
ванием.
Трубопровод с кольцами имеет, естествен-
но, большую жесткость, чем гладкий, но, как:

показывает опыт проектирования, в этом слу-
чае также могут потребоваться раскрепления.
Поэтому прочность и жесткость трубопровода
с кольцами необходимо также проверять рас-
четом на действие монтажных нагрузок. При
прокладке трубопровода в туннеле его можно
раскреплять снаружи с помощью анкеров, за-
деланных в породу, если позволяет затрубное
пространство. Это предложение преследует
цель облегчить применение механизации вну-
три трубопровода.
11.4.	МОНТАЖ ТРУБОПРОВОДА НА ТРАССЕ
Организация, процесса монтажа трубопро-
вода, а также выбор типа монтажного обору-
дования определяются целым рядом факторов:
общим объемом работ, связанным с размерами
и массой звеньев, а также длиной трубо-
провода и количеством ниток, т. е. общей мас-
сой звеньев, подлежащих монтажу; имеющи-
мися на строительстве подъемными средства-
ми, которые могут быть использованы при мон-
таже звеньев; наличием на строительстве ров-
ных площадок, их удаленностью от трассы,
общей компоновкой гидроузла, генеральным
планом строительства и пр.
Монтаж трубопровода значительно отлича-
ется от монтажа конструкций промышленных
зданий и сооружений, поскольку характерной
особенностью конструкции трубопровода
является большая протяженность ее при огра-
ниченных размерах в поперечном направ-
лении.
При сооружении высоконапорных трубо-
проводов небольших диаметров в горных
районах монтажные работы Обычно ведут
средствами малой механизации, что объясня-
ется трудностью подъездов к. трассе трубопро-
вода из-за сложного горного рельефа мест-
ности, большой протяженностью трубопрово-
да, небольшими объемами монтажных ра-
бот и т. п.
Турбинные трубопроводы приплотинных
гидроэлектростанций монтируют общестрои-
тельными или строительно-монтажными кра-
нами — башенными, портально-стреловыми
и др., используемыми для возведения плотины
и монтажа ее оборудования [41].
На пологих и прямых участках монтаж
свободно лежащего трубопровода может про-
изводиться с помощью козлового крана, кото-
рый передвигается по путям, уложенным па-
раллельно оси трубопровода (рис. 11.10). Кро-
ме того, установка звеньев может произво-
диться автокраном, гусеничным краном или
трубоукладчиком, собранным на базе гусенич-
ного крана. Примером может служить монтаж
трубопровода Кубань-Калаусской ГЭС № 2,
где ровная трасса с максимальным углом на-
15*
клона к горизонту 6° и малым количеством
колен позволила использовать при монтаже
одновременно козловой и гусеничный краны
грузоподъемностью 15 т. Кроме того, на неко-
торых участках производили установку звень-
ев в проектное положение путем накатки сред-
ствами малой механизации.
До начала монтажа трубопровода должна
быть подготовлена его трасса, выполнены не-
обходимые строительные работы по сооруже-
нию ложа трубопровода, закладке и бетониро-
ванию первой очереди фундаментов анкерных
и промежуточных опор, а также разбиты мон-
тажные оси и прочие геодезические знаки.
На местности производят фиксацию наибо-
лее характерных точек, выделяют контрольные
реперы. Реперы должны располагаться на не-
подвижных грунтах в отдалении от конструк-
ций, которые могут иметь осадки. Эти реперы
остаются также контрольными после оконча-
ния монтажа трубопровода для регистрации
его осадок во время эксплуатации. Для
этой же цели перед сдачей в эксплуатацию на
трубопровод наносят контрольные точки —
обычно на звенья, примыкающие к анкерным
опорам, за которыми ведут периодические на-
блюдения (нивелировкой) во время эксплуата-
ции. Правильность установки геодезических
знаков и разбивки осей поверяется контроль-
ным обратным ходом.
Рис. 11.10. Монтаж трубопровода при. помощи козлово-
го крана.
215

Монтаж трубопровода начинают с установ-
ки поступивших с базы укрупнения звеньев
в проектное положение. При большом объеме
и длине трубопровода важен правильный вы-
бор способа подачи каждого звена к месту его
установки на трассе.
Рассмотрим наиболее характерные способы
подачи и установки на трассе, звеньев свобод-
но лежащего трубопровода, имеющие частое
практическое применение.
Для подачи звеньев к месту установки при
наличии нескольких ниток трубопровода,
а также при резком изменении рельефа мест-
ности вдоль трассы трубопровода с одной его
стороны укладывают узкоколейный рельсовый
путь под грузовую тележку — временный
бремсберг. Для передвижения по пути тележ-
ку крепят к канату, который навивается на
барабан электрической лебедки, устанавливае-
мой наверху обслуживаемого участка.
При необходимости подъема звена по кру-
тому склону, когда нагрузка превышает грузо-
подъемность лебедки (3—10 т), применяют си-
стему полиспастов. Для монтажных работ
используют кратные полиспасты, состоящие из
двух групп блоков — неподвижного, закреп-
ляемого наверху у лебедки, и подвижного, ко-
торый крепится к тележке.
Длина участка пути, который может обслу-
живать одна лебедка с канатоемкостью ба-
рабана около 200 м, зависит от системы поли-
спаста. Рабочий путь обеспечивает подачу всех
грузов для проведения строительных и мон-
тажных работ. Монтаж ниток трубопровода
производят в определенной последователь-
ности. В первую очередь собирают нитку, наи-
более удаленную от рельсового пути.
Наводку на трассу прямых звеньев и колен
рекомендуется вести одним из двух способов:
поперечной сдвижкой звеньев с пути подачи
на установочную ось сразу к месту установки
Рис. 11.11. Подача звена свободно лежащего трубопро-
вода при помощи бремсберга.
216
Рис. 11.12. Очередность монтажа участка свободно ле-
жащего трубопровода.
либо поперечной сдвижкой труб с пути пода-
чи на установочную ось с последующим опу-
сканием вдоль установочной оси до ‘места
установки.
Звенья колена чаще всего устанавливают
первым способом, а прямые звенья — в за-
висимости от местных условий любым из
двух указанных способов.
На рис. 11.11 показан четырехниточный
свободно лежащий  трубопровод с уже
собранными тремя нитками и монтажом по-
следней, четвертой нитки на рассматриваемом
участке. Звено подают по пути бремсберга на
салазках снизу вверх к месту установки. За-
тем это звено способом поперечной сдвижки
наводят на ось нитки трубопровода к ранее
установленному нижнему звену.
При наличии пологих участков на трассе
трубопровода подачу труб можно производить
гусеничным трактором на салазках. Этот спо-
соб развозки звеньев труб по трассе трубопро-
вода нашел широкое распространение, по-
скольку при строительстве трубопроводов за-
частую отсутствуют автодороги вблизи трассы.
Монтаж участка трубопровода, расположенно-
го между двумя анкерными опорами — верх-
ней и нижней, производят по стадиям, пока-
занным на рис. 11.12.
До начала монтажных работ в опоры
должна быть уложена бетонная кладка 1-й
очереди. Сначала на этот бетон верхней и
нижней анкерных опор устанавливают метал-

лические конструкции звеньев колен или пря-
мых анкерных звеньев (рис. 11.12,а). На гото-
вое колено нижней анкерной опоры последо-
вательно снизу вверх наращивают прямые
звенья (рис. 11.12,6), причем звено компенса-
тора является замыкающим и устанавли-
вается последним при сборке участка
(рис. 11.12,в). Иногда верхнее звено, располо-
женное выше компенсатора, является замы-
кающим. В этом случае верхний патрубок ком-
пенсатора через это звено сваривается с обо-
лочкой верхней анкерной опоры.
Для установки на анкерной опоре колена
снизу под конструкцию по бетону укладывают
сборные клетки или седловые вспомогатель-
ные подушки. Выверку положения колена про-
изводят с помощью анкерных хомутов, прива-
ренных к оболочке колена, или с помощью
клиньев. Колено в процессе выверки ставят
в проектное положение по установочным рис-
кам, которые наносят на заводе на оба торца
оболочки колена с'учетом поворота плоскости
колена в пространстве на угол ад со стороны
верхнего торца оболочки и соответственно
с нижнего торца (см. гл. 8). Если колено со-
стоит из нескольких отправочных марок, то их
соединяют между собой в одно звено до окон-
чательной установки на место, если позволяет
грузоподъемность оборудования.
После установки колена в проектное поло-
жение и выверки временную деревянную мон-
тажную клетку заменяют металлическими
опорными конструкциями, которые разварива-
ют к элементам колена и к выпускам армату-
ры. Последующим контрольным замером поло-
жения колена проверяют правильность его
установки. Затем производят армирование
верхней части массива вокруг колена и бето-
нирование 2-й очереди.
Прямые звенья устанавливают на место
непосредственно кранами или снимают с те-
лежки бремсберга, доводят домкратами на
место и выкладывают на сборочные клетки,
в проектное положение с примыканием нижне-
го торца устанавливаемого звена к верхнему
торцу ранее установленного. В процессе уста-
новки звенья последовательно выверяют по
оси. Для этой цели, например, па анкерной
опоре может быть установлен теодолит с лу-
чом, направленным строго по оси собираемой
нитки. Высотная выверка звеньев производит-
ся при помощи нивелировки. Таким образом,
между двумя соседними анкерными опорами
звенья трубопровода выкладывают большей
частью целиком на клетях. Опорные устройст-
ва промежуточных опор вместе с нижними
анкерными плитами в этом случае временно
прикрепляют к опорным кольцам.
Возможен также и другой способ монта-
жа — с непосредственной установкой звеньев
на заранее забетонированные и смонтирован-
ные опорные устройства промежуточных опор.
Но при этом требуется большая точность
в разбивке промежуточных опор и в изготов-
лении звеньев строго мерной длины, обеспечи-
вающей правильное опирание плит опорных
колец на связанные с бетоном опорные
устройства.
Подгонку кромок оболочки в кольцевых
монтажных стыках производят при помощи
стыковых сборочных планок, винтовых стяжек
и монтажных клиньев в зависимости от толщи-
ны оболочки. При больших погибях на оболоч-
ке у торцов звеньев выправление ее круговой
формы можно производить при помощи мон-
тажных распорок различных конструкций:
в виде поворотной штанги с винтовым или
гидравлическим домкратом, распирающей обо-
лочку по диаметру; распорки зонтичного типа,
создающей радиальные усилия сразу во мно-
гих точках по периметру оболочки и т. д.
Каждый поперечный монтажный стык, собран-
ный под сварку, должен приниматься индиви-
дуально с обязательной проверкой зазора, пре-
вышения одной кромки над другой, углова-
тости.
При установке на промежуточные опоры
разрезных трубопроводов после сварки мон-
тажных швов необходимо определить положе-
ние катков на опорных плитах с учетом темпе-
ратуры во время монтажа так, чтобы при
среднегодовой температуре каток находился
посередине опорной плиты.
После выверки опор под нижние опорные
плиты подливают бетон (раствор). Только
после затвердевания бетона из-под трубопро-
вода удаляют клетки и нагрузка от него пере-
дается на постоянные промежуточные опоры.
11.5.	ОСОБЕННОСТИ МОНТАЖА ТРУБОПРОВОДА
В ПОДЗЕМНЫХ ВЫРАБОТКАХ
11.5.1.	СХЕМЫ ПОДАЧИ И МОНТАЖА ЗВЕНЬЕВ
Монтаж звеньев трубопровода в вертикаль-
ной шахте, в наклонном или горизонтальном
туннеле отличается от монтажа трубопрово-
дов, прокладываемых открытым способом:
значительно уже фронт работ, монтаж ведет-
ся в стесненных условиях, что затрудняет ис-
пользование грузоподъемных кранов; сборку
производят, как правило, только с одного кон-
ца, противоположного входу,' обычно снизу
вверх (от здания станции), а подачу звеньев,
наоборот, осуществляют сверху вниз. Сбороч-
но-сварочные работы в туннеле осложнены
стесненными габаритами и тяжелыми условия-
ми вентиляции. Поэтому перед входом в тун-
нель устраивают сборочно-сварочную площад-
ку, на которой производят максимально воз-
можное укрупнение звеньев — до 12-—20 м
217

длиной. На Чарвакской ГЭС масса подавае-
мого в туннель звена достигала 100 т. При не-
большой длине туннеля можно полностью
избежать производства в нем сварочных ра-
бот, постепенно вдвигая сваренную часть тру-
бопровода в туннель и наращивая ее новыми
звеньями на открытой площадке перед пор-
талом.
В длинных туннелях, имеющих несколько
выходов на поверхность, монтаж звеньев для
ускорения работ можно производить одновре-
менно на нескольких участках с последующим
замыканием на каждом участке.
Имеется предложение 1 сборку трубопрово-
да и сварку всех поперечных стыков ствола
выполнять над шахтой на поверхности или
в просторной подземной монтажной камере.
По мере наращивания ствол трубопровода
опускают в шахту при помощи установленных
наверху грузоподъемных средств, например
ленточных подъемников. Монтаж облицовки
таким способом был разработан в опытном
порядке для вертикального участка турбинных
водоводов Рогунской ГЭС.
Подземные монтажные камеры, оборудо-
ванные мостовыми кранами, имеют площадки
для разгрузки элементов стальной облицовки,
поступающих в камеру через транспортный
туннель. В камере производят перегрузочные,
кантовочные и укрупнительные операции. Со-
оружение монтажных камер связано с боль-
шими объемами скальной выработки.
Для уменьшения объемов скальных и бе-
тонных работ, сокращения сроков и стоимости
строительства при сооружении деривационного
туннеля Ингурской ГЭС был применен беска-
1 А. с. 631635 (СССР). Устройство для монтажа
металлических секционных вертикальных трубопрово-
дов/ А. М. Корнеев, Г. П. Лохматиков, В. А. Ненахов
и др. — Опубл, в Б. И., 1978, № 41.
Рис. 11.13. Продольная подача звена трубопровода
дачи в туннель.
218
Рис. 11.14. Подача в горизонтальный туннель звена тру-
бопровода диаметром 6,0 м на специальной транспортно-
монтажной тележке.
мерный монтаж стальных облицовок на уча-
стках слабых пород с использованием таке-
лажных средств для укрупнения.
Для подачи укрупненных звеньев трубо-
провода в горизонтальные или наклонные тун-
нели обычно используют электрические лебед-
ки с тяговыми или тормозными полиспастами.
Подачу часто производят по рельсовым путям,
уложенным по дну туннеля (рис. 11ДЗ). Ма-
лая высота туннеля вынуждает располагать
звено на специальных низких тележках либо,
на съемных роликах или полозьях, прикреп-
ленных к звену. Монтажный полиспаст рас-
считывают на составляющую веса звена с уче-
том сил трения в опорно-ходовых частях.
На Нурекской ГЭС при сооружении тур-
бинных водоводов подачу звеньев в горизон-
тальный туннель производили безрельсовым
Рис. 11.15. Звено трубопровода массой 50 т, оборудо-
ванное шасси с пневматиками низкого давления для по-
дачи в туннель.

