Оценка надежности металлических конструкций при сейсмических воздействиях

Общетехнические и социальные проблемы

УДК 69.059:624.04

Д. В. Антуфьева, Г. С. Шульман

ОЦЕНКА НАДЕЖНОСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРИ СЕЙСМИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ

Рассматривается методика оценки надежности металлических конструкций при сейсмическом воздействии. Предложенный подход позволяет получить объективную оценку вероятности отказа существующих конструкций и оценить вклад сейсмической опасности в общий уровень риска. Проведение таких расчетов дает возможность оптимально инвестировать средства в программы повышения надежности и безопасности конструкций. С другой стороны, применение данной методики при проектировании зданий и сооружений позволяет получить конструкцию с заданным уровнем надежности, что особенно существенно при строительстве объектов с повышенной экономической и социальной ответственностью.

надежность, металлические конструкции, сейсмические воздействия.

Введение

Сейсмические воздействия являются одной из достаточно распространенных причин нарушения работоспособности различных строительных конструкций. В связи с этим обеспечение их сейсмостойкости является чрезвычайно важной и актуальной задачей. В настоящее время существует обширная литература, посвященная данной проблеме [1], [2], [3]. В данной статье рассмотрена методика вероятностной оценки работоспособности металлических конструкций при сейсмическом воздействии, тесно связанная с существующим нормативным подходом к расчету на сейсмостойкость [4], [5].

Оценка надежности элемента осуществляется путем рандомизации соответствующих детерминистических соотношений, определяющих требования по несущей способности и пригодности к эксплуатации. При оценке надежности конструкции обязательно учитываются возможные отказы элементов конструкции по общей причине. Случайными считаются прочностные характеристики стали и нагрузка. Сейсмическое воздействие учитывается по нормативной методике и определяется случайным параметром А.

Будем полагать, что ускорение основания в пределах каждого балла и прочностные характеристики материала распределены по нормальному за-

кону. Численные значения сопротивлений стали Яу, приведенные нормами, имеют обеспеченность 0,95. В связи с этим для расчета математического ожидания и дисперсии запишем следующие выражения:

т

Здесь Яуп - нормативное значение сопротивления стали по пределу текучести; V - коэффициент вариации. Усилия в конструкциях, возникающие от действия сейсмической силы, линейно зависят от нее и, следовательно, от величины ускорения А, при этом распределены нормально в пределах каждого балла.

Функция работоспособности может быть представлена в виде Е = Я — Q, где Я и Q — обобщенные прочность и нагрузка (случайные величины). Если использовать на всех этапах решения линеаризованные относительно случайных величин (Яу и А) соотношения, то функция работоспособности будет иметь нормальное распределение. Вероятность того, что Е > 0, можно вычислить, используя табличные значения интегралов вероятности.

Рассмотрим более подробно последовательность проведения оценки надежности центрально-нагруженных и изгибаемых металлических элементов.

1 Оценка надежности центрально-нагруженных элементов

Прочность центрально-растянутых элементов проверяется выполне-

N

нием неравенства — < Я ус, где N - продольная сила; Ап - площадь се-

Ап

чения нетто; Яу - расчетное сопротивление стали растяжению, сжатию, изгибу по пределу текучести; ус - коэффициент условий работы. Предста-

N

вим это неравенство в виде: Е = Я ус--> 0. Здесь Е является нели-

Ап

нейной функцией двух случайных величин Яу и N. Линеаризуя функцию Е в окрестности точек т(Яу) и т(Щ, можно записать выражения для ее математического ожидания и дисперсии:

т

п

Так как Е является линейной функцией нормально распределенных величин, то для определения вероятности обеспечения прочности элемента можно воспользоваться формулой

Р

где Ф( у) - интеграл вероятности; у =

Расчет на прочность центрально-сжатых элементов выполняется аналогично. Предельное состояние сжатых жестких стержней определяется развитием пластических деформаций при достижении напряжениями предела текучести, а гибких стержней - потерей устойчивости. Проверка устойчивости гибких стержней, сжатых осевой силой, осуществляется по

N

формуле -< Я ус. Здесь ф - коэффициент продольного изгиба, зави-

ф- А у

сящий от гибкости стержня и величины расчетного сопротивления. Значения коэффициента ф и соответствующие вероятностные характеристики определяются по приведенным ниже формулам в зависимости от условной гибкости X = Х^Я^Е, где X = 10 /¡т{п - гибкость стержня, равная отношению расчетной длины стержня к радиусу инерции его сечения. При 0 < X < 2,5

ф = 1 - (0,073 - 5,53 Яу/Е) Х\1Х; т(ф ) = 1- (0,073 - 5,53т( Яу)/Е)[X^т(Яу)/Е ]3/2;

D

X

3

Еу[Ё

0,055 9,678^m3

V m( Ry ) Е

D( Ry).

