analiza turbinske zgradbe nuklearne elektrarne krŠko

UNIVERZA V MARIBORU

FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO

Darijan Vukas

ANALIZA TURBINSKE ZGRADBE

NUKLEARNE ELEKTRARNE KRŠKO Diplomsko delo

Maribor, februar 2012

Diplomski delo univerzitetnega študijskega programa

ANALIZA TURBINSKE ZGRADBE

NUKLEARNE ELEKTRARNE KRŠKO

Študent: Darijan Vukas

Študijski program: Gradbeništvo, univerzitetni

Smer: Konstrukcijska

Mentor: doc.dr. Milan Kuhta, uni.dipl.inž.grad.kon.

Lektor: Tanja Medvešek, prof. slov. in ang.

© Darijan Vukas, 2012 UDK: 624.012.45.04:621.311.25(043.2). Število izvodov: 3

Zahvala Posebna zahvala gre mojim staršem za potrpežljivost, spodbudo in podporo med študijem. Hvala mentorju za zaupanje, strokovno svetovanje, potrpežljivost in spodbudo med nastajanjem diplomskega dela. Hvala vsem, ki so mi stali ob strani, in vsem, ki so tako ali drugače sodelovali pri nastajanju diplomskega dela.

Analiza turbinske zgradbe Nuklearne elektrarne Krško

I

Kazalo 1 UVOD.............................................................................................................................1

1.1 Splošno o področju diplomskega dela ....................................................................1

1.2 Namen diplomskega dela .......................................................................................1

1.3 Struktura diplomskega dela ....................................................................................2

2 NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO .....................................................................4

2.1 Projektiranje, izgradnja in zagon NEK...................................................................4

2.2 Splošni opis ............................................................................................................6

2.3 Tehnologija.............................................................................................................9

2.4 Varnostni sistemi ..................................................................................................13

2.5 Vpliv na okolje .....................................................................................................15

2.6 Vloga NEK v energetskem prostoru Slovenije.....................................................19

2.7 Modifikacije (posodobitve) ..................................................................................20

3 MODIFIKACIJA 611-GN-L........................................................................................22

3.1 Splošen opis modifikacije.....................................................................................22

3.2 Gradbeni del modifikacije ....................................................................................24

3.3 Vhodni podatki za analizo turbinske zgradbe.......................................................28

4 KONTROLA DIMENZIONIRANJA AB NOSILCA OG 44......................................39

4.1 Kontrola dimenzioniranja v skladu z EC2............................................................39

4.1.1 Sistem.................................................................................................................39

4.1.2 Materiali.............................................................................................................39

4.1.3 Učinkovita razpetina – računski model nosilca OG 44 .....................................40

4.1.4 Izračun obremenitev...........................................................................................42

4.1.5 Kontrola dimenzioniranja po MSN - upogib .....................................................45

4.1.6 Kontrola dimenzioniranja po MSN - prečna sila ...............................................48

4.1.7 Kontrola dimenzioniranja po MSU – omejitve napetosti ..................................50

4.1.8 Kontrola dimenzioniranja po MSU – omejitev širine razpok............................53

4.1.9 Kontrola dimenzioniranja po MSU – omejitev povesa .....................................56

4.2 Kontrola dimenzioniranja v skladu z ACI 318 (Tower 3D).................................59

4.2.1 Zasnova..............................................................................................................59

4.2.2 Obremenitev.......................................................................................................60

4.2.3 Kombinacija obtežnih primerov ........................................................................60

4.2.4 Diagrami notranjih statičnih količin ..................................................................61


II

4.2.5 Dimenzioniranje po ACI 318.............................................................................62

4.2.6 Poves ug(t=0).....................................................................................................62

4.2.7 Poves ug(t=0).....................................................................................................63

4.2.8 Razpoke ak(t=0) in ak(t=∞) ...............................................................................63

5 KONTROLA DIMENZIONIRANJA AB NOSILCA OG 151....................................64


5.1.1 Sistem.................................................................................................................64

5.1.2 Materiali.............................................................................................................64

5.1.3 Učinkovita razpetina – računski model nosilca OG 151 ...................................65


5.1.5 Kontrola dimenzioniranja po MSN - upogib .....................................................69

5.1.6 Kontrola dimenzioniranja po MSN - prečna sila ...............................................71

5.1.7 Kontrola dimenzioniranja po MSU - omejitve napetosti...................................78

5.1.8 Kontrola dimenzioniranja po MSU - omejitev širine razpok ............................80

5.1.9 Kontrola dimenzioniranja po MSU - omejitev povesa ......................................83

5.2 Kontrola dimenzioniranja v skladu z ACI 318 (Tower 3D).................................86

5.2.1 Zasnova..............................................................................................................86

5.2.2 Obremenitev.......................................................................................................87

5.2.3 Kombinacija obtežnih primerov ........................................................................87

5.2.4 Diagrami notranjih statičnih količin ..................................................................88

5.2.5 Dimenzioniranje po ACI 318.............................................................................89

5.2.6 Poves ug(t=0).....................................................................................................89

5.2.7 Poves ug(t=∞) ....................................................................................................90

5.2.8 Razpoke ak(t=0).................................................................................................90

5.2.9 Razpoke ak(t=∞)...............................................................................................90

6 KONTROLA DIMENZIONIRANJA AB STEBRA OS BB-4....................................91


6.1.1 Zasnova in osnovni podatki ...............................................................................91

6.1.2 Materiali.............................................................................................................91

6.1.3 Geometrijski podatki..........................................................................................91


6.1.5 Kontrola dimenzioniranja po MSN - izračun vitkosti .......................................94

6.1.6 Izračun armature ................................................................................................97

7 ZAKLJUČEK .............................................................................................................100


III

8 LITERATURA ...........................................................................................................103

9 PRILOGE ...................................................................................................................105

9.1 Slike zamenjave statorja generatorja ..................................................................105


IV

Kazalo slik Slika 2.1: Situacija NEK (vir: načrt NEK št. E-004-200).....................................................7

Slika 2.2: NEK iz zraka.........................................................................................................9

Slika 2.3: Tehnološka shema NEK (vir: uradna stran NEK)..............................................10

Slika 2.4: Primarni sistem z glavnimi elementi (vir: USAR) ..............................................11

Slika 2.5: Kontrolna soba NEK (vir: uradna stran NEK) ..................................................12

Slika 2.6: Turboagregat ......................................................................................................13

Slika 2.7: Primerjava doz obsevanja glede na vir sevanja (vir: uradna stran NEK) .........16

Slika 2.8: Skladiščenje radioaktivnih odpadkov (vir: uradna stran NEK) .........................18

Slika 2.9: Bazen za izrabljeno gorivo (vir: uradna stran NEK) .........................................18

Slika 2.10: Delež proizvedene električne energije v letu 2008 (vir: uradna stran NEK) ...19

Slika 3.1: Tloris turbinske zgradbe elevacija 115.550 (vir: načrt NEK št. E-004-352) .....23

Slika 3.2: Vzdolžni prerez turbinske zgradbe (vir: načrt NEK št. E-004-360) ...................24

Slika 3.3: Prečni prerez turbinske zgradbe (vir: načrt NEK št. E-004-362) ......................24

Slika 3.4: Naris dvigala (vir: SIE-28-PT, 2009).................................................................25

Slika 3.5: Stranski pogled dvigala (vir: SIE-28-PT, 2009).................................................25

Slika 3.6: Naris transportnega sistema SPMT (vir: SIE-28-PT, 2009) ..............................26

Slika 3.7: Stranski pogled na transportni sistem SPMT (vir: SIE-28-PT, 2009)................27

Slika 3.8: Faza I transporta (vir: SIE-28-PT, 2009) ..........................................................28

Slika 3.9: Faza II transporta (vir: SIE-28-PT, 2009) .........................................................28

Slika 3.10: Faza I dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)...................30

Slika 3.11: Faza II dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009) .................31

Slika 3.12: Faza III dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009) ................32

Slika 3.13: Faza IV dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009) ................33

Slika 3.14: Faza V dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009) .................34

Slika 3.15: Faza VI dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009) ................35

Slika 3.16: Tloris SV dela turbinske zgradbe, elevacija 115.550 s prikazom obremenjenih

konstrukcijskih elementov (vir: načrt NEK št. E-403-057) ................................................36

Slika 4.1: Nosilec OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-061) ..................................................39

Slika 4.2: Prerez A-A – nosilec OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-061).............................39

Slika 4.3: Krajna podpora v osi 2 – nosilec OG 44............................................................40

Slika 4.4: Krajna podpora v osi 3.1 – nosilec OG 44.........................................................41

Slika 4.5: Računski model nosilca OG 44 ..........................................................................42


V

Slika 4.6: Razporeditev in velikost stalne obremenitve – nosilec OG 44 (vir:

Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3) ................................................................................42

Slika 4.7: Razporeditev in velikost spremenljive obremenitve – nosilec OG 44 ................42

Slika 4.8: Ovojnice notranjih projektnih sil v MSN – nosilec OG 44.................................44

Slika 4.9: Ovojnice upogibnih momentov pri karakteristični kombinaciji vplivov – nosilec

OG 44 .................................................................................................................................44

Slika 4.10: Ovojnice upogibnih momentov pri navidezno stalni kombinaciji vplivov –

nosilec OG 44 .....................................................................................................................45

Slika 4.11: Prerez v polju – nosilec OG 44 ........................................................................45

Slika 4.12: Armatura nosilca OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-081) ................................46

Slika 4.13: Presek 8-8 in 9-9 nosilca OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-081)....................47

Slika 4.14: Pomen oznak pri računu napetosti v MSU – nosilec OG 44 ............................52

Slika 4.15: Potek povesov po nosilcu OG 44 z upoštevanjem nerazpokanih prerezov.......57

Slika 4.16: Zasnova nosilca OG 44 (Tower 3D).................................................................59

Slika 4.17: Stalna obremenitev nosilca OG 44 (Tower 3D) ...............................................60

Slika 4.18: Spremenljiva obremenitev nosilca OG 44 (Tower 3D) ....................................60

Slika 4.19: Maksimalna prečna sila – nosilec OG 44 (Tower 3D)....................................61

Slika 4.20: Maksimalni upogibni moment – nosilec OG 44 (Tower 3D)...........................61

Slika 4.21: Potrebna vzdolžna armatura – nosilec OG 44 (Tower 3D) .............................62

Slika 4.22: Potrebna strižna armatura – nosilec OG 44 (Tower 3D) ................................62

Slika 4.23: Poves ug(t=0) – nosilec OG 44 (Tower 3D) ....................................................62

Slika 4.24: Poves ug(t=∞) – nosilec OG 44 (Tower 3D) ...................................................63

Slika 4.25: Razpoke ak(t=0) in ak(t=∞) – nosilec OG 44 (Tower 3D) ..............................63

Slika 5.1: Nosilec OG 151 (vir: načrt NEK št. E-405-061) ................................................64

Slika 5.2: Prerez A-A – nosilec OG 151 (vir: načrt NEK št. E-405-061)...........................64

Slika 5.3: Krajna podpora v osi 2 – nosilec OG 151..........................................................65

Slika 5.4: Krajna podpora v osi 3 – nosilec OG 151..........................................................65

Slika 5.5: Računski model nosilca OG 151 ........................................................................66


Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3) ................................................................................66

Slika 5.7: Razporeditev in velikost spremenljive obremenitve – nosilec OG 151 ..............67

Slika 5.8: Ovojnice notranjih projektnih sil v MSN – nosilec OG 151...............................68


OG 151 ...............................................................................................................................68


VI


nosilec OG 151 ...................................................................................................................69

Slika 5.11: Prerez v polju – nosilec OG 151 ......................................................................69

Slika 5.12: Armatura nosilca OG 151 (vir: Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3) ...........70

Slika 5.13: Potek povesov po nosilcu OG 151 z upoštevanjem nerazpokanih prerezov.....84

Slika 5.14: Zasnova nosilca OG 151 (Tower 3D) ..............................................................86

Slika 5.15: Stalna obremenitev nosilca OG 151 (Tower 3D) .............................................87

Slika 5.16: Spremenljiva obremenitev nosilca OG 151 (Tower 3D) ..................................87

Slika 5.17: Maksimalna prečna sila – nosilec OG 151 (Tower 3D)...................................88

Slika 5.18: Maksimalni upogibni moment – nosilec OG 151 (Tower 3D)..........................88

Slika 5.19: Potrebna vzdolžna armatura – nosilec OG 151 (Tower 3D) ...........................89

Slika 5.20: Potrebna strižna armatura – nosilec OG 151 (Tower 3D) ..............................89

Slika 5.21: Poves ug(t=0) – nosilec OG 151 (Tower 3D) ..................................................89

Slika 5.22: Poves ug(t=∞) – nosilec OG 151 (Tower 3D) .................................................90

Slika 5.23: Razpoke ak(t=0) – nosilec OG 151 (Tower 3D) ..............................................90

Slika 5.24: Razpoke ak(t=∞) – nosilec OG 151 (Tower 3D)..............................................90

Slika 6.1: Armatura AB stebra v osi BB-4 (vir: Projekt št. 7030/31-G-3)..........................96

Slika 9.1: Sestavljanje novega statorja generatorja .........................................................105

Slika 9.2: Prevoz novega statorja generatorja v turbinsko zgradbo elevacija 100.300...105

Slika 9.3: Manevriranje vozila SPMT...............................................................................106

Slika 9.4: Dvigalo za dvig novega statorja generatorja v turbinski zgradbi elevacija

115.550 .............................................................................................................................106

Slika 9.5: Pogled na dvigalo za dvig novega statorja generatorja...................................107

Slika 9.6: Prihod novega statorja generatorja v turbinsko zgradbo elevacija 100.300...107

Slika 9.7: Pričetek dviga novega statorja generatorja .....................................................108


VII

Kazalo tabel Tabela 2.1: Tehnični podatki zadrževalnega hrama.............................................................8

Tabela 2.2: Tehnični podatki NEK .....................................................................................10

Tabela 3.1: Spremenljiva obremenitev v poziciji 1 (vir: SIE-28-PT, 2009) .......................30



Tabela 3.4: Spremenljive obremenitve v pozicijah 4, 5, 6, 7 in 8 (vir: SIE-28-PT, 2009) .35

Tabela 3.5: Maksimalne točkovne spremenljive obremenitve konstrukcijskih elementov v

turbinski zgradbi.................................................................................................................37

Tabela 4.1: Lastnosti betona C30/37..................................................................................40

Tabela 4.2: Lastnosti jekla za armiranje S500 ...................................................................40

Tabela 4.3: Varnostni faktorji vplivov ................................................................................43

Tabela 4.4: Legenda oznak armaturnih palic (vir: načrt NEK št. S-424-000)...................47

Tabela 4.5: Obtežni primeri za nosilec OG 44 (Tower 3D) ...............................................60

Tabela 4.6: Obtežni kombinacije za nosilec OG 44 (Tower 3D)........................................61

Tabela 5.1: Obtežni primeri za nosilec OG 151 (Tower 3D) .............................................87

Tabela 5.2: Obtežne kombinacije za nosilec OG 151 (Tower 3D) .....................................88

Tabela 7.1: Prikaz rezultatov izračuna in dimenzioniranja nosilca OG 44 in OG 151 ...101


VIII

Simboli Velike latinske črke: A ploščina prečnega prereza

Ac ploščina prečnega prereza betona

Ap ploščina prečnega prereza prednapetega kabla oz. kablov

As ploščina prečnega prereza armature

As,w ploščina prečnega prereza strižne armature

Ecm sekantni modul elastičnosti betona

Es projektna vrednost modula elastičnosti jekla za armiranje

Gk karakteristični stalni vpliv

I vztrajnostni moment betonskega prereza

M upogibni moment

MEd projektna vrednost delujočega upogibnega momenta

N osna sila

NEd projektna vrednost delujoče osne sile

P sila prednapetja

Q karakteristični spremenljivi vplivi

V prečna sila

VEd projektna vrednost delujoče prečne sile

W odpornostni prerez prečnega prereza betona

Male latinske črke: a geometrijski podatki

b celotna širina prečnega prereza nosilca

d statična višina prečnega prereza

fc tlačna trdnost betona

fcd projektna vrednost tlačne trdnosti betona

fck karakteristična tlačna trdnost 28 dni starega betona, določena na valju

fck,cube karakteristična tlačna trdnost 28 dni starega betona, določena na kocki

fcm srednja vrednost tlačne trdnosti betona, določena na valju

fctm srednja vrednost osne natezne trdnosti betona

fy meja elastičnosti armature

fyd projektna meja elastičnosti armature


IX

fyk karakteristična meja elastičnosti armature

fywd projektna meja elastičnosti strižne armature

h celotna višina prečnega prereza

i vztrajnostni polmer

k koeficient; faktor

l dolžina; razpetina

r polmer

1/r ukrivljenost

t debelina

t upoštevan čas

t0 starost betona v času nanosa obtežbe

u,v,w komponente pomika točke

x višina tlačne cone

x,y,z koordinate

Male grške črke: α kot; razmerje

γ delni varnostni faktor

γc delni varnostni faktor za beton

γG delni varnostni faktor za stalne vplive G

γP delni varnostni faktor za vplive, ki so povezani s prednapetjem P

γs delni varnostni faktor za jeklo za armiranje

γQ delni varnostni faktor za spremenljive vplive Q

εc tlačna deformacija betona

εs deformacija armature

ζ redukcijski faktor/koeficient porazdelitve

θ kot

ν redukcijski faktor za trdnost razpokanega betona pri strigu

ρ1 stopnja armiranja z vzdolžno armaturo

ρw stopnja armiranja s strižno armaturo

σc tlačna napetost betona

σcp tlačna napetost betona zaradi osne sile ali prednapetja

σc napetost armature

Ф premer armaturnih palic oz. cevi za prednapete kable


X

ψ faktor, s katerim so določene reprezentativne vrednosti spremenljivih vplivov

ψ0 za kombinacijske vrednosti

ψ1 za pogoste vrednosti

ψ2 za navidezno stalne vrednosti


XI

Kratice AB armiran beton

ACI American Concrete Institute

ASTM American Society for Testing and Materials

DMP Design Modification Package

GA Gilbert Associated

IS izvršni Svet

JV jugovzhod

LC load combination

MSN mejno stanje nosilnosti

MSU mejno stanje uporabnosti

NEK Nuklearna elektrarna Krško

NPP Nuclear Power Plant

OBE Operating Basis Earthquake

OEM Original Equipment Manufacturer

OG Operating Girder

OP obtežni primer

PWR Pressurized Water Reactor

SPMT Self Propelled Modular Transporter

SR socialistična Republika

SSE Safe Shutdown Earthquake

URSJV Urad Republike Slovenije za jedrsko varnost

USAR Updated Safety Analysis Report

ZDA Združene Države Amerike

WEC Westinghouse Electric Corporation


XII

Povzetek

Nuklearna elektrarna Krško je bila sinhronizirana v električno omrežje leta 1981 in od takrat

naprej, z izjemo rednih in izrednih zaustavitev, neprenehoma proizvaja električno energijo. V

tem času je bilo izvedenih veliko število modifikacij (posodobitev) električnih in strojnih

sistemov, s katerimi se posodablja NEK in posledično varnost le-te.

