Методы исследования и моделирования прочностных свойств однолетних торосов



В статье авторы анализируют существующие методы исследования и моделирования прочностных свойств однолетних торосов. Проводится сопоставительный анализ методов, выявляются достоинства и недостатки каждого метода.

Ключевые слова: торосы, моделирование, обломки льда, испытания, критерии подобия, ледовые нагрузки.

Общие понятия о торосах и основные определения

Однолетние торосы являются распространенными ледяными образованиями в большинстве морских ледовых сред, и поэтому играют важную роль в широком спектре процессов, связанных со льдом. С инженерной точки зрения однолетние торосы часто являются ключевым фактором при определении нагрузок на сооружения. Например, в покрытых льдом водах, таких как западное побережье Ньюфаундленда [3], большие однолетние торосы являются расчетными при взаимодействии льда с морскими сооружениями. Торосы также хорошо известны как значительное препятствие для судоходства в большинстве районов, покрытых льдом. К тому же однолетние торосы могут пропахивать морское дно на мелководье. Этот факт имеет существенные последствия для проектирования трубопроводов и других подводных сооружений.

Торосы образуются, когда ровные ледяные поля сжимаются и срезаются движущими силами окружающей среды. Процессы построения тороса (рис. 1) сложны, но обычно включают в себя наслоение льда в сочетании с различными изгибами, прогибами или разрушением путем дробления [26]. Полученный в результате торос содержит большое количество кусочков льда различных размеров, которые сложены в случайном порядке (рис. 2). Торосы часто характеризуются как линейные ледяные образования (рис. 3), но на самом деле они извилистые и очень изменчивы по форме. Лед, разрушенный в процессе строительства тороса, создает обломки льда как над, так и под ватерлинией, которая находится в гидростатическом равновесии. Отсюда нагромождения выше линии воды ( парус ) имеют объем около одной десятой обломков ниже ватерлинии ( киль ).

Центральная часть тороса вдоль ватерлинии часто вновь смерзается, образуя консолидированный слой тороса.

Рис. 1. Фотография, показывающая начальное образование тороса во время столкновения очень тонких льдин [26]

Рис. 2. Фотография, показывающая парус большого тороса [26]

Рис. 3. Фотография, показывающая линейный характер торосов [26]

Структурно торосы состоят из блоков (обломков) льда, которые образуются в ходе разрушения ледяных полей при их взаимодействии друг с другом.

Строение тороса схематично изображено на рис. 4.

Рис. 4. Структура тороса [16]

Основываясь на обширных полевых работах, которые были сделаны в течение последних нескольких десятилетий, торос обычно аппроксимируется моделью, состоящей из паруса, консолидированного (или смерзшегося) слоя и киля (рис. 5–8).

Рис. 5. Схема идеализированного однолетнего морского тороса [26]

Рис. 6. Схема «среднего» однолетнего тороса на основе анализа 112 торосов [25]

Физико-механические свойства торосов

Нагрузка, вызванная воздействием однолетнего тороса на сооружение, обычно рассчитывается как состоящая из двух компонентов. Это нагрузка из-за разрушения консолидированного слоя и нагрузка из-за разрушения ледяного киля [2].

Рис. 7. Модель тороса Охотского моря [18]

H _k =3.82 H _s или

Рис. 8. Типичная модель однолетнего тороса по [24]

В течение последних двух десятков лет исследовательская деятельность по нагрузкам, которые могут создавать однолетние торосы на сооружения, увеличилась из-за событий в субарктических регионах, таких как мост Конфедерации и континентальный шельф России [9]. Все это привело к возрастанию усилий по установлению механических свойств однолетних торосов, которые в значительной степени игнорировались в более ранних исследованиях в Арктике из-за преобладания многолетних характеристик в критериях проектирования.

Прочность на сжатие консолидированного слоя

Мелкомасштабные эксперименты

Большинство данных по прочности на сжатие морского льда (и пресноводного льда) получены из мелкомасштабных испытаний на одноосное сжатие. Это также прочность, которая используется в уравнении внедрения для ледовых нагрузок [2].

Имеется немного данных о небольших испытаниях на одноосное сжатие консолидированного слоя торосов, особенно в контексте последовательных методов и широкого диапазона влияющих параметров. Поэтому невозможно сказать, на основе этого подхода и имеющихся данных, является ли лед консолидированного слоя слабее или сильнее, чем ровный морской лед.