способом при помощи автомобильного тягача
К-700 и специального транспортно-монтажного
устройства грузоподъемностью 50 т на пневмо-
колесном ходу (рис. 11.14). В качестве опорно-
ходовых частей при подаче звеньев по 50 т
каждое использовали также шасси самолета
ИЛ-18 с пневматиками низкого давления
(рис. 11.15).
11.5.2.	РАЗМЕРЫ ЗАТРУБНОГО ПРОСТРАНСТВА
Схема производства работ по монтажу тру-
бопровода в подземной выработке и его бето-
нированию должна разрабатываться уже на
ранней стадии проектирования, поскольку спо-
собы сборки, сварки оболочки и заполнения
затрубного пространства связаны с размерами
л конфигурацией выработки. При большой
длине трубопровода каждый сантиметр за-
трубного пространства отражается на стоимо-
сти сооружения, поэтому размеры затрубного
пространства должны быть строго обоснованы
при проектировании и быть минимально необ-
ходимыми из условия статической работы бе-
тонной обделки на горное давление (с учетом
сейсмических воздействий) и обеспечения про-
изводства работ по монтажу трубопровода и
последующему обетонированию.
За рубежом [24, 81, 104] забетонирован-
ные в туннелях и шахтах стальные трубопро-
воды ограниченных диаметров (в основном
1,5—3,0 м), как правило, собирают на подклад-
ных кольцах с заваркой монтажных стыков
изнутри трубопровода, при этом радиальный
размер затрубного пространства составляет
‘0,25—0,35 м, а при диаметре трубопровода
3,5—6,0 м доходит до 0,4—0,5 м. Поперечные
сечения трубопроводов, забетонированных
.в подземных выработках, на прямых участках
трассы приведены на рис. 11.16,а—в.
В отечественной практике при проходке го-
ризонтальных и наклонных туннелей умерен-
ных размеров по условиям работ нередко при-
нимают корытообразный профиль сечения
с горизонтальным полом и вертикальными
стенами (рис. 11.16,а). При больших диамет-
рах трубопровода такой профиль является
неэкономичным, следует стремиться, чтобы
<форма туннеля максимально приближалась
к окружности, концентричной по отношению
к трубопроводу. В вертикальных и крутых на-
клонных шахтах форма выработки всегда со-
’ ^ответствует рис. 11.16,а, при этом зазор меж-
ду габаритом трубопровода (определяется
кольцами жесткости при их наличии) и габа-
ритом выработки (или временной крепи) во
:всяком случае не должен быть меньше 0,1 м.
В туннелях зазор между габаритами трубо-
провода и выработки (временной крепи) дол-
жен быть не менее 0,2 м, если по условиям
производства работ присутствие человека в за-
Рис. 11.16. Поперечные сечения затрубного простран-
ства.
трубном пространстве не требуется. В про-
тивном случае необходимо обеспечить мини-
мальное расстояние, м, от оболочки трубопро-
вода до габарита выработки:
В сводовой части туннеля .................. 0,8—1,0
По бокам и снизу при наличии горизонтального
лотка......................................... 0,5
То же при отсутствии горизонтального лотка	0,6
Кроме того, должен быть обеспечен сплош-
ной проход для человека вдоль затрубного
пространства. При профиле туннеля по
рис. 11.16,6, атакой проход |возможен.в нижних
углах выработки или в сводовой части тунне-
ля. Когда форма выработки соответствует
рис. 11.16;а, а также при развитых кольцах
жесткости требуется устройство специального
местного расширения туннеля.
На основе анализа различных форм по-
перечных сечений отечественных и зарубеж-
ных туннелей, в которых прокладывались на-
порные трубопроводы, заделанные в скальной
породе, и на основе опыта производства работ
по сооружению турбинных водоводов Нурек-
ской и Чарвакской ГЭС было предложено1
выполнять поперечное сечение выработки и
1 Илюшин В. Ф. Выбор величины затрубного про-
странства напорных трубопроводов в подземных вы-
работках.— Гидротехническое строительство, 1973, № 1,
с. 43—45.
219

I
располагать в ней стальной трубопровод, как
показано на рис. 11.16Д При такой конфигу-
рации зазор между оболочкой и скалой снизу
и по бокам принимается минимально необхо-
димым, а в верхней части обеспечивается при-
близительно постоянный размер по вертикали
между трубопроводом и породой, позволяю-
щий производить сварку монтажных кольце-
вых стыков оболочки снаружи в пределах
верхнего сектора с углом 120°; в потолочном
положении выполняют только подварку корня
шва. На остальной части окружности монтаж-
ную сварку производят изнутри на наружном
подкладном кольце.
Существует также предложение о выполне-
нии затрубного пространства на прямых уча-
стках трубопроводов по схеме, приведенной на
рис. 11.16,е. В местах расположения кольце-
вых монтажных-швов трубопровода должны
выполняться локальные уширения затрубного
пространства для работы с наружной стороны
оболочки. На остальных участках трубы рас-
стояние между габаритами трубопровода и
выработки принимается минимальным. Такое
решение дает экономию объема выработки, но
требует точной увязки горных работ с разбив-
кой монтажных стыков, что не всегда удается
сделать. Кроме того, устройство местных уши-
рений затрубного пространства плохо подда-
ется механизации и может замедлить проход-
ку туннеля.
Практически при зазоре около 0,5 м уже
возможно присутствие человека в затрубном
пространстве, если не для производства свар-
ки, то хотя бы для сборочных операций.
Все изложенное выше относится только
к прямым участкам трассы забетонированного
в скале трубопровода или к плавным закруг-
лениям с большим радиусом (7?^5Э). Для та-
ких узлов, как. колена, разветвления, отводы,,
места примыкания уравнительных резервуа-
ров, размеры выработки в каждом случае
определяют индивидуально на основе проекта;
производства монтажных работ. Обычно для
указанных узлов сооружают достаточно круп-
ные монтажные камеры, к которым иногда*
примыкают специальные монтажные штольни.
Примером механизации подачи и сборки
звеньев под сварку в туннеле с малым затруб-
ным пространством служит проект монтажа,
разработанный для Шамбской ГЭС [42]. Для
транспортировки по туннелю звеньев длиной 6
и диаметром 4 м разработана специальная са-
моходная тележка грузоподъемностью 30 т
(рис. 11.17). Звено поддерживается роликовы-
ми опорами, которые могут перемещаться
в трех плоскостях для регулировки положения
звена при стыковке. Сварку выполняют на под-
кладных полукольцах. Для точной подгонки
предусмотрен специальный портал с поворот-
ной стрелой, оборудованной гйдродомкра-
тами.
11.5.3.	ОБЕТОНИРОЗАНИЕ, ЦЕМЕНТАЦИЯ И ЗАДЕЛКА ОТВЕРСТИЙ
Для обетонирования заделанных в скале
трубопроводов используют [27] обычный пла-
стичный бетон с вибрированием и без вибри-
рования, «литой» бетон, применяют также раз-
дельное бетонирование затрубного пространст-
ва. Использование раздельного бетонирования
при строительстве турбинного трубопровода
Храмской ГЭС-2 оказалось неудачным, в ре-
зультате оболочка трубопровода во многих ме-
стах была повреждена. Аналогичные дефекты
наблюдались и на ряде французских трубо-
проводов— Эгль, Пеаж-дечВ'изиль и др., осо-
бенно при малых толщинах и отклонениях от
теоретической формы.
Рис. 11.17. Самоходный механизм для транспортирования и монтажа звеньев трубопровода в туннеле.
1—рама тележки; 2 — приводные колеса; 3 — противоугонные захваты; 4 — двигатели; 5—рамная конструкция; 6 — роликовые
опоры; 7 — нижнее подкладное ,кольцо; 8 — верхнее подкладное кольцо; 9— портал; 10 — гидравлические домкраты; II— гидро-
цилиндры натяжные; 12 — звенья трубопровода.
220

В последнее время на отечественных соору-
жениях широкое распространение при обето-
нировании трубопроводов в вертикальных и
наклонных штольнях получил «литой» бетон,
обеспечивающий хорошее заполнение затруб-
ного пространства и зачастую позволяющий
отказаться от заполнительной цементации, что
имеет большое значение для сохранения цело-
стности оболочки. При обетонировании трубо-
провода в туннеле следует учитывать, что пер-
вое звено, подлежащее ©бетонированию, мо-
жет всплыть. Поэтому его следует раскрепить,
например, установив распорки, упирающиеся
в потолок туннеля.
К первому звену предъявляют повышенные
требования по точности геометрии его попе-
речных сечений, так как его эллиптичность
оказывает влияние на. примыкающий участок.
После обетонирования смонтированных
участков трубопровода в них выполняют це-
ментационные работы. Наряду с иногда вы-
полняемой укрепительной цементацией породы
производят также заполнительную цемента-
цию зазоров и пустот между бетоном и поро-
дой. Кроме того, подлежат цементации зазоры
на контакте стальной оболочки с бетоном. Со-
гласно ВСН 03-74 проведение заполнительной
цементации является обязательным.
При строительстве большинства отечест-
венных гидротехнических туннелей со сталь-
ной оболочкой цементационные работы в ос-
новном выполняли изнутри водовода после
монтажа и обетонирования оболочки. С этой
целью в стальной оболочке предусматривали
отверстия диаметром 50—100 мм, через кото-
рые бурили скважины нормально к оболочке
и производили нагнетание цементного раство-
ра. Диаметр отверстия определялся диаметром
буровой штанги (на практике широко приме-
няют штанги диаметром 42 мм). Отверстия:
в оболочке делали заранее с определенным
шагом на основании осредненной геологии и'
с учетом требований СИ 238-73. Контроль ка-
чества цементационных работ производили пу-
тем опробования контрольных скважин, кото-
рые бурили через те же отверстия в. облицов-
ке, но под углом к рабочим скважинам.
После окончания цементационных работ-
отверстия заделывали водонепроницаемыми-
пробками. Если за облицовкой обнаружива-
лись локальные пустоты, то в этом месте свер-
лили отверстия меньшего диаметра (16—
20 мм), через которые закачивали цементный1
раствор.
Наиболее распространенные конструкции-
заделки отверстий показаны на рис. 11.18. Не-
достатком известных конструкций является то,,
что они не удовлетворяют в полной, мере всем
предъявляемым требованиям: при бетонирова-
нии затрубного пространства отверстие долж-
но быть закрыто съемной пробкой; при буре-
нии скважины и цементации отверстие должно-
быть защищено от механических повреждений
и попадания цементного раствора; перед свар-
кой пробка должна обеспечивать уплотнение
отверстия, чтобы препятствовать попаданию^
грунтовых вод в зону сварки. Глад-
кая пробка (рис. И. 18,а) не обеспечивает-
плотной заделки, поэтому при наличии грунто-
вых вод не удается выполнить качественный
шов.
Широко применяют резьбовое соединение
пробки с облицовкой н 'последующую обварку
стыка, но недостатком этого решения является
сложность образования таких отверстий непо-
средственно в толстолистовой облицовке. По-
этому резьбовое отверстие обычно выполняют-
Рис. 11.18. Конструкции пробок отверстий для цементации.
а. <5— гладкие пробки; б, в, г — резьбовые пробки.
22Ь

•в приварной или вварной гайке, при этом от-
верстие в самой облицовке может быть обра-
зовано без применения механической обработ-
ки. Резьбовую пробку .вворачивают перед
•обетонированием, на время производства це-
ментационных работ пробку снимают, а в от-
верстие устанавливают предохранительный
патрубок. При окончательной установке проб-
ки соединение уплотняют, например, льняной
навивкой на краске или прокладкой, чтобы
защитить зону сварки от грунтовых вод. Одна-
ко при бурении цементационных скважин
резьба серьезно повреждается из-за биений
^бурового инструмента, а при цементации заби-
вается цементным раствором. Поэтому не
всегда удается .завернуть пробку достаточно
плотно, и тогда профильтровавшаяся грунто-
вая вода не позволяет надежно ее заварить.
Кроме того, одностороннее сварное соедине-
ние, толщина которого существенно меньше
толщины пробки, отличается малой трещино-
стойкостью при работе облицовки под на-
пором.
 Для защиты зоны сварки от попадания це-
ментного раствора и подземных вод разрабо-
тана специальная технологическая оснастка
(рис. 11.19), состоящая из патрубка /, прива-
ренного к оболочке. Перед цементацией за-
трубного пространства патрубок закрыт крыш-
кой 2, которая легко может быть пробита, бу-
ровым инструментом. При бетонировании
облицовки крышка препятствует попаданию
«бетона внутрь патрубка. После окончания це-
Рис. 11.19. Оснастка для заделки отверстий в оболочке,
•а — состояние при бетонировании; б — состояние после цемен-
тации.
•222
ментационных работ в патрубке устанавлива-
ют тампон <3, состоящий из набора резиновых
колец и металлических шайб, скрепленных
осью и гайкой, который препятствует проник-
новению подземных вод в зону сварки пробки.
Разжим уплотнительных колец осуществляют
путем затягивания гайки. Пробка 4 имеет раз-
делку под сварку, обеспечивающую провар на
всю толщину пробки; последнюю назначают
минимально допустимой по условиям корро-
зии. Патрубок заглублен относительно вну-
тренней поверхности оболочки на толщину
пробки и при сварке выполняет роль подклад-
ного кольца. Применение тонкой пробки со
сварным соединением на всю толщину обеспе-
чивает наибольшую трещиностойкость по срав-
нению с известными решениями, что под-
тверждено теоретически на основе рассмотре-
ния плоской задачи теории упругости и экспе-
риментальными исследованиями, выполненны-
ми в СКВ «Мосгидросталь» 1.
Обращает на себя внимание тесная связь
конструкции трубопровода, заделываемого
в горной выработке, не только с технологией
его монтажа, но также с технологией произ-
водства горных, бетонных и буро-цемента-
ционных работ. Учитывая такую взаимосвязь,
предложено использовать пути под механиз-
мы, с помощью которых ведут проходку на-
клонных туннелей, для последующей подачи
монтируемых звеньев полиспастами2. При
этом требуется повысить точность установки
путей под механизмы, однако в целом это бы-
ло бы экономически оправдано.
Для безопасного ведения работ по монта-
жу, сварке стальных звеньев, цементации
и т. п. в наклонных туннелях и совмещения
этих работ на смежных участках разработан
универсальный комплекс, состоящий из само-
ходных тележек и несущих трапов3. Эта осна-
стка внедрена на строительстве Нурекской и
Ингурской ГЭС, что позволило сократить про-
должительность ведения работ и снизить их
стоимость.
11.6. ПРЕДПУСКОВЫЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ••
ИСПЫТАНИЯ ТРУБОПРОВОДОВ
Гидравлические испытания смонтирован-
ных трубопроводов в разных странах проводят
1	Гуртовник Ф. И., Егоров А. В., Николаев Б. А.,
Шор А. М. Проведение цементационных работ в тун-
нелях со стальной облицовкой. — Экспресс-информация.
Строительство гидроэлектростанций и монтаж обору-
дования. Информэнерго, 1980, № 7, с. 1—8.
2	Николаев Б. А. Монтаж наклонных участков тур-
бинных водоводов Нурекской и Ингурской ГЭС. —
Экспресс-информация. Строительство гидроэлектростан-
ций и монтаж оборудования. Информэнерго, 1978,
№8, с. 7—10.
3	А. с. 626185 (СССР). Устройство для производ-
ства работ в наклонных туннелях/ Б. А. Николаев,
Р. Н. Шатилов, В. С. Кубышкин и др.— Опубл, в Б. И.,
1978, № 36.

различно. В СССР, а также в США нормами
предусмотрены испытания смонтированного
трубопровода повышенным гидростатическим
давлением. В некоторых европейских странах
после монтажа на месте установки обычно
испытывают только фасонные части трубопро-
водов, прямые габаритные звенья подвергают
гидравлическим испытаниям в заводских
условиях.
В прошлом испытания смонтированных трубопрово-
дов повышенным давлением перед сдачей в эксплуата-
цию требовались для проверки клепаных стальных на-
порных труб, поскольку гидравлическая проба явля-
лась в то время почти единственным надежным сред-
ством контроля прочности и особенно плотности кле-
паных соединений. <В настоящее время заводы и мон-
тажные организации имеют эффективные средства фи-
зического контроля качества стальных листов и их
сварных соединений: ультразвуковые дефектоскопы, пе-
редвижные рентгеноскопические установки, радиоактив-
ные изотопы (кобальт-60, цезий-137 и др.) для гамма-
графирования. Эти средства позволяют «увидеть» внут-
реннее состояние металла и не только обнаружить на-
личие того или иного дефекта, но даже определить его
размеры, положение в плане и по глубине. Плотность
сварных соединений может быть также проверена керо-
синовой пробой на непроницаемость или аналогичным
методом цветного контроля (гл. 12). Поэтому некото-
рые специалисты считают возможным отказаться в этих
условиях от предпусковых гидравлических испытаний
трубопроводов. В защиту такой точки зрения приводят
следующие соображения.
Трасса напорных трубопроводов гидроэлектриче-
•ских и насосных станций обычно имеет большой пере-
шад между началом и концом трубопровода, а линия
расчетных напоров имеет наклон обратного направле-
ния по отношению к оси трубопровода. Поэтому, даже
разбивая трубопровод на несколько участков со сту-
пенчатым изменением испытательного давления, при
.гидростатических испытаниях не удается получить оди-
наковый запас испытательного давления над расчетным
.для разных сечений трубопровода. Обычно в начале
трубопровода давление при испытаниях раса суще-
ственно (в 1,5 раза и более) превышает расчетное, при
этом напряжения в оболочке _ близки к стали;
щ-конце трубопровода испытательное давление 'оказы-
вается больше расчетного лишь на 15%’’. Таким обра-
зом,' нижний участок турбинного трубопровода, рабо-
тающий в менее благоприятных условиях и являющий-
ся наиболее ответственным (выше скорости течения,
•больше динамическая составляющая расчетного давле-
ния, более толстая оболочка и связанная с этим по-
вышенная вероятность внутренних дефектов в металле,
расположение вблизи здания станции), при испытаниях
проверяют с меньшей надежностью." Кроме того, уве-
личение количества участков сильно усложняет прове-
дение гидравлических испытаний.
Для котлов, сосудов и _ аппаратов, где предусмот-
рено иатытание статическим давлением, превышающим
расчетное на 25%, внугрепнее*давление является глав-
:нои и, по существу, единственной нагрузкой, в то время
как в трубопроводах помимо внутреннего давления
действуют значительные продольные и поперечные на-
грузки. Для некоторых конструкций (например, нераз-
резных трубопроводов, низконапорных трубопроводов
•с большими пролетами между промежуточными опо-
рами) эти последние могут играть не меньшую роль,
чем внутреннее давление воды. При гидравлических
^испытаниях внутреннее давление превышает расчетное
значение, а поперечные нагрузки обычно равны расчет-
ным. Осевые силы при испытаниях обычно мало соот-
ветствуют расчетному случаю для эксплуатационных
условий. Таким образом, условия работы элементов
конструкции трубопровода при проведении гидравличе-
ских испытаний неизбежно в той или иной степени ис-
кажаются.
Тем не менее в отечественной практике и в практи-
ке ряда зарубежных стран принято обязательно испы-
тывать полностью смонтированные свободно лежащие
и засыпанные (последние —- до засыпки) трубопроводы
повышенным гидростатическим давлением. Такие испы-
тания позволяют проверить плотность сварных соеди-
нений оболочки и уплотняющих устройств лазов, ком-
пенсаторов и т. д. В [90] отмечается, что гиправличе-
скче испытания служат не для контроля' прочноста_кон-
струкции или “проверки расчета, а позволяют лишь
провёрить плотность и найти случайные дефекты, не
обнаруженные 7 нёразрушающими методами контроля.
Поскольку главной целью гидравлических испытаний
является проверка плотности, некоторые специалисты
считают возможным ограничиться при испытаниях рас-
четным значением внутреннего давления, полагая при
этом, что повышение давления против максимального
значения может даже оказаться вредным, так как при-
ведет к раскрытию и развитию имеющихся в стали
внутренних микротрещин. С другой стороны опрессовка
сварной конструкции^стального трубопровода цодышен.-
НБГм статическим давлением считается ^благоприятной,
так Как при этом’происходит перераспределение напря-
жений в сварных швах и упрочнение металла, осо-
бенно в зонах действия остаточных сварочных напря-
жений [45] и местных изгибных напряженийТу элемен-
тов жесткости.
Согласно нормам и правилам проектирова-
ния и сооружения стальных трубопроводов
все свободно лежащие трубопроводы по окон-
чании монтажа подлежат обязательным гид-
равлическим испытаниям давлением, превы-
шающим расчетное на 20—25%. У наклонных
трубопроводов давление при испытаниях у
нижнего конца (или у каждой низовой .за-
глушки при многоступенчатой схеме испыта-
ний) должно превышать расчетное не менее
чем на 15%. При этом в любом сечении испы-
тываемого- трубопровода напряжения не
доллшы'прёвышатЕгр'а'счгетного сопротивления;
принятого для особых сочетаний с коэффици-
ентдкгна’дежностй’£7=4707
Испытаниям (до засыпки и обетонирова-
ния) подлежат также засыпные трубопроводы
и проложенные в бетоне с упругими изолиру-
ющими прокладками типа войлочно-битумных.
Для трубопроводов, заделываемых в подзем-
ных выработках или бетонных массивах,
СНИП III-18-75 разрешает в ряде случаев не
проводить гидравлических испытаний при ус-
ловии 100%-ного ультразвукового контроля
всех сварных соединений оболочки.
Отсутствие единого подхода к вопросу о
гидравлических испытаниях заделанных тру-
бопроводов привело к тому, что на различных
объектах этот вопрос решали по-разному.
Например, на Чарвакской и Шамбской ГЭС
предпусковых испытаний турбинных трубопро-
водов не было, а на Нурекской и Ингурской
ГЭС такие испытания проводили. Практика
свидетельствует, что гидравлические испыта-
ния являются наиболее достоверным и надеж-
ным способом проверки качества работ по
223