V diplomskem delu je predstavljena zadnja velika modifikacija NEK 611-GN-L »Zamenjava

statorja generatorja«, ki je bila uspešno izvedena v zadnjem rednem remontu septembra 2010.

Podrobno je predstavljen gradbeni del modifikacije, in sicer analiza turbinske zgradbe NEK v

skladu z standardom SIST EN 1992 in ACI 318. Cilj diplomskega dela je dokaz nosilnosti AB

konstrukcije turbinske zgradbe med zamenjavo statorja generatorja. »Peš« analiza je narejena

v skladu s SIST EN 1992, medtem ko je analiza po ACI 318 narejena z modelirnim

računalniškim orodjem Tower 3D, ki ima standard ACI 318 integriran v orodje za

dimenzioniranje AB konstrukcij. V zaključku je podana primerjava rezultatov obeh analiz

dobljenih z uporabo različnih standardov.

Ključne besede: Nuklearna elektrarna Krško, turbinska zgradba, modifikacija, zamenjava statorja generatorja, AB nosilec, AB steber, statika, dimenzioniranje, SIST EN, ACI, Tower 3D.

UDK: 624.012.45.04:621.311.25(043.2).


XIII

Summary Nuclear Power Plant (NPP) Krško was syncronized into the electrical grid in 1981, and has

since than been providing electricity with exceptions of regular and iregular stops. In that time

a lot of modifications on electrical and mechanical systems were carried out, making NPP

Krško safer.

This diploma paper presents the last big modification of NEK 611-GN-L »Main generator

stator replacement«, which was sucsessfuly fullfiled in the last outage in september 2010. The

constructional part of modification is presented in detail. Analysis of NPP Krško turbine

building is made according to standard SIST EN 1992 and ACI 318. The purpose of the

diploma paper is bearring capacity verification of reinforced concrete structures in turbine

building during stator generator exchange. Analysis according to SIST EN 1992 is made by

hand using elementary static equations while analysis according to ACI 318 is made with

computer program Tower 3D, which has standard ACI 318 integrated in module for

dimensioning reinforced concrete structures. In conclusion results of both analysis are

presented and analysed.

Key words: Nuclear Power Plant Krško, Turbine building, modification, stator generator exchange, reinforced concrete beam, reinforced concrete column, static, dimensioning, SIST EN, ACI, Tower 3D.

UDK: 624.012.45.04:621.311.25(043.2).

Uvod 1

1 UVOD

1.1 Splošno o področju diplomskega dela

Nuklearna elektrarna Krško (NEK) je bila sinhronizirana v električno omrežje oktobra

1981 in od takrat naprej, z izjemo rednih in izrednih zaustavitev, neprenehoma proizvaja

električno energijo. V tem času je bilo izvedeno veliko število elektro, strojnih in

gradbenih modifikacij, s katerimi posodabljajo NEK in posledično varnost delovanja le-

te.

V diplomskem delu je predstavljena vloga NEK v slovenskem energetskem prostoru,

tehnološki in varnostni sistemi NEK, vpliv NEK na okolico ter pomen modifikacij za

varno delovanje NEK.

Podrobno je opisan gradbeni del modifikacije 611-GN-L »Main generator stator

replacement« (Prevod: Zamenjava statorja generatorja), ki je bila uspešno izvedena med

zadnjim rednim remontom NEK septembra 2010. Iz področja gradbenih konstrukcij je v

diplomskem delu narejena tudi statična analiza in dimenzioniranje armirano betonskih

konstrukcijskih elementov turbinske zgradbe.

1.2 Namen diplomskega dela

Namen diplomskega dela je opis gradbenega dela modifikacije NEK št. 611-GN-L »Main

generator stator replacement«. Za potrebe modifikacije se je izdelal Design Modification

Package (DMP) oz. projektna dokumentacija za NEK. Za gradbeni del projekta so bile

izdelane številne analize. Ker je novi stator generatorja težji od starega, je podjetje ALE,

ki se ukvarja s transporti težkih bremen, izdelalo analizo, v kateri so analizirali dvig

novega statorja generatorja v turbinski zgradbi na elevaciji 115.550. Iz analize so

pridobljeni podatki o lokaciji in velikosti spremenljivih obremenitev zaradi dviga novega

statorja generatorja, ki smo jih uporabili v analizi turbinske zgradbe. Ker je novi stator

generatorja težji od starega, je bilo potrebno preveriti nosilne konstrukcijske elemente

turbinske zgradbe oz. narediti analizo turbinske zgradbe.

Uvod 2

Originalno statično analizo turbinske zgradbe je naredilo ameriško podjetje Gilbert

Associated (GA) leta 1976. Ker so vsi izračuni in risbe narejene ročno, so se nekateri

dokumenti izgubili, nekateri so pa zaradi starosti težko čitljivi. Originalni statični izračuni

in dimenzioniranje so bili narejeni po ameriškem standardu American Concrete Institute

(ACI) 318.

Cilj diplomskega dela je analiza turbinske zgradbe zaradi zamenjave statorja generatorja.

Med dvigom novega statorja generatorja so obremenjeni AB nosilci na elevaciji 115.550

in AB stebri med elevacijama 107.620 in 115.550. Zaradi preobsežnosti diplomskega dela

je narejena analiza le dveh nosilcev (OG 44 in OG 151) in stebra v osi BB-4. Nosilec OG

44 je bil izbran, ker ima edini med nosilci drugačne dimenzije, nosilec OG 151 in steber v

osi BB-4 pa, ker sta najbolj obremenjena konstrukcijska elementa med dvigom novega

statorja generatorja. Nosilec OG 44 je obojestransko vpeti nosilec, vendar je v originalni

statični analizi obravnavan kot prostoležeči nosilec, zato ga bomo v diplomskem delu

obravnavali kot takega. Nosilec OG 151 pa je del kontinuirnega nosilca, vendar je prav

tako v originalni statični analizi obravnavan kot prostoležeči nosilec, zato ga bomo prav

tako v diplomskem delu obravnavali kot prostoležeči nosilec. Podatki za statično analizo

in dimenzioniranje so bili pridobljeni iz nostrificiranega projekta za pridobitev

gradbenega dovoljenja, gradbenih načrtov turbinske zgradbe in analize, ki jo je naredilo

podjetje ALE. Zaradi pomanjkljivih podatkov za nosilec OG 151 ne obstajajo armaturni

načrti, le skice armature. Za steber v osi BB-4 pa manjkajo podatki o originalni

obremenitvi.

Statična analiza in dimenzioniranje AB nosilca in stebra turbinske zgradbe je narejeno v

skladu z veljavno slovensko zakonodajo ter predpisi in omejitvami Evropskega standarda

Evrokod in ameriškim standardom ACI 318, v skladu s katerim je narejena originalna

statična analiza turbinske zgradbe. »Peš« analiza je narejena v skladu z Evrokod

standardi, medtem ko je analiza po ACI 318 narejena z modelirnim računalniškim

orodjem Tower 3D, ki ima vgrajen modul za dimenzioniranje betonskih konstrukcij po

ACI 318. Ker za steber v osi BB-4 manjkajo podatki o originalni obremenitvi (imamo le

ekstremne projektne notranje sile), je narejena le »peš« analiza.

1.3 Struktura diplomskega dela

Diplomsko delo je razdeljeno na tri glavna poglavja.

V prvem delu, uvodu, je predstavljena trenutno edina slovenska nuklearna elektrarna

Uvod 3

NEK. Opisane so bistvene značilnosti NEK - od splošnih podatkov do tehnologije,

varnostnih sistemov, vpliva na okolje, vloge NEK v slovenskem energetskem prostoru itd.

Poseben poudarek je na modifikacijah NEK; opisu in pomenu le-teh za varno delovanje

NEK. Na kratko so predstavljene največje in najpomembnejše modifikacije NEK.

V osrednjem delu je predstavljena zadnja velika modifikacija 611-GN-L »Main generator

stator replacement« NEK, ki je bila uspešno izvedena septembra 2010. Podani so razlogi

za izvedbo modifikacije in splošen opis modifikacije. Zaradi obsežnosti modifikacije so v

tem poglavju opisno predstavljene vse gradbene analize, ki služijo kot vhodni podatek za

statično analizo turbinske zgradbe.

V osrednjem delu je prikazana tudi statična analiza in dimenzioniranje turbinske zgradbe

NEK v skladu z veljavnim slovenskim standardom Evrokod in ameriškim standardom

ACI 318, v skladu s katerim je bila narejena originalna staična analiza AB konstrukcij

NEK. »Peš« izračun je narejen v skladu z Evrokod standardi, medtem ko bo izračun v

skladu z ACI 318 narejen s računalniškim modelirnim orodjem Tower 3D, ki ima vgrajen

modul za dimenzioniranje AB konstrukcij po standardu ACI. V zaključku je podana

analiza in primerjava rezultatov dobljenih z uporabo različnih standardov.

Nuklearna elektrarna Krško 4

2 NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO1

2.1 Projektiranje, izgradnja in zagon NEK

NEK so začeli graditi leta 1974, ko je bila sklenjena pogodba o gradnji elektrarne in

dobavi opreme z ameriškim podjetjem Westinghouse Electric Corporation (WEC). Po

pogodbi je bil glavni izvajalec WEC, projektiralo pa je ameriško podjetje GA.

NEK je bila grajena v skladu z zvezno in republiško zakonodajo ob upoštevanju ameriških

predpisov in standardov za gradnjo nuklearnih objektov in priporočil Mednarodne

agencije za atomsko energijo. Med gradnjo so opravljali program za zagotovitev in nadzor

kakovosti »Quallity Assurance« Q/A in »Quallity Control« Q/C. Za izdajo gradbenega

dovoljenja je bilo potrebno predložiti vso dokumentacijo potrebno za graditev klasične

termoelektrarne in predgradbeno varnostno poročilo, ki je izdelano v skladu z ameriško

zakonodajo in predpisi. Pred začetkom obratovanja elektrarne je bilo izdelano in potrjeno

končno varnostno poročilo, na podlagi katerega je bilo izdano obratovalno dovoljenje.

Poročilo vsebuje 17 poglavij, v katerih je natančen opis elektrarne.

Inštituta »Jožef Stefan«, »Ruđer Bošković« in drugi so preverjali varnostne značilnosti

NEK na podlagi predgradbenega varnostnega in končnega varnostnega poročila.

NEK je zgrajena na potresnem območju, zato je bilo pri projektiranju konstrukcij in

opreme potrebno poleg normalnih obratovalnih upoštevati še obremenitve seizmičnega

izvira. Upoštevana sta bila dva načina seizmične obremenitve:

• »Operating Basic Earthquake« (OBE) oz. obratovalni potres in

• »Safe Shutdown Earthquake« (SSE) oz. potres varne ugasitve.

_____________ 1 Podatki o Nuklearni elektrarni Krško so povzeti iz uradne spletne strani NEK in publikacije Dimic V.,

Elektrika iz jedrskih elektrarn.


Pri obratovalnem potresu mora biti jedrski sistem sposoben varno obratovati, pri potresu

varne ugasnitve pa morajo biti sposobni varno obratovati sistemi za ugasnitev in

vzdrževanje elektrarne v območju varnosti in tako zagotoviti varno ustavitev tudi v

primeru poškodb posameznih delov elektrarne.

Rezultati seizmoloških raziskav okolice NEK so pokazali, da so možni potresi blizu

Brežic, na razdalji 7 km od NEK z magnitudo M=5,8 po Mercallijevi lestvici. Potres

varne ugasnitve je bil določen na osnovi največjega pričakovanega pospeška z magnitudo

M=5,8 po Mercallijevi lestvici in znaša 0,30 g. Za obratovalni potres pa je vzet

maksimalni pospešek tal 0,15 g.

Ker reka Sava na območju Brežic in Krškega večkrat poplavlja (nazadnje septembra

2010), je NEK postavljena za 0,2 m nad višino desettisočletne poplave (poplava, ki se

lahko ponovi vsakih deset tisoč let) Save pri reguliranem pretoku 3600 m3/s.

Gradbena dela sta izvedli podjetji Gradis in Hidroelektra, montažo pa Hidromontaža in

Đuro Đaković.

Nekateri pomembnejši datumi NEK:

• Oktober 1970 - Predsednik IS skupščine SR Slovenije Stane Kavčič in predsednik

IS sabora Hrvaške Dragutin Harmanija podpišeta sporazum o gradnji nuklearne

elektrarne.

• Avgust 1974 - Elektrogospodarstvi Slovenije in Hrvaške sta sklenili pogodbo o

dobavi opreme in graditvi nuklearne elektrarne neto moči 632 MW z ameriškim

podjetjem WEC.

• December 1974 - Položen je bil temeljni kamen za NEK.

• Februar 1975 - Začetek izkopov in gradbenih del na gradbišču.

• September 1975 - Začetek montaže reaktorske posode.

• Oktober 1977 - Začetek montaže turboagregata.

• November 1980 - V primarnem krogu elektrarne so doseženi nominalni parametri

pritiska in temperature.

• Maj 1981 - Začetek prve faze poskusnega obratovanja – gorivo je vloženo v

reaktorsko posodo.

• September 1981 - V reaktorju je dosežena samovzdrževalna reakcija.

• Oktober 1981 - Opravljena je sinhronizacija generatorja na omrežje. NEK odda


prve kWh električne energije v elektroenergetski sistem.

• Februar 1982 - Prvič je dosežena 100 % moč elektrarne.

• Avgust 1982 - Začetek obratovanja s polno močjo.

• Januar 1983 - Začetek komercialnega obratovanja.

2.2 Splošni opis

NEK je locirana v jugovzhodnem delu Republike Slovenije, na levem bregu reke Save,

približno 4 km od mesta Krško in približno 6,5 km od mesta Brežice. Celotno območje

NEK obsega 20 ha in je ograjeno in varovano.

Najbližje gosto naseljeno mesto je Zagreb, ki je oddaljen približno 35 km. Povprečna

gostota naseljenosti v bližini NEK je približno 90 ljudi/km2. Območje redke naseljenosti

sega do razdalje 1,5 km od središča Reaktorske zgradbe.

Za JV del Slovenije, kjer je locirana NEK, je značilno kontinentalno podnebje. Hitrosti

vetra so majhne, saj je 80 % časa hitrost vetra manjša od 3,5 m/s. Letno pade približno

1000 mm padavin.

Krško–brežiška kotlina pripada Krški depresiji Alpske geosinklinale. To je 40 km dolg in

10 km širok jarek prekrit s 100 m debelim slojem neogenih usedlin, sestavljenih iz

peščenih in meljastih plasti glin. Sama površina usedline je bila izravnana z erozijo reke

Save. Na lokaciji NEK niso opazili nobenih deformacij površine ali prelomov zadnjih 500

let. Na podlagi novejših raziskav so ugotovili, da se v premeru 8 km od središča

Reaktorske zgradbe nahajajo 3 prelomnice. Dve prelomnici sta oddaljeni 1,5 km in 2 km

od reaktorske zgradbe, vendar sta obe neaktivni. Tretja prelomnica pa je aktivna le na

področju Gorjancev.


Slika 2.1: Situacija NEK (vir: načrt NEK št. E-004-200)

Legenda pomembnejših objektov NEK:

1. Reaktorska zgradba 14. Hladilni stolpi 2. Zadrževalni hram 15. Stikališče 3. Pomožna zgradba 35. Zgradba za radiološko zaščito 4. Vmesna zgradba 36. Skladišče radioaktivnih odpadkov 5. Komandna zgradba 56. Visokovodni utrjeni nasip 6. Zgradba za ravnanje z gorivom 61. Dovodna cesta 7. Zgradba za sisteme za hlajenje komponent 65. Zgradba za dekontaminacijo 8. Zgradba za dizel generatorja 66. Zgradba za simulator 9. Turbinska zgradba 113. Zgradba za pomožni dizel generator 11. Jez na Savi


Slika 2.1 prikazuje razpored zgradb NEK. Centralno mesto zavzema reaktorska zgradba,

ki jo glede na funkcijo imenujemo tudi zadrževalni hram. Armirano betonski del

reaktorske zgradbe je sestavljen iz temeljne plošče, cilindričnega plašča debeline 0,76 m

in kroglaste strehe. Armirano betonski plašč služi kot biološka zaščita, zaščita pred

zunanjimi projektili in vremenskimi vplivi. V medprostoru se nahajata filtracijski in

ventilacijski sistem, ki vzdržuje stalen podtlak glede na zunanjo atmosfero in tako

zmanjšuje izpuščanje radioaktivnih plinov in delcev v atmosfero. Znotraj betonskega

plašča se nahaja jeklena lupina debeline 38 mm. Razdalja med betonskim in jeklenim

plaščem je 1,45 m. Jeklena lupina služi kot zadrževalna posoda hladila v primeru

izpuščanja na kateri od komponent sistema hlajenja, ki se nahaja v zadrževalnem hramu.