Одним из подходов для определения прочности на сжатие консолидированного слоя в сравнении с ровным льдом в натурных условиях является использование бурового оборудования. Blanchet [3] показывает сравнение данных по буровым скважинам, взятым в ровном и консолидированном слоях льда. В работе показано, что консолидированный слой льда в среднем на 20–25 % слабее. Тем не менее, другие данные не показывают такой очевидной тенденции.

Например, Yashima и Tabuchi [34] сообщают о буровых испытаниях, проведенных на Сахалине в 1980 году. Средняя максимальная прочность ствола скважины в консолидированном слое составила 17,95 МПа, тогда как на прилегающем уровне льда средний максимум составлял 16,99 МПа. Понятно, что в этом случае нельзя приписать какой-либо более низкой прочности консолидированному слою. Более поздние испытания на Сахалине также не показали снижения прочности для консолидированного слоя на основе испытаний буровым оборудованием [23].

В 1999 году было проведено полевое исследование торосов у западного побережья Ньюфаундленда [9]. В рамках этой программы были проведены буровые испытания. К сожалению, температура воздуха и льда во время этой работы была выше нормальной, и прочностные значения были ниже. В консолидированных слоях средний максимум прочности составил 10,1 МПа, а на ровном морском льду средний пик максимума составил 10,5 МПа. В обоих случаях температура льда была близка к таянию, а соленость была низкой. Также было слишком мало точек данных, чтобы быть уверенными, что существуют какие-либо реальные различия между значениями прочности образца, полученного в консолидированном слое, по сравнению с прилегающим ровным льдом.

Таким образом, исходя из значимости приведенных выше доказательств, очевидно, что отсутствует четкое обоснование снижения прочности на сжатие консолидированного слоя по сравнению с ровным морским льдом.

Крупномасштабные эксперименты

При рассмотрении вопроса о том, как рассматривать общую прочность на дробление смерзшихся слоев торосов, ряд исследователей предложили снизить глобальное давление дробления на основе крупномасштабных буровых испытаний (например, Blanchet [3]). Однако, как обсуждалось выше, есть доказательства, что прочность в консолидированном слое не ниже. Поэтому сложно предположить, что глобальные давления льда должны быть ниже, чем те, которые используются для ровного льда.

С другой стороны, есть много доказательств от «Моликпак» (Molikpaq), которые предполагают, что консолидированный слой никогда не разрушался чистым дроблением, а скорее разрушался в смешанном режиме. Будет ли это всегда иметь место с торосами (или был артефакт нижних наклонных граней Molikpaq), неясно.

Прочность на изгиб

Для нагрузок на наклонные сооружения от консолидированного слоя наиболее важным прочностным параметром является прочность на изгиб при полной толщине. Большой ряд исследований был проведен на эту тему для морского льда [3,21,31,33], но не для смерзшихся блоков льда. Ранние испытания толщины балок ровного льда были проведены Vaudrey [31]. Timco и O’Brien [30] собрали практически все опубликованные данные по прочности на изгиб морского льда в сводный отчет.

Croasdale и Smirnov [12,23] провели некоторые испытания прочности на изгиб на консольных балках, вырезанных в консолидированном слое торосов. Одной из проблем, выявленных в ходе этих испытаний, является проблема льда, расположенного под ледяными обломками. Похоже, что требуется дополнительная сила, прежде чем балка может быть сломана при изгибе.

Прочность ледяных обломков, слагающих киль тороса

Обломки льда в килях торосов подвергаются ряду тепловых и механические процессов, которые могут привести к изменчивости межблочной прочности. Предполагается, что эта прочность является функцией внутреннего напряжения, температуры, преобладающей при формировании тороса, возраста тороса и возможных других факторов, таких как соленость. Timco et al. [26], Heinonen [15], Liferov и Bonnemaire [20], Shafrova [22] предложили несколько механизмов разрушения ледяных обломков.

Прочность обломков льда часто рассматривается с использованием концепций механики грунта, полученных для гранулированных материалов, что приводит к описанию прочности на основе угла внутреннего трения и сцепления.

За последние 20–25 лет были проведены обширные мелкомасштабные эксперименты, выполненные для определения прочностных свойств обломков льда. В обзоре Bruneau [6] обобщены некоторые предварительные результаты. Из 19 исследований только два были полевыми, остальные были относительно мелкомасштабными. Результаты значений угла трения находились примерно в диапазоне 8- 70°, и сцепление варьировалось от 0 до 20 кПа (но некоторые исследователи предположили, что сцепление пропорционально размеру блока и его значение будет выше в полномасштабных экспериментах).

