авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 6 |

«ОАО «ВСЕРОССИЙСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ ГИДРОТЕХНИКИ им. Б.Е. ВЕДЕНЕЕВА» ИЗВЕСТИЯ ВНИИГ имени Б. Е. ВЕДЕНЕЕВА Издание основано ...»

-- [ Страница 3 ] --

Максимальная высота постоянной плотины - 130 м, длина по гребню - 750 м, ширина по гребню - 15 м, по основанию - 570 м. Временная плотина, вошедшая в объем верховой призмы постоянной плотины, имеет макси мальную высоту 62 м и длину по гребню 470 м.

Противофильтрационные элементы обеих плотин (рис. 1) возведены из щебенисто-дресвяных суглинков местных карьеров путем послойной укладки с уплотнением. Первый слой низовых фильтров, примыкающих к ядру, отсыпан из песка, второй слой низовых фильтров и однослойные вер ховые фильтры - из гравийно-песчаного грунта с послойным уплотнением.

Рис. 1. Поперечное сечение плотины 1,2 - упорные призмы;

3, 4 - переходные зоны;

5, 6 - материалы ядер.

Упорные призмы возведены из несортированной гранитной горной мас сы. За исключением внутренних зон, непосредственно примыкающих к фильтрам, боковые призмы возводились без ограничения высоты ярусов от сыпки, без специального уплотнения, преимущественно в зимнее время. В зоны, контактирующие с фильтрами и отсыпанные в теплое время года, уложен сортированный (мелкий) камень слоями высотой ~ 1 м с уплотнением.

Последовательность возведения и нагружения. В соответствии с при нятой пусковой схемой первоначально (1980 - 1981 гг.) была построена вре менная плотина. Активная отсыпка постоянной плотины началась в 1981 г.

параллельно с возведением временной плотины. Укладка суглинка в ядро плотины, отсыпка фильтров и упорных призм в зоне контакта с фильтрами производились в теплое время года (апрель - сентябрь). Минимальная темпе ратура, при которой производились эти работы, минус 20 °С.

Ввиду большой неоднородности карьерного материала грунты, уло женные в различные зоны ядра, несколько отличаются по характеристикам (области 5 и 6, рис. 1).

С 1981 по 1987 г. напор принимала на себя временная плотина. По мере наращивания постоянной плотины в зоне ее верховой призмы из-за низкой эффективности работ по цементации основания и значительной проницаемости береговых склонов образовался промежуточный бьеф. На девятом году строительства (в 1988 г.) постоянная плотина, возведенная к тому времени на высоту около 120 м, впервые приняла напор воды порядка 110 м, что составило ~ 90% полного проектного напора. Общий подъем уровня верхнего бьефа (ВБ) за май - июль 1988 года составил 54 м, а интенсивность подъема достигла 3,4 м/сут.Последовательность возведения сооружения, фактический и проектный графики заполнения водохранилища показаны на рис. 2.

Рис. 2. Схема возведения сооружения и заполнения водохранилища.

Результаты натурных наблюдений. Многолетние постоянные наб людения за изменением состояния плотины осуществлялись с помощью кон трольно-измерительной аппаратуры (КИА) различного назначения, уста новленной в ядре, и геодезических марок, размещенных на низовых бермах, гребне плотины и в четырех смотровых галереях, расположенных в низовой упорной призме.

Зона плотины, наиболее оснащенная КИА, расположена вблизи ПК 4+00. Схема размещения КИА в этом сечении показана на рис. 3, [2].

Результаты наблюдений за деформациями ядра и низовой упорной призмы с момента установки КИА представлены на рис. 4, [3]. Наблюдения за деформациями верховой призмы в период заполнения водохранилища (1988 г.) проводились путем замеров смещений геодезических марок, установленных на временном гребне плотины.

Рис. 3. Размещение контрольно-измерительной аппаратуры в сечении ПК 4+ 1-8, 1/-5/ - марки в русловых галереях;

184, 168, 128, 38, 103, 222 - длиннобазовые деформометры;

М4-1 - марка на временном гребне с отметкой 120 м.

Рис. 4. Развитие деформаций в ядре по результатам натурных наблюдений за деформометрами №№ 38, 103, 128, 168, 184, 222 и расчетов деформаций в соответствующих точках расчетной области.

Натурные данные показали, что в 1989 г. относительные послойные деформации уплотнения суглинка ядра на уровнях размещения деформо метров составили от 1,7 до 2,8%. Учитывая незначительность боковых дефор маций, можно считать, что на столько же повысилась плотность материала ядра, а следовательно, изменились его прочность и деформируемость. Расчет значений модуля деформации, выполненный с учетом натурных относитель ных деформаций уплотнения суглинка и действующих в ядре вертикальных напряжений сжатия, показал его увеличение в ядре сооружения до 95 119 МПа.