всему трубопроводу при его приемке. Так, на
одной из гидроэлектростанций, где испытания
не проводили, сразу после пуска в эксплуата-
цию произошел разрыв трубопровода, выз-
ванный дефектами в сварном шве. Поскольку
эксплуатацию гидроэлектростанций часто на-
чинают при неполном напоре, имеющиеся в
заделанном трубопроводе дефекты могут быть
сначала не обнаружены, но с ростом напора
увеличение протечек угрожает водонасыщени-
ем бетонного массива сооружения или поро-
ды, которое может повлечь за собой ополза-
ние склона. Устранение серьезных дефектов,
обнаруженных в трубопроводе в процессе экс-
плуатации, весьма затруднительно и требует
остановки гидроагрегатов. Поэтому проведе-
ние предпусковых гидравлических испытаний
заделанных стальных трубопроводов пред-
ставляется нам совершенно необходимым,
особенно для трубопроводов, заделанных в
горной породе, у которых в оболочке имеется
много цементационных отверстий с вварными
пробками, установка которых ведется в слож-
ной обстановке и в условиях предпускового
дефицита времени. Опыт проведения гидра-
влических испытаний турбинных водоводов
Нурекской ГЭС [77] убедительно показал,
что дефекты типа трещин в сварных швах
легко могут быть обнаружены при осмотре
внутренней поверхности забетонированного в
туннеле трубопровода сразу после его опорож-
нения. При поддержании испытательного
давления в трубопроводе в течение 1 ч или бо-
лее вода через неплотности в оболочке прони-
кает в затрубное пространство, и там создает-
ся высокое давление. После опорожнения тру-
бопровода в местах имеющихся дефектов на-
блюдаются протечки, направленные внутрь —
результат выхода воды под давлением из за-
трубного пространства.
Не рекомендуется повышать испытательное
давление для заделанных трубопроводов
сверх расчетного, так как при этом сильно
перенапрягается окружающий массив (бетон,
скала), в нем развиваются трещины, пласти-
ческие деформации, что нежелательно. Анало-
гичный подход к испытаниям заделанных тру-
бопроводов принят в ряде европейских стран.
Например, заделанный в наклонном туннеле
высоконапорный трубопровод ГЭС Копс
(Австрия) испытывали давлением, равным
максимальному статическому при эксплуата-
ции1.
Проект и программу гидравлических испы-
таний стального трубопровода составляют од-
новременно с разработкой конструкции трубо-
провода. В табл. 11.3 приведены затраты тру-
1 Luger Н. Druckschachtpanzerung und Verteillei-
tung des Kopswerks. — Osterreichische Zeitschrift fur
Elektrizitatswirtschaft, 1970, Bd 23, № 7, S. 388—394.
224
Таблица 11.$
Затргты труда при гидравлических испытаниях
.турбинных трубопроводов, чел-дни
Участки трубопровода	Диаметры трубопроводов, м			
	3,2—4.4	4,5—6,5	7,0—8,5	[ 9,0—11
Прямые участки и коле- на длиной, м: 100	305	565	824	1084
400	442	819	—.	—-
700	597	—-	•—			
Развилки	424	779	1145	1505
да, связанные с проведением предпусковых
испытаний негабаритных турбинных трубо-
проводов ГЭС [41]. Как 'видно, эпи трудоза-
траты достаточно велики.
Важное значение в предпусковых условиях
имеет также продолжительность испытаний.
Поэтому во всех случаях следует стремиться
к наиболее простой и экономичной . односту-
пенчатой схеме испытаний '.(рис; 11,20,а) без;
установки промежуточных заглушек.
Если при одноступенчатой схеме напор,у
нижнего конца трубопровода получается мень-
ше 1,15р, приходится увеличивать количеству
ступеней статического давления (рис. 11.20,6).
При многоступенчатой схеме испытание ведет-
ся в такой последовательности, чтобы снача-

Линия дабления при гидравлических испь^аниях
Верхняя
заглушка
$
Нижняя
загл ушка
То жеН ступени
—*7 .
ЗадВижка
Сбросной трубой,
а)
Линия давления при гидравлических испытаниях
ЦТ ступени
То же! ступени
Заглушки
ft S
ft *
ц
ft £
5 *

План
Затборы (нижние заглушки)
^Сбросной трубопровод
Рис. 11.20. Схема напоров при гидравлическом испы-
тании трубопровода.
а — одноступенчатая схема; б— многоступенчатая схема.

.ла весь трубопровод был испытан давлением
I ступени, затем все участки, кроме первого,—
давлением II ступени и т. д. до последнего
участка с самым высоким давлением. При
этом промежуточные заглушки разгружаются
противодавлением воды, заполняющей выше-
лежащую часть трубопровода.
Принцип разгрузки заглушек противодав-
лением по предложению В. Ф. Рахманова был
использован при испытаниях трубопроводов
на Нурекской [83]' и Ингурской ГЭС, где
применили спаренные заглушки, установлен-
ные непосредственно одна за другой. При ис-
пытаниях в полости между заглушками под-
держивают давление, равное примерно 0,5
Рпсп, таким образом, каждая из заглушек вос-
принимает только половину нагрузки. Для
поддержания нужного давления между за-
глушками можно использовать отдельный на-
сос с ограничительным клапаном или диф-
ференциальный клапан, встроенный в первую
заглушку, а в некоторых случаях — заполнен-
ный водой стояк, выведенный на необходи-
мую отметку. В общем случае количество та-
ких последовательно стоящих заглушек п3
может быть более двух с соответствующим
делением напора на п3.
Такое решение даже при очень высоких
напорах (на Ингурской ГЭС у концевых уча-
стков' трубопровода Яисп около 700 м) и ;боль-
ших диаметрах позволяет выполнить заглуш-
ки из металла умеренных толщин и облегчить
монтажную сварку при их установке.
В проекте гидравлических испытаний при
большом объеме испытываемого участка не
следует упускать из виду вопросы, связанные
с отводом воды в случае повреждения трубо-
провода во время испытаний. При проектиро-
вании заглушек для испытаний по многосту-
пенчатой схеме следует учитывать, что в слу-
чае разрыва трубопровода, например, на кон-
цевом участке во время испытаний давлением
III ступени (рис. 11.20,6) заглушка на грани-
це II и III участков получит обратную нагруз-
ку противодавлением воды, заполняющей тру-
бопровод. Поэтому требуется проверить проч-
ность и-устойчивость заглушки при этой на-
грузке во избежание ее разрушения, которое
опасно тем, что в машинный зал поступит
вся вода, находящаяся в трубопроводе.
При наличии на трубопроводе затворов
желательно использовать их при испытаниях
вместо заглушек, однако на практике_ это
удается не всегда вследствие протечек через
уплотнения.
Для обеспечения нормальных условий на-
полнения и опорожнения трубопровода при ис-
пытаниях около всех верховых заглушек
должны устанавливаться устройства для
впуска и выпуска воздуха, а в нижней части
трубопровода — сливная труба с задвижкой.
Питание трубопровода водой при испыта-
ниях осуществляется из водоема, обеспечива-
ющего необходимый объем воды. При распо-
ложении водоема выше трубопровода запол-
нение можно производить самотеком, а при
расположении его на низких отметках — с
помощью низконапорного насоса с большой
подачей. У крупнейших трубопроводов гидро-
электростанций, таких как Нурекская и Ин-
гурская, объем воды, используемый при испы-
таниях, составляет 18—45 тыс. м3, при. этом
процесс заполнения трубопровода занимает от
нескольких часов до нескольких суток. Во из-
бежание скачков давления рекомендуется ис-
пользовать для опрессовки центробежные на-
сосы.
Выбор подачи насоса определяется упру-
гим объемом воды и протечками через уплот-
нения и различные неплотности.
Упругий объем получается вследствие
сжимаемости воды (модуль объемной упру-
гости <е~2000 МПа) и растяжения стенок тру-
бопровода. Для открытого трубопровода
упругий объем ориентировочно можно подсчи-
тать по формуле AV=VH(R/6-]-5Q) 10-7, для
заделанного трубопровода	AV=V(1 +
+0,00577) 10-3 [V — объем трубопровода, м3;
Н — разность между напором при испытании
и гидростатическим напором при заполнении
трубопровода, т. е. напор, создаваемый насо-
сом, м; R/6 — отношение радиуса оболочки к
толщине стенки (среднее для трубопровода)].
Согласно СНиП .111-18-75 скор-0сть_..подъ-
ема давления при испытании не должна...пре-
вышать 0,Г~МГГа/мин. Тогда подача опрессо-
вочного насоса, м3/ч, Q = 600A Vk^fH, где
&Ф — коэффициент учета фильтрации. Для
заделанных трубопроводов с большим коли-
чеством отверстий для цементации рекоменду-
ется принимать ^ф^2.
Размеры трубопроводов для заполнения и
опрессовкйПГазначают из условия, чтобы ско-
рость воды не превышала 2 м/с. Тогда диа-
метр трубопровода в. сантиметрах можно при-
ближенно определить по формуле
где Q — подача насоса, м3/ч.
Схема подключения насоса к трубопрово- .
ду для создания испытательного давления
должна предусматривать возможность дрос-
селирования для предотвращения повышения
давления в трубопроводе по сравнению с
предусмотренным проектом испытаний
(рис. 11.21).
Испытания следует проводить при положи-
тельной температуре наружного воздуха, обес-
печивающей отсутствие оледенения внутрен-
ней поверхности оболочки. Образование ледя-
ной корки мешает выявить неплотности в
225

Рис. 11.21. Принципиальная схема подключения насоса
при испытании трубопровода.
/ — трубопровод; 2 — заглушка; 3 — центробежный насос; 4 —
манометр; 5 — дросселирующие задвижки.
сварных швах, если они имеются. Кроме того,
при последующем потеплении или в результа-
те обстукивания швов куски льда отрываются
от стенки и в дальнейшем при динамических
испытаниях они могут забить направляющий
аппарат или сопла турбины и вызвать аварию.
Выбор необходимого оборудования, орга-
низация испытательных постов и проведение
испытаний высоконапорных трубопроводов
ГЭС описаны в [45]. В качестве примера на
рис. 11.22 приведена схема оборудования
заглушки при гидравлических испытаниях.
В общем случае гидравлические испытания
состоят из следующих операций:
а)	укрупнительная сборка и монтаж за-
глушек;
б)	монтаж испытательного оборудования
и средств связи;
в)	осмотр трубопровода и наполнение его
водой;.
г)	первое гидравлическое испытание с. вы-
. явлением дефектных .мест-;-
‘ д) опорожнение трубопровода;
е)	устранение дефектов;
ж)	.повторное наполнение и опрессовка с
последующим осмотром трубопровода -и фик-
сированием дефектных мест;
з)	сливав оды и у стр ан ение ..дефектов, о б -
наруженных при опрессовке;
Рис. 11.22. Схема обо-
рудования заглушки
при гидравлическом
испытании трубопро-
вода.
1 —> вентиль для выпуска
воздуха; 2 — манометр;
3 — звено трубопровода;
4 —• дросселирующее от-
верстие; -5 — заглушка.
и)	наполнение и окончатсльная.одрес-
совка;
к)	.01!орожч1едие1рубгшрон£хда__и_.даключи--
тельный осмотр;
.т) демонтаж заглушек, испытательного-
оборудования и приборов;
Гидравлические испытания напорных тру-
бопроводов должны проводиться с соблюде-
нием правил' техники безопасности. Макси-
мал мое испытательное-давление каждой сту-
пени выдерживается не менее 5 мин, после-
чего его рекомендуется несколько снизить в
целях безопасности (на 5—10%) и в таком
состоянии проводить осмотр трубопровода.
Сброс давления .и опорожнение производят
"только после окончания ... осмотра, но во вся,-
ком 'случае не ранее 1 ч с момента достиже-
ния максимального давления.
Для проведения испытаний создается 'ко-
миссия из представителей заказчика, генпод-
рядчика, монтажной организации, генпроекти-
ровщика и организации, разработавшей про-
ект трубопровода.
На объекте организуют ’командный, и на-
блюдательный пункты, между -которыми долж-
на быть обеспечена телефонная связь. Перед
проведением испытаний комиссия должна ос-
мотреть внутреннюю и наружную поверхности
трубопровода, убедиться .в его полной готов-
ности и дать разрешение на заполнение.
Показания манометров записывают в жур-
нал испытаний на всех этапах испытания.
При опрессовке рекомендуется ежеминутно
записывать показания манометров для воз-
можности построения графика испытаний. Ес-
ли .во время испытаний или опрессовки внутри
трубопровода слышны удары или происходит
^р.езки^паденте;да]жпи^	долж-
но_быть прекращено и установлена причина
.этих явлений.
Результаты испытаний оформляются ак-
том комиссии, -в котором дается заключение о
соответствии проведенных испытаний прог-
рамме и о состоянии трубопровода после вы-
полнения испытаний.
Поскольку гидравлические испытания
крупных напорных трубопроводов представля-
ют собой ответственную заключительную
производственную операцию, к ним следует
тщательно и заблаговременно готовиться.
Особой проверке подлежат насосы, контроль-
ные манометры и другое оборудование, ис-
пользуемое при испытаниях. Только таким об-
разом можно гарантировать выполнение в
• полном объеме программы испытаний и завер-
шение их в кратчайшие сроки. Последнее име-
ет особое значение в период, непосредственно
предшествующий пуску станции в эксплуата-
цию.
226

ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ ЭКСПЛУАТАЦИИ ТРУБОПРОВОДОВ
12.1.	ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ТЕХНИЧЕСКОГО
ОБСЛУЖИВАНИЯ
Стальные напорные трубопроводы относят-
ся к основным сооружениям гидроэлектро-
станций, поэтому эксплуатация их самым тес-
ным образом связана с эксплуатацией гидро-
электростанций. В основу эксплуатации тру-
бопроводов должны быть положены общие
для всех гидротехнических сооружений элек-
тростанций принципы [86].
1.	Обеспечение бесперебойной
работы гидроэлектростанции с ма-
ксимальным энергетическим эф-
фектом. Для выполнения этого условия не-
обходимо, чтобы деривационные и турбинные
трубопроводы и установленное на них обору-
дование всегда находились в исправном со-
стоянии и потери напора в трубопроводах бы-
ли минимальными. Необходимо также иметь
средства для успешной борьбы с возможными
затруднениями при появлении в деривации
льда, шуги или наносов. Уравнительный резер-
вуар должен быть готов к работе при любых
возможных уровнях воды в верхнем бьефе
гидроузла. Для повышения эффективности ра-
боты ГЭС следует бороться с потерями воды
из трубопровода на фильтрацию через неплот-
ности -в компенсаторах, затворах, лазах и др.
2.	Безопасность сооружений. Для
сохранности как самого трубопровода, так и
других сооружений гидроузла нагрузки и воз-
действия на трубопровод при всех эксплуата-
ционных режимах не должны превышать пре-
делов, установленных при его проектировании
или в результате последующих натурных ис-
следований. Трубопровод должен находиться
под наблюдением для своевременного устра-
нения всех обнаруженных дефектов. Наиболее
напряженные и тяжелые моменты эксплуата-
ции (паводок, зимняя работа) требуют специ-
альной подготовки к ним. Приборы защиты
ГЭС (§ 10.7) должны быть заранее налажены.
3.	Экономичность эксплуатации.
Это требование обеспечивается бережным от-
ношением к конструкциям и оборудованию
трубопровода, предохранением их от быстрого
износа, профилактическими мероприятиями
и т. д. При таких условиях эксплуатация воз-
можна с минимальным штатом обслуживаю-
щего персонала и минимальными затратами
материалов и средств без снижения надежно-
сти работы.
Важнейшим условием бесперебойной рабо-,
ты трубопровода и установленного на нем
15*
оборудования является технически грамотная;
эксплуатация, основанная на ясном представ-
лении у обслуживающего персонала электро-
станции особенностей конструкций и* оборудо-
вания и строгом выполнении правил техниче-
ской эксплуатации, правил техники безопасно-
сти, производственных инструкций.
Исправность и готовность к работе трубо-
провода с установленными на нем механиче-
скими устройствами обеспечивают своевремен-
ным выполнением планово-предупредительных,
и капитальных ремонтов, а также соответству-
ющей подготовкой персонала. Для определе-
ния объема ремонтов трубопровод следует
периодически осматривать и проверять соглас-
но утвержденному графику. Периодичность
контроля устанавливают на основе данных о-
конструкции трубопровода и его оборудова-
ния, об интенсивности и условиях его работы,,
о скорости износа и коррозии.
Содержание и периодичность контрольных
мероприятий указывают в местной производ-
ственной инструкции, составленной на основе
правил технической эксплуатации электро-
станций и сетей, заводских инструкций с уче-
том местных условий, решений пусковых и
наладочных комиссий.
Различают следующие виды контрольных,
мероприятий: визуальные освидетельствова-
ния, инструментальные обследования, иссле-
дования, специальные исследования.
Визуальные освидетельствова-
ния — периодические осмотры оборудования
с применением простейших инструментов.
Результаты осмотра в виде актов с таблица-
ми и эскизами заносят в специальный журнал.
Инструментальные обследова-
ния проводят с использованием специальных,
инструментов и приборов для выявления фак-
тического состояния наиболее уязвимых эле-
ментов и узлов конструкций и механизмов.
Проверяют степень износа элементов, качест-
во контакта сопряженных деталей, состояние
рабочих поверхностей, значения посадочных
зазоров и люфтов, степень затяжки болтовых
соединений, устанавливают значения переко-
сов, искривлений, деформаций, осадок и про-
чих отклонений от проектного положения.
Проверяют качество масла в гидросистемах.
К инструментальным обследованиям отно-
сят и геодезические наблюдения за осадками
и перекосами опор трубопровода.
Инструментальные обследования, как пра-
вило, включают в себя и визуальное освиде-
тельствование и служат основой для состав-
227'

•ления дефектной ведомости и смет на ремонт
трубопровода, а также сигналом для проведе-
ния общих или специальных исследований.
Исследования (испытания) состо-
ят из серии инструментальных наблюдений,
связанных между собой определенной про-
граммой. Исследования планируют заблаго-
временно, включают в график работ и прово-
дят силами эксплуатационного персонала
электростанции, при необходимости с привле-
чением научно-исследовательской или проект-
ной организации.
Специальные исследования отли-
чаются более узкой направленностью при
большей глубине, а также применением более
точной и сложной аппаратуры. Выполняют
специальные исследования только в особо от-
ветственных случаях и, как правило, специа-
лизированными организациями.
Наблюдениям и контролю должны подвер-
гаться оболочка трубопровода, опорные коль-
ца, опорные устройства, уплотняющие устрой-
ства лазов, компенсаторы, приборы защиты,
устройства для впуска и выпуска воздуха,
прочая арматура и затворы.
При визуальных освидетельствованиях ме-
таллоконструкций рекомендуется использо-
вать измерительные лупы с ценой деления
0,1 мм, а для проверки заклепочных соедине-
ний— молотки массой 0,5—1,0 кг.
Для выявления микротрещин, визуальное
обнаружение которых невозможно, рекомен-
дуются керосиновая , проба, метод цветного
контроля (усовершенствованная керосиновая
проба) или люминесцентный метод контроля,
а для выявления внутренних пороков — ульт-
развуковая дефектоскопия.
Цветной метод контроля, как и кероси-
.новая проба, основан на способности красящей жидко-
сти проникать в полость трещины и последующем из-
влечении красящего состава из трещины на поверхность
-изделия при помощи адсорбирующих покрытий.
Состав красящей жидкости: керосин 65%; масло
трансформаторное 30%; скипидар 5%; краситель «Су-
дан» 5—6 г на 1 л смеси.
Проявляющий состав: вода 50%; спирт техниче-
ский 50%; каолин 200 г на 1 л смеси.
Красящий состав наносят кистью на очищенную
поверхность металла, через 10—15 мин смывают водой,
затем металл покрывают проявляющим составом..
При использовании приведенных составов после
высыхания проявляющего покрытия в местах распо-
ложения трещин - появляются ярко-красные линии на
белом фоне. Цветной контроль позволяет уверенно об-
наружить трещины с раскрытием 0,1—0,2 мм.
Люминесцентный метод основан на тех
же свойствах капиллярности, но вместо красителя
в проникающую жидкость вводятся люминесцирующее
вещество — люминофор.
Рекомендуется следующий состав жидкости: керо-
син 50%; масло трансформаторное 25%; бензин 25%;
дефектоль зелено-золотистый 0,25 г на 1 л смеси.
Технология люминесцентного контроля аналогична
цветному контролю. После смыва люминесцентного со-
става водой поверхность металла сушится, затем на
просушенную, но еще немного влажную поверхность
328
Рис. 12.1. Разборная тележка для освидетельствования
и ремонта трубопроводов.
1 — платформа; 2 — тяговая лебедка с электроприводом; 3 —
стрела; 4 — винтовой механизм; 5 — отвесная люлька.
пульверизатором, тонким слоем наносят адсорбирующий
порошок (тальк, зубной порошок), остатки которого,
не впитавшиеся в люминесцирующий состав, через
5—7 мин сдувают с поверхности. Подготовленную та-
ким образом поверхность облучают с помощью пере-
носного аппарата ультрафиолетовыми лучами, которые
заставляют люминофор ярко светиться, четко выявляя
размеры и направление трещин с раскрытием 0,01 мм
и более. Этот метод контроля, как более сложный и
требующий применения специального оборудования, ре-
комендуется использовать только в особых случаях при
проведении исследований.
При ультразвуковом методе контроля
также используют специальную аппаратуру. Дефекто-
скоп состоит из генератора ультразвуковых колебаний
с пьезокерамическим преобразователем, приемника от-
раженных колебаний и осциллоскопа. Прибор обнару-
живает в металле внутренние дефекты площадью свы-
ше 1 мм2, расположенные на глубине от 1 до 100 мм.
«Прозвучмвание» металла производят путем непрерыв-
ного перемещения по его поверхности искательной го-
ловки дефектоскопа. Для улучшения акустического
контакта поверхность должна быть очищена от грязи,
ржавчины и краски и смазана машинным маслом. Де-
фект выявляют по появлению эхосигналов на экране
осциллоскопа или по вспышке лампочки-индикатора.
Прибор позволяет установить глубину залегания де-
фекта и его очертания в плане.
Освидетельствование внутрен-
ней поверхности трубопровода
обычно сопряжено с известными трудностями.
Практически только на прямолинейных участ-
ках трубопроводов с малыми уклонами при

A-A
Рис. 12.2. Оборудование для осмотра и ремонта горизонтального участка трубопровода (проект).
/ — ступенчатая платформа грузоподъемностью 0,63 т; 2 — буксирная лебедка на колесах; 3 — тяговый канат; 4— смотровая каме-
ра; 5 — люк; 6 — кран мостовой; 7 — разборная лестница.
диаметрах 1,5—2,5 м возможно обследование
внутренней поверхности без применения спе-
циального оборудования, В остальных случа-
ях освидетельствование и ремонт внутренней
поверхности трубопровода требует использо-
вания специальных устройств: тележек, лю-
лек, платформ, передвижных подмостей. Так,
для внутреннего осмотра и ремонта наклон-
ных турбинных трубопроводов ГЭС применяют
разборную тележку (рис. 12.1), работающую
в комплексе со специальным козловым краном.
Части тележки транспортируют краном из
хранилища и через люки диаметром 2100 мм
подают в трубопровод, где производят их
сборку. При работе тележки внутри трубопро-
вода кабельные механизмы, установленные на
кране, обеспечивают питание электроэнергией
и телефонную связь.
На тележке может быть ^установлен сва-
рочный трансформатор или компрессор для
обеспечения ремонтных работ. Стрела и ее
винтовой механизм рассчитаны на подъем
двух рабочих с инструментом (не более
250 кг), общая грузоподъемность тележки
500 кг.
Для забетонированных в горной выработ-
ке стальных трубопроводов, имеющих диамет-
ры 4—10 м и сложную разветвленную схему,
включающую горизонтальные, наклонные и
вертикальные участки, колена, подключения
промежуточных подводящих водоводов и про-
странственные развилки, приходится разраба-
тывать проекты специального оборудования
для осмотра и ремонта внутренней поверхно-
сти водоводов, представляющего собой целый
комплекс устройств и приспособлений.
Для хранения оборудования предусмат-
ривают специальные смотровые камеры, обо-
рудованные мостовыми кранами и соединен-
ные с пространством трубопровода люками
с герметическими крышками. На рис. 12.2 по-
казана смотровая камера и ступенчатая плат-
форма массой 2 т, состоящая из трех секций
и разборноц опорно-ходовой рамы. Переме-
229

щение платформы осуществляют буксирной
лебедкой на колесном ходу. Платформа обес-
печивает доступ к любой точке трубопровода
и создает удобные условия для одновремен-
ной работы семи человек при ремонте.
Обслуживание сальниковых компенсато-
ров, лазов, фланцев и т. п. заключается в пе-
риодических осмотрах и подтягивании болтов
по мере релаксации резины и появления про-
течек, а также в замене уплотняющих наби-
вок и прокладок при их повреждении или
старении.
12.2.	ЗАЩИТА СТАЛЬНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ
ОТ КОРРОЗИИ
Защита конструкций стальных трубопро-
водов от коррозии является важнейшей зада-
чей их эксплуатации.
Защита от коррозии наружной
поверхности свободно лежащих трубо-
проводов производится обычными способами,
предусмотренными для стальных конструк-
ций, постоянно находящихся на открытом воз-
духе и подверженных атмосферным воздей-
ствиям.
Основным способом защиты являются ла-
кокрасочные покрытия. Применяют главным
образом перхлорвиниловые покрытия, обес-
печивающие защиту стали от коррозии на
срок 6—10 лет. Хорошая адгезия покрытия
возможна только при условии тщательной
очистки и обезжиривания поверхности конст-
рукции перед нанесением грунта. Для наруж-
ной поверхности трубопровода рекомендуется
пескоструйная очистка сухим песком, однако
при работе с ним необходимо соблюдать
правила производственной санитарии.
Нередко по соображениям технической
эстетики и для уменьшения солнечного на-
грева поверхности трубопровода к покрытию
предъявляется дополнительное требование в
отношении цвета. В таких случаях в верх-
ний слой покрытия может быть введен соот-
ветствующий пигмент или наполнитель, на-
пример «серебрянка» (алюминиевая пудра).
Защита от коррозии внутрен-
ней поверхности трубопровода до на-
стоящего времени не имеет однозначного ре-
шения. Это объясняется, с одной стороны,
трудностями, связанными с восстановлением
окраски внутренней поверхности трубопрово-
да, с другой — неоднородностью условий ра-
боты различных трубопроводов и большой
разницей в скорости коррозионных процес-
сов внутри трубы. Интенсивность коррозион-
ного износа оболочки зависит от химическо-
го состава воды, от количества и свойств
взвешенных в воде твердых частиц, от сдира-
ния окалины с поверхности проката, от каче-
ства защитного покрытия и, наконец, от ре-
230
Рис. 12.3. Отложения на внутренней поверхности обо-
лочки трубопровода.
жима работы трубопровода и скоростей воды
в нем.
Проведенные СКБ «Мосгидросталь» натурные об-
следования 15 стальных напорных трубопроводов раз-
личных гидроэлектростанций (расположенных на реках
Кавказа, а также на Иртыше, Днепре, Сырдарье, Ков-
де, Варзобе, Иове и Чирчике) не обнаружили сколько-
нибудь существенного коррозионного износа внутрен-
ней поверхности оболочки. Уменьшение толщины обо-
лочки против проектной составляло от 0 до 0,8 мм, не-
смотря на то, что многие трубопроводы находились
в эксплуатации уже более .30 лет и.имели только по-
крытие из кузбасслака или вообще не были защищены
с внутренней стороны.
Примерно 30—40% времени эксплуатации трубо-
проводы были заполнены стоячей- водой, 50—60% вре-
мени работали и 8—>10% времени были опорожнены.
Исключение составляют некоторые турбинные трубо-
проводы Днепровской и Дзорагетской ГЭС, не рабо-
тавшие в годы войны.
На внутренней поверхности всех трубопроводе®
обнаружена сплошная корка отложений, которая
в большинстве случаев плотно прилегает к металлу.
Исключение ч составляют трубопроводы Варзобских
ГЭС, где вследствие содержания большого количества
песка в воде отложения в нижней половине трубопро-
вода не образуются и металл совершенно чистый. Ана-
логичная картина уже наблюдалась, ранее и в неко-
торых других трубопроводах: внутренняя поверхность
оболочки до блеска отшлифована наносами.
На рис. 12.3 приведена фотография внутренней
поверхности-трубопровода, сделанная во время натур-

ното обследования. В верхней части снимка видна кор-
ка отложений /, в нижней части — состояние поверх-
ности металла на участке 3, где отложения были уда-
лены задолго до обследования. В средней части фото
показана поверхность металла 2 под слоем отложений,
очищенная непосредственно перед фотографированием.
Из сравнения среднего и нижнего участков видно, что
металл значительно лучше сохранился там, где отло-
жения не были удалены, это свидетельствует о том,
что после образования сплошного слоя отложений по-
следние оказывают защитное действие, выполняя роль
своеобразного естественного защитного покрытия.
Более поздние исследования на образцах в трубо-
проводе на р. Куре 1 показали, что в конце первого года
эксплуатации скорость коррозии стали СтЗ может со-
ставить 0,4—0,5 мм в год, затем она несколько сни-
жается и стабилизируется (скорость коррозии оцени-
вали пересчетом по анодной и катодной поляризуемо-
сти стали).
С увеличением скорости воды в трубопро-
воде до 5—6 м/с интенсивность коррозии растет, а за-
тем резко падает.
На одной из насосных станций Волго-Донского су-
доходного канала имени В. И. Ленина фактическую
толщину оболочки измеряли ультразвуковым способом
с точностью до +0,05 мм более чем в тысяче точек на
различных участках одной нитки трубопровода длиной
800 м, что позволило получить достоверные данные
о его общем состоянии. Средняя толщина по нитке
составила 5,9 мм при первоначальной толщине 8 мм.
Средняя скорость коррозии за период эксплуа-
тации составила 0,07—0,08 мм в год (рис. 12.4).
На всех трех нитках трубопровода наблю-
дали более интенсивный коррозионный износ оболочки
на южной стороне, подверженной сильному солнечному
нагреву в опорожненном состоянии. Здесь оболочка была
в среднем на 0,2 мм тоньше, а в отдельных местах
ее толщина составила не более 5,0 мм. Следует отме-
тить, что условия работы данного трубопровода бла-
гоприятствуют развитию коррозионных процессов: поч-
ти половину года (в зимнее время) трубопровод нахо-
дится в опорожненном состоянии, а в остальное время
он заполнен водой, но насосы включаются периодиче-
ски в соответствии с потребностями орошения, и зна-
чительную часть времени в трубопроводе находится
стоячая вода.
Во всех обследованных трубопроводах обнаруже-
на точечная (язвенная) коррозия внутренней поверх-
ности в виде отдельных бугорков, под которыми в ме-
талле имеются каверны размерами до 30 мм и глуби-
ной до 2 мм.
'При обследовании напорных трубопроводов Крас-
нополянской ГЭС после 20 лет работы было установ-
лено, что в местах интенсивной точечной коррозии ка-
верны на внутренней поверхности занимают около
25—30% площади оболочки. Если даже принять глу-
бину всех каверн на указанной площади постоянной и
равной максимальному значению 1,7—2,0 мм, то для
оболочки толщиной 10 мм ослабление сечения в ре-
зультате коррозии составит всего 5%, а для более тол-
стой оболочки ослабление будет еще меньше.
Рис. 12.4. График изменения средней толщины оболоч-
ки б трубопровода насосной станции под влиянием кор-
розии в процессе эксплуатации (по данным измерений
ультразвуковым методом).
нии отложений, которые имеют шероховатую
поверхность с высотой отдельных неровно-
стей до 2—3 мм. На рис. 12.5 показано влия-
ние отложений на увеличение потерь напора
в трубопроводе, полученное при испытаниях
на Канакерской ГЭС.
Помимо корки отложений на внутренней
поверхности некоторых трубопроводов были
обнаружены колонии ракушки—дрейсены, а
в отдельных случаях также водоросли. По-
этому покрытия внутренней поверхности тру-
бопроводов должны защищать металл не
только от коррозии, но и от всякого обраста-
ния, создающего дополнительные гидравличе-
ские сопротивления и снижающего выработку
энергии.
Опыт эксплуатации Днепровской ГЭС
имени В. И. Ленина и Княжегубской ГЭС по-
казывает, что периодическое нанесение на
внутреннюю поверхность трубопровода како-
го-либо, пусть даже несовершенного, покры-
тия, например из кузбасслака, предотвраща-
ет образование сплошных отложений на обо-
лочке. Однако вследствие недолговечности
таких покрытий (до 2 лет) их использование
оказывается недостаточно экономически эф-
Следует учитывать, что коррозия внут-
ренней поверхности трубопровода не только
ослабляет оболочку, но также увеличивает
шероховатость поверхности, что приводит к
дополнительным потерям напора в трубопро-
воде. Особенно заметно повышение гидравли-
ческих сопротивлений в трубе при образова-
1 Трифель М. С., Юсуфов Ю. Р., Шихалиев Ю. 3.
Натурные исследования коррозии стали в движущейся
воде Мингечаурской ГЭС им.-В^И. Ленина, —Гидро-
техническое строительство, 1980, № 4, с. 37—40.
Рис. 12.5. Влияние отложений в трубопроводе на поте-
ри напора.
231