Идеализация обломков льда как материала Мора-Кулона понятна, потому что обломки льда имеют вид зернистого материала, и некоторые аспекты его поведения кажутся быть совместимым с этими понятиями, например, угол естественного откоса. С другой стороны, обломки льда имеет характеристики, которые отличаются от грунтов. Например, тепловые процессы и спекание, описанное ранее, может привести к развитию когезивных связей, которые, как обсуждалось, вероятно, зависят от температуры, геометрии, солености, времени и истории нагружения. Эти проблемы были рассмотрены и обобщены Weaver [8].

Следует отметить, что ряд других экспертов не согласен с диапазоном приведенных выше значений, они предсказывают более низкие значения (обычно до 5–10 кПа). Например, при проектировании моста на остров Принца Эдуарда Разработчик назначил характеристики прочности киля следующие: сцепление — равномерное распределение от 0 до 5 кПа: угол трения — равномерное распределение от 10° до 50° (эти значения используются в контексте вероятностного метода). Независимый Инженер (при рассмотрении нагрузок) предположил, что когезионные связи будут постепенно разрушаться и что пиковые нагрузки будут контролироваться только трением [5].

Для проектирования моста Конфедерации и текущих исследований торосов [9], была проведена серия двухосных испытаний на соленых ледяных блоках. Испытания были выполнены Национальным исследовательским советом, Оттава, с использованием испытательного устройства 1м1м0,5м, как показано на рис.9 [27]. Целью испытаний было получение наилучших данных о прочности соленого ледяного обломка, особенно в рамках условий — температура, соленость, предварительное напряжение, напряженное состояние и ограничение, которые будут иметь отношение к типичному расчетному торосу. Ключевым условием было проведение большинства испытаний с погружным ледяным блоком, а не сухим (хотя для сравнения были проведены некоторые «сухие» испытания с использованием оборудования предыдущих испытаний).

Рис. 9. Фотография двухосевой камеры сжатия NRC [9]

Всего было выполнено тридцать восемь испытаний. Детали испытаний и результаты содержатся в Отчете о Проекте [7]. Некоторые конкретные результаты также обсуждаются в Timco and Cornett [7]. Некоторые из существенных особенностей результатов испытаний следующие:

– угол трения, мобилизуемый объемным ледяным блоком, зависел от характеристик обломков льда, напряженного состояния обломков и характера приложенной деформации;

– испытания показали повторяющиеся свойства льда для тех же условий испытаний;

– коэффициент деформации оказал значительное влияние на жесткость и прочность. Угол внутреннего трения ниже для обломка, который подвергается значительной механической консолидации;

– мокрый (погруженный) обломок льда значительно слабее аналогичного обломка, который не был погружен в воду (то есть сухой). Погружение уменьшает как начальный предел текучести, так и прочность при деформации и уменьшает угол внутреннего трения примерно на 30 %. Погружные условия подходят для киля, в то время как сухие условия подходят для паруса тороса.

– измеренные углы трения варьировались от 75° до 30°, в зависимости от условий испытаний и напряженно-деформированного состояния.

– отвердение в условиях предварительного напряжения значительно увеличивает начальный предел текучести обломка льда, но мало влияет на угол трения, мобилизованный материалом после нагружения.

Результаты этих систематических испытаний ясно показали, что механические свойства обломков льда в торосе не могут быть правильно охарактеризованы одним значением угла трения и предполагаемым сцеплением. Есть 3 фактора, которые усложняют эту характеристику для тороса:

1. Характер обломков льда внутри тороса варьируется от места к месту (т. е. «сухой» обломок в парусе, «мокрый» обломок в киле, различные размеры обломков и т. д.);
2. Величина и характер статических напряжений варьируются по всему торосу;
3. Когда торос взаимодействует с сооружением, ожидается широкий спектр деформаций обломков в киле и парусе.

Натурные исследования

Натурные исследования считаются важными, потому что кажется очевидным, что на прочность обломков льда влияют процессы внутри тороса, которые сами по себе слабо изучены. Они варьируются от температуры и солености льда при формировании до процессов старения со временем, которые, в свою очередь, могут зависеть от уровня внутренних напряжений, а также градиентов температуры и солености. Поэтому искусственно созданный торос никогда не может быть представителем реальных обломков льда, и даже эти реальные обломки могут измениться, если образцы отбираются для испытаний. Таким образом, лучший подход к измерению и пониманию полномасштабного ледяного обломка заключается в получении свойств на месте на реальных торосах.