Осадка верховой призмы в период наполнения водохранилища соста вила в расчетном сечении ~3% за четыре месяца. В это же время были зафик сированы значительные горизонтальные смещения временных марок в сторону ВБ - более 1,2 м. В последующие три года по уцелевшим маркам наблюдалось обратное перемещение на 0,3 - 0,4 м.

Наблюдения за перемещениями гребня плотины по постоянным маркам были начаты в ноябре 1988 г. Горизонтальные смещения были направлены в сторону НБ и составили в расчетном сечении за период с 1988 по 1993 год 29 - 360 мм*.

2. Разработка математической модели НДС плотины Расчетная схема. В качестве расчетной области было выбрано по перечное сечение плотины ПК 4+00 (рис 1). В расчетах учитывались фак тические графики возведения сооружения и заполнения водохранилища (рис. 2). Все расчеты выполнялись методом конечных элементов (МКЭ) для одной и той же разбивки на элементы с помощью разработанного в ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева» программного комплекса ДИСК-Геомеханика.

Рассматривались плоские упругопластические задачи для областей с изме няющимися характеристиками, решение которых позволяет получать напряженно-деформированное состояние (НДС) массивов грунта, описыва емого уравнениями неассоциированной пластичности с упрочнением [4].

Процесс возведения моделировался в расчетах поэтапным наращи ванием расчетной области на один горизонтальный слой конечных элементов.

На первых 8 этапах расчета моделировалось возведение временной плотины.

Возведение постоянной плотины моделировалось 15 этапами, начиная с 6-го этапа расчета.

В расчетах определялось напряженно-деформированное состояние пло тины для схемы плоской деформации под действием собственного веса мате риалов и силового воздействия воды в верхнем бьефе, которое моделировалось гидростатическим давлением на ее контактах с ядрами плотины и взве шиванием водонасыщенных проницаемых областей тела плотины. В качестве граничных условий принималось условие жесткого защемления на контакте плотины со скальным основанием. Таким образом, основание плотины считалось несжимаемым и водонепроницаемым.

Для материалов тела плотины в расчетах использовались уравнения упругопластической среды, соответствующие нормативному описанию грунта: упругие деформации связаны с напряжениями обобщенным законом Гука, а в предельном состоянии принимается пластическое течение без объем ных пластических деформаций и без упрочнения. Критерием состояния пре дельного равновесия служил закон сухого трения Кулона. Использованные расчетные значения физико-механических характеристик материалов тела плотины представлены в табл. 1.

Дополнительно учитывалось “твердение” материалов под действием нагрузки. Было принято, что через три года после возведения в слоях любого материала (кроме уплотненной каменной наброски) увеличивается модуль деформации. Для моделирования этого эффекта использовалась предостав ляемая программным комплексом ДИСК возможность поэтапного изменения расчетных характеристик. Соответствующие значения характеристик “отвер девших” материалов приведены в табл. 1 в скобках.

Характеристики назначались на основе информации, полученной в процессе геотехконтроля, а также сведений об условиях и последователь ности возведения и нагружения плотины. Ввиду неполноты имеющихся исходных данных, для части характеристик были приняты ориентировочные значения с учетом известных величин плотности уложенных грунтов;

неко торые значения приняты по аналогам.

* Авторы выражают благодарность коллективу Лаборатории натурных исследований ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева» за предоставленные результаты многолетних наблюдений состояния различных зон плотины.

Таблица Физико-механические характеристики материалов,, взв, Тип Материал Е, cI, МПа град МПа МН/м3 МН/м Неуплотненная камен ная наброска, отсыпан- 20 0,3 36 0 0,0194 0, ная зимой (35) (0,25) Уплотненная каменная 2 40 0,25 36 0 0,0218 0, наброска, отсыпанная летом Крупный гравий пере 3 40 0,3 38 0 0,0219 0, ходных зон (80) Песок переходных зон 4 40 0,35 32 0 0,0190 0, (80) Дресвяно-щебенистый 5 45 0,35 30 0,01 0,0219 0, грунт с супесчаным за- (90) (36) полнителем То же при малом содер- 6 0,35 30 0,01 0,0219 0, жании заполнителя (110) (36) 3. Калибровка моделей Строительный период. В ходе предварительной калибровки пот ребовалось некоторое усложнение модели: был предусмотрен дополнительный учет усадки каменной наброски при первичном замачивании для моде лирования деформаций плотины при заполнении водохранилища и учет усад ки областей низовой призмы, отсыпанных без уплотнения, а также была введена область сезонного протаивания в низовой упорной призме. Подбором численных значений величин усадок каменной наброски при первичном замачивании и в результате цикла замораживание – оттаивание, а также годовой усадки неуплотненной каменной наброски было достигнуто качест венное соответствие измеренных и вычисленных деформаций (рис. 4).