Opis ostalih pomembnejših objektov in opreme je prikazan na sliki 2.1.

Tabela 2.1: Tehnični podatki zadrževalnega hrama

Reaktorska zgradba oz. zadrževalni hram Jeklena lupina Višina 71 m Premer 23, 08 m Debelina 38 mm Prostornina 42,630*10³ m³ Preizkusni tlak jeklene lupine 0,357 MPa Medprostor Širina 1,45 m Podtlak 80 Pa Zaščitna armirano betonska zgradba Debelina 0,76 m

Reaktorsko zgradbo, pomožno zgradbo, vmesno zgradbo, komandno zgradbo, zgradbo za

ravnanje z gorivom in zgradbo za hlajenje delov podpira skupna temeljna plošča.

Obremenitve se tako prenašajo od sten in stebrov na temeljno ploščo. Vse zgradbe z

izjemo reaktorske zgradbe so med seboj povezane, kar povečuje togost temeljne plošče.


Slika 2.2: NEK iz zraka

2.3 Tehnologija

NEK je opremljena s tlačnovodnim reaktorjem t.i. »Pressurized Water Reactor« (PWR)

ameriškega podjetja WEC. Največ tlačnovodnih reaktorjev uporablja navadno vodo.

Dobre lastnosti vode so njena razpoložljivost, nizka cena in učinkovita upočasnitev

nevtronov. Tlačnovodni reaktorji kot gorivo uporabljajo obogaten uran.

Tehnološki del NEK je razdeljen na tri termodinamične kroge:

• primarni krog,

• sekundarni krog in

• terciarni krog.

Primarni krog sestavljajo reaktor, uparjalnika, reaktorski črpalki, tlačnik in cevovodi.

Sekundarni krog sestavljajo turbine, uparjalnika, generator, kondenzator, napajalne

črpalke in cevovodi. Terciarni krog pa kondenzator, hladilne črpalke, hladilni stolpi in


cevovodi. Na sliki 2.3 je prikazana shema termodinamičnih krogov, v tabeli 2.2 pa so

prikazani tehnični podatki NEK.

Slika 2.3: Tehnološka shema NEK (vir: uradna stran NEK)

Tabela 2.2: Tehnični podatki NEK

NEK Toplotna moč reaktorja 1994 MW Električna moč na sponkah generatorja 727 MW Moč elektrarne na pragu 696 MW Tehnični minimum 32 MW Toplotni izkoristek 35% Letna proizvodnja pri nazivni moči 4,4 TWh

V tlačnovodnem reaktorju se kot moderator in hladilo uporablja navadna voda, ki se črpa

iz reke Save pri jezu. Kot hladilo se uporablja prečiščena savska voda.

Primarni črpalki potiskata reaktorsko hladilo v reaktorsko posodo skozi vstopno šobo, kjer

teče med steno reaktorske posode in plaščem sredice, kjer se ogreje in zapusti reaktorsko

posodo skozi izstopno šobo. Hladilo, ki se je segrelo v reaktorski posodi, črpalki potiskata

v uparjalnika, kjer ta odda del toplote vodi sekundarnega sistema, ki se pri tem uparja.

Ohlajeno reaktorsko hladilo se nato vrača v reaktorsko posodo.


Slika 2.4: Primarni sistem z glavnimi elementi (vir: USAR)

Uparjalnika sta izmenjevalnika toplote z navpičnimi cevmi v obliki narobe obrnjene črke

U. Reaktorsko hladilo teče skozi cevi, pri tem pa se med cevmi ustvarja para, ki potuje

navzgor skozi izločevalnik vlage in preko sušilnika pare na izhodni parovod v turbino.

Tlačnik vzdržuje tlak v sistemu reaktorskega hladila. Med obratovanjem reaktorja se

pojavljajo spremembe prostornine in tlaka hladila zaradi spremenjenih obremenitev, kar

vpliva na temperaturo in gostoto hladila. Tlak se uravnava s sistemom električnih grelcev

in pršnim sistemom.

Ob morebitnih nezgodah, pri katerih odpove sistem reaktorskega hladila, se avtomatsko

vključi sistem za zasilno hlajenje sredice, ki dobavlja dodatne količine vode.

NEK s sistemom instrumentacije in regulacije nadzoruje in regulira:

• moč reaktorja,

• tlak,

• nivo v tlačniku in

• nivo v uparjalniku.

V kontrolni sobi se zbirajo in obdelujejo informacije o obratovanju celotne elektrarne in

posamezne opreme. Kontrolna soba je centralni informacijski prostor, iz katerega


operaterji vzpostavljajo želeno stanje elektrarne. Operaterska posadka krmili opremo in

tako po potrebi spreminja obratovalna stanja, zagotavlja varnost obratovanja elektrarne.

Temeljne varnostne funkcije so avtomatizirane in potekajo brez kakršnega koli posega

operaterjev.

Slika 2.5: Kontrolna soba NEK (vir: uradna stran NEK)

V turbini se energija pretvori v mehansko energijo. Turbina je sestavljena iz enega

visokotlačnega in dveh nizkotlačnih delov. Tlak pare se v visokotlačnem delu turbine

zniža do 8 bar, nato pa še v dveh nizkotlačnih delih do kondenzacijskega tlaka 0,05 bar. V

kondenzatorju toploto odvede hladilna voda reke Save, ki jo črpajo nad pretočnim jezom.

Hladilna voda se pri pretoku reke Save večjem od 100 m3/s vrača naravnost v reko. Pri

nižji pretokih pa se vključijo hladilni stolpi in se del hladilne vode skoznje vrača v

kondenzator.


Slika 2.6: Turboagregat

Turbina je neposredno vezana na trifazni sinhroni generator, ki mehansko energijo

pretvori v električno energijo. Napetost 21 kV transformirajo z dvema transformatorjema

na 400 kV, ki sta priključena na daljnovod.

2.4 Varnostni sistemi

Varnostni sistemi NEK preprečujejo nekontrolirano izpuščanje radioaktivnih snovi v

okolje in s tem zagotavljajo varno delo zaposlenim in preprečujejo vplive na okolje. Že v

fazi projektiranja je bila namenjena velika pozornost jedrski varnosti. Varnostni sistemi so

projektirani tako, da tudi v primeru odpovedi določene opreme ohranjajo varnostne

funkcije.

NEK se nahaja v varnem stanju, če so izpolnjeni vsi trije varnostni pogoji:

• nadzor nad močjo reaktorja,

• hlajenje jedrskega goriva v reaktorju in

• zadrževanje radioaktivnih snovi.

Delovanje varnostnih sistemov je za NEK izjemnega pomena, zato so vsi varnostni

sistemi podvojeni. Za izpolnjevanje varnostnih pogojev je dovolj delovanje enega

varnostnega sistema. Vsi varnostni sistemi oziroma njihova oprema se med obratovanjem

in rednim remontom sistematično testira. Z ustreznim nadzorom, vzdrževanjem in

posodabljanjem opreme NEK zagotavlja obratovalno pripravljenost le-te in posledično


varno obratovanje.

NEK poleg številnih varnostnih mer za varno obratovanje vzdržuje pripravljenost za

primer razmer, ki odstopajo od normalnega obratovalnega stanja elektrarne.

Stanja, ki so definirana kot izredni dogodki, so uvrščena v štiri stopnje radiološke

nevarnosti:

• nenormalni dogodek – stopnja 0

Nenormalni dogodek pomeni manjši problem v elektrarni brez radioloških posledic.

Prebivalcem ni potrebno storiti ničesar.

• začetna nevarnost – stopnja I

Pri začetni stopnji so možne manjše radiološke posledice v posameznih zgradbah

elektrarne, ne pa tudi v okolici. Prebivalcem ni potrebno storiti ničesar.

• objektna nevarnost – stopnja II

Pri objektni nevarnosti so možne radiološke posledice znotraj elektrarne, ki imajo

lahko manjši radiološki vpliv na neposredno okolico elektrarne. Civilna zaščita v

okolju je v pripravljenosti.

• splošna nevarnost – stopnja III

Splošna nevarnost pomeni najresnejši problem v elektrarni. Možne so radiološke

posledice v okolici elektrarne. Pristojni lokalni in državni organi ter javnost so

obveščeni o dogodku. Civilna zaščita je aktivirana. Na nevarnost v ogroženem

področju opozarja sirena. Mediji posredujejo navodila o zaščitnih ukrepih. Zaradi

povečane radioaktivnosti v okolici se izvede preventivna evakuacija prebivalcev iz

bližnjih naselij.

Med zadnjo jedrsko nesrečo na Japonskem se je svet znova zavedel, da jedrska varnost ni

le lokalni problem ampak globalni. Vsaka jedrska nesreča dobi takojšen medijski odmev.

V zgodovini so se zgodile tri večje jedrske nesreče:

• nesreča v nuklearni elektrarni Otok treh milj

Nesreča se je začela z okvaro, ki je povzročila izgubljanje reaktorskega hladila skozi

zataknjeni varnosti ventil. Operaterji so ob nezgodi nepravilno ocenili in izklopili

pravilno delujoč varnostni ventil za zasilno hlajenje sredice. Izguba reaktorskega

hladila je povzročila taljenje sredice. V okolje je ušlo zelo malo radioaktivnih snovi,

tako da ni bilo nobenega vpliva na zdravje ljudi v okolici elektrarne.


• nesreča v nuklearni elektrarni Černobil

Neposreden povod za nesrečo je bilo zavestno kršenje predpisanih postopkov in

napake operaterjev med preizkušanjem novega vzbujevalnika na turbogeneratorju.

Gorivo je kemično reagiralo s hladilom, nakar je reaktor razneslo v parni eksploziji. V

okolje se je sprostilo veliko radioaktivnih snovi in onesnažilo obsežna področja okrog

elektrarne.

• nesreča v nuklearni elektrarni Fukushima

Zadnja nesreča v jedrskih elektrarnah se je zgodila marca 2011 v nuklearni elektrarni

Fukushima na Japonskem. Zaradi posledic potresa je prišlo do izgube hladila in

taljenja sredice ter eksplozije v reaktorju. V okolici elektrarne so zabeležili večje

sevanje, medtem ko so v Evropi zabeležili manjše sevanje.

2.5 Vpliv na okolje

Nuklearna elektrarna minimalno onesnažujejo okolje, saj se med njenim obratovanjem v

neposredni okolici poveča radioaktivno sevanje za manj kot odstotek glede na naravno

radioaktivno sevanje. Vplivi nuklearnih elektrarn na okolje so tako izjemno majhni, saj ne

izpuščajo CO2 in ne prispevajo h globalnemu učinku tople grede. Izračuni kažejo, da

uporaba nuklearne energije v Evropi letno prihrani 800 milijonov ton CO2.

Med ostale vplive NEK na okolje štejemo segrevanje reke Save. Temperatura reke Save

se lahko po mešanju s hladilno vodo segreje za maksimalno 3 ºC oziroma ne sme preseči

28 ºC.

Med obratovanjem NEK nadzorovano izpušča majhne količine radioaktivnih snovi v zrak

in vodo. Vpliv NEK na okolje se nadzira z merjenjem izpuščene radioaktivnosti (emisije)

in merjenjem vnosa radioaktivnih snovi v okolje (imisije). Meritve radioaktivnosti zraka,

zemlje, vode, krmil in hranil opravljajo neodvisne institucije iz Slovenije in Hrvaške in

izdelujejo letna poročila o meritvah in rezultatih meritev.

NEK izvaja meritve radioaktivnih emisij v izpustih odpadne vode v reko Savo in v

izpustih iz ventilacijskega sistema v zrak. V okolici NEK je nameščenih 13 avtomatskih

merilnih postaj sevanja. Merilne postaje sevanja zaznajo vsako spremembo tako

naravnega sevanja zaradi vremenskih sprememb kot spremembe zaradi obratovanja

elektrarne. Z odvzemom vzorcev zraka, hrane in vode se v laboratoriju ugotavljajo

koncentracije radioaktivnih snovi, ki bi lahko z vnosom v telo povzročile notranje


obsevanje posameznikov. NEK opravlja tudi nadzor podtalnice na treh vrtinah, dveh

lokacijah na reki Savi in tedenske meritve na desetih vrtinah krško–brežiškega polja.

Na osnovi izmerjenih koncentracij aktivnosti radionuklidov v vzorcih zraka, vode in hrane

se lahko ugotovi izpostavljenost prebivalstva, kar izražamo z efektivno dozo, ki jo merimo

v mikrosivertih (μSv). Na sliki 2.7 je prikazana primerjava obsevanja posameznika v

enem letu glede na vir sevanja.

Slika 2.7: Primerjava doz obsevanja glede na vir sevanja (vir: uradna stran NEK)

Predpisi in zakonske ureditve določajo naslednje omejitve doze obsevanja:

• omejitev doze prebivalstva zaradi izpustov v zrak in vodo – 50 μSv na

leto/prebivalca na razdalji 500 m ali več od reaktorja,

• omejitev doze zaradi sevanja iz zgradb in skladišča radioaktivnih odpadkov – 200

μSv na leto na ograji NEK,

• operativne omejitve koncentracij aktivnosti v izpuščeni vodi in zraku,

• operativne omejitve izpuščenih aktivnosti radioaktivnih snovi v vodi in zraku v

enem letu.

Tekočinski in plinski izpusti radioaktivnosti so v vseh letih obratovanja NEK pod

dovoljeno administrativno mejo. Prav tako so toplotni vplivi na reko Savo znotraj

dovoljenih omejitev.


Pri proizvodnji električne energije v NEK nastajajo nizko in srednje radioaktivni odpadki

in izrabljeno jedrsko gorivo. NEK je odgovoren za varno začasno skladiščenje odpadkov,

skladno s standardi, ki veljajo v svetu.

Radioaktivni odpadki se delijo na:

• trdne radioaktivne odpadke,

• tekoče radioaktivne odpadke in

• plinaste radioaktivne odpadke.

Večina odpadkov, ki nastane v NEK, je trdnih (npr. ionski izmenjevalci, izrabljeni filtri,

cunje, rokavice in drugi). Trdni odpadki se vlagajo v plastične vreče, ki se pakirajo v 208-

litrske sode iz jeklene pločevine. Tekoči odpadki nastanejo pri puščanju iz tehnoloških

sistemov in opreme primarnega kroga. Odpadna voda se zbira v zadrževalniku odpadne

vode prostornine 36 m3. Prostornino odpadne vode zmanjšajo tako, da jo uparijo. Tekoči

odpadki, ki ne prihajajo iz primarnega kroga, so manj radioaktivni in se zbirajo v drugi

zbirni posodi. Če je koncentracija radioaktivnih snovi teh odpadnih voda zadosti majhna,

se skladno s predpisi izpuščajo v odvodni kanal. Med obratovanjem NEK nastajajo tudi

radioaktivni plini, npr. ksenon, kripton in jod, ki se do razpada hranijo v rezervoarjih.

Zmogljivosti rezervoarjev zadostujejo za več kot enomesečno shranjevanje plinov. V tem

času večina kratkoživih izotopov razpade, preostale pa spustijo v ozračje.

Trdni nizko in srednje radioaktivni odpadki se hranijo v začasnem skladišču za nizko in

srednje radioaktivne odpadke. To je protipotresno odporna armirano betonska zgradba

zgrajena tako, da omogoča ločeno zlaganje sodov in varno ravnanje z njimi. Za izbiro

lokacije za trajno odlagališče za nizko in srednje radioaktivne odpadke je v Sloveniji

pristojna Agencija za radioaktivne odpadke, na Hrvaškem pa Agencija za poseban odpad.


Slika 2.8: Skladiščenje radioaktivnih odpadkov (vir: uradna stran NEK)

Ob koncu leta 2010 je bilo v začasnem skladišču nizko in srednje radioaktivnih odpadkov

uskladiščenih približno 2200 m3 odpadkov.

Gorivni elementi, ki dosežejo tehnično in ekonomsko mejo uporabnosti, se imenujejo

izrabljeno jedrsko gorivo. Izrabljeni gorivni elementi sodijo med visoko radioaktivne

odpadke. Skladiščijo se v rešetkah v bazenu za izrabljeno gorivo, in sicer do konca

obratovanja NEK. Debela plast vode, ki ji je dodana borova kislina, ščiti pred sevanjem in

odvaja odvečno toploto. V bazenu je prostor za 1694 izrabljenih gorivnih elementov.

Slika 2.9: Bazen za izrabljeno gorivo (vir: uradna stran NEK)

Na koncu leta 2010 je bilo v bazenu za izrabljeno gorivo shranjenih 984 izrabljenih

gorivnih elementov iz 24 gorivnih ciklov. Skupna teža izrabljenega goriva je bila 402 t.


Agencija za radioaktivne odpadke in Agencija za poseban odpad sta v sodelovanju s

strokovnjaki NEK in drugimi strokovnimi agencijami Slovenije in Hrvaške pripravili

program razgradnje NEK. Z izrazom »razgradnja« opredeljujemo postopke, dela in

opravila, ki so potrebni, da se NEK privede do stanja, ko preneha biti jedrski objekt.

Program razgradnje predvideva zaporedje in obseg tehnoloških postopkov za razgradnjo

objektov, skladiščenje izrabljenega goriva in radioaktivnih odpadkov po končanju

obratovanja NEK. Sredstva za razgradnjo se zbirajo med obratovanjem elektrarne v

Skladu za financiranje razgradnje NEK in za odlaganje radioaktivnih odpadkov NEK.