В 1996 г. было изучено более 30 различных натурных методов с точки зрения их пригодности [11]. Наиболее перспективные методы были тщательно проверены на масштабных моделях в ледовом бассейне, как часть обширной программы по ледовым нагрузкам от торосов.

Были разработаны методы анализа испытаний с точки зрения прочности на сдвиг обломков, и разработаны предварительные планы их полномасштабной реализации [6]. Этими двумя методами были «испытание на прямой на сдвиг» и «ударное испытание на сдвиг», и они подробно описаны ниже, вместе с описанием «испытания на растяжение».

Испытание на прямой сдвиг

Схема испытания на прямой сдвиг показана на рис. 10, а фотографии — на рис. 11.

Испытание включает в себя рытье канавы через смерзшийся слой тороса, чтобы изолировать прямоугольную плиту. Затем измеряется нагрузка, необходимая для горизонтального перемещения плиты, и соответствующее смещение фиксируется. При испытании на сдвиг плоскость разрушения возникает в нижней части консолидированного слоя или вблизи нее, таким образом, что имитирует режим разрушения «срезной пробки» киля тороса. Прочность на сдвиг просто ниже консолидированного слоя является одним из ключевых параметров, необходимых для расчета нагрузок от торосов на сооружения.

Этот метод испытаний был успешно использован на сегодняшний день в 4-х отдельных полевых проектах, 2-х в Канаде и 2-х в Российской Федерации [11,12]. Тестовое оборудование состоит из гидравлического штампа весом 25 тонн с ходом 0,6 м, ячейки сжимающей нагрузки и универсальных соединений, соединяющих каждый конец поршня с двумя алюминиевыми панелями реакции. Струнные потенциометры регистрируют смещение ледяной плиты. Питание подается к поршню через гидравлический блок питания, приводимый в движение бензиновым двигателем.

Рис. 10. Схема испытания на прямой сдвиг [11]

Подготовка площадки требует вырезания ряда лунок через консолидированный слой и некоторые блоки удаляются, чтобы позволить опустить устройство на месте и создать пространство для горизонтального смещения ледяной плиты. Вид сверху схемы бурения и траншеи, необходимые для испытания на прямой сдвиг, показаны на рис. 2.9 (см. также фотографии на рисунке 2.10). В идеале, место должно быть выбрано на уступе тороса так, чтобы верхняя поверхность была относительно гладкой, но лежала на обломке киля. Для испытаний, проводимых в районе паруса тороса, блоки паруса удаляются, и поверхность льда сделана как можно более плоской, чтобы облегчить резку с помощью цепных пил. В Канаде основные разрезы вокруг плиты и прорези за плитой были сделаны с помощью пилы с 59"(1,51 м) двойной штангой, установленной на салазках.

Рис.11. Фотографии испытания на прямой сдвиг [26]

Двойная штанга создала прорезь шириной около 2,5 см, что помогло минимизировать трение и сцепление. Сани обеспечили стабильную платформу и значительно сократили усилия, требуемые для эксплуатации пилы, и значительно повышая безопасность эксплуатации. Для испытаний в Российской Федерации была разработана гораздо более крупная пила с лезвием длиной 3,2 м, рис.12 [23].

Рис. 11. Фото ледяных щелей, разрезанных на консолидированном слое для выполнения прямого испытания на сдвиг [29]

Рис. 12. Большая пила, разработанная для резки сквозного слоя на шельфе Сахалина [23]

Плита была слегка сужена спереди (там, где была приложена нагрузка) к задней части, чтобы далее уменьшить трение и проблемы сцепления. Траншея за плитой была сделана путем резки льда на более мелкие кусочки и удалением их с помощью А-образной рамы с блоком и инструментом, или щипцами для льда. Прорезь в форме буквы «I» перед плитой также требовалась для панели и тарана. Она была вырезана с использованием тех же методов. Тесты были записаны на видео и были сделаны обширные измерения смещения блока и качественные описания. В некоторых испытаниях стержни из пенопласта малого диаметра были опущены вертикально в просверленные отверстия через плиту в обломки льда. Это дало положение уровня плоскости сдвига, которая обычно находилась непосредственно у основания консолидированного слоя.

В некоторых тестах добавка применялась с использованием ледяных блоков, снятых с прорезей в смерзшийся слой.