При 2,5 < X < 4,5

Ф = 1,47-13,0Ry /Е - (0,371-27,3 Ry /Е) X + (0,0275 -5,53 Ry /Е) X2; m( ф ) = 1,47 -13,0m(Ry) /Е - (0,371 - 27,3 m(Ry )/Е) X^ m( Ry )/ Е + +(0,0275 -5,53m( Ry ) /Е) X 2m(Ry) /Е; D( ф ) = [13/Е + 0,186 XylЕ / m(R ) - 40,95 X^m(R )/ Е + 0,0275 X 2/Е

- 11,06 X 2m(Ry)/£]2D(Ry).

При X > 4,5

m( ф ) =

332

X2 (51 - X) 332

X2m

2

Д ф )=

332 • [51Х2 / E — (3Х2 / 2 E )^тЯ)ГЁ] [51Х 2т( Я) / E — X "ут^ЯУ/Ё")]2

Д

Для оценки надежности сжатого элемента подсчитаем вероятность

Р(Е > 0), где Е = Яуус —

N

ф- А

ции Е определяются выражениями:

, а характеристики распределения функ-

т( Е ) = т( Яу ) Ус —

т( N ) т(ф) А

Д(Е) = Ус2 Д Яу) +

т(ф) А

Д N) +

г т(N) Ат(ф)2

Д(ф) — ^гЙ Яу, Ф). (4) Ат(ф)2 у

В том случае, если коэффициент вариации величины ф невелик (менее 0,01), будем в вероятностных расчетах считать его детерминированным.

По второй группе предельных состояний растянутые и сжатые элементы проверяются косвенно: Хтах < [X], где X — гибкость. Предельно

допустимое значение гибкости [ X ] определяется по таблицам СНиП [5]. Так как эта проверка косвенная, в вероятностных расчетах при выполнении данного неравенства будем считать вероятность обеспечения работоспособности элемента равной единице.

Итак, надежность центрально-нагруженного элемента определяется вероятностью обеспечения прочности (устойчивости) данного элемента, вычисляемой по формуле (3) при соответствующих значениях т(Е) и ДЕ).

2 Оценка надежности изгибаемых элементов

2.1 Надежность элементов, рассчитываемых в пределах упругости

Предельное состояние элемента наступает при достижении максимальными нормальными или касательными напряжениями значений предела текучести. При изгибе элемента в одной из главных плоскостей проч-

М QS

- < Яу у с, т Q

ность проверяется по формулам

Ж

НТ,тт

Л

< Я у с. Здесь М -

изгибающий момент; ЖнТтт - момент сопротивления ослабленного сечения, определенный по упругой стадии работы элемента; ус - коэффициент условий работы; Q - поперечная сила; S - статический момент (брутто) сдвигающейся части сечения относительно нейтральной оси; Я& - расчет-

2

1

ное сопротивление срезу, Я5 = 0,58Яу; / - ширина поперечного сечения в точке определения касательного напряжения; Л - момент инерции.

Для определения надежности изгибаемого элемента запишем указанные выше условия в виде К = Я у--> 0, К = Я у - 0— > 0.

1 у ^ . ' Л

НТ ,тт

Определив характеристики величин К и Кг, мы можем по формуле (3) подсчитать вероятность обеспечения прочности по нормальным и касательным напряжениям. Математическое ожидание и дисперсия функции работоспособности составляют:

т(К) = т(Яу)1с -^, ОД) = )ус2 + ^(М) •

W ' ' y 'c Wl„T .

НТ,тт HT,min

m(Q ) S

m

'S^2

Jt

V Jt y

При опирании на верхний пояс балки конструкции, передающей сосредоточенную нагрузку, необходима дополнительная проверка стенки

К

балки на местные сминающие напряжения по формуле: о/ос = —< Яус.