2.6 Vloga NEK v energetskem prostoru Slovenije

Električno energijo pridobivamo v elektrarnah, ki izkoriščajo različne vire, kot so jedrska

in fosilna goriva, voda, sonce in veter. Slovenija pridobiva približno 30 % električne

energije v hidroelektrarnah na reki Savi in Dravi, približno 40 % v termoelektrarni Šoštanj

in približno 25 % v NEK. Sončno in vetrno energijo se v Sloveniji uporablja neznatno.

Sončno energijo uporabljajo predvsem gospodinjstva za lastno uporabo, medtem ko je v

Sloveniji veter povsem neizkoriščen (projekt postavitve vetrnic na Volovji rebri je

propadel leta 2011).

Na spodnji sliki 2.10 je prikazan delež proizvedene električne energije v letu 2008 glede

na proizvajalca le-te.

Slika 2.10: Delež proizvedene električne energije v letu 2008 (vir: uradna stran NEK)

Slovenija bo z izgradnjo dveh hidroelektrarn Brežice in Mokrice in dokončanjem


hidroelektrarn na spodnjem toku reke Save izčrpala svoje zmožnosti izkoriščanja vodnih

virov. Termoelektrarna Šoštanj zaradi omejenih količin velenjskega premoga in čedalje

večjih ekoloških zahtev EU ne more biti dolgoročna rešitev za Slovenijo. Sončno in

vetrno energijo pa človek zaenkrat še ne zna učinkovito izkoriščati.

Z razvojem tehnologije in posledično povečano varnostjo in z rešitvijo odlaganja

radioaktivnih odpadkov (nekatere Evropske države kot Finska, Francija itd. so problem

odlaganja radioaktivnih odpadkov že rešile) nuklearne elektrarne in posledično NEK

predstavljajo zaenkrat edino realno rešitev energetskega problema v Sloveniji in po svetu.

2.7 Modifikacije (posodobitve)

Na podlagi stalnega tehnološkega razvoja in upravnih zahtev NEK posodablja in

tehnološko nadgrajuje elektrarno in s tem zagotavlja vzdrževanje visokih varnostnih

standardov in dolgoročno obratovanje. Načrt posodabljanja temelji na objektivni presoji z

vidika varnosti in stabilnosti obratovanja elektrarne.

Posodabljanje temelji na:

• strateških obratovalnih usmeritvah NEK,

• priporočilih Uprave Republike Slovenije za jedrsko varnost (URSJV),

• priporočilih institucij Združenih držav Amerike (ZDA) kot dobaviteljice

tehnologije elektrarne,

• priporočilih dobaviteljev opreme in

• obratovalnih izkušnjah doma in v tujini.

Pomembnejše posodobitve do danes so:

• zamenjava uparjalnikov,

• izgradnja simulatorja za usposabljanje obratovalnih posadk,

• posodobitve procesno informacijskega sistema,

• posodobitev fizičnega varovanja in nadzora NEK,

• razširitev zmogljivosti bazena za izrabljeno gorivo in

• zamenjava statorja generatorja.

Vsako leto gre v funkcijo okoli 30 novih rešitev s povprečnim vlaganjem 10–15 milijonov

evrov. Vlaganja so uravnotežena za področje varnosti obratovanja in razpoložljivosti


NEK.

V naslednjih poglavjih je podrobno predstavljena zadnja velika modifikacija NEK 611-

GN-L »Main Stator Generator Replacement«. Opisani bodo razlogi in obseg modifikacije.

Bolj podrobno bo opisan gradbeni del modifikacije podkrepljen z analizo turbinske

zgradbe, zaradi zamenjave statorja generatorja.

Modifikacija 611-GN-L 22

3 MODIFIKACIJA 611-GN-L

3.1 Splošen opis modifikacije

Od oktobra 1981, ko je bila NEK sinhronizirana na električno omrežje, je generator imel

že 185.000 delovnih ur. Življenjska doba izolacije generatorja Thermalastic® je glede na

OEM (Original Equipment Manufacturer; Prevod: Originalni proizvajalec opreme) 30–40

let. Generator deluje v NEK že 25 let. Ker ni možno točno izračunati preostanek

življenjske dobe generatorja, je bilo potrebno posodobiti (zamenjati) enega ključni delov

opreme NEK. Napaka na generatorju bi poleg velikih trenutnih stroškov pomenila

večmesečno zaustavitev obratovanja NEK.

Poleg zgoraj zapisanega razloga za zamenjavo generatorja je potrebno upoštevati tudi

možnost podaljšanja obratovanja NEK. Trenutno ima NEK licenco za obratovanje do leta

2023, vendar je za pričakovati da se bo licenca podaljšala. To pomeni, da bi do zaprtja

NEK stari generator imel za sabo več kot 60 let delovanja. Generator bi NEK torej enkrat

v prihodnosti morala zamenjati.

Tretji razlog, ki gre v prid zamenjavi generatorja, so pretekle in prihodnje posodobitve

NEK. Po zamenjavi uparjalnikov in LP turbin stari generator ni bil zmožen oddajati

celotno moč med obratovanjem (Conceptual Design Package 611-GN-L, 2007).

Turbinska zgradba se nahaja severno od reaktorske zgradbe (glej sliko 2.1). Linija južne

fasade je poravnana s steno vmesne in kontrolne zgradbe. Vrata za vhod oseb so na

zahodni in vzhodni strani, vrata za vnos opreme pa na severni strani in se navezujejo na

obstoječo cesto. Transportna odprtina za dvig opreme se nahaja na severovzhodni strani

zgradbe. Za koto 100.000 je privzeta kota terena na lokaciji zgradbe, ki znaša 155.200

m.n.m. Zaradi poplavne varnosti je nivo pritličja zgradbe 30 cm nad koto obstoječega

terena, in sicer na koti 100.300. Vse višinske kote znotraj turbinske zgradbe so podane v

relativnih višinskih kotah glede na določeno koto 100.000=155.200.

Zgradba je troetažna (elevacije 100.300, 107.620 in 115.550) tlorisnih dimenzij 90x50 m.

Konstrukcijo zgradbe sestavljajo AB stebri, vzdolžni in prečni nosilci, AB plošče in AB


temelj. Streha je ravna in pohodna. Konstrukcija strehe je izdelana iz jeklenega paličja.

Dostop do strehe je omogočen preko stopnišč na severozahodni, jugovzhodni in

jugozahodni strani zgradbe. Na sredini turbinske zgradbe na elevaciji 115.550 je

postavljen turboagregat, ki leži na ločeni konstrukciji, t.i. generatorski piedestal.

Generatorski piedestal je popolnoma ločena konstrukcija od turbinske zgradbe in ima svoj

AB temelj, ločen od temelja turbinske zgradbe. Tloris elevacije 115.550, vzdolžni in

prečni prerez turbinske zgradbe z opremo so prikazani na spodnjih slikah 3.1 do 3.3.

Slika 3.1: Tloris turbinske zgradbe elevacija 115.550 (vir: načrt NEK št. E-004-352)


Slika 3.2: Vzdolžni prerez turbinske zgradbe (vir: načrt NEK št. E-004-360)

Slika 3.3: Prečni prerez turbinske zgradbe (vir: načrt NEK št. E-004-362)

3.2 Gradbeni del modifikacije

Gradbeni del modifikacije 611-GN-L obsega analize in manjše gradbene posege potrebne

za varno in učinkovito zamenjavo starega statorja generatorja z novim.

Zamenjava statorja generatorja je razdeljena na šest sklopov:

• sestavljanje dvigala v turbinski zgradbi na elevaciji 115.550,

• transport novega statorja generatorja iz carinskega skladišča do turbinske zgradbe,

• dvig in spust starega statorja generatorja na elevacijo 100.300,

• transport starega statorja generatorja iz turbinske zgradbe do carinskega skladišča,


• dvig in spust novega statorja generatorja na elevacijo 115.550 in

• razstavljanje dvigala v turbinski zgradbi.

Podjetje ALE je bilo zadolženo za transport novega statorja iz carinskega skladišča do

turbinske zgradbe in dvig v turbinski zgradbi na elevacijo 115.550.

Ker turbinsko dvigalo nima zadostne nosilnosti za dvig novega statorja generatorja, je

špansko podjetje ALE za potrebe dviga v turbinski zgradbi na elevaciji 115.550 sestavilo

dvigalo dvižne kapacitete 500 t. Dvigalo ima možnost pomika v prečni in vzdolžni smeri.

Na sliki 3.4 in 3.5 je to dvigalo prikazano.

Slika 3.4: Naris dvigala (vir: SIE-28-PT, 2009)

Slika 3.5: Stranski pogled dvigala (vir: SIE-28-PT, 2009)


Novi stator generatorja je bil sestavljen v jekleni hali na carinskem skladišču nedaleč od

glavnega vhoda v NEK. Transport novega in starega statorja generatorja do turbinske

zgradbe je bil izveden s transportnim sistemom »Self Propelled Modular Transporter«

(SPMT), in sicer 4x10 SPMT (4 vzdolžne in 10 prečnih osi). Ker sta bila stari in novi

stator generatorja transportirana istočasno, sta bila uporabljena dva transportna sistema

SPMT.

Dimenzije transportnega sistema SPMT z naloženim statorjem generatorja so naslednje:

• dolžina: 18,35 m

• širina: 6,0 m

• višina: 6,82 m

Na sliki 3.6 in 3.7 je prikazan transportni sistem SPMT uporabljen za transport starega in

novega statorja generatorja.

Slika 3.6: Naris transportnega sistema SPMT (vir: SIE-28-PT, 2009)


Slika 3.7: Stranski pogled na transportni sistem SPMT (vir: SIE-28-PT, 2009)

Teža novega statorja generatorja je 488 t. Osna obremenitev med transportom do

turbinske zgradbe je znašala 48,8 t/os oziroma 12,2 t/kolo.

Transport statorja je potekal po dovozni cesti med carinskim skladiščem in vhodom v

turbinsko zgradbo. Pred začetkom transporta je bil razstavljen nadstrešek pred vhodom v

NEK, varovalni betonski bloki pa so bili odmaknjeni. Na mestih, kjer je transportni sistem

SPMT prečkal komunalne, ogrevalne in vodovodne jaške, so bile postavljene jeklene

plošče.

Transport je bil razdeljen na dve fazi:

• faza I in

• faza II.

V fazi I (glej sliko 3.8) je bil novi stator generatorja pripeljan pred vhod v turbinsko

zgradbo. Istočasno se je stari stator generatorja spustil na transportni sistem SPMT v

turbinski zgradbi na elevaciji 100.300. V fazi II (glej sliko 3.9) se je transportni sistem

SPMT z novim statorjem generatorja pomaknil po cesti vzdolž turbinske zgradbe ter tako

naredil prostor za transport starega statorja generatorja iz turbinske zgradbe v jekleno halo

na carinskem skladišču. Ko se je transporti sistem SPMT s starim statorjem generatorja

odpeljal izpred vhoda turbinske zgradbe, se je vanjo zapeljal transportni sistem SPMT z

novim statorjem generatorja, nato pa ga je dvigalo dvignilo iz elevacije 100.300 na

končno pozicijo, na elevacijo 115.550.


Slika 3.8: Faza I transporta (vir: SIE-28-PT, 2009)

Slika 3.9: Faza II transporta (vir: SIE-28-PT, 2009)

V naslednjem poglavju bo narejena analiza turbinske zgradbe, zaradi obtežbe med dvigom

novega statorja generatorja.

3.3 Vhodni podatki za analizo turbinske zgradbe

Vhodni podatki za analizo turbinske zgradbe so bili pridobljeni iz naslednjih dokumentov:

• Načrti turbinske zgradbe serije 403 in 405 (gradbeni načrti zgradb NEK) – iz

načrtov so pridobljeni geometrijski podatki turbinske zgradbe, njeni prerezi,

material konstrukcijskih elementov in armaturni načrti (le za nosilec OG 44);


• Dokument SIE-28-PT – iz dokumenta, ki ga je pripravilo špansko podjetje ALE so

pridobljene lokacije in velikost spremenljivih obremenitev med dvigom novega

statorja generatorja v turbinski zgradbi na elevaciji 115.550;

• Dokumenti originalne statične analize turbinske zgradbe – iz dokumentov

originalne statične analize, ki ga je izdelalo ameriško podjetje GAI, so pridobljeni

podatki o originalnih projektnih obremenitvah (stalna, spremenljiva, temperatura,

veter in potres), geometrijski podatki konstrukcijskih elementov turbinske zgradbe,

dimenzioniranje teh in skice armature.

Na spodnjih slikah je prikazan dvig novega statorja generatorja po fazah. Podjetje ALE je

za potrebe modifikacije 611-GN-L pripravilo dokument SIE-28 PT »Final procedure for

the exchange of the electrical generator at Krsko nuclear power plant – Slovenia«, v

katerem so prikazane faze dviga in spusta novega statorja generatorja in maksimalne

spremenljive obremenitve na konstrukcijske elemente turbinske zgradbe med dvigom

novega statorja generatorja v turbinski zgradbi na elevaciji 115.550.

Dvig novega statorja generatorja poteka v šestih fazah. V vsaki fazi dviga je s številkami

od 1 do 7 označena pozicija in velikost maksimalne spremenljive obremenitve na

turbinsko zgradbo.


Slika 3.10: Faza I dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)

Tabela 3.1: Spremenljiva obremenitev v poziciji 1 (vir: SIE-28-PT, 2009)

Oprema Teža [t] Nosilci dvigala 20,0 Vzdolžni nosilci na elevaciji 115.550 5,0 Prečni nosilci na elevaciji 115.550 - Drsnik dvigala 25,0 Stator generatorja 488,0 Severna noga dvigala 5,0 Južna noga dvigala 7,0 Točkovna obremenitev - statična 30,0 Točkovna obremenitev - dinamična -


Slika 3.11: Faza II dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)




Slika 3.12: Faza III dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)




Slika 3.13: Faza IV dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)


Slika 3.14: Faza V dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)


Slika 3.15: Faza VI dviga novega statorja generatorja (vir: SIE-28-PT, 2009)

Tabela 3.4: Spremenljive obremenitve v pozicijah 4, 5, 6, 7 in 8 (vir: SIE-28-PT, 2009)

Poz. 4 Poz. 5 Poz. 6 Poz. 7 Poz. 8 Oprema Teža [t] Teža [t] Teža [t] Teža [t] Teža [t]

Nosilci dvigala 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 Vzdolžni nosilci na elevaciji

115.550 6,0 6,0 6,0 6,0 6,0

Prečni nosilci na elevaciji 115.550 - 4,5 4,5 - 3,4 Drsnik dvigala 25,0 25,0 25,0 25,0 25,0

Stator generatorja 488,0 488,0 488,0 488,0 488,0 Severna noga dvigala 5,0 5,0 5,0 5,0 5,0 Južna noga dvigala 7,0 7,0 7,0 7,0 7,0

Točkovna obremenitev - statična 198,0 160,0 60,0 72,0 90,0 Točkovna obremenitev - dinamična 231,0 176,0 66,0 80,0 99,0


Slika 3.16: Tloris SV dela turbinske zgradbe, elevacija 115.550 s prikazom obremenjenih

konstrukcijskih elementov (vir: načrt NEK št. E-403-057)


V spodnji tabeli 3.5 so prikazane maksimalne točkovne spremenljive obremenitve v

turbinski zgradbi na elevaciji 115.55 med transportom novega statorja generatorja.

Tabela 3.5: Maksimalne točkovne spremenljive obremenitve konstrukcijskih elementov v

turbinski zgradbi

Faza dviga Pozicija Konstrukcijski element

Maksimalna točkovna

obremenitev [kN]

I 1 Nosilec OG 44 300,0 II 2 Nosilec OG 146 930,0 III 3 Nosilec OG 148 1980,0 VI 4 Nosilec OG 151 2310,0 VI 5 Steber BB-4 1760,0 VI 6 Steber BB-5 660,0 VI 7 Nosilec OG 153 800,0 VI 8 Nosilec OG 213 990,0

Med transportom novega statorja generatorja so direktno obremenjeni naslednji AB

nosilci:

• OG 44,

• OG 146,

• OG 148,

• OG 151,

• OG 153 in

• OG 213.

Nove obremenitve direktno prevzamejo prav tako AB stebri v osi BB-4 in BB-5.

Indirektno prevzamejo obremenitve med transportom statorja generatorja še AB stebri v

oseh 2, 3, 3.1, 4 in 5. Ker so reakcije v direktno obremenjenih nosilcih manjše kot

originalne projektne spremenljive obremenitve, nam indirektno obremenjenih stebrov ni

potrebno preverjati.

Nosilci OG 44, 146, 148 so obojestransko vpeti nosilci, vendar so v originalnem statičnem

izračunu, ki ga je naredilo podjetje GAI, računani kot prostoležeči nosilci.


Nosilci OG 151, 153 in 213 so del kontinuirnega nosilca, vendar so v originalnem

statičnem izračunu računani kot prostoležeči nosilci z izjemo nosilca OG 213, ki je

upoštevan kot obojestransko vpet nosilec.

V diplomskem delu bomo za vse nosilce z izjemo OG 213 predpostavili, da so

prostoležeči nosilci.

Stebra v oseh BB-4 in BB-5 sta obojestransko vpeta med elevacijama 107.620 in 115.550.

Zaradi preobsežnosti diplomskega dela je v naslednjih dveh poglavjih prikazan izračun in

dimenzioniranje le AB nosilcev OG 44 in OG 151 ter AB stebra v osi BB-4.

Dimenzioniranje je narejeno v skladu s SIST EN 1992 in ACI 318. Dimenzioniranje v

skladu s SIST EN 1992 je narejeno »peš«, medtem ko je dimenzioniranje v skladu z ACI

318 narejeno s računalniškim programom Tower 3D, ki ima vgrajen modul za

dimenzioniranje betonskih konstrukcij po ACI 318.

Nosilec OG 44 je izbran, ker ima edini med nosilci prerez dimenzij 220x160cm – vsi

ostali nosilci imajo prerez dimenzij 100x160cm. Nosilec OG 151 pa je izbran, ker je

najbolj obremenjen nosilec med transportom novega statorja generatorja.