Ударное испытание на сдвиг

Как показано на рис. 13, в ударном испытании на сдвиг пробка консолидированного слоя срезается до ледяных обломков. Затем прикладывается нагрузка, чтобы протолкнуть пробку вниз. Этот метод был впервые апробирован в Прибалтике Lepparanta and Hakala в 1992 году, с переменным успехом (из-за недостаточной грузоподъемности). В 1996 году всесторонние натурные испытания были выполнены в сочетании с модельными испытаниями, проведенными в рамках Ridge Load JIP [11]. Всего было проведено более 100 испытаний на моделях тороса. Первоначально были проведены оценочные тесты для оценки влияние скорости плиты, диаметра плиты (пробки), глубины тороса и состояния обломков (молодые или в возрасте). Затем, перед каждым испытанием воздействия тороса на модельное сооружение, проводилось несколько ударных испытаний тороса на сдвиг. Цель состоит в том, чтобы получить натурные значения прочности на сдвиг, чтобы затем интерпретировать измеренные нагрузки на сооружение.

Рис. 13. Конфигурация ударного испытания на сдвиг, использованная в Российской Федерации в 1997 году [26]

Была также разработана схема для интерпретации с точки зрения угла трения и когезионных свойств обломков, основанная на теориях горизонтальной анкерной плиты в грунте.

Основным преимуществом ударного испытания на сдвиг является то, что поверхности разрушения проходят через полную глубину тороса, как и при пассивном разрушении киля тороса. В результате крупномасштабных экспериментов получены средние значения прочности на сдвиг киля.

После этого успешного использования в модельных экспериментах полноразмерное испытательное устройство было использовано в Нортумберлендском проливе в 1997 году. В этих испытаниях аппарат состоял из 30 тонного (0,3MN) гидравлического домкрата, установленного на алюминиевой раме, закрепленной на льду с помощью четырех ледяных якорей (рис.13 и фотографии на рис.14).

После проведения ударных испытаний на сдвиг в Канаде в 1997 году было установлено более крупное оборудование, разработанное для использования в Российской Федерации на следующий год. Оборудование, используемое в Российской Федерации в 1997 и 1998 гг, показано на рис. 15. К 1998 году оборудование, используемое в России, имело грузоподъемность 2 МН и предназначено для загрузки блока размером 33 м через консолидированный слой. Типичный график нагрузки показан на рис. 16. В этом случае первый пик соответствует разрыву связей локально под блоком, в то время как второй пик соответствует глобальный разрыву пробки киля. Следует также отметить, что во многих более поздних испытаниях рычаги и струны, вставленные в маленькие отверстия, просверленные через киль, подтвердили глобальное разрушение пробки киля с очень малой деформацией сжатия материала киля.

Испытание на растяжение

Цель испытаний на растяжение состояла в том, чтобы исследовать наличие и природу любой связи, которая может существовать между консолидированным слоем и лежащими под ним обломками льда. Идея возникла, когда стало известно, что блоки должны быть вырезаны и подняты из смерзшегося слоя для выполнения прямых испытаний на сдвиг.

Было также признано, что если бы не было когезионной связи ниже смерзшегося слоя, тогда след нагрузки при подъеме блока будет отражать потерю плавучести опоры, поскольку она была поднята и должна иметь постоянный уклон. С другой стороны, любая имеющаяся связь будет проявляться как увеличение нагрузки на градиент плавучести.

Как только связь рвется, нагрузка возвращается к градиенту плавучести. Наличие растяжимой связи будет указывать на присутствие сцепления.

Типичная конфигурация оборудования для проведения испытаний на растяжение показана на рис. 17.

Рис. 14. Фотографии ударного испытания на сдвиг в Канаде, 1997 г. [29]

Рис. 15. Оборудование, использованное для ударного испытания на сдвиг в России, 1998 [29]

Рис.16. Типичный след нагрузки от ударного испытания на сдвиг [26]. (Smirnov and others, 2000)

Типичный профиль нагрузки, полученной во время испытания на растяжение, показан на рис. 18. Четко показано, что требуется некоторая начальная нагрузка, чтобы преодолеть растягивающее сцепление, которое дает четкое представление о когезионной природе ледяных обломков (по крайней мере, непосредственно лежащих под консолидированным слоем).