^в/

Здесь о/ос - напряжение смятия в стенке под грузом; - расчетная сосредоточенная нагрузка; / - толщина стенки; 1в/ - условная длина распределения нагрузки. Для оценки вероятности выполнения этого неравенства по формуле (3) подсчитаем математическое ожидание и дисперсию велиК

чины К = Я у--—:

у й

ив/

т(К) = т(Яу)Ус -; ДК) = у/ДЯу) + ^р^.

в/

При совместном действии нормальных и касательных напряжений переход материала из упругого состояния в пластическое происходит, когда пределу текучести металла равняется приведенное напряжение. В связи с этим для стенок балок должны выполняться условия

^ пр < 1,15Яу Ус и т ^ < Яу у с.

Здесь ах, ау - нормальные напряжения в срединной плоскости стенки, параллельные и перпендикулярные оси балки; т - касательные напряжения.

Повышение расчетного сопротивления на 15% учитывает распространение пластических деформаций по стенке. Неравенство перепишем в виде

Е = 1,15Я У —ло2 — о о + о2 + 3т2 > 0. Для величины Е можно за-

У С \ х х у у ху ~

писать вероятностные характеристики. Обозначим

у ^>/ш2(аХ)—ш(аХ)т(а^+т2(а^+Зт2(тХУ), тогда

т( Е) = 1.15т( Яу )у с — У;

Г Л \2

D( F) = (1,15у с )2 D( Rv) +

1 ( [2m(aх) -m(aу)]22(ах) +

v 2Y у

+[-m( а х) + 2m(a у )]2 D(a у) + [6m( т ^ )]2 D(t ху) + 2 • [2m(a х) - m(a у)] х

x[-m(Gx) + 2m(av)]D(ax,ау) ).

у/J \ X' у-

Неравенство т < Rу с представим в виде F = Rус - т > 0. Тогда m(F) = m(Rs) ус - m(тху); D(F) = D(R)ус 2 + D(тху).

С учетом полученных выражений вероятность восприятия конструкцией приведенных напряжений оценим по формуле (3).

2.2 Вероятностный расчет прочности с учетом развития пластических деформаций

В сплошных элементах, выполненных из пластичных сталей (с пределом текучести до 580 МПа), несущих статическую нагрузку, допускается производить расчет на прочность при ограниченном развитии пластических деформаций. При этом касательные напряжения не должны превышать 0,9Rs. Проверка прочности таких элементов выполняется по формуле M

-< R у , где М - изгибающий момент; Wn min - момент сопротив-

cW

1 n,min

ления; с - коэффициент, учитывающий развитие пластических деформаций по сечению.

При одновременном действии в сечении момента и поперечной силы при т < 0,5R коэффициент с1 = с; здесь с - коэффициент, принимаемый

по таблице СНиП в зависимости от типа сечения. При 0,5R < т < 0,9R

коэффициент с1 = 1,05 ß с, где ß =

i

1 -(т/R )2 Q

т = —; t и h - толщи-

1 - а(т/ Rs )2 ' th

на и высота стенки; а - коэффициент, равный 0,7 для двутаврового сечения, изгибаемого в плоскости стенки, а = 0 - для других типов сечений; коэффициент С1 принимается не менее единицы и не более коэффициента с. При значительной протяженности зоны пластических деформаций, например при наличии зоны чистого изгиба, общие прогибы получаются весьма значительными. В связи с этим в зоне чистого изгиба вместо коэффициента с1 принимается с1т = 0,5(1+с).

Расчет в опорном сечении балок (при М = 0) выполняется по формуле:

т

Q

th

^ Rs Y c

Для вероятностного расчета изгибаемых элементов с учетом развития пластических деформаций представим неравенства, определяющие проч-

М

ность, в следующем виде: К = Я ус--—-> 0 и К2 = Яус

CW

Q > 0.

th

Для оценки вероятности их выполнения по формуле (3) определяем математическое ожидание и дисперсию величины К по формуле (5), а для К воспользуемся выражениями:

т

m( F) = m( R) Y c -

m( Ci )Wn.