Steber v osi BB-4 je izbran, ker je najbolj obremenjen steber med transportom statorja

generatorja.

Rezultati dimenzioniranja v skladu s SIST EN 1992 in ACI 318 so primerjani in

analizirani v poglavju 7.

Kontrola dimenzioniranja AB nosilca OG 44 39

4 KONTROLA DIMENZIONIRANJA AB NOSILCA OG 44

4.1 Kontrola dimenzioniranja v skladu z EC2

4.1.1 Sistem

Slika 4.1: Nosilec OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-061)

Slika 4.2: Prerez A-A – nosilec OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-061)

4.1.2 Materiali

AB nosilec OG 44 je narejen iz betona minimalne tlačne trdnosti 30 MPa, kar odgovarja

betonu C30/37 po SIST EN 1992-1-1.


Tabela 4.1: Lastnosti betona C30/37

Beton fck [MPa]

fck,cube [MPa]

fcm [MPa]

fctm [MPa]

Ecm [GPa]

C30/37 30,0 37,0 38,0 2,9 33,0

AB nosilec OG 44 je armiran s jeklom za armiranje ASTM A615 G60, kar odgovarja

jeklu za armiranje S500 po SIST EN 1992-1-1.

Oznaka armature ASTM A615 G60 označuje, da je armatura izdelana v skladu s

standardom ASTM A615 »Standard Specification for Deformed and Plain Carbon Steel

Bars for Concrete Reinforcement«, G60 (grade 60) pa označuje, da je minimalna

projektna elastičnost armature 60 ksi (kilopounds per square inch).

Tabela 4.2: Lastnosti jekla za armiranje S500

Armatura fyk [kN/cm2]

fyd [kN/cm2]

Es [kN/cm2]

S500 50,0 43,5 20000

4.1.3 Učinkovita razpetina – računski model nosilca OG 44

Krajna podpora - os 2

Slika 4.3: Krajna podpora v osi 2 – nosilec OG 44


{ }ma

mma

mma

tha

8,00,1;8,0min

0,221;6,1

21min

21;

21min

1

1

1

1

==

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

Slika 4.4: Krajna podpora v osi 3.1 – nosilec OG 44

{ }ma

mma

mma

tha

35,035,0;8,0min

7,021;6,1

21min

21;

21min

2

2

2

2

==

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

Učinkovita razpetina:

ml

mmml

aall

eff

eff

neff

43,9

35,08,028,821

=

++=

++=


Slika 4.5: Računski model nosilca OG 44

Krovni sloj betona (vir: Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3):

cmc

cmc

spnom

zgnom

12

16

,

,

=

=

4.1.4 Izračun obremenitev

Stalna obremenitev (OP1)


Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3)

Spremenljiva obremenitev (OP2)

Slika 4.7: Razporeditev in velikost spremenljive obremenitve – nosilec OG 44


V izračunu se upoštevajo le vertikalne spremenljive obremenitve zaradi transporta novega

statorja generatorja. Horizontalne spremenljive obremenitve, ki nastanejo med

transportom, so zanemarljive (približno 3 % vertikalne obremenitve). Ker so potresne

obremenitve iz originalnega statičnega izračuna večje od horizontalnih spremenljivih

obremenitev, ki nastanejo med transportom, jih v izračunu ne upoštevamo.

Vse obremenitve so pozicionirane v centru nosilca OG 44 in ne povzročajo dodatnih

torzijskih momentov.

Mejno stanje nosilnosti - MSN

V skladu s standardom SIST EN 1990 upoštevamo naslednjo osnovno kombinacijo

vplivov:

∑∑ ≥≥⋅⋅+⋅+⋅+⋅

1 ,,0,1,1,1 ,, """)"(""i ikiiQkQPj jkjG QQPG ψγγγγ

Vrednosti varnostnih faktorjev po SIST EN 1990 so povzete v tabeli 5.3.

Tabela 4.3: Varnostni faktorji vplivov

Stalni vplivi Spremenljivi

Neugodni Ugodni Prevladujoči Drugi

γG,i= γG,j,sup=1,35 γG,i= γG,j,inf=1,00 γQ,1= 1,5 (neugoden)γQ,1= 0,0 (ugoden)

γQ,i= 1,5 (neugoden) γQ,j= 1,5 (neugoden)

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil po nosilcu OG 44 dobimo, če določimo

ovojnice notranjih sil za naslednjo kombinacijo projektnih vplivov:

1) 1.35(OP1)+1,5(OP2)

Ovojnice upogibnih momentov in strižnih sil za mejna stanja nosilnosti so prikazane na

spodnji sliki.


Slika 4.8: Ovojnice notranjih projektnih sil v MSN – nosilec OG 44

Mejno stanje uporabnosti – MSU

Karakteristična kombinacija vplivov:

∑∑ ≥≥⋅+++

1 ,,01,1 , """"""i ikikj jk QQPG ψ

Kontrole v MSU so povezane le z normalnimi napetostmi, zato v nadaljevanju

obravnavamo le upogibne momente.

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil po nosilcu OG 44 pri karakteristični

kombinaciji vplivov dobimo kot ovojnice notranjih sil za naslednjo kombinacijo

projektnih vplivov:

1) OP1+OP2


OG 44


Navidezno stalna kombinacija vplivov

3,0

""""

2,2

1 ,,21 ,

==

⋅++ ∑∑ ≥≥

ψψ

ψ

i

i ikij jk QPG

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil po nosilcu OG 44 pri navidezno stalni


projektnih vplivov:

1) OP1+0,3(OP2)


nosilec OG 44

4.1.5 Kontrola dimenzioniranja po MSN - upogib

Prerez v polju

kNmM Ed 82,2610=

Slika 4.11: Prerez v polju – nosilec OG 44


cmc

cmc

zgnom

spnom

16

12

,

,

=

=

cmdcmcmd

chd spnom

14812160

,

=−=

−=

2/0,20,205,1

0,30 cmkNMPaMPaffc

ckcd ====

γ

027,0/0,2)148(220

261082222 =

⋅⋅=

⋅⋅=

cmkNcmcmkNcm

fdbM

kcd

Edd

‰/22,5‰5,1/1 ≈− sεε

023,1=sk

2,

2,

47,41

/5,43148261082023,1

*

cmA

cmkNcmkNcm

fdM

kA

potrs

yd

Edspotrs

=

⋅⋅=⋅=

Slika 4.12: Armatura nosilca OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-081)


Slika 4.13: Presek 8-8 in 9-9 nosilca OG 44 (vir: načrt NEK št. E-405-081)

Armaturne palice so na načrtih označene s velikimi tiskanimi črkami. Legenda oznak je

prikazana v spodnji tabeli.

Tabela 4.4: Legenda oznak armaturnih palic (vir: načrt NEK št. S-424-000)

Oznaka armaturne palice Premer armaturne palice A 12 mm B 16 mm C 18 mm D 22 mm E 25 mm F 28 mm G 32 mm H 36 mm J 40 mm

Iz slike 4.12 in 4.13 dobimo dejanski prerez armature v prerezu nosilca OG 44: 22

, 04,28518,10283628 cmcmA dejs =⋅== φ

Pogoj:

22

,,

47,4104,285 cmcm

AA potrsdejs

≥

≥

Pogoj je izpolnjen.

Nosilec OG 44 je ustrezno dimenzioniran na prevzem upogiba za I. fazo dviga.


4.1.6 Kontrola dimenzioniranja po MSN - prečna sila

Krajna podpora – os 2

kNVEd 63,1220max

=

Redukcija prečne sile ob podpori:

cmcmcmdtx 2481482

2002

=+=+=Δ

mkNmkNgg Ed /39,96/4,7135,135,1 =⋅=⋅=

kNmmkNxgV EdEd 05,23948,2/39,96 =⋅=Δ⋅=Δ

kNVkNkNV

VVV

Ed

Ed

EdEdEd

58,98105,23963,1220

max

=−=

Δ−=

Preverimo, ali je strižna armatura računsko potrebna.

Projektna strižna odpornost VRd,c [N] elementa je podana z izrazom:

dbkfkCV cpckcRdcRd ⋅⋅⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅⋅⋅⋅= σρ 1

32

1,, )100( , pri čemer so

[ ]

0,237,114802001

0,22001

≤=+=

≤+=

k

mmdk

Stopnja strižnega armiranja je določena z izrazom:

02,00088,0148220

04,285

02,0

2

1

1

≤=⋅

=

≤⋅

=

cmcmcm

dbAsl

ϕ

ϕ

00 =→= cpEdN σ


Vrednosti CRd,c in k1 so podane v opombi točke 6.2.2.(1) SIST EN 1992-1-1:

12,05,118,0

18,0

,

,

==

=

cRd

ccRd

C

Cγ

15,01 =k

kNV

mmmmmmNV

cRd

cRd

9,1593

14802200015,0)/300088,0100(37,112,0

,

32

2,

=

⋅⋅⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅⋅⋅⋅=

Najmanjša vrednost:

dbkV cpcRd ⋅⋅⋅+= )( 1min, σν

Vrednost νmin je podana v opombi točke 6.2.2.(1) SIST EN 1992-1-1:

307,0)/30()37,1(035,0

035,0

min

21

223

min

21

23

min

=⋅⋅=

⋅⋅=

νν

ν

mmN

fk ck

kNVmmmmV

cRd

cRd

6,99914802200)015,0307,0(

,

,

=

⋅⋅⋅+=

Merodajna vrednost:

kNV cRd 9,1593, =

Pogoj:

kNkNVV EdcRd

58,9819,1593,

≥

≥

Strižna armatura računsko ni potrebna.

Ker je vrednost VRd,c večja od maksimalne strižne sile brez redukcije v nosilcu OG 44 (ob

krajni podpori 2), nam ni potrebno preverjati še strižno silo ob krajni podpori 3.1.

Ker za nosilec OG 44 strižna armatura računsko ni potrebna, moramo dokazati, da ima


nosilec OG 44 zadostno minimalno strižno armaturo.

Minimalna strižna armatura:

Minimalna stopnja armiranja s strižno armaturo je podana z izrazom 9.5N SIST EN 1992-

1-1:

αρ

sin⋅⋅=

bsAsw

w

4min,

min,

min,

1076,8500

3008,0

08,0

−⋅=

⋅=

⋅=

w

w

yk

ckw

MPaMPa

ff

ρ

ρ

ρ

mcmcmcmcms

A

cms

A

bs

A

sw

sw

wsw

/3,19/193,0193,0

0,12201076,8

sin

22min,

4min,

min,min,

===

⋅⋅⋅=

⋅⋅=

−

αρ

mcmcmcmcms

A dejsw /1,2030/03,630/163 22, === φ

Pogoj:

mcmmcms

As

A swdejsw

/3,19/1,20 22

min,,

≥

≥

Pogoj je izpolnjen.

Strižna armatura ob krajnih podporah je dejansko večja (3φ 16/16cm), zato smo na varni

strani. Nosilec OG 44 je ustrezno dimenzioniran za prevzem strižne obremnitve.

4.1.7 Kontrola dimenzioniranja po MSU – omejitve napetosti

Omejitve napetosti po SIST EN 1992-1-1 pri:

1) Karakteristična kombinacija vplivov


yks

ckc

ff

⋅≤⋅≤

8,06,0

σσ

2) Navidezno stalna kombinacija vplivov

ckc f⋅≤ 45,0σ

Pri kontrolah MSU potrebujemo geometrijske karakteristike nerazpokanega prereza. V

našem primeru je dovolj natančno, če upoštevamo karakteristike »bruto« betonskega

prereza.

Prerez v polju

kNmM Ed 16,1905=

Geometrijske karakteristike »bruto« betonskega prereza nosilca OG 44:

3446

4633

22

10875,932/160

101,752/

101,7512

)160(22012

102,35160220148160220

cmcm

cmh

IW

cmcmcmhbI

cmcmcmhbAcmdcmhcmb

⋅=⋅

==

⋅=⋅

=⋅

=

⋅=⋅=⋅=

===

Za dvojno armirani pravokotni prerez lahko pri obremenitvi z upogibnim momentom MEd

brez osne sile (NEd=0) višino tlačne cone x, ki je neodvisna od obremenitve, določimo z

naslednjim izrazom (Darko Beg in drugi, Priročnik za projektiranje gradbenih konstrukcij

po evrokod standardih, Inžinerska zbornica Slovenije, 2009):

bAA

bdAcA

bAAx sesesezgnomsesese ⋅+⋅

−⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ ⋅⋅+⋅⋅⋅+

⋅+⋅=

αααααα '21

,`

2

2` )(2)(

pri čemer je v polju nosilca OG 44: 2` 04,285 cmAA ss ==


06,633

200

06,6

==

==

GPaGPa

EE

e

cm

se

α

α

Slika 4.14: Pomen oznak pri računu napetosti v MSU – nosilec OG 44

[ ]cmx

cmcmcmx

cmcmcm

cmcm

cmcmx

bAA

bdAcA

bAA

x sesesezgnomsesese

4,377,153,2575246

22004,28506,604,28506,6

220)14804,28506,61604,28506,6(2

)220()04,28506,604,28506,6(

)(2)(

21

22

22

21

2

22

`21

,`

2

2`

=−+=

⋅+⋅−

−⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ ⋅⋅+⋅⋅⋅+

⋅+⋅=

⋅+⋅−

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ ⋅⋅+⋅⋅⋅+

⋅+⋅=

αααααα

Iz momentnega ravnotežnega pogoja, glede na mesto rezultante tlačnih napetosti betona,

lahko določim napetost v natezni armaturi po naslednjem izrazu:

2

34

4

22

,,`

/0,510531,11

10155,57

4,37148)164,37)(1634,37(04,285)4,371483(04,285

1905163

))(3()3(

3

cmNcmkNcm

cmcmcmcmcmcmcmcmcm

kNcm

xdcxcxA

xdA

M

s

s

s

zgnomzgnomss

Eds

=

⋅⋅

=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

σ

σ

σ

σ


Pogoj:

22

22

/0,40/0,5/0,508,0/0,5

8,0

cmkNcmkNcmkNcmkN

f yks

≤

⋅≤

⋅≤σ

Pogoj je izpolnjen.

Tlačna napetost betona je določena z naslednjim izrazom, ki temelji na podobnih

trikotnikih:

2

2

/28,04,37148

4,3706,6/0,5

cmkNcmcm

cmcmkN

xdx

c

c

e

sc

=

−⋅=

−⋅=

σ

σ

ασ

σ

Pogoj (karakteristična kombinacija vplivov):

22

22

/8,1/28,0/0,36,0/28,0

6,0

cmkNcmkNcmkNcmkN

fckc

≤

⋅≤

⋅≤σ

Pogoj je izpolnjen.

Pogoj (navidezno stalna kombinacija vplivov):

22

22

/35,1/28,0/0,345,0/28,0

45,0

cmkNcmkNcmkNcmkN

fckc

≤

⋅≤

⋅≤σ

Pogoj je izpolnjen.

Ker je pogoj izpolnjen celo pri karakteristični kombinaciji vlivov, napetosti v betonu ni

potrebno preverjati pri navidezno stalni kombinaciji, saj je obremenitev v tem primeru

manjša.

4.1.8 Kontrola dimenzioniranja po MSU – omejitev širine razpok

Največje dovoljene projektne širine razpok wmax so podane v SIST EN 1992-1-1. V našem

primeru je pri navidezno stalni kombinaciji vplivov wmax=0,4mm.


Prerez v polju:

kNmM Ed 79,1734=

Določimo napetost armature, ki jo potrebujemo za izračun širine razpok:

cmx 4,37=

2

34

4

22

,,`

/5,410531,1110044,52

4,37148)164,37)(1634,37(04,285)4,371483(04,285

1734793

))(3()3(

3

cmkNcmkNcm

cmcmcmcmcmcmcmcmcm

kNcm

xdcxcxA

xdA

M

s

s

s

zgnomzgnomss

Eds

=

⋅⋅

=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

σ

σ

σ

σ

Širino razpoke izračunamo z izrazom:

)(max, cmsmrk sw εε −⋅= , pri čemer so

s

s

s

effpeeffp

effctts

cmsm EE

fk

σρα

ρσ

εε ⋅≥

⋅+⋅⋅−

=− 6,0)1( ,

,

,

effc

pseffp A

AA

,

`21

,

⋅+=

ξρ

0` =pA

effceffc hbA ,, ⋅=


{ }cmh

cmcmcmh

cmcmcmcmcmh

hxhdhh

effc

effc

effc

effc

30

80;9,40;30min2

160;3

4,37160);148160(5,2min

2;

3);(5,2min

,

,

,

,

=

=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ −

−⋅=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ −

−⋅=

23,

,

,,

1060,6

30220

cmA

cmcmA

hbA

effc

effc

effceffc

⋅=

⋅=

⋅=

043,0106,6

004,285

,

23

2

,

=⋅

+=

effp

effp cmcm

ρ

ρ

4,0=tk za dolgotrajno obtežbo

45

42

25

2

22

,,

,

1035,110497,5

1035,1/20000

/5,46,010497,5

/20000

)043,006,61(043,0

/29,04,0/5,4

)1(

−−

−−

⋅≤⋅

⋅=⋅≥⋅=−

⋅+⋅⋅−=−

⋅+⋅⋅−

=−

cmkNcmkNcmkN

cmkNcmkN

E

fk

cmsm

cmsm

s

effpeeffp

effctts

cmsm

εε

εε

ραρ

σεε

Največja končna razdalja med razpokami se izračuna s spodnjim izrazom:

effpr

kkcs,

21max,

425,04,3ρ

φ⋅⋅⋅+⋅=

mm36=φ


mmc

mmmmc

cc spnom

1022

36120

2,

=

−=

−=φ

8,01 =k za palice z dobro sprijemnostjo

5,02 =k za čisti upogib ( 0=EdN )

mms

mmmms

kkcs

r

r

effpr

489043,0

365,08,0425,01024,3

425,04,3

max,

max,

,

21max,

=

⋅⋅⋅+⋅=

⋅⋅⋅+⋅=

ρφ

( )

mmwmmw

sw

k

k

cmsmrk

03,010497,5489 5

max,

=⋅⋅=

−⋅=−

εε

Pogoj:

mmmmwwk

4,003,0max

≤≤

Pogoj je izpolnjen.