фективным1 с учетом затрат на очистку и
окраску.
Эффективнее применение более долговеч-
ных покрытий, таких как масляно-битумные
и этинолевые (5 лет), перхлорвиниловые
(6—8 лет), модифицированные виниловые
(до 10 лет), эпоксидно-цинковые, эпоксидно-
каменноугольные и комбинированные метал-
лизационно-лакокрасочные (15 лет и более).
Эффективность защиты повышается при ус-
ловии максимальной механизации лакокра-
сочных работ внутри трубопровода и приме-
нения высокопроизводительного технологиче-
ского оборудования для очистки и нанесения
покрытий.
В длинных трубопроводах небольшого диаметра,
где практически отсутствуют необходимые условия для
окраски и особенно для очистки внутренней поверхно-
сти, представляется целесооб|разным применение таких
покрытий (пусть более дорогих), которые, будучи на-
несенными на заводе или на • монтаже, не потребуют
частого восстановления в процессе эксплуатации. За-
служивают внимания покрытия на базе эпоксидной
смолы, горячее эмалирование внутренней поверхности.
Выбор мер защиты внутренней поверхности сталь-
ных трубопроводов следует производить на основе тех-
нико-экономических расчетов, при этом должна быть
также рассмотрена возможность некоторого увеличения
толщины оболочки сверх необходимой по расчету Для
компенсации износа вследствие коррозии и истирания
наносами (по американским нормам такое увеличение
толщины оболочки составляет 1,5 мм), тем более что
для крупных трубопроводов с умеренными напорами
толщина оболочки часто определяется производственно-
конструктивными. соображениями (см. табл. 2.2), а не
расчетом. Например, для трубопровода на Волго-Дон-
ском судоходном канале имени В. И. Ленина диамет-
ром 2,8 м минимальная конструктивная толщина обо-
лочки по табл. 2.2 должна быть 10 мм, а по расчету
6 мм.
За рубежом для защиты внутренней поверхности
трубопроводов от коррозии применяют битуминозную
эмаль, которую наносят в горячем состоянии, каменно-
угольные смолы с последующим нанесением слоя эма-
ли. Нередко внутреннюю поверхность трубопроводов
защищают масляно-битумными красками, принятыми
в судостроении. В последнее время шире применяют
металлизацию внутренней поверхности трубопроводов,
например, цинком, алюминием. Иногда поверх слоя ме-
таллизации наносят битумный лак.
Представляется перспективным использо-
вание катодной защиты для предохранения
внутренних поверхностей трубопроводов от
коррозии. Исследования в этом направлении
ведутся во ВНИИГ имени Б. Е. Веденеева,
в СКВ «Мосгидросталь» и др. Практическое
применение катодной защиты затрудняется
тем, что располагаемые в трубопроводе анод-
ные элементы и конструкции для их закреп-
ления создают дополнительные гидравличе-
ские сопротивления и снижают напор стан-
ции. Однако при условии успешного преодо-
ления этих трудностей катодная защита мо-
1 Харламов Ю. А., Эдель Ю. У., Иванченко И. П.
Оценка потерь выработки энергии (ГЭС) вследствие
Коррозии напорных трубопроводов.— Гидротехническое
строительство, 1980, № 6, с. 30—32.
• 232
жет оказаться наиболее удобным для эксплуа-
тации и 'экономичным решением I
Опытная установка катодной защиты дли-
ной 14,7 м с тремя анодными линиями, рас-
положенными вдоль образующих на внутрен-
них стенках трубы с интервалом 120° по ду-
ге окружности, была смонтирована и испыта-
на в натурных условиях в напорном трубо-
проводе диаметром 3,8 м Киевской ГАЭС.
В СКВ «Мосгидросталь» эксперименталь-
но проверена катодная защита участка тру-
бопровода длиной 17 и диаметром 1,2 м с
алюминиевым анодом, расположенным по оси
трубы. В данном варианте, в отличие от двух-
или треханодной схемы, достигается равно-
мерное распределение защитного потенциала
по внутренней поверхности трубопровода, но
усложняется конструкция крепления анода.
По такому принципу разработан проект
катодной защиты стальной оболочки стале-
железобетонного трубопровода Загорской
ГАЭС.
Наиболее перспективным представляется
использование катодной защиты в сочетании
с окраской внутренней поверхности трубопро-
вода. В каждом конкретном случае вопрос о
целесообразности применения катодной за-
щиты трубопровода от коррозии должен ре-
шаться на основе экономических расчетов с
учетом потерь выработки энергии.
12.3.	НАБЛЮДЕНИЕ ЗА ПОЛОЖЕНИЕМ ОПОР
Большое внимание при эксплуатации
трубопроводов уделяют изменению положе-
ния фундаментов промежуточных и анкер-
ных опор со временем, особенно в тех слу-
чаях, когда трубопровод проложен на сла-
бых грунтах. Осадки и перекосы фундамен-
тов наиболее заметны в начальный период
эксплуатации, а затем стабилизируются.
Поэтому контроль положения фундаментов
в первые годы должен проводиться чаще,
чем в последующий период.
Для контроля за высотным и плановым
смещением опор трубопровода на всех фун-
даментах промежуточных опор и на анкер-
ных опорах при сооружении трубопровода
закладывают геодезические знаки —марки
и реперы. Обычно на промежуточных опорах
устраивают по два репера — по обе стороны
от трубопровода, а на анкерных — по четыре.
Это позволяет фиксировать у промежуточ-
ных опор осадку и поперечный перекос, а у
анкерных опор также перекос в продольном
1 Семенова Н. Н., Эдель Ю. У., Чесноков Б. С., Ма-
каркин А. П. Перспективы применения катодной Защи-
ты от коррозии внутренней поверхности напорных тру-
бопроводов.— Гидротехническое строительство, 1980,
№ 5, с. 29—32.

направлении, что имеет значение для напря-
женного состояния трубопровода. Иногда
при монтаже трубопровода контрольные гео-
дезические точки наносят также на металло-
конструкцию трубопровода.
Все геодезические знаки на трубопроводе
должны иметь привязки к базисным маркам
и реперам, установленным в некотором отда-
лении от сооружений на грунтах, не подвер-
женных осадкам.
Периодическое нивелирование по конт-
рольным знакам на металлоконструкции
трубопровода позволяет выявить осадки и
перекосы, происшедшие за истекший период
эксплуатации, и деформации трубопровода.
В случае неравномерности осадок одних опор
относительно других ось трубопровода мо-
жет быть выравнена путем установки про-
кладок под соответствующие опорные коль-
ца. Таким же образом можно компенсиро-
вать и поперечные перекосы опор.
.. Когда контрольные точки на самом тру-
бопроводе отсутствуют, а нивелирование ве-
дут по реперам на строительной части опор,
изменение набора регулировочных прокла-
док на опорах нарушает связь между фун-
даментами и собственно трубой и в дальней-
шем «нулевое» положение недеформирован-
ной оси трубопровода оказывается неизвест-
ным. В подобных ситуациях выравнивание
трубопровода с целью снятия напряжений,
вызываемых неравномерными осадками опор,
может производиться с использованием мето-
да «взвешивания». Он заключается в том, что
поочередно в каждом анкерном пролете под
все опорные кольца трубопровода подводят
гидравлические домкраты, которые воспри-
нимают нагрузку от веса трубопровода, раз-
гружая опорные устройства. Домкратами ре-
. гулируют высотное положение каждого опор-
ного кольца до тех пор, пока распределение
нагрузок на домкраты не будет соответство-
вать расчетным реакциям, полученным для
трубопровода как для неразрезной балки.
Такое положение трубопровода характеризу-
ется отсутствием изгиба, вызванного верти-
кальными смещениями опор, поэтому оно
принимается за «нулевое». Зафиксировать
«нулевое» положение можно путем нивелиро-
вания по опорным кольцам, устанавливая
геодезическую рейку на опорную плиту каж-
дого кольца с обеих сторон трубопровода.
На всех опорах зазор между верхней плитой
опорного устройства и опорной плитой коль-
ца полностью заполняется регулировочными
прокладками, туго стянутыми болтами, так
чтобы щель между катком и его верхней
опорной плитой была как можно меньше
(до 0,5 мм). Затем сбрасывают давление из
гидросистемы домкратов, при этом трубопро-
16—25
вод опускается на опорные устройства. Пос-
ле этого производят контрольное нивелирова-
ние по опорным кольцам. При тщательной
установке прокладок на опорах разница в по-
ложении трубопровода во взвешенном со-
стоянии и после опускания на опорные уст-
ройства должна получиться минимальной.
При больших просадках отдельных опор
не допускается устраивать набор из много-
численных тонких прокладок под опорными
кольцами; несколько прокладок разрешается
оставлять в пределах толщины 20 мм, а ос-
тальные должны заменяться толстой плитой
с параллельными поверхностями.
«Взвешивание» является трудоемкой опе-
рацией, и его нельзя широко рекомендовать
для выправления оси трубопровода при экс-
плуатации. К этому способу вынуждены при-
бегать в тех случаях, когда неизвестно поло-
жение упругой линии трубы в ненагруженном
состоянии.
Все имеющиеся на трубопроводе геодези-
ческие знаки должны быть замаркированы
при помощи керна или зубила. Их надо за-
щищать от повреждений и износа. Марки и
реперы на фундаментах опор закрывают на-
винчивающимися колпачками и обильно сма-
зывают, чтобы предохранить от коррозии.
Опорные устройства свободно лежащих
трубопроводов обычно снабжают защитными
кожухами, чтобы предотвратить засорение
опорной плиты катка. Эксплуатационный
персонал должен тщательно следить за тем,
чтобы контактные поверхности всех опорных
устройств были чистыми, в противном случае
резко возрастает сопротивление перекатыва-
нию в катковых опорах или трение скольже-
ния в скользящих опорах.
12.4.	ВИБРАЦИЯ ТРУБОПРОВОДОВ И БОРЬБА С НЕЙ
Турбинные и деривационные трубопрово-
ды ГЭС, а также нагнетательные трубопро-
воды насосных станций нередко испытывают
интенсивную вибрацию, связанную главным
образом с пульсацией давления в проточной
части гидромашины.
Как уже отмечалось в гл. 2, вибрацию
трубопровода трудно предусмотреть заранее,
и она может быть обнаружена только в про-
цессе эксплуатации или в результате специ-
альных натурных исследований.
Из отечественных работ, посвященных
изучению в натуре закономерностей вибра-
ции напорных трубопроводов ГЭС, можно
указать исследования К. А. Шрамкова 1, из
зарубежных исследований — работы Ф. Кито
[100]. Эти исследования базируются на
1 См. статьи К. А. Шрамкова в журнале «Гидро-
техническое строительство», 1965, № 2; 1966, № 6.
233

большом количестве наблюдений и инстру-
ментальных измерений, выполненных на дей-
ствующих станциях.. В результате установ-
лено, что наиболее заметно вибрация трубо-
проводов проявляется в тех случаях, когда
частота пульсации давления в проточной
части гидромашины или в отсасывающей
трубе совпадает или близка с одной из ча-
стот свободных колебаний трубопровода на
каком-то его участке, т. е. имеет место гид-
равлический резонанс.
Если турбина, имеющая т лопастей,
вращается с частотой п об/мин, то пульсация
давления, возбуждающая вибрацию трубо-
провода, чаще всего характеризуется обо-
ротной частотой п/60 Гц, лопастной частотой
шп/60 Гц или частотой, связанной с образо-
ванием вращающегося вихря в отсасываю-
щей трубе и определяемой-в герцах по при-
• ближенной формуле Рейнганса для обычной
формы отсасывающей трубы:
Г=пяЬ-- ' (121>
Колебания трубопровода могут быть
вызваны и другими причинами. Например,
на одной насосной станции наблюдалась
раскачка трубопровода в одном пролете, ког-
да уровень воды в водоприемнике был пони-
жен и труба находилась в незатопленном со-
стоянии. В таком режиме на одном участке
трубопровода происходило образование пуль-
сирующих волн, которые синхронизировались
с работой насоса.
Значительная вибрация часто наблюда-
ется при неустановившихся режимах, особен-
но во время перекрытия трубопровода зат-
ворами. Так, при аварийном закрытии плос-
кого и дискового затворов на трубопроводе
насосной станции Волго-Донского судоход-
ного канала имени В. И. Ленина, как пока-
зали натурные измерения \ возникает силь-
ная вибрация, в несколько раз превышаю-
щая вибрацию в установившемся режиме.
Если при нормальной работе насоса имеет
место периодическая квазигармоническая
„ вибрация с частотой 4,16 Гц, соответствую-
щей частоте вращения насоса 250 об/мин, то
при испытаниях в режиме, имитирующем ава-
рийное прекращение питания насосного агре-
гата, во время перекрытия трубопровода зат-
ворами зарегистрирована преобладающая ча-
стота около 7 Гц, представляющая собой од-
ну из собственных частот системы.. Пульса-
ция давления при работе затвора в потоке
обычно характеризуется широким спектром
частот, но колебательная система трубопро-
вода обладает избирательностью и .реагирует
•>.	! •:	??.<>..1 Г ’.j:'. 5 •' ;	«
VCmL сноску:на>с. 39. < .%.
Ж
на те частоты, которые соответствуют ее соб-
ственным.
Для проверки возможности резонанса
при действии любой из возбуждающих частот
нужно знать собственные частоты как попе-
речных изгибных колебаний трубопровода
между опорами, так и радиальных колеба-
ний, связанных с изменением круговой фор-
мы его поперечных сечений (деформация,
аналогичная по форме потере устойчивости
оболочки).
В [100] приведена расчетная формула
для определения собственной частоты трубы
с учетом влияния присоединенной массы во-
ды и внутреннего давления в трубопроводе.
С увеличением статического напора собствен-
ная частота колебаний трубопровода повы-
шается.
Наиболее радикальным способом преду-
преждения вибрации трубопровода является
устранение ее причины, т. е. ликвидация ис-
точника образования пульсации давления в
какой-то части турбинного тракта. Например,
для устранения пульсации давления в цент-
ральной зоне отсасывающей трубы эффектив-
ным средством является подача воздуха в-
эту зону. Это, однако, снижает мощность
турбины, а потому не всегда применимо.
Имеются случаи, когда вибрация трубопрово-
да практически прекращалась при увеличе-
нии радиального зазора между лопатками
направляющего аппарата и лопастями рабо-
чего колеса.
Другой путь борьбы с вибрацией сводит-
ся к относительному смещению частоты пуль-
сации давления и собственной частоты коле-
баний трубопровода, с тем чтобы исключить
гидравлический резонанс. Поскольку практи-
чески очень редко можно изменить количест-
во лопастей или частоту вращения гидрома-
шины, задача заключается в изменении коле-
бательных характеристик самого трубопрово-
да. Рекомендуется установка дополнитель-
ных колец жесткости на оболочке, что сильно-
повышает собственную частоту. Однако при-
варка колец на работающем трубопроводе
приводит к повреждению защитного лакокра-
сочного покрытия внутренней поверхности.
Чтобы избежать этого, можно устанавливать,
кольца, состоящие из двух половин, кото-
рые плотно стягивают болтами и затем сва-
ривают между собой без приварки к оболоч-
ке трубы. Как свидетельствует опыт экс-
плуатации трубопроводов на некоторых ГЭС
в Японии, такие кольца, плотно охватывая
оболочку, повышают ее изгибную жесткость
в окружном направлении, хотя их эффектив-
ность несколько ниже, чем приваренных ко-
лец [101].
Помимо конструктивных мер по борьбу-