D( F) = D( Rv ) y c2 +

1

V

m(Ci)W„

\2 r

D( M ) +

y

m

V

m2(Ci)Wn

D

y

Коэффициенты с и С1 при т< 0,5Я5 принимаются детерминированными. При одновременном действии в сечении момента и поперечной силы при 0,5Я5 < т < 0,9Ях коэффициент С1 является случайной величиной, зависящей от коэффициента |3, для которого:

m

1

1 -

2

a(m(i)/m(R )) s

2

D(ß) = 0,5

1

m

x

x

2m

1

2т

(1 - а(т(т)/ т( Я, ))2 )2 В зоне чистого изгиба коэффициент с1 принимается детерминированным.

2.3 Вероятность обеспечения общей устойчивости изгибаемых элементов

Устойчивость балок не проверяют в двух случаях - при передаче нагрузки через сплошной настил, непрерывно опирающийся на сжатый пояс балки и надежно с ним связанный, или при отношении расчетной длины балки к ширине сжатого пояса, не превышающем нормативного. Например, при расчете участка балки между связями наибольшее значение !е//Ь, при котором не требуется расчет на устойчивость балок (при 1 < Н/Ь < 6 и 15 < Ь/г < 35) составляет

<[0,41 + 0,0032Ь/г + (0,73-0,016Ь/г)Ь/НуЕ/Яу ,

где Ь и г - ширина и толщина сжатого пояса; Н - расстояние между осями поясных листов. В этих случаях вероятность потери общей устойчивости настолько мала, что в вероятностных расчетах надежность можно считать равной единице. В противном случае устойчивость балок двутаврового сечения, изгибаемых в плоскости стенки, необходимо проверить по формуле

М

-< Я у . Здесь уУс - момент сопротивления сжатого пояса;

ФьК * '

Фь = т - коэффициент перехода нормативных сопротивлений к кри-

тическим напряжениям потери общей устойчивости изгибаемого элемента. Для вычисления коэффициента фь необходимо вычислить коэффициент

ф по формуле ф= у *

V 1е/ У

Е

Коэффициент у принимается по

Я*

таблицам СНиП [5]. При вероятностном расчете коэффициент у рассматривается как детерминированная величина, так как зависит от геометрических характеристик сечения и характера нагрузки.

Коэффициент ф является функцией случайной величины Я*, поэтому будем считать его случайной величиной с характеристиками

т(ф^ = у Зу

V -е/ У

2

Е

т(Я*)'

2

D (Ф1) =

J

J,

V

а'

VJ

m 2

D

0,68 + 0,21ф1

Если ф < 0,85, то ф = ф, иначе ф = min { ' 1. Соот-

ветственно для коэффициента ф можно записать: т (ф) = т (ф), D (фй ) = D (ф1), или

0,68 + 0,21т(ф ) 1

т(ф ) = min

; D (ф4 ) = ( 0,21)2 D (ф4 ).

Условие для проверки общей устойчивости представим в виде М

К = Я у--> 0, где математическое ожидание и дисперсия величины К:

Фъ^с

т

D( F ) = D( Ry ) Yc 2 +

m(F) = m(Rv )yc -1

f

V

т(ф b )WC

m( Фь Wc

\2 f

D( M ) +

с J

m

V

V

m2(ф, )Wc

D^b ).

с J

Используя полученные выражения, можно оценить вероятность обеспечения общей устойчивости по формуле (3).

2.4 Вероятность обеспечения надежности по второй группе предельных состояний

В изгибаемых элементах могут появиться деформации, затрудняющие эксплуатацию конструкции, что будет соответствовать нарушению работоспособности по второй группе предельных состояний. Эти деформации (прогибы) проверяют по упругой стадии работы конструкции, при этом прогибы/не должны превышать предельных [/]: / < [/]. Значения предельных прогибов приведены в нормах [5], прогиб /является случайной величиной. Надежность по второй группе предельных состояний определяется по формуле (3).

Так как условия прочности по нормальным, касательным и приведенным напряжениям, условие обеспечения общей устойчивости и условие непревышения предельных перемещений тесно коррелированны между

2

собой, то надежность изгибаемого элемента будет определяться наименьшей вероятностью выполнения любого из этих условий.

3 Учет вероятности землетрясения

Используя модель Пуассона [1], определим вероятность появления землетрясения интенсивностью Зк баллов и повторяемостью один раз в хк

лет при сроке службы сооружения то лет: Р(^) = ехр(-то/тк ).