Рис. 17. Типичная конфигурация испытания на растяжение [26]

Рис. 18. Типичный профиль нагрузки от испытания на растяжение. Обратите внимание на пик в 22 с, соответствующий разрыву когезионной связи [26]

Модельные испытания

Чтобы исследовать типы разрушения торосов и связанные с ними нагрузки при взаимодействии с неподвижными сооружениями, необходимо провести физическое моделирование. При таком подходе важные силы на прототип (полномасштабную) конструкцию сохраняются в одинаковом соотношении на модельную конструкцию, но в уменьшенном масштабе. Таким образом, процесс взаимодействия может быть исследован в контролируемой лабораторной среде с пониженными нагрузками. Для правильного моделирования взаимодействия должны использоваться специальные методики. В частности, для надежных результатов важно иметь правильные геометрические, кинематические и динамические характеристики тороса и сооружения.

Модельные программы испытаний воздействия торосов были выполнены рядом различных исследователей, в том числе [1,5,9,14,17,19,28,32,].

Для точного моделирования линейные размеры натурного, или прототипа (р), сооружения уменьшены до модельного (м) масштаба с помощью геометрического масштабного коэффициента λ. Для этих испытаний особое значение имеют инерционные, гравитационные и разрушающие силы, поэтому масштабирование выполнено с использованием масштаба Фруда и Коши [29] для обзора методов моделирования льда). Использование физического моделирования требует специальных методов и мер предосторожности для получения надежных результатов. На основе законов моделирования, используемые материалы для моделирования (лед и сооружение) должны иметь определенные четко определенные характеристики и величины. Кроме того, методы, используемые для измерения ледовых нагрузок, не должны мешать процессу взаимодействия.

Одним из наиболее сложных аспектов испытаний с участием торосов является создание реалистичной модели тороса в бассейне. Для изготовления торосов был разработан ряд подходов, включая метод «самосвала» и метод «закрывающегося желоба».

В обоих случаях слой ровного льда растет до желаемой толщины. Для метода «самосвала», лед на одном конце бассейна разрушен и ограничен «ведром», затем лед выливают в кучу, где находится торос в ледовом бассейне. В некоторых случаях лед выливают между параллельными пластинами, которые действуют как направляющие, а в других случаях лед заливают без направляющих стен. При таком подходе получается большая куча битого льда, которая естественным образом уравновешивается до желаемой формы. В методе «закрывающегося желоба» две параллельные пластины вставляются вертикально в емкость для льда, и лед между ними разбивается. Затем пластины перемещаются вместе, чтобы сформировать большую кучу битого льда. В обоих случаях необходимо убедиться, что ледяное образование является линейным и однородным по всей ширине бассейна. После процесса строительства тороса выращивается ровный ледяной покров, чтобы ограничить торос и обеспечить реалистичные граничные условия для испытаний.

Оба из этих подходов производят торосы, которые имеют геометрическое подобие с полномасштабными торосами. Однако возникают проблемы с доведением тороса до нужной прочности. Для этого существует две причины. Во-первых, прочность натурных торосов и их составляющих малоизученны, поэтому отсутствие репрезентативного полномасштабного значения является проблематичным. Во-вторых, рост ровного ледяного покрова часто значительно усиливает консолидированный слой из-за движения химических примесей во льду. Таким образом, часто этот слой слишком прочен, исходя из ожидаемой прочности консолидированного слоя. При просмотре и анализе результатов испытаний всегда следует учитывать эти факторы.

В качестве примера, Timco and Cornett [28] выполнили модельную программу испытаний взаимодействия однолетнего тороса с опорой моста Конфедерации. На рис. 19 изображена фотография испытаний. Следует обратить внимание, что торос является линейным и хорошо определенным и охватывает всю ширину ледового бассейна. В этой программе испытаний наблюдался ряд типов разрушения льда, в том числе:

Рис. 19. Фотография, показывающая модельное испытание взаимодействия однолетнего тороса с опорой моста Конфедерации [28]

Крупномасштабный подъем тороса — в этом случае центральная часть тороса была поднята и скользила вверх по поверхности конуса. Торос имел вид крупномасштабного «вспучивания». Этот режим наблюдался только тогда, когда консолидированный слой был очень прочным. В этом случае торос имел достаточную прочность, чтобы его можно было поднять из воды. В конце разрушение тороса произошло либо из-за большого периферического выступа, либо из-за расщепления тороса. Этот тип разрушения вызвал высокие нагрузки.

Расщепление тороса . В некоторых случаях торос расщепляется по всей ширине. Это частично наблюдалось при взаимодействии тороса с опорой. В некоторых случаях через торос проходили вторичные трещины, как правило, но не всегда, на большом расстоянии от опоры. При этом типе разрушения образуются очень большие куски льда.