4.1.9 Kontrola dimenzioniranja po MSU – omejitev povesa Povesi v začetnem času – brez upoštevanja reologije

Glede na SIST EN 1992-1-1 sta izgled in splošna uporabnost konstrukcije ustrezna, če

računski poves elementa pod vplivom navidezno stalne obremenitve ne preseže 1/250

razpetine.

Prerez v polju

kNmM Ed 79,1734=



3446

4633

22

10875,932/160

101,752/

101,7512

)160(22012

102,35160220148160220

cmcm

cmh

IW

cmcmcmhbI

cmcmcmhbAcmdcmhcmb

⋅=⋅

==

⋅=⋅

=⋅

=

⋅=⋅=⋅=

===

Iz spodnje slike 4.15 odčitamo največji poves v sredini razpona v nerazpokanem stanju v

začetnem času 0tt = ; . mmwI 4,00, =

Slika 4.15: Potek povesov po nosilcu OG 44 z upoštevanjem nerazpokanih prerezov

Napetosti v jeklu in betonu: 2/5,4 cmkNs =σ

4

2

2

1025,2/20000

/5,4

−⋅=

=

=

s

s

s

ss

cmkNcmkN

E

ε

ε

σε


2

2

/25,04,37148

4,3706,6/5,4

cmkNcmcm

cmcmkN

xdx

c

c

e

sc

=

−⋅=

−⋅=

σ

σ

ασ

σ

5

2

2

10576,7/3300/25,0

−⋅=

=

=

c

c

cm

cc

cmkNcmkN

E

ε

ε

σε

Ukrivljenost razpokanega prereza v začetnem času:

cmrcm

r

dr

II

II

scII

/10032,2)/1(148

1025,210576,7)/1(

)/1(

60,

45

0,

0,

−

−−

⋅=

⋅+⋅=

+=

εε

Ukrivljenost nerazpokanega prereza v začetnem času:

cmrcmcmkN

kNcmr

IEM

r

I

I

cm

EdI

/100,7)/1(101,75/3300

173479)/1(

)/1(

70,

460,

0,

−⋅=

⋅⋅=

⋅=

Razmerje ukrivljenosti v polju v začetnem času:

90,2)/1()/1(

/100,7/10032,2

)/1()/1(

0,

0,

7

6

0,

0,

=

⋅⋅

=−

−

I

II

I

II

rr

cmcm

rr

Povese v popolnoma razpokanem stanju v začetnem času lahko ocenimo s pomočjo

globalnega razmerja v razpokanem in nerazpokanem stanju v prerezih:


90,2

)/1()/1(

0,

0,

0,

0,

0,

0,

≈

≈

I

II

I

II

I

II

ww

rr

ww

mmwmmw

ww

II

II

III

2,14,090,2

90,2

0,

0,

0,0,

=

⋅=

⋅=

Pogoj:

mmmm

mmmm

lw eff

II

382,1250

94302,1

2500,

≤

≤

≤

Pogoj je izpolnjen.

Nosilec OG 44 je bil dimenzioniran po MSN in MSU v skladu s SIST EN 1992-1-1.

Nosilec OG 44 je ustrezno dimenzioniran na prevzem obremenitve zaradi zamenjave

statorja generatorja.

4.2 Kontrola dimenzioniranja v skladu z ACI 318 (Tower 3D)

4.2.1 Zasnova

1 2b/d=220/160

9.43

1.60 1.20 3.00 3.00

Slika 4.16: Zasnova nosilca OG 44 (Tower 3D)


4.2.2 Obremenitev Stalna obremenitev (OP1)

b/d=220/160

p=71.40

P=26

2.60

P=23

4.90

P=23

4.90

9.43

1.60 1.20 3.00 3.00

Slika 4.17: Stalna obremenitev nosilca OG 44 (Tower 3D)


b/d=220/160

P=30

0.00

9.43

1.60 1.20 3.00 3.00

Slika 4.18: Spremenljiva obremenitev nosilca OG 44 (Tower 3D)

4.2.3 Kombinacija obtežnih primerov

Tabela 4.5: Obtežni primeri za nosilec OG 44 (Tower 3D)

Obtežni primeri

OP1 Stalna obremenitev

OP2 Spremenljiva obremenitev


Tabela 4.6: Obtežni kombinacije za nosilec OG 44 (Tower 3D)

Kombinacije

LC1. 1.40×OP1+1.70×OP2

LC2. 0.90×OP1+1.70×OP2

LC3. 1.40×OP1

LC4. 0.90×OP2

4.2.4 Diagrami notranjih statičnih količin

b/d=220/160

-13

01.8

2

117

6.16

Slika 4.19: Maksimalna prečna sila – nosilec OG 44 (Tower 3D)

b/d=220/160

274

5.24

Slika 4.20: Maksimalni upogibni moment – nosilec OG 44 (Tower 3D)


4.2.5 Dimenzioniranje po ACI 318 Potrebna vzdolžna armatura

b/d=220/160

51.

67

Slika 4.21: Potrebna vzdolžna armatura – nosilec OG 44 (Tower 3D)

Potrebna strižna armatura

b/d=220/160

Slika 4.22: Potrebna strižna armatura – nosilec OG 44 (Tower 3D)

4.2.6 Poves ug(t=0)

b/d=220/160

0.6

7

Slika 4.23: Poves ug(t=0) – nosilec OG 44 (Tower 3D)


4.2.7 Poves ug(t=0)

b/d=220/160

2.0

6

Slika 4.24: Poves ug(t=∞) – nosilec OG 44 (Tower 3D)

4.2.8 Razpoke ak(t=0) in ak(t=∞)

b/d=220/160

Slika 4.25: Razpoke ak(t=0) in ak(t=∞) – nosilec OG 44 (Tower 3D)


5 KONTROLA DIMENZIONIRANJA AB NOSILCA OG 151


5.1.1 Sistem

Slika 5.1: Nosilec OG 151 (vir: načrt NEK št. E-405-061)

Slika 5.2: Prerez A-A – nosilec OG 151 (vir: načrt NEK št. E-405-061)

5.1.2 Materiali AB nosilec OG 151 je narejen iz betona minimalne tlačne trdnosti 30 MPa, kar odgovarja

betonu C30/37 po SIST EN 1992-1-1. Lastnosti betona C30/37 so prikazane v tabeli 4.1.

AB nosilec OG 151 je armiran s jeklom za armiranje ASTM A615 G60, kar odgovarja


jeklu za armiranje S500 po SIST EN 1992-1-1. Lastnosti jekla za armiranje S500 so

prikazane v tabeli 4.2.

5.1.3 Učinkovita razpetina – računski model nosilca OG 151 Krajna podpora - os 2


{ }ma

mma

mma

tha

8,00,1;8,0min

0,221;6,1

21min

21;

21min

1

1

1

1

==

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=



{ }ma

mma

mma

tha

675,0675,0;8,0min

35,121;6,1

21min

21;

21min

2

2

2

2

==

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ ⋅⋅=

Učinkovita razpetina:

mlmmml

aall

eff

eff

neff

8,8675,08,0325,7

21

=

++=

++=

Slika 5.5: Računski model nosilca OG 151

Krovni sloj betona (Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3):

cmc

cmc

spnom

zgnom

12

16

,

,

=

=

5.1.4 Izračun obremenitev Stalna obremenitev (OP1)


Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3)



Slika 5.7: Razporeditev in velikost spremenljive obremenitve – nosilec OG 151

V izračunu se upoštevajo le vertikalne spremenljive obremenitve zaradi transporta novega

statorja generatorja. Horizontalne spremenljive obremenitve, ki nastanejo med

transportom, so zanemarljive (približno 3 % vertikalne obremenitve). Ker so potresne

obremenitve iz originalnega statičnega izračuna večje od horizontalnih spremenljivih

obremenitev, ki nastanejo med transportom, jih v izračunu ne upoštevamo.

Vse obremenitve so pozicionirane v centru nosilca OG 151 in ne povzročajo dodatnih

torzijskih momentov.


V skladu s standardom EN 1990 upoštevamo naslednjo osnovno kombinacijo vplivov:

∑∑ ≥≥⋅⋅+⋅+⋅+⋅

1 ,,0,1,1,1 ,, """)"(""i ikiiQkQPj jkjG QQPG ψγγγγ

Vrednosti varnostnih faktorjev po EN 1990 so povzete v tabeli 5.3.

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil po nosilcu OG 151 dobimo, če določimo

ovojnice notranjih sil za naslednjo kombinacijo projektnih vplivov:

1) 1.35(OP1)+1,5(OP2)

Ovojnice upogibnih momentov in strižnih sil za mejna stanja nosilnosti so prikazane na

spodnji sliki.


Slika 5.8: Ovojnice notranjih projektnih sil v MSN – nosilec OG 151

Mejno stanje uporabnosti – MSU

Karakteristična kombinacija vplivov:

∑∑ ≥≥⋅+++

1 ,,01,1 , """"""i ikikj jk QQPG ψ

Kontrole v MSU so povezane le z normalnimi napetostmi, zato v nadaljevanju

obravnavamo le upogibne momente.

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil po nosilcu OG 151 pri karakteristični


projektnih vplivov:

1) OP1+OP2


OG 151


Navidezno stalna kombinacija vplivov

3,0

""""

2,2

1 ,,21 ,

==

⋅++ ∑∑ ≥≥

ψψ

ψ

i

i ikij jk QPG

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil po nosilcu OG 151 pri navidezno stalni


projektnih vplivov:

1) OP1+0,3(OP2)


nosilec OG 151

5.1.5 Kontrola dimenzioniranja po MSN - upogib Prerez v polju

kNmM Ed 88,5371=

Slika 5.11: Prerez v polju – nosilec OG 151


cmc

cmc

zgnom

spnom

16

12

,

,

=

=

cmdcmcmd

chd spnom

14812160

,

=−=

−=

2/0,20,205,1

0,30 cmkNMPaMPaffc

ckcd ====

γ

123,0/0,2)148(100

537188222 =

⋅⋅=

⋅⋅=

cmkNcmcmkNcm

fdbM

kcd

Edd

‰/8‰2/1 ≈− sεε

081,1=sk

2,

2,

20,90

/5,43148537188081,1

cmA

cmkNcmkNcm

fdM

kA

potrs

yd

Edspotrs

=

⋅⋅=

⋅⋅=

Slika 5.12: Armatura nosilca OG 151 (vir: Nostrifikacijski projekt št. 7030/32-3)


Iz slike 5.12 določimo dejanski prerez armature v prerezu nosilca OG 151. 22

, 6,20318,10203620 cmcmA dejs =⋅== φ

Pogoj:

22

,,

20,906,203 cmcm

AA potrsdejs

≥

≥

Pogoj je izpolnjen.

Nosilec OG 151 je ustrezno dimenzioniran na prevzem upogiba za VI. fazo dviga.

5.1.6 Kontrola dimenzioniranja po MSN - prečna sila Krajna podpora – os 2

kNVEd 42,3392max

=


cmcmcmdtx 2481482

2002

=+=+=Δ

mkNmkNggEd /74,43/4,3235,135,1 =⋅=⋅=


kNVkNkNV

VVV

Ed

Ed

EdEdEd

94,328348,10842,3392

max

=−=

Δ−=




⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅⋅⋅⋅= σρ 1

32


[ ]

0,237,114802001

0,22001

≤=+=

≤+=

k

mmdk



02,0014,0148100

6,203

02,0

2

1

1

≤=⋅

=

≤⋅

=

cmcmcm

dbAsl

ϕ

ϕ

00 =→= cpEdN σ


12,05,118,0

18,0

,

,

==

=

cRd

ccRd

C

Cγ

15,01 =k

kNV

mmmmmmNV

cRd

cRd

88,2939

14801000015,0)/30014,0100(37,112,0

,

32

2,

=

⋅⋅⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅⋅⋅⋅=




307,0)/30()37,1(035,0

035,0

min

21

223

min

21

23

min

=⋅⋅=

⋅⋅=

νν

ν

mmN

fk ck

kNVmmmmV

cRd

cRd

36,45414801000)015,0307,0(

,

,

=

⋅⋅⋅+=

Merodajna vrednost:

kNV cRd 88,2939, =


Pogoj:

kNkNVV EdcRd

94,328388,2939,

≤

≥

Strižna armatura računsko je potrebna.

Izračun strižne armature ob krajni podpori v osi 2:

Pri kontroli odpornosti strižnih diagonal upoštevamo osnovno vrednost projektne strižne

sile brez redukcije.

kNVEd 42,3392max

=

Dolžina območja od podpore, v katerem je strižna armatura računsko potrebna:

mx 0,2`2 =

Potrebno strižno armaturo določimo s pomočjo izraza 6.8 SIST EN 1992-1-1:

θcot, ⋅⋅⋅=≤ ywdsw

sRdEd fzs

AVV

Izberemo cotθ=2,5.

dkzdzk zz ⋅=→=

9,0=zk

mcmcmcmcms

Acm

kNs

A

fzV

sA

sw

sw

ywd

Edsw

/4,23/234,0234,0

5,25,431489,042,3392

cot

22 ==≥

⋅⋅⋅≥

⋅⋅≥

θ

Nosilec OG 151 ima stremena 2φ 16/12cm (Asw/s=33,5cm2/m).

Z izrazom 6.9 SIST EN 1992-1-1 določimo strižno odpornost glede tlačnih diagonal:

θθναtancot

1max, +

⋅⋅⋅⋅= cdcw

Rdfzb

V , pri čemer so

1=cwα (ni prednapetja)


Po izrazu 6.6N SIST EN 1992-1-1 je priporočena vrednost za ν1:

528,02503016,0

25016,0

1

1

1

=

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −⋅=

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −⋅=

ν

ν

ν ckf

kNV

cmcmV

fzbV

Rd

Rd

cdcwRd

32,48505,2/15,2

0,2528,01489,01000,1tancot

max,

max,

1max,

=+

⋅⋅⋅⋅⋅=

+⋅⋅⋅⋅

=θθ

να

Pogoj:

kNkNVV EdRd

42,339232,4850max,

≥

≥

Strižna odpornost prereza nosilca OG 151 ob krajni podpori v osi 2 ustreza.

Dodatna natezna sila ΔFtd

Dodatna natezna sila ΔFtd v vzdolžni armaturi zaradi paličnega mehanizma prevzema

prečne sile je določena z izrazom 6.18 v SIST EN 1992-1-1. Pri izračunu dodatne natezne

sile upoštevamo reducirano prečno silo ob krajni podpori 2.

kNFkNF

VF

td

td

Edtd

93,4104)05,2(94,32835,0

)cot(cot5,0

=Δ−⋅⋅=Δ

−⋅⋅=Δ αθ

Povečanje prereza natezne armature ob krajni podpori 2 znaša:

2

2

4,94/5,43

93,4104

cmAcmkNkNA

fF

A

sl

sl

yd

tdsl

=Δ

=Δ

Δ=Δ


Pogoj:

22

222

,,

6,1846,2034,9420,906,203

cmcmcmcmcm

AAA slpotrsdejs

≥

+≥

Δ+≥

Pogoj je izpolnjen.

Krajna podpora – os 3.1

kNVEd 35,1120max

=


cmcmcmdtx 5,2151482

1352

=+=+=Δ

mkNmkNgg Ed /74,43/4,3235,135,1 =⋅=⋅=


kNVkNkNV

VVV

Ed

Ed

EdEdEd

09,102626,9435,1120

max

=−=

Δ−=




⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅⋅⋅⋅= σρ 1

32


[ ]

0,237,114802001

0,22001

≤=+=

≤+=

k

mmdk



02,0014,0148100

6,203

02,0

2

1

1

≤=⋅

=

≤⋅

=

cmcmcm

dbAsl

ϕ

ϕ

00 =→= cpEdN σ


12,05,118,0

18,0

,

,

==

=

cRd

ccRd

C

Cγ

15,01 =k

kNV

mmmmmmNV

cRd

cRd

88,2939

14801000015,0)/30014,0100(37,112,0

,

32

2,

=

⋅⋅⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅⋅⋅⋅=




307,0)/30()37,1(035,0

035,0

min

21

223

min

21

23

min

=⋅⋅=

⋅⋅=

νν

ν

mmN

fk ck

kNVmmmmV

cRd

cRd

36,45414801000)015,0307,0(

,

,

=

⋅⋅⋅+=

Merodajna vrednost:

kNV cRd 88,2939, =


Pogoj:

kNkNVV EdcRd

09,102688,2939,

≥

≥

Strižna armatura računsko ni potrebna.

Ker za nosilec OG 151 - krajna podpora os 3.1 strižna armatura računsko ni potrebna,

moramo dokazati, da ima nosilec OG 151 ob podpori zadostno minimalno strižno

armaturo.

Minimalna strižna armatura:

Minimalna stopnja armiranja s strižno armaturo je podana z izrazom 9.5N SIST EN 1992-

1-1:

αρ

sin⋅⋅=

bsAsw

w

4min,

min,

min,

1076,8500

3008,0

08,0

−⋅=

⋅=

⋅=

w

w

yk

ckw

MPaMPa

ff

ρ

ρ

ρ

mcmcmcmcms

A

cms

A

bs

A

sw

sw

wsw

/8,8/088,0088,0

0,11001076,8

sin

22min,

4min,

min,min,

===

⋅⋅⋅=

⋅⋅=

−

αρ

mcmcmcmcms

A dejsw /5,1135/02,435/162 22, === φ

Pogoj:

mcmmcms

As

A swdejsw

/8,8/5,11 22

min,,

≥

≥

Pogoj je izpolnjen.