Вероятность отказа конструкции с учетом всех возможных землетрясений вычисляется по формуле полной вероятности: V = ^ ,

к

где Vk - вероятность отказа конструкции при интенсивности землетрясения •к баллов.

Рассмотрим пример, иллюстрирующий этот подход.

4 Пример расчета надежности

Требуется оценить надежность статически определимой фермы, представленной на рисунке. Срок службы фермы то=100 лет. Ферма была запроектирована из одиночных уголков в соответствии с нормами [5] на основное сочетание нагрузок (на собственный вес) и особое сочетание (при сейсмичности 7 баллов). Стержни 1, 2 выполнены из уголка 56 х 5; стержни 3, 4, 5 - из уголка 100х 8; стержни 6, 7 - из уголка 10 х 6. В середине пролета на нижнем поясе сосредоточена масса т = 30 581 кг. Материал -сталь 18пс (Япу = 245 МПа, Я* = 240 МПа), коэффициент вариации у(Яу) = 0,03. На площадке возможны землетрясения со следующими интенсивно-стями •к и повторяемостью тк: •к = 9 баллов, тк = 5000 лет [т(А) = 0,4, <А) = 0,13]; •к= 8 баллов, тк = 1000 лет [т(А) = 0,2, ^(А) = 0,067]; • = 7 баллов, тк = 500 лет [т(А) = 0,1, ^(А) = 0,033]. Здесь ^(А) - среднеквадратичное отклонение ускорения А от его математического ожидания т(А). Воздействие горизонтальное.

3 м

4 / \ 3 2,5 м

/ 6\ /7 \

\ 1 2 J

3 м 3 м

Статически определимая ферма

5

Решение. Примем для ускорения А (в пределах каждого балла) и расчетного сопротивления стали Ry нормальное распределение. По формуле (1) подсчитаем m(Ry) = 258 МПа; D(Ry) = 60 (МПа)2.

Для растянутых стержней по формулам (2) определяем выражения: m(F) = 0,9*258 - m( о ) = 232 - m( о ), МПа; D(F) = 0,81*60 + D( о) = 49 + + D( о), МПа2. Далее по формуле (3) оцениваем надежность растянутых стержней.

Для сжатых стержней определяем выражения для расчета математического ожидания и дисперсии величины F по формуле (4): m(F) = 232 -

- m (о )/ф, МПа; D(F) = 49 + D (о )/ф2, МПа2. Коэффициент ф рассматриваем как детерминированную величину, т. к. v( ф ) = 0,0072 < 0,01. Далее по формуле (3) подсчитываем надежность сжатого стержня.

С помощью программы COSMOS были определены напряжения, действующие в стержнях фермы при основном сочетании нагрузок, при сейсмической нагрузке 7, 8 и 9 баллов. Далее оценивалась вероятность работоспособности стержней при особом сочетании нагрузок. При этом коэффициент сочетания нагрузок принимался равным единице, так как в расчете непосредственно учитывается вероятность действия сейсмической нагрузки. Результаты сведены в таблицу.

ТАБЛИЦА. Результаты расчета надежности фермы

Номер стержня Н адежность

Основное сочетание 7 баллов 8 баллов 9 баллов

1 1 0,9998 0,7549 0,1293

2 1 1 1 0,9986

3 1 0,99995 0,9890 0,6064

4 1 0,99995 0,9890 0,6064

5 1 0,9732 0,7224 0,1762

6 1 0,8389 0,4208 0,0708

7 1 0,8389 0,4208 0,0708

Возможный интервал надежности 0,6847-0,8389 0,4208-0,0945 0,07080,00004

Средний коэффициент корреляции 0 0,191 0,465 0,755

Надежность фермы с учетом коэффициента корреляции 1 0,7174 0,3013 0,0700

Вероятность землетрясения данной интенсивности 0,7263 0,1637 0,0904 0,0196

Так как функции работоспособности стержней являются зависимыми, то подсчитан средний коэффициент корреляции.

Возможный интервал надежности определяется выражением:

7

Нт1П = ПР < Н < Нтах= ш1п(Рг}. Из численных результатов расчета

I=1

видно, что при сейсмическом воздействии элементы системы тесно коррелированны между собой.