Разрушение периферическим выступом — в большинстве случаев коническое сечение опоры инициирует периферические трещины в консолидированном слое тороса (рис. 19). Этот выступ создал несколько кусков льда полукруглой формы, которые были подтолкнуты конусом вверх, когда торос продвинулся к опоре. Кусочки льда часто разбивались на более мелкие куски при контакте с конической частью опоры. Это была очень распространенная схема разрушения. В целом оказалось, что размер выступа был связан с прочностью льда. При более слабом льде трещины возникли ближе к опоре. Разрушение при пропахивании — в некоторых случаях наблюдалась картина разрушения типа «пропахивание». В этом случае в области, близкой к опоре, лед разбивался на относительно небольшие кусочки. Такой процесс наблюдался в основном с более слабым льдом.

Модельные программы испытаний обеспечивают превосходное понимание взаимодействия торосов сжатия с шельфовыми или прибрежными сооружениями. С помощью подходящего оборудования можно измерить глобальные нагрузки, а также нагрузки от составных частей тороса на сооружение. Эти результаты могут быть использованы с соответствующими законами масштабирования для прогнозирования натурных ледовых нагрузок от торосов. Модельные тесты имеют дополнительное преимущество в том, что процессы взаимодействия и разрушения могут легко наблюдаться в испытаниях. Это делает их незаменимыми для тщательного изучения ледовых нагрузок от торосов на сооружения.

Литература:

1. Abdelnour, R. 1981. Model Tests of Multi-year Pressure Ridges Moving onto Conical Structures. Proceedings IAHR Ice Symposium, Vol. 2, pp 728–751, Quebec City, Canada.
2. Blanchet, D. 1998. Ice Loads from First Year Ice Ridges and Rubble Fields. Canadian Journal of Civil Engineering. 25: 206–219.
3. Blanchet, D., Abdelnour, R. and Comfort, G. 1997. Mechanical properties of first year sea ice at Tarsiut Island. ASCE Journal of Cold Regions Eng. 11 (1): 59–83.
4. Brown, T.G. and Bruce, J.R. 1995. Finite Element Analysis of First Year Ridge Interactions. Report by Bercha & Assoc. to Public Works and Government Services Canada, Calgary, AL, Canada.
5. Brown, T.G., Cheung, M.S., Croasdale, K. R., and Wright, B. D, Advice on Design Ice Loads for the Northumberland Strait Bridge Piers. Report to Public Works and Government Services Canada, Charlottetown, PEI, 1995, 124p.
6. Bruneau, S. E., McKenna, R. F., Croasdale, K. R. and Crocker G. C. In-situ direct shear of ice rubble in first year ridge keels. Proceedings of 49 ^th Canadian Geotechnical Conference. St. John’s September 1996.
7. Cornett, A.M. and Timco, G. W. Laboratory Tests on the Mechanical Properties of Saline Ice Rubble. NRC Controlled Report HYD-CTR-002, 1995, Ottawa, Ont. Canada.
8. Croasdale&Associates Ltd. 1995. Ice Load Models for First Year Pressure Ridges and Rubble Fields — Phase 1 Report. Joint Industry Government Project, Partly sponsored by the National Energy Board (PERD) and Public Works Canada.
9. Croasdale&Associates Ltd. Field Study of Ice Characteristics off the West Coast of Newfoundland. Report to National Research Council, Ottawa, and Exxon Production Research Co. PERD/CHC Report 2–70 and 2–71 (Proprietary), 1999.
10. Croasdale&Associates Ltd. In situ Ridge Strength Measurements — 1998. A study sponsored by NRC (PERD) and Exxon Production Research Co. (Proprietary until December 2001), 1998.
11. Croasdale&Associates Ltd., 1996. Ice Load Models for First Year Pressure Ridges and Rubble Fields. A Joint Industry-Government Project, Partly sponsored by PERD through the National Energy Board, Calgary, and supported by Mobil and Exxon.
12. Croasdale, K. R. 1997. Ice Structure Interaction: Current State of Knowledge &Implications for Future Developments. RAO Conference, St. Petersburg, Russia.
13. Croasdale, K. R. A Study of Ice Loads due to Ridge Keels. Proc. 4 ^th Intl. Conf. on Development of Russian Offshore (RAO), St. Petersburg, 1999.
14. Eranti, E., Lehmus, E. and Nortala-Hoikkanen, A. 1992. First-Year Ice Ridge Characteristics and Loads on Offshore Structures. Proceedings ISOPE’92, Vol. II, pp 681–687, San Francisco, USA.
15. Heinonen, J., 2004. Constitutive modeling of ice rubble in first-year ridge keel. PhD thesis, Helsinki University of Technology, Espoo, Finland.
16. Jensen, A., Loset, S., Hoyland, K.V., Liferov, P., Heinonen, J. and Evers, K.-U. 2001. Physical Modelling of First-Year Ice Ridges — Part II: Mechanical Properties, The 16 ^th International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions (POAC), Ottawa, Canada, pp. 1493–1502.
17. Kamesaki, K. and Yoshimura, N. 1987. Multiyear Ridge Load on a Conical Structure. Proceedings POAC’87, pp 307–316, Fairbanks, Al., USA.
18. Kato, K. Morphology of a First-Year Ridge and Its Influences on Design Ice Load in the Sea of Okhotsk, Proceedings of the 18th IAHR International Symposium on Ice (2006), PP 183–190.
19. Lewis, J.W. and Croasdale, K.R. 1978. Modelling and Interaction Between Pressure Ridges and Conical-Shaped Structures. Proceedings IAHR Ice Symposium, Part 1, pp 165–196, Lulea, Sweden.
20. Liferov, P., and Bonnemaire, B., 2005. Ice rubble behaviour and strength: Part I. Review of testing and interpretation of results. Cold Regions Science and Technology, 41(2), 135–151.
21. Nadreau, J. P. and Michel, B. Ice Properties in Relation to Ice Forces. Proc. 2 ^nd IAHR State of Art Report on Ice Forces. 1984. Vol. 4, IAHR Symposium, Hamburg, 1984.
22. Shafrova, S., 2007. First-year sea ice features: Investigation of ice field strength heterogeneity and modelling of ice rubble behaviour. PhD thesis, Norwegian University of Science and Technology, Trondheim, Norway.
23. Smirnov V., Sheikin I., Shushlebin A., Kharitonov V., Croasdale K. R., MetgeM., Ritch R., Polomoshnov A., Surkov G., Wang A, Beketsky S., Weaver J. S. Large scale strength measurements of ice ridges; Sakhalin 1998. // Proceedings of International Conference on ICETECH-2000, S.- Petersburg, 2000. P. 512–520.
24. Strub-Klein, L. and Sudom, D. A comprehensive analysis of the morphology of first year sea ice ridges, Cold Regions Science and Technology, 82, 2012, PP 94–109.
25. Timco G. and Burden R. P. An Analysis of the Shapes of Sea Ice Ridges, Cold Regions Science and Technology 25(1), January 1997.
26. Timco G. W., Croasdale K. and Wright B. An Overview of First-Year Sea Ice Ridges. Technical Report HYD-TR-047 PERD/CHC Report 5–112, 2000, 160 p.
27. Timco, G. W., Funke E. R., Sayed M. and Laurich P. H. 1992. A Laboratory Apparatus to Measure the Behaviour of Ice Rubble. Proc. OMAE 1992, Calgary, Al, Canada, Vol. IV, PP 369–375.
28. Timco, G.W. and Cornett, A.M. 1995. Model Tests of Ridge Interaction with a Bridge Pier for the Northumberland Strait Crossing. National Research Council Report TR-1995–02, Ottawa, Ont., Canada.
29. Timco, G.W. and Frederking, R.M. W. Compressive Strength of Sea Ice Sheets. Cold Regions Science and Technology, 1990, Vol. 17, pp 227–240.
30. Timco, G.W. and O'Brien, S. Flexural Strength Equation for Sea Ice. Cold Regions Science and Technology, 22, 1994, pp 285–298.
31. Vaudrey, K. D. Ice Engineering — Study of related properties of floating ice sheets and summary of elastic and viscoelastic analyses. Naval Civil Eng. Lab. TR-860. Port Hueneme, CA, USA, 1977.
32. Wang, Y. S. Analysis and Model Tests of Pressure Ridges Failing against Conical Structures. Proceedings IAHR Symposium on Ice, 1984, Vol. 2, pp 67–76, Hamburg, Germany.
33. Weeks, W. and Assur, A. The Mechanical properties of Sea Ice. Us Army CRREL Monograph II-C3, Hanover, NH, USA, 1967.
34. Yashima, N. and Tabuchi, H. Field survey of pressure ridges in offshore Sakhalin. Proc. Int. Workshop on Rational Evaluation of Ice Forces on Structures, 1999, pp 11–20, Mombetsu, Japan.