Strižna armatura ob krajni podpori v osi 3.1 je dejansko večja (2φ 16/18cm), zato smo na

varni strani.

Nosilec OG 151 je ustrezno dimenzioniran za prevzem strižne obremenitve.

5.1.7 Kontrola dimenzioniranja po MSU - omejitve napetosti

Omejitve napetosti po SIST EN 1992-1-1:

1. karakteristična kombinacija vplivov

yks

ckc

ff

⋅≤⋅≤

8,06,0

σσ

2. navidezno stalna kombinacija vplivov

ckc f⋅≤ 45,0σ

Pri kontrolah MSU potrebujemo geometrijske karakteristike nerazpokanega prereza. V

našem primeru je dovolj natančno, če upoštevamo karakteristike »bruto« betonskega

prereza.

Prerez v polju

kNmM Ed 17,3643=


3446

4633

22

10663,422/160

1013,342/

1013,3412

)160(10012

10160160100148160100

cmcm

cmb

IW

cmcmcmhbI

cmcmcmhbAcmdcmhcmb

⋅=⋅

==

⋅=⋅

=⋅

=

⋅=⋅=⋅=

===

Za dvojno armirani pravokotni prerez lahko pri obremenitvi z upogibnim momentom MEd

brez osne sile (NEd=0) višino tlačne cone x, ki je neodvisna od obremenitve, določimo z

naslednjim izrazom (Darko Beg in drugi, Priročnik za projektiranje gradbenih konstrukcij

po evrokod standardih, Inžinerska zbornica Slovenije, 2009):


bAA

bdAcA

bAA

x sesesezgnomsesese ⋅+⋅−

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ ⋅⋅+⋅⋅⋅+

⋅+⋅=

αααααα `21

,`

2

2` )(2)( , pri čemer

je: 2` 6,203 cmAA ss ==

06,633200

06,6

==

==

GPaGPa

EE

e

cm

se

α

α

[ ]cmx

cmcmcmx

cmcmcm

cmcm

cmcmx

bAA

bdAcA

bAA

x sesesezgnomsesese

9,437,249,40464,664

1006,20306,66,20306,6

100)148*6,203*06,6166,20306,6(2

)100()6,20306,66,20306,6(

)(2)(

21

22

22

21

2

22

`21

,`

2

2`

=−+=

⋅+⋅−

−⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ +⋅⋅⋅+

⋅+⋅=

⋅+⋅−

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡ ⋅⋅+⋅⋅⋅+

⋅+⋅=

αααααα

Iz momentnega ravnotežnega pogoja, glede na mesto rezultante tlačnih napetosti betona,

lahko določimo napetost v natezni armaturi po naslednjem izrazu:

2

34

4

22

,,`

/45,1310124,810295,109

9,43148)169,43)(1639,43(6,203)9,431483(6,203

3643173

))(3()3(

3

cmkNcmkNcm

cmcmcmcmcmcmcmcmcm

kNcm

xdcxcxA

xdA

M

s

s

s

zgnomzgnomss

Eds

=

⋅⋅

=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

σ

σ

σ

σ


Pogoj:

22

22

/0,40/45,13/0,508,0/45,13

8,0

cmkNcmkNcmkNcmkN

f yks

≤

⋅≤

⋅≤σ

Pogoj je izpolnjen.

Tlačna napetost betona je določena z naslednjim izrazom, ki temelji na podobnih

trikotnikih:

2

2

/94,09,43148

9,4306,6

/45,13

cmkNcmcm

cmcmkN

xdx

c

c

e

sc

=

−⋅=

−⋅=

σ

σ

ασ

σ

Pogoj (karakteristična kombinacija vplivov):

22

22

/8,1/94,0/0,36,0/94,0

6,0

cmkNcmkNcmkNcmkN

fckc

≤

⋅≤

⋅≤σ

Pogoj je izpolnjen.

Pogoj (navidezno stalna kombinacija vplivov):

22

22

/35,1/94,0/0,345,0/94,0

45,0

cmkNcmkNcmkNcmkN

fckc

≤

⋅≤

⋅≤σ

Pogoj je izpolnjen.

Ker je pogoj izpolnjen celo pri karakteristični kombinaciji vlivov, napetosti v betonu ni

potrebno preverjati pri navidezno stalni kombinaciji, saj je obremenitev v tem primeru

manjša.

5.1.8 Kontrola dimenzioniranja po MSU - omejitev širine razpok

Največje dovoljene projektne širine razpok wmax so podane v SIST EN 1992-1-1. V našem

primeru je pri navidezno stalni kombinaciji vplivov wmax=0,4mm.


Prerez v polju:

kNmM Ed 11,1785=

Določimo napetost armature, ki jo potrebujemo za izračun širine razpok:

cmx 9,43=

2

34

4

22

,,`

/60,610124,810553,53

9,43148)169,43)(1639,43(6,203)9,431483(6,203

1785113

))(3()3(

3

cmkNcmkNcm

cmcmcmcmcmcmcmcmcm

kNcm

xdcxcxA

xdA

M

s

s

s

zgnomzgnomss

Eds

=

⋅⋅

=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−

−⋅−⋅+−⋅⋅

⋅=

σ

σ

σ

σ

Širino razpoke izračunamo z izrazom:

)(max, cmsmrk sw εε −⋅= , pri čemer so

s

s

s

effpeeffp

effctts

cmsm EE

fk

σρα

ρσ

εε ⋅≥

⋅+⋅⋅−

=− 6,0)1( ,

,

,

effc

pseffp A

AA

,

`21

,

⋅+=

ξρ

0` =pA

effceffc hbA ,, ⋅=


{ }cmh

cmcmcmh

cmcmcmcmcmh

hxhdhh

effc

effc

effc

effc

30

80;7,38;30min2

160;3

9,43160);148160(5,2min

2;

3);(5,2min

,

,

,

,

=

=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ −

−⋅=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧ −

−⋅=

23,

,

,,

100,3

30100

cmA

cmcmA

hbA

effc

effc

effceffc

⋅=

⋅=

⋅=

0679,0100,3

06,203

,

23

2

,

=⋅

+=

effp

effp cmcm

ρ

ρ

4,0=tk za dolgotrajno obtežbo

44

42

24

2

22

,,

,

10980,110094,2

10980,1/20000

/60,66,010094,2

/20000

)0679,006,61(0679,0

/29,04,0/60,6

)1(

−−

−−

⋅≥⋅

⋅=⋅≥⋅=−

⋅+⋅⋅−=−

⋅+⋅⋅−

=−

cmkNcmkNcmkN

cmkNcmkN

E

fk

cmsm

cmsm

s

effpeeffp

effctts

cmsm

εε

εε

ραρ

σεε

Največja končna razdalja med razpokami se izračuna s spodnjim izrazom:

effpr

kkcs,

21max,

425,04,3ρ

φ⋅⋅⋅+⋅=

mm36=φ

mmc

mmmmc

cc spnom

1022

36120

2,

=

−=

−=φ


8,01 =k za palice z dobro sprijemnostjo

5,02 =k za čisti upogib (NEd=0)

mms

mmmms

kkcs

r

r

effpr

0,4370679,0

365,08,0425,01024,3

425,04,3

max,

max,

,

21max,

=

⋅⋅⋅+⋅=

⋅⋅⋅+⋅=

ρφ

( )

mmwmmw

sw

k

k

cmsmrk

09,010094,20,437 4

max,

=⋅⋅=

−⋅=−

εε

Pogoj:

mmmmwwk

4,009,0max

≤≤

Pogoj je izpolnjen.

5.1.9 Kontrola dimenzioniranja po MSU - omejitev povesa

Povesi v začetnem času – brez upoštevanja reologije:

Glede na SIST EN 1992-1-1 sta izgled in splošna uporabnost konstrukcije ustrezna, če

računski poves elementa pod vplivom navidezno stalne obremenitve ne preseže 1/250

razpetine.

Prerez v polju

kNmM Ed 11,1785=



3446

4633

22

10663,422/160

1013,342/

1013,3412

)160(10012

101601601000148160100

cmcm

cmh

IW

cmcmcmhbI

cmcmcmhbAcmdcmhcmb

⋅=⋅

==

⋅=⋅

=⋅

=

⋅=⋅=⋅=

===

Iz spodnje slike 5.13 odčitamo največji poves v sredini razpona v nerazpokanem stanju v

začetnem času t=t0; wI,0=1,2mm.

Slika 5.13: Potek povesov po nosilcu OG 151 z upoštevanjem nerazpokanih prerezov

Napetosti v jeklu in betonu: 2/60,6 cmkNs =σ

4

2

2

103,3/20000

/60,6

−⋅=

=

=

s

s

s

ss

cmkNcmkN

E

ε

ε

σε


2

2

/46,09,43148

9,4306,6

/60,6

cmkNcmcm

cmcmkN

xdx

c

c

e

sc

=

−⋅=

−⋅=

σ

σ

ασ

σ

4

2

2

10394,1/3300/46,0

−⋅=

=

=

c

c

cm

cc

cmkNcmkN

E

ε

ε

σε

Ukrivljenost razpokanega prereza v začetnem času:

cmrcm

r

dr

II

II

scII

/10172,3)/1(148

103,310394,1)/1(

)/1(

60,

44

0,

0,

−

−−

⋅=

⋅+⋅=

+=

εε

Ukrivljenost nerazpokanega prereza v začetnem času:

cmrcmcmkN

kNcmr

IEM

r

I

I

cm

EdI

/10585,1)/1(1013,34/3300

178511)/1(

)/1(

60,

460,

0,

−⋅=

⋅⋅=

⋅=

Razmerje ukrivljenosti v polju v začetnem času:

0,2)/1()/1(

/10585,1/10172,3

)/1()/1(

0,

0,

6

6

0,

0,

=

⋅⋅

= −

−

I

II

I

II

rr

cmcm

rr

Povese v popolnoma razpokanem stanju v začetnem času lahko ocenimo s pomočjo

globalnega razmerja v razpokanem in nerazpokanem stanju v prerezih:


0,2

)/1()/1(

0,

0,

0,

0,

0,

0,

≈

≈

I

II

I

II

I

II

ww

rr

ww

mmwmmw

ww

II

II

III

4,22,10,2

0,2

0,

0,

0,0,

=

⋅=

⋅=

Pogoj:

mmmm

mmmm

lw eff

II

354,2250

88004,2

2500,

≤

≤

≤

Pogoj je izpolnjen.

Nosilec OG 151 je bil dimenzioniran po MSN in MSU v skladu s SIST EN 1992-1-1.

Nosilec OG 151 je ustrezno dimenzioniran na prevzem obremenitve zaradi zamenjave

statorja generatorja.

5.2 Kontrola dimenzioniranja v skladu z ACI 318 (Tower 3D)

5.2.1 Zasnova

b/d=100/160

A

B

C

D

E

1

8.80

1.60 1.20 3.00

Slika 5.14: Zasnova nosilca OG 151 (Tower 3D)


5.2.2 Obremenitev

Stalna obremenitev (OP1)

b/d=100/160

p=32.40

P=30

2.00

P=18

9.00

A

B

C

D

E

1

8.80

1.60 1.20 3.00

Slika 5.15: Stalna obremenitev nosilca OG 151 (Tower 3D)


b/d=100/160

P=23

10.0

0

A

B

C

D

E

1

8.80

1.60 1.20 3.00

Slika 5.16: Spremenljiva obremenitev nosilca OG 151 (Tower 3D)

5.2.3 Kombinacija obtežnih primerov

Tabela 5.1: Obtežni primeri za nosilec OG 151 (Tower 3D)

Obtežni primeri

OP1 Stalna obremenitev

OP2 Spremenljiva obremenitev


Tabela 5.2: Obtežne kombinacije za nosilec OG 151 (Tower 3D)

Kombinacije

LC1. 1.40×OP1+1.70×OP2

LC2. 0.90×OP1+1.70×OP2

LC3. 1.40×OP1

LC4. 0.90×OP2

5.2.4 Diagrami notranjih statičnih količin

b/d=100/160

-37

91.1

1

122

2.46

A

B

C

D

E

1

Slika 5.17: Maksimalna prečna sila – nosilec OG 151 (Tower 3D)

b/d=100/160

-0.

18

600

7.53

A

B

C

D

E

1

Slika 5.18: Maksimalni upogibni moment – nosilec OG 151 (Tower 3D)


5.2.5 Dimenzioniranje po ACI 318

Potrebna vzdolžna armatura

b/d=100/160

120

.18

A

B

C

D

E

1

Slika 5.19: Potrebna vzdolžna armatura – nosilec OG 151 (Tower 3D)


b/d=100/160

26.

44

A

B

C

D

E

1

Slika 5.20: Potrebna strižna armatura – nosilec OG 151 (Tower 3D)

5.2.6 Poves ug(t=0)

b/d=100/160

0.7

1

A

B

C

D

E

1

Slika 5.21: Poves ug(t=0) – nosilec OG 151 (Tower 3D)


5.2.7 Poves ug(t=∞)

b/d=100/160

4.3

5

A

B

C

D

E

1

Slika 5.22: Poves ug(t=∞) – nosilec OG 151 (Tower 3D)

5.2.8 Razpoke ak(t=0)

b/d=100/160

A

B

C

D

E

1

Slika 5.23: Razpoke ak(t=0) – nosilec OG 151 (Tower 3D)

5.2.9 Razpoke ak(t=∞)

b/d=100/160

0.1

3

A

B

C

D

E

1

Slika 5.24: Razpoke ak(t=∞) – nosilec OG 151 (Tower 3D)

Kontrola dimenzioniranja AB stebra os BB-4 91

6 KONTROLA DIMENZIONIRANJA AB STEBRA OS BB-4


6.1.1 Zasnova in osnovni podatki

AB steber se nahaja v severovzhodnem delu turbinske zgradbe v osi BB in 4. Steber je

vpet na elevacijah 107.620 in 115.550.

6.1.2 Materiali

Steber je narejen iz betona minimalne tlačne trdnosti 30 MPa, kar odgovarja betonu

C30/37 po SIST EN 1992-1-1. Lastnosti betona C30/37 so prikazane v tabeli 5.1.

AB steber v osi BB-4 je armiran z jeklom za armiranje ASTM A615 G60, kar odgovarja

jeklu za armiranje S500 po SIST EN 1992-1-1. Lastnosti jekla za armiranje S500 so

prikazane v tabeli 5.2.

6.1.3 Geometrijski podatki

Ker originalnega načrta prereza turbinske zgradbe ni več možno dobiti v podatkovni bazi

NEK in ker je dokumentacija originalne statične analize stebra pomanjkljiva, se osnovni

geometrijski podatki stebra določijo iz gradbenega načrta NEK E-403-057.

Geometrijski podatki stebra v osi BB-4:

mlcmhcmb

93,7620,107550,115135100

=−===

Krovni sloj betona (vir: Nostrifikacijski projekt št. 7030/31-G-3):

cmcnom 7=


6.1.4 Izračun obremenitev

Zaradi pomanjkljivega dokumenta originalne statične analize ni možno dobiti originalnih

statičnih in dinamičnih obremenitev, ampak so prikazane le ekstremne projektne notranje

sile z upoštevanim varnostnim faktorjem po standardu ACI 318.

Ekstremna projektna osna sila z upoštevanim varnostim faktorjem po ACI 318 (vir:

Nostrifikacijski paket št. 7030/31-G-3):

tNttttN

LLTDN MO

9951934576339

)(7,1)(4,1

=+++=

+⋅++⋅=, pri čemer so

D Dead load (prevod: stalna obremenitev) in znaša ttD 1,2424,1/339 ==

T Temperature change (prevod: sprememba temperature) in znaša ttT 3,44,1/6 ==

LO Live load on operating floor (prevod: spremenljiva obremenitev na elevaciji

115.550) in znaša ttLO 8,2687,1/457 ==

LM Live load on mezzaine floor (prevod: spremenljiva obremenitev na elevaciji

107.620) in znaša ttLM 5,1137,1/193 ==

V našem primeru upoštevamo za spremenljivo obremenitev na elevaciji 115.550 vrednost

iz tabele 3.5, in sicer 1760kN. Ker je spremenljiva obremenitev zaradi zamenjave statorja

generatorja manjša kot originalna spremenljiva obremenitev, lahko postavimo tezo, da je

steber v osi BB-4 ustrezno dimenzioniran na prevzem nove spremenljive obremenitve v

VI. fazi dviga.

Ekstremni projektni upogibni moment spodaj (elevacija 107.620), brez upoštevane

ekscentričnosti ter z upoštevanim varnostnim faktorjem po ACI 318 (vir: Nostrifikacijski

projekt št. 7030/31-G-3):

tmMtmtmtmtmM

EETDM

sp

sp

vnsp

74013537379

)(43,1)(9,0

=

+++=

+⋅++⋅=

, pri čemer so

D Stalna obremenitev in znaša tmtmD 9,4163791,1 =⋅=

T Sprememba temperature in znaša tmtmT 7,771,1 =⋅=


Eh Earthquake - horizontal (prevod: horizontalna potresna sila) in znaša

tmtmEh 9,24643,1/353 ==

Ev Earthquake – vertical (prevod: vertikalna potresna sila) in znaša

tmtmEv 7,043,1/1 ==

Ekstremni projektni upogibni moment zgoraj (elevacija 115.550), brez upoštevane

ekscentričnosti ter z upoštevanim varnostnim faktorjem po ACI 318 (vir: Nostrifikacijski

projekt št. 7030/31-G-3):

tmM

tmtmtmtmM

EETDM

zg

zg

vnzg

270

125559

)(43,1)(9,0

=

+++=

+⋅++⋅=, pri čemer so

D Stalna obremenitev in znaša tmtmD 9,991,1 =⋅=

T Sprememba temperature in znaša tmtmT 5,551,1 =⋅=

Eh Earthquake - horizontal (prevod: horizontalna potresna sila) in znaša

tmtmEh 3,17843,1/255 ==

Ev Earthquake – vertical (prevod: vertikalna potresna sila) in znaša

tmtmEv 7,043,1/1 ==

V originalni statični analizi so upoštevali različne vrednosti za stalno obremenitev. Tako

vidimo, da je npr. pri maksimalnem upogibnem momentu zgoraj upoštevana vrednost

stalne obremenitve 9,9 tm, pri maksimalnem momentu spodaj pa 416,9 tm. To je

posledica različnih kombinacij vplivov. Iz originalnega statičnega izračuna ni možno

razločiti, iz katerih kombinacij izhajajo posamezne vrednosti, zato steber v osi BB-4

dimenzioniramo na maksimalne vrednosti različnih kombinacij vplivov, kar je zelo

konzervativno in pomeni, da smo na varni strani.