Вероятность землетрясения интенсивностью •к баллов определена по формуле Пуассона. Далее по формуле полной вероятности подсчитываем надежность фермы:

Н = 0,7263 + 0,7174*0,1637 + 0,3013*0,0904 + 0,0700*0,0196 = 0,8723.

Итак, ферма, запроектированная на сейсмическое воздействие интенсивностью 7 баллов, с учетом возможных землетрясений за срок эксплуатации останется работоспособной с вероятностью 0,8723.

Заключение

Описанная методика позволяет проводить оценки надежности металлических конструкций при сейсмическом воздействии с учетом двух основных случайных факторов - прочности металла и интенсивности сейсмического воздействия.

Этот подход позволяет получить объективную оценку вероятности отказа конструкций, проектирование которых проводилось с использованием устаревших нормативных методик и недостоверных данных о возможных сейсмических воздействиях. С точки зрения действующей нормативной базы все эти конструкции не являются сейсмостойкими, однако реальные вероятности их отказов могут существенно различаться. Полученные значения надежности конструкций позволяют сравнивать их друг с другом и оценивать вклад сейсмической опасности в общий уровень риска. Таким образом, применение такого подхода позволяет оптимально инвестировать средства в программы повышения надежности и безопасности конструкций.

С другой стороны, применение данного подхода при проектировании зданий и сооружений позволяет получить конструкцию с заданным уровнем надежности, что особенно существенно при строительстве объектов с повышенной экономической или социальной ответственностью.

Библиографический список

1. Прочность и надежность конструкций АЭС при особых динамических воздействиях / А. Н. Бирбраер, С. Г. Шульман. - М.: Энергоатомиздат, 1989. - 304 с.

2. Надежность и экологическая безопасность гидроэнергетических установок / А. В. Львов, М. П. Федоров, С. Г. Шульман. - СПб.: Изд-во СПбГТУ, 1999. - 440 с.

3. Вероятностные задачи инженерной сейсмологии и теория сейсмостойкости / Ш. Г. Напетваридзе. - Тбилиси: Мецниереба, 1985. - 148 с.

4. СНиП П-7-81* Строительство в сейсмических районах / Минстрой России. -М.: ГП ЦПП, 1995. - 52 с.

5. СНиП П-23-81* Стальные конструкции / Госстрой России. - М.: ГУП ЦПП, 1998. - 96 с.

УДК 629.424.3

А. Б. Буянов, Д. Ю. Комаров

ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ КОГЕНЕРАЦИОННЫХ ГАЗОПОРШНЕВЫХ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ

Когенерационные газопоршневые электростанции получают все большее распространение в развитых странах и начинают находить применение в нашей стране. Достоинством таких энергетических установок является короткий срок окупаемости, составляющий всего 2-3 года. При выборе конкретных агрегатов для электростанции возникает сложный вопрос увязки электрической нагрузки потребителей с их тепловой нагрузкой, зависящих друг от друга. В статье рассмотрены производители когенерационных газопоршневых электростанций, технические характеристики этих агрегатов на номинальном и частичных режимах работы, а также разработаны рекомендации по совместному учету электрических и тепловых нагрузок подключенных потребителей.

когенерация; газопоршневая электростанция; нагрузка; электроэнергия; тепловая энергия; мини-ТЭЦ.

Введение

Ресурсосбережение, растущее экологическое сознание населения и ограниченность запасов природного топлива повышают требования к эффективности процессов получения различных видов энергии. В этом аспекте большое будущее за мини-ТЭЦ (мини-теплоэлектроцентраль) на основе газопоршневых двигателей. Эти когенерационные газопоршневые электростанции производят электрическую и тепловую энергию децентрализованно. Они обеспечивают максимальную эффективность процесса преобразования химической энергии газообразного топлива при минимальном загрязнении окружающей среды [1]-[5].

Мини-ТЭЦ позволяет экономить более 40% энергии газообразного топлива по сравнению с раздельным производством электрической и тепловой энергии. Выработанная на мини-ТЭЦ электрическая и тепловая энергия может потребляться на месте, а также продаваться соседним потребителям. При этом к.п.д. мини-ТЭЦ составляет около 90%, а поскольку потребители энергии находятся рядом с ней, то потери энергии при распре-