с вибрацией в процессе эксплуатации могут
быть использованы мероприятия режимного
характера. Суть их состоит в том, чтобы по
возможности избегать тех режимов работы,
при которых наблюдается повышенная виб-
рация трубопровода. При увеличении коле-
баний в определенных переходных режимах,
например при открытии или закрытии затво-
ров на трубопроводах насосных станций,
можно попытаться увеличить скорость ма-
неврирования затворами, с тем чтобы сокра-
тить время неблагоприятного для трубопро-
вода режима.
Вопрос о том, какая вибрация является
опасной для трубопровода, требует дальней-
шего изучения. В [101] в качестве прибли-
женного критерия опасного уровня вибрации
указана амплитуда, равная 0,00057? (D—диа-
метр трубопровода). Но в конечном итоге
динамическая прочность трубопровода связа-
на прежде всего с пульсацией напряжений в
его элементах, прежде всего в оболочке. По-
этому оценка допустимости той или иной
вибрации должна производиться на основе
проверки усталостной прочности узлов конст-
рукции вибрирующего трубопровода.
12.5.	ЗИМНЯЯ ЭКСПЛУАТАЦИЯ ТРУБОПРОВОДОВ
Зимний период является наиболее труд-
ным для эксплуатации свободно лежащих
стальных трубопроводов. В это время воз-
можны затруднения, связанные с замерзани-
ем воды в аэрационных устройствах и в са-
мом трубопроводе, а также образование на-
ружных наледей в местах фильтрации из
компенсаторов, лазов и других устройств.
Наиболее опасным моментом является
процесс опорожнения трубопровода. Если
аэрационные устройства не срабатывают, в
трубопроводе возникает вакуум, который мо-
жет привести к повреждению оболочки. Та-
кого рода аварии вследствие замерзания во-
ды в аэрационных трубах имели место на
гидроэлектростанциях. Поэтому важнейшей
задачей зимней эксплуатации является отеп-
ление аэрационных устройств, а при необхо-
димости также обогрев, во избежание их
замерзания.
Образование льда на стенках трубопрово-
дов происходит при низких температурах
наружного воздуха и малых скоростях воды.
Особенно интенсивно происходит оледенение,
если трубопровод заполнен стоячей водой.
В этом случае толщина слоя льда постепенно
увеличивается до полного замерзания всего
сечения. Если по трубопроводу пропускается
расход воды, то полного замерзания не про-
исходит.
Небольшое оледенение стенок трубопрово-
да не представляет большой опасности ни,
16*
для его прочности, ни для пропускной способ-
ности, так как поверхность льда на стенках
трубы обычно очень гладкая, отшлифованная
потоком; иногда оледенение не создает ника-
ких эксплуатационных затруднений и даже
остается незамеченным. Но при сильном об-
мерзании существенно сужается площадь по-
перечного сечения потока в трубопроводе, что
ведет, с одной стороны, к увеличению потерь
напора и далее к уменьшению расхода, а с
другой — к повышению скоростей. При значи-
тельном увеличении скорости в трубопроводе
повышается гидравлический удар в процессе
регулирования и гидродинамическое давление
может превзойти расчетное. Оледенение нару-
шает нормальную эксплуатацию затворов,
приборов защиты и других механических уст-
ройств на трубопроводе, препятствует работе
компенсаторов, что при резких колебаниях
температуры представляет опасность для
прочности конструкции.	; ,i
При питании напорного трубопровода из
открытого водоема или водотока в зимнее
время возможно попадание в трубопровод
вместе с водой шуги, которая, отбирая боль-
шое количество тепла у воды, способствует
интенсивному росту ледяного слоя на внутрен-
ней поверхности трубопровода и может даже
вызвать полную его забивку льдом.
Наиболее опасным периодом эксплуата-
ции трубопровода, имеющего Частичное оле-
денение, является вторая половина зимы, ког-
да под влиянием оттепели или солнечного на-
грева интенсивность которого в горных райо-
нах существенно возрастает уже в феврале,
слой льда отделяется от стенок и в трубопро-
воде образуется ледоход, угрожающий
расположенным ниже по течению механизмам:
затворам, турбине и т. д. Известно немало
случаев вынужденной остановки станции
вследствие забивки льдом направляющего
аппарата и рабочей камеры турбины, а также
случаев повреждения кусками льда лопаток
направляющего аппарата и лопастей турбин.
Следовательно, необходимо, чтобы режим
работы трубопровода в зимний период исклю-
чал оледенение стенок с внутренней стороны.
Такое требование давно выдвигали многие
отечественные и зарубежные специалисты.
В работе1, выполненной по данным натурных
наблюдений в предвоенные годы на одной из
систем гидроузлов Франции, показано, что
минимальная допустимая скорость воды, обес-
печивающая отсутствие оледенения оболочки,
зависит от минимальной температуры возду-
ха, расположения и параметров водовода и
всего комплекса связанных с ним сооружений.
1 Ferrand G. A propes de gel de conduites forcees.—
Houille Blanche, 1956, № 2, p. 2—17.
235

Интересны результаты натурных исследо-
ваний, выполненных красноярским Пром-
стройниипроектом на одном из трубопроводов,
работающих в суровых климатических усло-
виях1. Зимой на этом трубопроводе диамет-
ром 1,8 м и длиной 577 м наблюдалось интен-
сивное оледенение при скорости воды 1,0 м/с,
отнесенной к полному внутреннему сечению
трубопровода. Эти результаты подтвердили
данные, полученные расчетом по методу [3],
основанному на уравнениях гидравлики на-
порных водоводов и уравнениях теплового
баланса. При разработке этого метода рас-
смотрены все основные важные для практики
задачи оледенения трубопроводов с учетом
изменений условий с течением времени и по
длине трубопровода. Было показано, что при
неизменных условиях в длинном трубопрово-
де по 'мере удаления от его начала толщина
ледяного слоя стремится к некоторой постоян-
ной величине, называемой предельным оле-
денением. В начале трубопровода в зависимо-
сти от температуры поступающей’в трубу во-
ды оледенение может быть больше или
меньше предельного.
В суровых климатических условиях, когда
температура воды в водоеме или открытой
деривации очень близка к 0°С, как подтвер-
ждают исследования красноярского Пром-
стройниипроекта, оледенение входного участка
трубопровода значительно больше, чем в кон-
це.
На процесс ледообразования влияет внут-
реннее давление в трубопроводе. При высоком
давлении температура таяния льда 6zo0C по-
нижается согласно зависимости
0о = —0,0784р,	(12.2)
где р — избыточное давление, МПа.
При понижении температуры 0О у воды в
трубе появляется дополнительный резерв теп-
ла и момент оледенения стенок отдаляется.
Турбинные трубопроводы, имеющие значи-
тельный уклон на всех участках, находятся в
лучших условиях, чем деривационные, сточки
зрения опасности оледенения. В особенно не-
выгодных условиях находятся участки напор-
ной деривации, которые имеют обратный
уклон.
На основании анализа расчетных зависи-
мостей в [3] сделан очень важный для экс-
плуатации вывод о том, что при одном и том
же среднесуточном расходе условия образо-
вания ледяного слоя и его толщина будут
разными в зависимости от изменения расхо-
дов в течение суток. Это позволяет изменени-
1 Стеганцев В. П. Зимняя эксплуатация турбинно-
го трубопровода в суровых климатических условиях.—
Гидротехническое строительство, 1966, № 1, с. 15—19.
236
ем режима работы трубопровода влиять на
условия ледообразования и регулировать сте-
пень оледенения.
Условие отсутствия оледенения трубопро-
вода без изоляции при непрерывном движении
в нем воды и при отрицательной температуре
наружного воздуха записывается так ,ПМУ
34-747-76]:
9- 105^-^-ну/о~,	(12.3)
где а — коэффициент теплопередачи;
^=20 ккал/(м2-ч-°С); v — скорость воды в
трубопроводе, м/с; Do — диаметр, м; L — дли.
на участка трубопровода с постоянным Do, м;
tn— температура воды на входе, °C; /о — аб-
солютная минимальная температура воздуха,
°C. При отсутствии специальных данных to
принимается согласно СНиП II-A.6-72.
Минимальная допустимая из условия от-
сутствия оледенения скорость в стальном
трубопроводе (без изоляции)
Омш=0,12.10-=4^.	(12.4)
Ь'о 4Н.
Если скорость воды в трубопроводе
а>^мин, подсчитанной по (12.4), то возможно
временное прекращение тока воды на время
Т, ч,
T = 25of——-----------0,12 10-s—Y	(12.5)
Из сопоставления (12.4) и (12.5) видно,
что при У = Умин 1=0, т. е. в этом случае
требуется непрерывное движение воды в тру-
бопроводе.
Если условия (12.3) — (12.5) не выполня-
ются, то для защиты трубопровода от оледе-
нения требуются специальные меры: подогрев
воды на входе в трубопровод, т. е. повышение
tu-, теплоизоляция трубопровода с помощью
снега, сооружение защитных шатров или ко-
жухов, устройство покрытий из поропластов.
Можно использовать мероприятия режимного
характера, направленные на повышение рас-
ходов через турбину, на ограничение остано-
вок. При необходимости длительной останов-
ки турбины требуемые скорости в трубопрово-
де могут быть созданы путем пропуска воды
через сбросную трубу, установленную в кон-
це трубопровода *.
Оценка эффективности различных ‘Меро,
приятии по предотвращению оледенения тру-
бопровода и рекомендации по выбору мощ-
ности обогрева и конструкции изоляции на ос-
нове технико-экономического расчета при
1 Зимняя эксплуатация открытых напорных трубо-
проводов ГЭС и ГАЭС/ Г. Н. Долиев, Г. А. Бежанян,
В. Г. Павлов и др.— Гидротехническое строительство,
1975, № 9, с. 23—27.

допущении частичного оледенения трубопро-
вода, содержатся в работе В. П. Стеганцева
Однако такое допущение нам представляется
слишком рискованным, так как оно может
вызвать повреждение турбинного оборудова-
ния или привести к сбоям в энергоснабжении
в результате забивки льдом направляющего
аппарата, что трудно учесть технико-эконо-
мическим расчетом.
Оледенение трубопровода в процессе рабо-
ты может быть допущено при суровом клима-
те в исключительных случаях, при этом дол-
жны быть приняты все меры для ограничения
резких колебаний температуры трубопровода,
для защиты его от воздействия солнечных
лучей.
Из последних исследований в области ле-
1 См. сноску на с. 236.
дотермики трубопроводов ГЭС следует наз-
вать работу [13], в которой приведены усо-
вершенствованная методика расчета предель-
ного оледенения; методика моделирования
процессов оледенения на основе полученных
безразмерных критериев подобия; программы
для решения на ЭВМ различных задач при
установившихся и неустановившихся ледовых
режимах: определение расхода или уклона
трубопровода при заданном оледенении тру-
бопровода, определение необходимой толщи-
ны слоя теплоизоляции или интенсивности
подогрева воды, определение толщины оледе-
нения при заданном расходе и заданных кли-
матических условиях (постоянных или пере-
менных) и т. д.
Для предотвращения образований наледей
в местах фильтрации перед наступлением хо-
лодов должны быть приведены в порядок все
сальниковые компенсаторы, уплотнения лазов,
фланцев, арматуры, затворов.

ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Пример расчета свободно лежащего трубопровода
(см. рис. 1.5)'
.. Схема расчетных напоров приведена на рис. ПЛ,
сечения опорного кольца и кольца жесткости — на
рис. П.2.
Исходные данные: Материал трубопрово-
да—сталь 16 Д; /?н=230 МПа;
£)н=5,34 м; £>=5,32 м; Do=5,30 м; 6=0,02 м; I—
=2,4 и; ф=14'>1Г; у=9,81 кН/м3; уо=77,О кН/м3; рн=
=0,08 МПа; f0=0,0015D.
Компенсатор:
7^1—5,34 м; 6пат=0,02 м; 6к^0,18 м; /«^0,03.
Промежуточная ояюра:
s=2,9 м; /г=2,0 м; dK=0,8 м.
Данные для расчета
ной балки:
трубопровода как неразрез-
Ав=23,4 -м; Пв=2; ав=23,4 м; св=12,2 м.
Расчет выполнен только для основных соче-
таний нагрузок. Напряжения определены для третьего
участка трубопровода- в сечении с угловой координа-
той а=0 (табл. П.1).
В реальных расчетах трубопроводов рассматривает-
ся несколько участков, на каждом участке выбирают
наиболее опасные сечения (с наибольшим напором,
с минимальной толщиной оболочки или в местах изме-
нения толщины). В каждом сечении проверяют нор-
мальные напряжения в точках оболочки с угловой ко-
ординатой а=0 и а=л, а у опорных колец — нормаль-
ные напряжения в оболочке и в наружной фибре коль-
ца для а=0, а=а2 и а=а* (см. § 7.2). Поэтому в ре-
альных расчетных таблицах число граф резко увели-
чивается.
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Пример расчета трубопровода, заделанного в подзем-
ной выработке
Исходные данные: г=3,01 м; 6=0,025 м;
ги=3.5 м; /1=120 м; у = 9,81 кН/м3; угр=25 кН/м3; р=
=3,5 МПа; материал — сталь 09Г2С;
Ри=0,3 МПа (на участке без колец); ря=0,6 МПа
(на участке с кольцами); Ко=3000 МПа/м.
Расчетные температуры, “С: /°ц==25; /бмжн=20;
/бмакс=25; /°в=4=15; /%ОЗД=0=20.
Кольца жесткости:
/Ст—0,16 м; 6ст=0,02 <м; /=1,б м.
Расчет выполнен только для основных сочета-
ний нагрузок (табл. П.2). При действии наружного
давления на опорожненный трубопровод отдельно рас-
смотрены два участка — с кольцами и без колец.
Рис. П.1. Схема расчетных напоров.
Рис. П.2. Поперечные сечения опор-
ного кольца (а) и кольца жестко-
сти (6).
238

г Таблица П.1					
. 		Еди- ница	Расчетная формула или обоснование	Искомые значения в сечениях		Примечание
чина			У опорного кольца	в середине пролета	
*	£тр	кН/м	(* + А/0л	30,2		FK = 3,2-10-3 м2 - п = 1,1 -
Утр	кН/м	йтр COS <f>	29,2			 —-	 ’
	кН/м	nD20y/4	216		
Ув	кН/м	gB COS <p	210		
у	кН/м	Утр + Ув	239		
L	м		59,0	70,7	
1	кН	Stp^ sin <p	416	498	
н»	м		75,6	80,5	
А	кН	^А^иатУ-^/р	183		Нр =55,5 м
f		0,2/4 + 0,005	0,0075		4 = 80 см
Af	кН	yLfn	252 '		£ = 70,7 м; п=2
’	л	кН	nD,bKyHpfKn	592 *		Нр= 55,5 м; п = 1,2
дщов	МН	— (Ag+ A + А A) io -3	—1,443*	—1,525	„—“ сжатие
Д?пон	МН	_(Hg+A-A-A)io~’	0,245	0,163	„+“ растяжение
м	МН-м	Расчет по МУ 34-747-76, прилож., 1			5,40	.-  		
~R	МН		5,57	—	
:	МПа	(M/2 + M cos a/г)/ (w3)	—28,8*/—23,8**	7,6712,6**	а= 0
°°г	МПа	(у//р + yr cos a cos a>) r/5-10-3	102	109	
4 /1	м	0,78 /7г	0,18		• • ” • • ’  —
	—	Л</о/2	Выполняется		/0 =0,5-.м. (см. рис. П.2)
а	м		0,016	0,016	.	. 		 _	-П.	 •	"*-
F'K	м2	^пАк + 4Gc + ^)	0,0107	0,0035	На одну стенку кольца -
^об	м	21, + a	0,376		То же
гпр к	м2	2Sll+F\.	0,0179	0,0107	
<	Уо	м	 •	0,17	0,033 -	
Умакс	м		0,26	0,177	„ . ..... ... -
	м4		5,55-Ю-4	0,38-Ю-4	
					