V skladu s standardom EN 1990 upoštevamo naslednjo osnovno kombinacijo vplivov:

∑∑ ≥≥⋅⋅+⋅++⋅

1 ,,0,1,1,1 ,, """"""i ikiiQkQdj jkjG QQAG ψγγγ


Vrednosti varnostnih faktorjev po SIST EN 1990 so povzete v tabeli 4.3.

Delni varnostni faktorji za potresne vplive so po SIST EN 1990 enaki 1.

Ekstreme vrednosti projektnih notranjih sil za MSN dobimo tako, da vrednost iz

originalnega statičnega izračuna zmanjšamo za vrednost varnostnega faktorja in jo

pomnožimo z ustreznim varnostnim faktorjem po SIST EN 1990.

Ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil za steber v osi BB-4 z upoštevanjem

varnostnih faktorjem po SIST EN 1990:

kNmMkNmkNmkNmkNmM

kNmMkNmkNmkNmkNmM

kNNkNkNkNkNN

zgEd

zgEd

spEd

spEd

Ed

Ed

1998)71783(0,1)5599(35,1

8208)72469(0,1)774169(35,1

7669)11351760(5,1)432421(35,1

,

,

,

,

=

+⋅++⋅=

=

+⋅++⋅=

=+⋅++⋅=

6.1.5 Kontrola dimenzioniranja po MSN - izračun vitkosti

Učinke teorije II. reda lahko zanemarimo, če je vitkost λ manjša od vrednosti limλ .

Vitkost elementa je določena s spodnjim izrazom:

il0=λ , pri čemer so

cmcmll 5,3962

79320 ===

Geometrijske karakteristike »bruto« betonskega prereza stebra:

23

4633

105,13135100

10503,2012

)135(10012

cmcmcmhbA

cmcmcmhbI

⋅=⋅=⋅=

⋅=⋅

=⋅

=


Vztrajnostni radij:

cmicm

cmi

AIi

39105,13

10503,2023

46

=⋅⋅

=

=

Vitkost elementov je določena z izrazom:

2,1039

5,396

0

=

=

=

λ

λ

λ

cmcm

il

Mejna vrednost vitkosti:

nCBA ⋅⋅⋅

=20

limλ , pri čemer so

ef

Aϕ⋅+

=2,011

V našem primeru efϕ ni znan, tako da upoštevamo vrednost za A=0,7.

wB ⋅+= 21 , pri čemer je

mehanska stopnja armiranja:

cdc

yds

fAfA

w⋅

⋅=

Iz spodnje slike 6.1 določimo skupen prerez vzdolžne armature v prerezu stebra.


Slika 6.1: Armatura AB stebra v osi BB-4 (vir: Projekt št. 7030/31-G-3)

Skupen prerez vzdolžne armature:

2

222

2,242

18,101091,41218,108

36102512368

cmA

cmcmcmA

A

s

s

s

=

⋅+⋅+⋅=

++= φφφ

»Bruto« površina betonskega prereza stebra: 23105,13 cmAc ⋅=

390,0/0,2105,13/5,432,242

23

22

=⋅⋅⋅

=

⋅

⋅=

wcmkNcmkNcmw

fAfA

wcdc

yds

334,1390,021

21

=⋅+=

⋅+=

BB

wB

mrC −= 7,1 , pri čemer je


razmerje upogibnih momentov:

243,082081998

,

, ===kNmkNm

MM

rspEd

zgEdm

457,1243,07,1

7,1

=−=−=

CC

rC m

Normirana osna sila se določi z naslednjim izrazom:

284,0/0,2105,13

7669223

=⋅⋅

=

⋅=

ncmkNcm

kNn

fAN

ncdc

Ed

1,51284,0

457,1334,17,020

20

lim

lim

lim

=

⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅=

λ

λ

λn

CBA

Pogoj:

1,512,10lim

≤≤ λλ

Učinek teorije II. reda lahko zanemarimo.

6.1.6 Izračun armature Ker lahko zanemarimo učinek II. reda, lahko za izračun potrebne armature vzamemo

ekstremne projektne vrednosti notranjih sil, ki smo jih določili zgoraj. Dimenzioniranje

izvedemo s pomočjo interakcijskega diagrama za dimenzioniranje pravokotnih prečnih

prerezov na osno upogibno obremenitev.

kNmMkNN

Ed

Ed

88027669

==


284,0/0,2105,13

7669223

=⋅⋅

=

⋅=

Ed

Ed

cdc

EdEd

ncmkNcm

kNn

fAN

n

225,0/0,20,1105,13

8802223

=⋅⋅⋅

=

⋅⋅=

Ed

Ed

cdc

EdEd

mcmkNmcm

kNmm

fhAM

m

Iz interakcijskega diagrama odčitamo vrednost 275,00 =μ (Darko Beg in drugi, Priročnik

za projektiranje gradbenih konstrukcij po evrokod standardih, Inženirska zbornica

Slovenije, 2009).

Potrebno armaturo določimo s spodnjim izrazom:

2,

33,

4,85

105,1310325,6

cmA

AA

potrs

cpotrs

=

⋅⋅⋅=⋅= −μ

Pogoj:

22

22

,,

4,852,2424,852,242cmcmcmcm

AA potrsdejs

≥

≥

≥

Pogoj je izpolnjen.

Kot smo predpostavili zgoraj, je steber v osi BB-4 ustrezno dimenzioniran na prevzem

osno upogibne obremenitve. Vrednost potrebne vzdolžne armature stebra je konzervativna

vrednost, saj smo upoštevali ekstremne projektne vrednosti notranjih sil iz različnih

kombinacij vplivov.

Steber v osi BB-4 ni potrebo preveriti na mejno stanje uporabnosti, saj spremenljiva

obremenitev zaradi zamenjave statorja generatorja ne povzroča upogibnega momenta.

Predpostavimo, da je bil steber v osi BB-4 ustrezno dimenzioniran na MSU v originalni


statični analizi.

Steber v osi BB-4 ne moremo preveriti z računalniškim programom Tower 3D, ker

nimamo originalnih obremenitev, ki delujejo na steber, in ne moremo narediti ustreznega

računalniškega modela.

Zaključek 100

7 ZAKLJUČEK V Sloveniji blizu mesta Krško obratuje trenutno edina slovenska nuklearna elektrarna NEK.

NEK je bila izgrajena daljnega leta 1976, od leta 1981 pa nenehno obratuje in proizvaja

električno energijo z izjemo predvidenih in nepredvidenih postankov.

V zadnjem času, po nesreči v japonski nuklearni elektrarni Fukushima, je zopet prišla v

ospredje varnost nuklearnih elektrarn po svetu in pri nas. NEK vsako leto investira v

posodobitve svojih sistemov in tako povečuje posledično varnost delovanja le-te. Med rednim

remontom v septembru 2010 je bila uspešno izvedena zadnja velika posodobitev NEK, in

sicer modifikacija številka 611-GN-L »Zamenjava statorja generatorja«.

Novi stator generator je bil pripeljan po delih v NEK, kjer so ga v za to posebej izgrajeni

jekleni hali sestavili. Podjetje Siemens je bilo zadolženo za sestavljanje in montažo novega

statorja generatorja. S posebnim transportnim vozilo SPMT je bil novi stator generator

pripeljan pred turbinsko zgradbo na elevacijo 100.300. V turbinski zgradbi na elevaciji

115.550 je podjetje ALE, ki je bilo zadolženo za transport, sestavilo novo transportno dvigalo

kapacitete 500 t. Teža novega statorja generatorja je 488 t. Ker je stari stator generatorja dosti

lažji od novega, je bilo potrebno preveriti nosilne konstrukcijske elemente turbinske zgradbe.

Namen diplomskega dela je dokaz nosilnosti AB konstrukcijskih elementov turbinske zgradbe

zaradi zamenjave statorja generatorja.

Zaradi obsežnosti ni bil prikazan izračun vseh konstrukcijskih elementov turbinske zgradbe.

Prikazan je le izračun in dimenzioniranje nosilcev OG 44, OG 151 in stebra v osi BB-4.

Nosilec OG 44 smo izbrali zato, ker ima edini med vsemi nosilci drugačne geometrijske

karakteristike prereza, nosilec OG 151 in steber v osi BB-4 pa zato, ker je najbolj obremenjen

– kritičen med zamenjavo statorja generatorja.

Kot vhodni podatki za izračun in dimenzioniranje nosilca in stebra so bili uporabljeni podatki

iz nostrificiranega projekta za pridobitev gradbenega dovoljenja (originalna statična analiza),

gradbenih načrtov turbinske zgradbe in analize, ki ga je izdelalo podjetje ALE za potrebe

modifikacije 611-GN-L.

Izračun in dimenzioniranje nosilca in stebra sta bila narejena v skladu s slovenskim

Zaključek 101

standardom SIST EN 1992. Ker je originalna statična analiza turbinske zgradbe in ker je NEK

zgrajena v skladu s takratno ameriško zakonodajo, je narejen primerjalni izračun in

dimenzioniranje v skladu z ACI 318. »Peš« izračun in dimenzioniranje sta bila narejena v

skladu s SIST EN 1992, medtem ko sta izračun in dimenzioniranju po ACI 318 narejena z

računalniškim modelirnim orodjem Tower 3D.

Rezultati izračuna in dimenzioniranja nosilca OG 44 in OG 151 so prikazani v spodnji tabeli

7.1. Prikazane so vrednosti notranjih statičnih količin, potrebne vzdolžne in strižne armature,

širina razpok in poves razpokanega prereza.

Tabela 7.1: Prikaz rezultatov izračuna in dimenzioniranja nosilca OG 44 in OG 151

Nosilec OG 44 Nosilec OG 151 SIST EN 1992 ACI 318 SIST EN 1992 ACI 318

Projektna vrednost prečne

sile Ved [kN]

1220,63 1301,82 3392,42 3791,11

Projektna vrednost

upogibnega momenta Med

[kNm]

2610,82 2745,24 5371,88 6007,53

Potrebna vzdolžna armatura

As,potr [cm2] 41,47 51,67 90,2 120,18


Asw,potr [cm2/m] 0 0 23,4 26,44

Širina razpok wk [mm] 0 0 0,09 0,13

Poves razpokanega

nosilca w1 [mm]

1,2 2,06 2,4 4,35

Notranje statične količine izračunane po ACI 318 so približno 1 % višje kot vrednosti

dobljene po SIST EN. Razlika nastane zaradi uporabe različnih varnostih faktorjev za

obremenitve. Po SIST EN 1990 je varnostni faktor stalne obremenitve 1,35, po ACI 318 pa

1,4. Pri spremenljivi obremenitvi je razlika še večja; po SIST EN 1990 je varnostni faktor

spremenljive obremenitve 1,5, po ACI 318 pa 1,7. Razlike (30 %) pri izračunu potrebne

Zaključek 102

strižne in vzdolžne armature so posledica uporabe različnih varnostnih faktorjev in ne toliko

samega postopka izračuna armature. Razlika rezultatov pri izračunu širine razpok in povesa je

nekoliko večja (50 % in 100 %). Razliko širine razpok in povesa izračunanih po ACI 318 in

SIST EN 1992 lahko razložimo z uporabo različnih varnostnih faktorjev. Po ACI 318 se

uporablja varnostni faktor za stalno obremenitev 1,0 in za spremenljivo obremenitev faktor

1,0, medtem ko se po SIST EN 1992 za izračun razpok in povesov uporablja navidezno stalna

kombinacija vplivov, kjer je faktor za stalno obremenitev 1,0, za spremenljivo obremenitev pa

0,3.

Dokazali smo, da sta nosilca OG 44 in OG 151 ustrezno dimenzionirana po SIST EN 1992 in

ACI 318 za prevzem obremenitve med zamenjavo statorja generatorja. Rezerva v nosilnosti

najbolj kritičnega nosilca OG 151 je več kot 30 %, zato lahko zaključimo, da so vsi

obremenjeni nosilci med zamenjavo statorja generatorja ustrezno dimenzionirani.

Najbolj kritičen steber v osi BB-4 smo analizirali le po SIST EN 1992, saj so manjkali

podatki o originalni obremenitvi stebra. Steber smo dimenzionirali le po MSN, saj

spremenljiva obremenitev zaradi zamenjave statorja generatorja ne vpliva na upogibni

moment in lahko predpostavimo, da je bil steber ustrezno dimenzioniran na MSU v originalni

statični analizi. Steber je ustrezno dimenzioniran na prevzem osno upogibne obremenitve.

Rezerva v nosilnosti je velika, saj smo pri izračunu potrebne vzdolžne armature upoštevali

ekstremne vrednosti projektnih notranjih sil iz različnih kombinacij vplivov.

V diplomskem delu smo dokazali, da imajo konstrukcijski elementi turbinske zgradbe

zadostno nosilnost med zamenjavo statorja generatorja, kar se je že dokazalo med samo

zamenjavo med rednim remontom leta 2010.

Literatura 103

8 LITERATURA [1] ACI 318-08, Building Code Requirements for Structural Concrete and

Commentary, ACI Committee 318, 2008

[2] Conceptual design package 611-GN-L, Main Generator Stator Replacement,

revision 0, 2007

[3] Darko Beg in drugi, Priročnik za projektiranje gradbenih konstrukcij po

evrokod standardih, Inženirska zbornica Slovenije, 2009

[4] Dimic V., Elektrika iz jedrskih elektrarn, Didakta, 1995

[5] Načrt št. E-004-200, Final Plant Layout, Plot Plan, revision 22, NEK

[6] Načrt št. E-004-352, Final Plant Layout, Turbine Building Operating Floor,

Plan Above Elevation 115.550, revision 12, NEK

[7] Načrt št. E-004-360, Plant Layout, Turbine Building, Section A-A Looking

North, revision 3, NEK

[8] Načrt št. E-004-362, Plant Layout, Turbine Building, Section C-C Looking

West and Misc. Details, revision 3, NEK

[9] Načrt št. E-403-057, Turbine Building, Operating Floor Elevation 115.550,

Columns – Location Plan, revision 4, NEK

[10] Načrt št. E-405-061, Turbine Building, Operating Floor Slab Elevation

115.550, Concrete Outline – Northeast Plan, revision 4, NEK

[11] Načrt št. E-405-081, Turbine Building, Operating Floor Slab Elevation

115.550, Girder Reinforcement Details, revision 2, NEK

[12] Načrt št. S-424-000, Structural – Reinforcement, Letter Code – Bar Placement

Drawings, revision 0, NEK

[13] Nostrifikacijski projekt za pridobitev gradbenega dovoljenja, projekt št.

7030/31-G-3, Faza 31: Turbinska zgradba – vmesni podest, 1976

[14] Nostrifikacijski projekt za pridobitev gradbenega dovoljenja, projekt št.

7030/32-3, Faza 32 del B: Turbinska zgradba – posluževalna kota 115,55 m,

1976

[15] SIE-28-PT, Final procedure for the exchange of the electrical generator at

Krško Nuclear Power Plant – Slovenia, revision 4, 23rd June 2009

Literatura 104

[16] SIST EN 1990:2004, Evrokod - Osnove projektiranja konstrukcij, SIST, 2004

[17] SIST EN 1990:2004/A101:2005, Evrokod – Osnove projektiranja – Nacionalni

dodatek, SIST, 2005

[18] SIST EN 1992-1-1:2005, Evrokod 2: Projektiranje betonskih konstrukcij – 1-1.

del: Splošna pravila in pravila za stavbe, SIST, 2005

[19] SIST EN 1992-1-1:2005/A101:2006, Evrokod 2: Projektiranje betonskih

konstrukcij – 1-1.del: Splošna pravila in pravila za stavbe – Nacionalni

dodatek, SIST, 2006

[20] SIST EN 1992-1-1:2005/AC:2008, Evrokod 2: Projektiranje betonskih

konstrukcij – 1-1.del: Splošna pravila in pravila za stavbe – Popravki, SIST,

2008

[21] Tower 6, Program za statično in dinamično analizo konstrukcij – navodila za

delo s programom (ažurirano za Build 1300), Radimpex, 2010

[22] Updated Safety Analysis Report (USAR), revision 15, NEK

[23] Uradna stran Nuklearne elektrarne Krško, http://www.nek.si (20.5.2011)

http://www.nek.si/

Priloge 105

9 PRILOGE

9.1 Slike zamenjave statorja generatorja

Slika 9.1: Sestavljanje novega statorja generatorja

Slika 9.2: Prevoz novega statorja generatorja v turbinsko zgradbo elevacija 100.300

Priloge 106

Slika 9.3: Manevriranje vozila SPMT

Slika 9.4: Dvigalo za dvig novega statorja generatorja v turbinski zgradbi elevacija

115.550

Priloge 107

Slika 9.5: Pogled na dvigalo za dvig novega statorja generatorja

Slika 9.6: Prihod novega statorja generatorja v turbinsko zgradbo elevacija 100.300

Priloge 108

Slika 9.7: Pričetek dviga novega statorja generatorja

analiza turbinske zgradbe nuklearne elektrarne krŠko

Documents