р	А	м		2,83	2,69	
					•	i	1 (239
f макс	м		3,09	2,87	

Продолжение табл. П.Г
Вели- чина	Еди- ница	Расчетная формула или обоснование	Искомые значения в сечениях у опорного кольца |в середине пролета		Примечание
«1		arccos(й/Гмакс)	49°40'		
°2		arctg (2гмакс/Л)	72°05'		
		s/^?k	1,025		
		Табл. 7.2	0,010		
Лко		Табл. 7.2	—0,056		
°Л!к	МПа		 тКоР-Р-кУо/^^ КР	—24,1		
°ЛГк	МПа		-8,7		
«%т	МПа		—64,3*/—63,4**	—31,4/—31,0	
			—97,1/—96,2	—31,4/—31,0	
°Эгт	МПа	°3ZT + °AfK + °ук			
" °гт	МПа	°°z+°3zt	4,9/5,8	77,6/78,0	
°z	МПа	- ®zt ~Ь 0,55аЭет	—48,5/—47,1	60,3/61,0	Наружное волокно
		azr 0,55aЭ2Т	—58,3/58,7	 94,9/95,0	Внутреннее волокно Наружное волокно Внутреннее волокно
	МПа	Оох+1,82аЭет	—206/—199	—49,5/—43,8	
		a°x — l,82a»CT	148/151	64,7/69,0	
°прнв	МПа		187/180	95/91	Наружное волокно
		Г ° X + 0 	 ®X®Z	129/132	84/82	Внутреннее волокно
я	МПа	Rn mym2 —c~kT	149		Для общих напряжений
			235		Для местных напряжений
	МПа	I’K*	Выполняется		
°ZH		“ P^Tl/S	—12,8		п= 1,2
	—	l/r	0,9		
акр Z	МПа	o,55E Kd/7a//	17,1		Формула (6.23)
		1 °ZH 1 ^Зкр z	Выполняется		0,81
г		JK1		0,84.0-10-6	
i”		33/(12(1 — pb2)r3]		0,038-10-®	
i	—	j' + i"		0,878-10-®	•
Ркр	МПа	3Ej		0,554	
		пРн тРкр		Выполняется	т — 0,5
К'		г/об/J™		93,5	
К"		^Умакстркр/[Р2к]\тркр — npH)]		300	т = 0,67
вк.ж	МПа	npw(K' + K")/m		56,4	т = 0,67
	МЦа	Rac/k		210	
		СТК.Ж		Выполняется	
* При повышении температуры.
При понижении температуры.
240

Таблица П
Вели- чина	Единица	Расчетная формула или обоснование	Расчетный случай		
			I	II	
				Гладкая оболочка	Оболочка с коль- цами
Д	м	Пбб.Ю-’г^ц-^и).^ (п=1,1)	0,11-io-2	0,13-ю-2	
	МПа/м	Ко In-7-	470		
К'о	МПа/м	Формула (5.107)	^3000		
	МПа	Формула (5.110а) для случая I; (6.24)—для случая II	216	— 40	— 79
м	°C	(^°макс	^бмин)*/(^°мдн	^макс)**	— 5*/ —31**	0*/ —35**	
	МПа	— 2,52ДМ + 0,3az (n=l,l).	79*/151**	—12*/85**	—24*/73**
апр	МПа	К с2х+ а22 — аха2	189*/192**	35*/110**	70^/120**
	МПа	Yrp/z-10-3	3,6		
X	—	1 — а2б/^Г	0,485		
	МПа	Лр	1,7		
	МПа	"Кр <Тгр^-10-3	Выполняется		
	МПа	1,5К0 • ю-3	4,5		
	МПа	р < 1,5К0-10~3	Выполняется		
тс	•—	Табл.5.2	0,9	0,8	
т	—	Табл. 5.3	0,85	0,75	
R	МПа	Табл. 3.3	300	260	
*г	МПа	Rmmc	230	156	
		°пр “С' Ri	Выполняется	Выполняется	
	—	1/г		со	0,5
	—	>7«	• ..	120	
ат	МПа	-		290	
Ркр	МПа	Графики рис. 6.2 или формула (6.18)		0,6	2,5
	—	Рк\Р /®ат		0,25	1,03
5	—	Рис. 6.3		1,0	0,78
	МПа	™с«Ркр£		0,36	1,17
			МПа	прп {П =1,1)		0,33	0,66
		 _	МПа	при <тстркр^		Выполняется	
4)б	м	1,5бКг5+ 5СТ			0,452
24 И

Продолжение табл. П.2
Вели- чина	Единица	Расчетная формула или обоснование	Расчетной случай		
			I	II	
				Гладкая оболочка	Оболочка с кольцами
	М2	4“ ®сДст			1,45-Ю-2
7пр	м4	^Аст^ст/З			0,273-10-4
i	—	Формула (6.31)			0,72-10-в
р* .	—	пря/Е]ттс			7,08
Го	м	0,0025г			0,75-10-2
ако	МПа	np^r/F^mm^			103
.. г	—	f* ~ Го/(А 4* СТК0^к/ Е)			2,8
г	—	Рис .6.15			14,5
°к.и	МПа	/ст (Ek/RK + ако) Г/7?к			150
°к	МПа	Око 4" °к.н			253
	МПа	ак</?			Выполняется
• При повышении температуры.
*♦ При понижении температуры.
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Таблица соотношений между некоторыми единицами СИ и других систем
Величина		Единица СИ			Соотношение между единицами физических величин, подлежащих изъятию, и единицами. СИ
		Наименование	Обозна- чение	Выражение произ- водной едини- цы через основные единицы СИ	
1,	Сила, усилие, вес	ньютон	н	CM-КГ- -2	1 кгс = 9,81 Н10 Н 1 тс = 9,8-103	Ю кН
-2.	Механическое напряжение, мо- дуль упругости, модуль сдвига, давление, предел текучести, вре- менное сопротивление, распреде-	паскаль	Па	М-1-Кëѓ2	1 кгс/мм2 = 9,81 • 10е Па^2 107 Па^ Ю МПа 1 кгс/см2 10s Па =5з0,1 МПа
3.	ленная поверхностная нагрузка Ударная вязкость	джоуль на квадрат-	Дж/м2	КГ • С “ 2	1 кгс-м/см2 = Ю5 Дж/м2 = — 0,1 МДж/м2
4.	Удельный вес	ный метр ньютон на кубический	Н/м3	м-2-кг-с-2	1 гс/см3 = 1 тс/м3 Ю кН/м3
5.	Коэффициент упругого отпора	метр ньютон на кубический метр	' Н/м3	М-2-КГС~2	1 кгс/см3.=9,81 МН/м3 10 МН/м3
•242

001—2э
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Архипов А. М. Турбинные водоводы со стальной
оболочкой. — Л.: Энергия, 1973.—76 с.
2.	Бельчук Г. А. Сварные соединения в корпусных
конструкциях. — Л.: Судостроение, 1969.—279 с.
3.	Богословский П. А. Ледовый режим трубопро-
водов гидроэлектрических станций. — М.— Л.: Госэнер-
гоиздат, 1950.—155 с.
4.	Веретин Е. Н., Ульянов И. Ф., Шор А.* М. Кол-
лектор турбинных водоводов второй очереди Нурек-
ской ГЭС. — Экспресс-информация. Сер. Строительство
гидроэлектростанций и монтаж оборудования, 1978,
.№ 1, с. 11—15.
5.	Виноградов С. В. Расчет подземных трубопро-
водов на внешние нагрузки. — М.: Стройиздат, 1980.—
135 с.
6.	Волошин А. А., Самсонов Ю. А. Расчет и кон-
струирование пересекающихся оболочек сосудов. — Л.:
Машиностроение, 1968.—127 с.
7.	Вольмир А. С. Устойчивость деформируемых си-
стем.— 2-е изд. — М.: Наука, 1967.—984 с.
8.	Гидроэлектрические станции/ Под ред. Ф. Ф. Гу-
бина, Г. И. Кривченко. — М.: Энергия, 1980.—368 с.
9.	Гидроэнергетические установки/ Под ред.
Д. С. Щавелева. — Л.: Энергия, 1972.—392 с.
10.	Гольденвейзер A. Л. Теория упругих тонких
оболочек. — М.: Наука, 1976.—512 с.
11.	Емельянов Л. М. О продольных напряжениях
в подземных газопроводных трубах. — В кн.: Вопросы
добычи, транспорта и переработки природных газов.—
М.: Гостопиздат, 1961.
12.	Емельянов Л. М. О расчете подземных гибких
труб по теории упругости. — Строительная механика и
расчет сооружений, 1961, № 1.
13.	Жидких В. М., Попов Ю. А. Ледовый режим
трубопроводов. Л.: Энергия, 1979—132 с.
14.	Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим
сопротивлениям. — М.: Машиностроение, 1975.—559 с.
15.	Камерштейн А. Г., Рождественский В. В., Ру-
чимский М. Н. Расчет трубопроводов на прочность:
Справочная книга. — Мд Недра, 1969.—440 с.
16-	Клингерт Н. В., Хохарин А. X., Фрейшист А. Р.
Стальные трубопроводы гидроэлектростанций. — М.:
Энергия, 1973.—216 с.
17.	Клыков В. М. Исследование работы опорных
колец трубопроводов большого диаметра. — Тр. До-
нецк. индустр. ин-та, 1959, т. 34, с. 51—76.
18.	Клыков В. М. Расчет опорных колец жесткости
цилиндрической оболочки.— Гидротехническое строи-
тельство, 1964, № 7, с. 19—21.
19.	Красулин И. Д. Напряженное состояние и не-
сущая способность тройниковых соединений. — Строи-
тельство трубопроводов, 1964, № 10, с. 21—25.
20.	Кривченко Г. И., Иванов И. С., Мордасов А. П.
Напорные водоводы гидроэлектрических и насосных
станций: Гидравлические характеристики фасонных эле-
ментов.—М.: Энергия, 1969.—ПО с.
21.	Куликов Ю. А., Стасенко И. В. Расчет трой-
никового соединения тонкостенных труб методом ко-
нечных элементов. — В кн.: Расчеты на прочность.
Вып. 18. М.: Машиностроение, 1977, с. 141—152.
22.	Кучкин М. Д. Автоматическое управление и
контроль режима работы гидроэлектростанций. — М.:
Энергия, 1967.—240 с.
23.	Лессиг Е. Н., Лилеев А. Ф., Соколов А. Г. Ли-
стовые металлические конструкции. — М.: Стройиздат,
1970.-488 с.
24.	Ликин В. В. Примеры новейших напорных тру-
бопроводов гидроэлектростанций. — М.: Госэнергоиз-
дат, 1958.—56 с.
25.	Лисовский А. С., Окишев В. К., Усманов Ю. А.
Плоский изгиб и растяжение кривых тонкостенных
брусьев. — М.: Машиностроение, 1972.—168 с.
26.	Лысов М. Н. Теория и расчет процессов изго-
товления деталей методами гибки. — М.: Машинострое-
ние, 1966.—267 с.
27.	Майсурадзе И. И., Хечинов Ю. Е. Строитель-
ство подземных наклонных водоводов гидроэлектро-
станций: обзор. — М.: Информэнерго, 1972.—30 с.
28.	Марчелло К. Высоконапорные трубопроводы.—
М.: ОНТИ, 1936,—59 с.
29.	Мельников Н. П., Зелятров В. Н. Выбор ста-
лей для строительных металлических конструкций. —
М.: Стройиздат, 1967.—136 с.
30.	Метод неплоских сечений/ А. В. Верховский,
В. М. Аранович, Ю. В. Глявин и др.— Горький: Вол-
го-Вятское кн. изд., 1971,—-248 с.
31.	Морозов А. А., Фогт Ф. Ф. Трубопроводы гид-
роэлектрических установок. — М. — Л.: Энергоиздат,
1934,—296 с.
32.	Мостков М. А., Башкиров А. А. Расчеты гид-
равлического удара. — М.—Л.: Госэнергоиздат, Т952.—
208 с.	.	;
33.	Напетваридзе Ш. Г. Сейсмостойкость гидротех-
нических сооружений. — М.: Госстройиздат, ' 1959.—
216 с.	 '
34.	Нормы расчета на прочность элементов реак-
торов, парогенераторов, сосудов и трубопроводов йтом-
' ных электростанций, опытных и исследовательских
ядерных реакторов и установок. — М".: Металлургия,
1973.—408 с.
35.	Нормы расчета элементов паровых котлов на
прочность. — М.: Недра, 1966.—100 с.
36.	Нормы технологического проектирования гид-
роэлектростанций: ВНТП-12-77/ Минэнерго СССР.—
М„ 1977.—131 с.
37.	Овсянкин В. И. Железобетонные трубы для на-
порных водоводов. — М.: Стройиздат, 1971.—319 с.
38.	Парахневич А. Г., Coo Р. Ю., Сиднев В. Н.
Применение высокопрочной стали для механического
оборудования и конструкций гидросооружений. — Энер-
гетическое строительство, 1978, № 10, с. 29—31.
39.	Писаренко Г. С., Лебедев А. А. Деформирова-
ние и прочность материалов при сложном напряженном
состоянии.— Киев: Наукова думка, 1976.—244 с.
40.	Писаренко Г. С., Яковлев А. П., Матвеев В. В.
243

Справочник по сопротивлению материалов. — Киев:
Наукова думка, 1975.—704 с.
41.	Полонский Г. А. Сооружение высоконапорных
негабаритных турбинных трубопроводов. — М.: Ин-
формэнерго, 1969.—79 с.
42.	Полонский Г. А. Сооружение высоконапорных
негабаритных турбинных трубопроводов в туннелях.—
М.: Информэнерго, 1974.—60 с.
43.	Правила техники безопасности при эксплуата-
ции водного хозяйства, гидротехнических сооружений
и гидромеханического оборудования электростанций/
Минэнерго СССР. — М.: Атомиздат, 1978.—96 с.
44.	Простак В. Ф., Свойский Ф. М. К методам рас-
четов несущей способности подземных трубопроводов
гидротехнических сооружений. — Труды Гидропроекта
«Совершенствование проектирования и строительства
подземных гидротехнических сооружений»/Под ред.
В. М. Мосткова.— 1979, с. 152—158.
45.	Работнов Б. А., Радзиховский Б. М. Монтаж и
испытание высоконапорных трубопроводов гидроэлек-
тростанций.— М. — Л.: Госэнергоиздат, 1959.—99 с.
46.	Расчет и конструирование трубопроводов: Спра-
вочное пособие/ Б. В. Зверьков, Д. Л. Костовецкий,
Ш. Н. Кац и др.; Под ред. Б. В. Зверькова. — Л.: Ма-
шиностроение, 1979.—246 с.
47.	Расчеты на прочность в машиностроении. Т. 2.
Некоторые задачи прикладной теорий упругости. Рас-
четы за пределами упругости. Расчеты на ползучесть/
Под ред. С. Д. Пономарева. — М.: Машгиз, 1958.—
974 с.
48.	Ренский А. Б., Баранов Д. С., Макаров Р. А.
Тензометрирование строительных конструкций и мате-
риалов.— М.: Стройиздат, 1977.—239 с.
49.	Руководство по проектированию сейсмостойких
зданий и сооружений. Т. 4. Проектирование сейсмо-
стойких гидротехнических, транспортных и специаль-
ных сооружений/ И. И. Гольденблат, Г. Н. Карцивад-
зе, Ш. Г. Напетваридзе и др.; Под ред. И. И. Голь-
денблата. — М.: Стройиздат, 1971.—280 с.
50.	Свойский Ф. М. Приведенное сечение стержней
малой и большой кривизны, сопряженных с оболочка-
ми.— В кн.: Прикладные проблемы прочности и пла-
стичности: Всесоюз. межвуз. сб./ Горьк. ун-т.— Горь-
кий, 1978, вып. 9, с. 107—116.
51.	Серенсен С. В., Когаев В. П., Шнейдеро-
вич Р. М. Несущая способность и расчеты деталей ма-
шин на прочность: Руководство и справочное посо-
бие.— М.: Машиностроение, 1975.—488 с.
52.	Скопинский В. Н. Исследование напряженного
состояния радиально пересекающихся цилиндрических
оболочек. — Строительная механика и расчет сооруже-
ний, 1980, № 2, с. 15—19.
53.	СНиП II-A.6-72. Строительная климатология и
геофизика. Основные положения проектирования.
54.	СНиП 1I-A.7-71. Строительная теплотехника.
Нормы проектирования.
55.	СНиП П-А.10-71. Строительные конструкции и
основания. Основные положения проектирования.
56.	СНиП 11-6-74. Нагрузки и воздействия. Нормы
проектирования.
57.	СНиП П-А.12-69*. Строительство в сейсмиче-
ских районах. Нормы проектирования.
58.	СНиП 11-21-75. Бетонные и железобетонные
конструкции. Нормы проектирования.
59.	СНиП П-В.3-72. Стальные конструкции. Нормы
проектирования.
60.	СНиП 11-45-75. Магистральные трубопроводы.
Нормы проектирования.
61.	СНиП 11-50-74. Гидротехнические сооружения
речные. Основные положения проектирования.
62.	СНиП 111-18-75. Металлические конструкции.
Правила изготовления, монтажа и приемки.
63.	Справочник конструктора по стальным кон-
струкциям/ Под ред. Н. П. Мельникова. — М.: Строй-
издат, 1965.—312 с.
244
64.	Справочник проектировщика промышленных,
жилых и общественных зданий и сооружений Расчет-
но-теоретический. В 2-х кн. Кн. 2/Под ред. А. А. Уман-
ского.—М.: Стройиздат, 1973.—416 с.
65.	Сурин А. А. Гидравлический удар в водопро-
в?Дах 11 борьба с ним.—М.: Трансжелдориздат, 1946.—
219 с.
66.	Талыпов Г. Б. Пластичность и прочность стали
при сложном нагружении. — Л.: Изд-во ЛГУ, 1968,—
134 с.
67.	Технические условия и нормы проектирования.
Трубопроводы напорные стальные для гидроэлектри-
ческих станций: ТУ 9-51. — М. — Л.: Госэнергоиздат,
1952.—68 с.	на,-
68.	Тимошенко С. П. Устойчивость упругих си-
стем.— М.: Гостехтеориздат. 1955.—532 с.
69.	Тимошенко С. П., Войновский-Кригер С. Пла-
стинки и оболочки. — М.: Наука, 1966.—636 с.
70.	Тимошенко С. П., Гудьер Дж. Теория упруго-
сти.—М.: Наука, 1975.—575 с.
71.	Указания по проектированию гидротехнических
туннелей: СН 238-73. — М.: Стройиздат, 1974.—40 с.
72.	Указания по проектированию дренажа подзем-
ных гидротехнических сооружений: ВСН 045-72/ Мин-
энерго СССР. — М.: Гидрбпроект, 1973.—116 с.
73.	Указания по проектированию стальных трубо-
проводов гидротехнических сооружений: МУ 34-747-76/
Минэнерго СССР. — М.: Информэнерго, 1977.—217 с.
74.	Указания по проектированию цементации в гид-
ротехнических туннелях: ВСН 03-74/ Минэнерго
СССР. — Л.: Энергия, 1975.—25 с.
75.	Указания по расчету стальных трубопроводов
различного назначения: СН 373-67.—М.: Стройиздат,
1968.—17 с.
76.	Указания по статическому расчету подземных
трубопроводов тепловых электростанций: СТП 34-02-73/
Теплоэлектропроект. — М., 1973.—42 с.
77.	Фрейшист А. Р., Чобанис Я. Г., Шор А. М..
Гидравлические испытания трубопроводов, заделывае-
мых в подземных выработках или бетонных массивах.—
Гидротехническое строительство, 1979, № 6, с. 12—14.
78.	Фрейшист А. Р., Шор А. М. Некоторые воп-
росы проектирования стальных оболочек комбинирован-
ных обделок гидротехнических туннелей. — Труды
Гидропроекта «Совершенствование проектирования и
строительства подземных гидротехнических сооруже-
ний»/ Под ред. В. М. Мосткова. — М., 1979, с. 148—152.
79.	Черных К. Ф. Линейная теория оболочек. Ч. II.
Некоторые вопросы теории. — Л.: Изд-во ЛГУ, 1964.—
395 с.
80.	Чернятин И. А. О расчетных водных нагрузках
на напорные водоводы гидроэлектрических и насосных
станций. — Изв. ВНИИГ, 1969, т. 91, с. 132—140.
81.	Шолохов В. А. Применение высоконапорных
подземных турбинных водоводов и их разветвлений на
современных ГЭС. — Энергетическое строительство за
рубежом, 1975, № 2, с. 32—34.
82.	Шор А. М. Исследование напряженного со-
стояния разветвлений стальных трубопроводов гидро-
электростанций.— Экспресс-информация. Строительство-
ГЭС, 1976, № 4, с. 15—18.
83.	Шор А. М. Натурные испытания прочности
концевой части трубопровода Нурекской ГЭС.— Гид-
ротехническое строительство, 1975, № 1, с. 25—30.
84.	Шор А. М. Современные тенденции в проекти-
ровании разветвлений стальных напорных трубопрово-
дов.— Энергетическое строительство за рубежом, 1973,
№ 6, с. 21—25.
85.	Шор А. М. Уточнение методики расчета под-
крепленных разветвлений напорных трубопроводов.—
Труды Моск, гидромелиоративного ин-та, 1979, т. 64,
86.	Эксплуатация гидроэлектростанций/ Под ред.
В. С. Серкова. — М.: Энергия, 1977.—303 с.
87.	Amstutz Е. Das Einbeulen von Schacht- und!
Stollenpanzerungen. — Schweizerische Bauzeitung, 1950,
№ 9, S. 102—105.

88.	Amstutz E. Das Einbeulen von vorgespannten
Behacht- und Stollenpanzerungen.— Schweizerische Ban-
zeitung, 1953, № 16, S. 229—231.
89.	Amstutz E. Das Einbeulen von Schacht- und
Stollenpanzerungen. — Schweizerische Bauzeitung, 1969,
№ 28, S. 541—549.
90.	Arthur H. G., Walker J. J. New design criteria
for USBR penstocks. — Proceedings ASCE, J. of Power
Div., 1970, vol. 96, P01, p. 129—143.
91.	Atrops H. Stahlerne Druckrohrverzweigungen.—
Berlin, Springer-Verlag, 1963.—163 S.
92.	Bellometti Ugo. Moderne tendenze nella pro-
.gettazione e costruzione di condotte forzate idroelettriche
nel quadro della tecnica europea.— Industria meccanica,
1962, № 139, p. 37—42.
93.	Design of Wye Branches for Steel Pipe/
H. S. Swanson, H. J. Chapton, W. J. Wilkinson a. o.—
J. of Water Works Association, 1955, June, p. 581—630.
94.	Eberhardt A. Penstock Codes — US and Foreign
Practice.— Proceedings ASCE, J. of Power Div., 1966,
P02, p. 137—155; 1967, P01, p. 137—140.
95.	Esslinger M. Calcul d’un tuyau-raccord a deux
branches. — Ossatura metallique, 1950, № 5, p. 260—265.
96.	Feder G. Branched Pipes for Power Plants. —
European Civil Engineering, 1970, № 2, p. 97—102.
97.	Gert G., Fastner E. Die Druckrohrleitung des
Kraftwerkes Malta. — Osterreichische Zeitschrift fur
Elektrizitatswirtschaft, 1979, № 1—2, S. 105—112.
98.	Godden W. G. Structure model studies of large
pipe bifurcation. — Proceedings ASCE, Transp. Eng. J.,
1973, vol. 99, TE1, p. 93—(109.
99.	Hutter A., Sulzer A. Beitrag zur Theorie und
Konstruktion gepanzerter Druckschachte. — Wasser- und
Energiewirtschaft, 1947, № 11—12, S. 144—151.
100.	Kito F. The vibrations of penstocks. — Water
Power, 1959, № 10, p. 379—385, 392.
101.	Kito F. Vibration of penstocks. — Water Power,
1962, № 8, p. 327—328.
102.	McCaig J. W., Folberth P. S. The buckling re-
sistance of steel liners for circular pressure tunnels. —
Water Power, 1962, № 7, p. 272—278.
103.	Meystre N. 100 Jahre Schweizer Druckleitungen
fur Wasserkraftwerke. — Escher Wyss Mitteilungen, 1979,
№ 2, S. 16—34.
104.	Mosonyi E. Wasserkraftwerke. Band II. Diissel-
dorf, 1966, S. 74—1,111.
105.	Pircl H. Verteilleitung Castaic. — Escher Wyss
Mitteilungen, 1974, 47, № 2, S. 42—53.
106.	Ruus E. Head losses in wyes and manifolds.—
Proceedings ASCE, J. of Hydr. Div., 1970, vol. 96, № 3,
p. 593—608.
107.	Schwaigerer S. Festigkeitsberechnung von Abz-
weigstiicken unter Innendruck. — Technische Uberwa-
chung, 1968, Bd 9, № 11, S. 372—377.
108.	Statische und hydraulische Bemessungsgrund-
lagen, Grundsatzliches fiber konstruktive Ausbildung
(Druckstollen, Wasserschloss, Kraftabsteig)/ Seeber G.,
Heigerth G., Barenthaler G. u. a. — Osterreichische Zeit-
schrift fur Elektrizitatswirtschaft, 1979, №1—2, S. 43—49.
109.	Suss A., Hassan D. Verminderung von Mate-
rialaufwand und Energieverlusten bei Verteilleitungen
von Wasserkraftanlagen. — Escher Wyss Mitteilungen,
1958, № 1, S. 25—39.
110.	Toda G. Progress at the Okuyahagi project.—
Water Power and Dam Construction, 1979, № 10,
p. 27—30.
114.	Ure J. Besonderheiten beim Bau der Verteil-
rohrleitung des Pumpspeicherwerkes Erzhausen. — Tech-
nische Mitteilungen Krupp — Werksberichte, 1968,
№ 3—4, S. 147—15-4.
11'12. Vaughan E. W. Steel linings for pressure shafts
in solid rock. — Proceedings of ASCE, J. of Power Div.,
1956, vol. 82, P02.
113. Wieser H. Naherungsmethode zur Entwurfsbere-
chnung eines Hosenrohres. — Osterreichische Ingenieur —
Zeitschrift, 1966, № 12, S. 405—411.
114. Williamson 3. V., Rhone Th. J. Dividing flow
in branches and wyes. — Proceedings of ASCE, J. of
Hydr. Div., 1973, HY5, p. 747—769.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ....................................... 3
Принятые основные	обозначения	....	5
Глава перва я. Общие сведения о напорных тру-
бопроводах .	.	.	  7
1.1.	Назначение напорных трубопроводов	.	.	7
1.2.	Типы трубопроводов .	  14
1.2.1.	Классификация трубопроводов	.	.	И
1.2.2.	Свободно лежащие трубопроводы	.	16
1.2.3.	Заделанные трубопроводы .	.	.17
1.2.4.	Засыпанные трубопроводы .	.	18
1.3.	Оболочка трубопроводов.................18
1.4.	Опоры трубопроводов....................22
1.5.	Распределители трубопроводов .	.	.	.25
1.6.	Прочие элементы........................26
1.7.	Затворы трубопроводов..................26
1.8.	Уравнительные резервуары...............30
Глава вторая. Основы проектирования трубо-
проводов ....................................32
2.1.	Особенности проектирования трубопроводов 32
2.2.	Выбор схемы трубопровода..................33
2.3.	Трасса трубопровода................35
2.4.	Гидравлические расчеты....................37
2.4.1.	Гидравлические потери в трубопрово-
дах ..................................’	.37
2.4.2.	Гидравлический удар.................38
2.5.	Оптимизация проектных решений .	.	.40
£.6. Исследования стальных трубопроводов . 43
2.6.1.	Общие сведения......................43
2.6.2.	Модельные исследования	.	.	.	.44
2.6.3.	Натурные исследования	.	.	.	.46
Глава третья. Материалы и расчетные характе-”-”
ристики.....................................48
3.1.	Основные характеристики стали	.	.	.48
3.1.1.	Механические свойства	.	.	.	.48
3.1.2.	Технологические характеристики .	. 50
3.1.3.	Химический состав .	.	.	.	.51
3.2.	Конструкционные материалы	.	.	.	.52
3.2.1.	Толстолистовые стали для оболочки
трубопроводов ........................... 52
3.2.2.	Арматурные стали..................55
3.2.3.	Прочие стали и	чугун .	.	.	.56
3.2.4.	Сварочные материалы...............56
3.2.5.	Бетон и другие неметаллические ма-
териалы ..................................57
3.3.	Расчетные сопротивления стали .	.	.58
Глава четвертая. Нагрузки и воздействия на
трубопровод...................................60
4.1.	Классификация и расчетные сочетания на-
грузок и воздействий ...................... 60
4.2.	Расчетные формулы для определения сил,
действующих на трубопровод . .	. .62
4.2.1. Воздействия на свободно лежащий
трубопровод разрезной конструкции 62
4.2.2. Воздействия на свободно лежащий
трубопровод неразрезной конструкции 65
4.2.3.	Прочие воздействия на трубопровод 68
4.2.4.	Воздействия на засыпанный трубо-
провод ..................................73
4.3.	Характерные расчетные случаи при проекти-
ровании трубопроводов ГЭС .	... 75
4.3.1.	Расчетные случаи для свободно лежа-
щего трубопровода ...................... 75
4.3.2.	Расчетные случаи для засыпанного
трубопровода ............................ 76
4.3.3.	Расчетные случаи для заделанного
трубопровода ............................ 77
Глава пятая. Расчет оболочки и колец жестко-
сти на	действие внутреннего	давления	.	.	78
5.1.	Основные расчетные	положения	.	.	.78
5.2.	Расчет прочности свободно лежащего тру-
бопровода . . '........................ .	.82
5.2.1.	Напряжения в оболочке от внутренне-
го давления и веса воды .	.	.82
5.2.2.	Напряжения в оболочке от собствен-
ного веса................................86
5.2.3.	Расчет трубопровода как неразрезной
балки....................................88
5.2.4.	Напряжения при частичном заполне-
нии трубопровода водой .	.	.	.91
5.2.5.	Напряжения в оболочке у колец при
действии внутреннего давления воды 91
5.2.6.	Напряжения в оболочке в местах пе-
релома образующих.......................94
5.2.7.	Расчет свободных (необетонирован-
ных) колен............................  -96
5.3.	Расчет прочности засыпанного трубопровода 97
5.3.1.	Условия прокладки труб .	.	.	-97
5.3.2.	Напряжения в меридиональных сече-
ниях оболочки и колец жесткости . 98
5.3.3.	Осевые напряжения в оболочке .	.102
5.4.	Расчет прочности трубопровода, заделанно-
го в горной породе .'......................102
5.4.1.	Общие положения расчета .	.	.102
5.4.2.	Кольцевые напряжения в оболочке,
обусловленные зазором между обли-
цовкой и скалой ..................... .105
5.4.3.	Кольцевые напряжения в оболочке
после закрытия зазора .	.	.	.107
5.4.4.	Условия расчета заделанного трубо-
провода с учетом отпора породы .110
5.4.5.	О местных напряжениях у колец же-
сткости ................................111
5.5.	Расчет прочности трубопровода, заделанно-
го в бетонном массиве.....................112’
5.6.	Основы расчета сталежелезобетонных трубо-
проводов ...................................1И
246

Глава шестая. Расчет оболочки и колец жест-
кости на действие наружного давления	.115
6.1.	Общие сведения.........................115
6.2.	Устойчивость свободно лежащих трубопро-
водов ......................................118
6.3.	Устойчивость засыпанных трубопроводов	.120
6.4.	Устойчивость заделанных трубопроводов	.121
Глава седьмая. Промежуточные опоры .	.127
7.1.	Общие сведения.........................127
7.2.	Опорные кольца.........................128
7.3.	Опорные устройства.....................135
7.3.1.	Конструкции опорных устройств	.135
7.3.2.	Расчет деталей опорных устройств 137
7.4.	Фундаменты.............................139
Глава восьмая. Анкерные опоры .	.	.	.140
8.1.	Общие сведения.........................140
8.2.	Общая геометрия трубопровода и устано-
вочные углы колена.........................142
8.3.	Расчетные схемы и силовые воздействия 146
Глава девятая. Разветвления трубопроводов 148
9Д. Конструкции разветвлений................148
9.1.1.	Общие сведения .	.	.	. - .	.148
9.1.2.	Разветвления с наружными ворот-
никами ..................................150
9.1.3.	Разветвления с внутренними диафраг-
мами ....................................151
9.1.4.	Разветвления со сферической обо-
лочкой ..................... .	.	.	.153
9.1.5.	Разветвления с наружной обоймой	.155
9.1.6.	Разветвления, заделанные в горной по-
роде ....................................155
9.2.	Геометрия разветвлений .....	.156
9.3.	Расчет прочности.......................162
9.3.1.	Условия работы...................162
9.3.2.	Основные допущения...............163
9.3.3.	Краевые усилия в оболочке	.	.	.166
9.3.4.	Расчет воротниковой рамы	.	.	.170
9.3.5.	Напряженное состояние воротников и
оболочек.................................172
9.3.6.	Расчет опорных стержней разветвления
подземного трубопровода .	.	.	.176
9.4.	Экспериментальные исследования	.	.	.176
Глава десятая. Арматура и прочие устройства 181
10.1.	Компенсаторы.........................181
10.1.1.	Температурные сальниковые компен-
саторы .................................181?
10.1.2.	Температурно-осадочные и осадоч-
ные компенсаторы.......................183’-
10.2.	Лазы...................................186
10.2	Лазы....................................187
10.3.	Фланцевые соединения...................190
10.4.	Заглушки...............................192
10.5.	Устройства для впуска и	выпуска	воздуха 197
10.6.	Трубопроводы опорожнения	.	.	.	.200
10.7.	Приборы защиты ГЭС от последствий
разрыва трубопровода.........................202
Глава одиннадцатая. Особенности изготов-
ления и монтажа трубопроводов .	.	.	.206
11.1.	Общие сведения.......................206
11.2.	Некоторые вопросы заводского изготов-
ления .....................................207
11.2.1.	Изготовление оболочки .	.	.	.207
11.2.2.	Кольца жесткости и фасонные эле-
менты ...............................210ч
11.3.	Транспортировка и укрупнение .	.	.211
11.3.1.	Разбивка на отправочные элементы
и транспортировка . . .	.	.211
11.3.2.	База укрупнения...............212
11.3.3.	Установка раскреплений	.	.	.214
11.4.	Монтаж трубопровода на трассе .	.	.215-
11.5.	Особенности монтажа трубопровода в под-
земных выработках.......................  .217
11.5.1.	Схемы подачи и монтажа звеньев217
11.5.2. Размеры затрубного пространства219*
11.5.3. Обетоннрование, цементация и за-
делка отверстий................220-
11.6.	Предпусковые гидравлические испытания
трубопроводов .	...................222
Глава двенадцатая. Некоторые вопросы экс-
плуатации . трубопроводов.....................227
12.1.	Общие вопросы технического обслуживания227’
12.2.	Защита стальных трубопроводов от кор-
розии ............................ .	.	.230
12.3.	Наблюдение за положением опор .	.232'
12.4.	Вибрация трубопроводов и борьба с ней233
12.5. Зимняя эксплуатация трубопроводов .235
Приложения ................................23&
Список литературы .	 243*