Для уточнения разработанной расчетной модели была поставлена следующая задача: найти оптимальные параметры модели, при которых отклонение расчетных значений наблюдаемых величин от измеренных минимально. В качестве варьируемых параметров модели были выбраны шесть модулей деформаций материалов тела плотины Ei, пять модулей деформации “отвердевших” (за три года после возведения) грунтов Ei и три величины вынужденных объемных деформаций ei : объемная деформация при первичном замачивании (e1), деформации от сезонного протаивания (e2) и годовые деформации неуплотненных областей низовой упорной призмы (e3 ). Так как модули деформации для двух материалов ядер плотины варьировались одновременно, общее число параметров составило 13.

Сопоставление натурных данных и расчетных величин показало, что расчетные осадки марок в первый год после их установки существенно отличаются от замеренных. Это объясняется сложностью процессов быстрого уплотнения, происходящих в слоях грунтового материала в первые месяцы после отсыпки. Поскольку целью разработки модели плотины является оценка технического состояния сооружения в период эксплуатации, т.е. после окончания быстрого уплотнения грунта, было решено при вычислении степени отклонения расчетных и измеренных величин учитывать только изменения осадок марок, начиная со второго года после их установки.

Функционал, характеризующий степень отклонения расчетных и из меренных величин был выбран в виде ( ) F ( E i, E i,e i ) = рас изм, (1) m,n m,n m n где р асn и измn - расчетные и измеренные деформации по данным, полу m, m, ченным для точки m в момент времени tn из которых вычтены деформации, накопленные за год с момента установки марок. Перемещения точек плотины um пересчитывались в деформации m по формуле m = um/hm, где hm - отметка точки относительно подошвы сооружения.

Минимизация функционала F осуществлялась методом крутого вос хождения. Для определения градиента F было проведено 13 численных экспериментов МКЭ, в каждом из которых варьировался один параметр модели и один расчет для начальных значений параметров. Полученные результаты представлены в табл. 2.

Таблица Калибровка математической модели плотины Вычисление градиента Относительные приращения параметров параметр вариация значение F первый второй оптималь шаг опти- шаг опти- ный шаг муму муму E1 0,25 28,8 0,075 0,150 0, E2 0,25 32,2 0,0193 0,386 0, E3 0,25 27,3 0,021 0,042 0, E4 0,25 26,7 0,002 0,004 0, E5,E6 0,244 27,1 0,015 0,029 0, 0,143 25,1 -0,094 -0,188 -0, E 0,25 26,9 0,009 0,017 0, E 0,25 26,4 -0,010 -0,019 -0, E 0,244 26,4 -0,010 -0,021 -0, E 0,245 24,6 -0,073 -0,145 -0, E e1 0,267 29,8 0,103 0,205 0, e2 0,2 26,6 -0,002 -0,005 -0, e3 0,25 33,6 0,244 0,488 0, Новые приращения параметров функционала, определяющие движение к оптимуму в направлении градиента, вычислялись по формулам Еiопт = Fi Ei, E iопт = Fi E i, (2) eiопт = Fi ei, где Ei, Е i и ei вариации параметров из табл. 2;

- размер шага;

Fi соответствующие приращения значений функционала F ;

Fi = F0 - Fi, F0 = 26,7 - значение функционала при начальных параметрах.

Для двух шагов метода крутого восхождения, вычисленных по фор мулам (2) при 1 = 0,0088 и 2 = 0,0175, с помощью дополнительных расчетов МКЭ были получены два значения функционала F(1) = 21,6, F(2) = 23,7, а затем найден оптимальный шаг опт = 0,0105. Приведенные результаты показывают, что оптимальный шаг метода крутого восхождения увеличивает точность моделирования приращений деформаций на 20%.

Сопоставление изменений осадок марок по данным замеров и по расчетам МКЭ для шага 1, который можно принять в качестве оптимального, дано на рис. 5 и в табл. 3.

Таблица Период времени Перемещения марки 4-1 май – июль июль 1988 г. - май 1989 г. 1988 г. май 1989 г. январь 1990 г.

Осадка измеренная 3,10 3,65 4, исходной модели 1,82 1,92 2, калиброванной модели 2,25 2,36 2, Горизонтальные перемещения измеренные 1,40 1,20 1, исходной модели 0,44 0,66 0, калиброванной модели 0,78 1,02 0, Рис. 5. Изменения осадок марок по результатам натурных наблюдений и расчетов перемещений соответствующих точек модели с оптимальными параметрами.

Для дальнейшего уточнения модели описанную процедуру калибровки можно применять несколько раз, используя в качестве начальных параметров модели их значения после оптимизации. В целом уже после однократной калибровки полученная модель удовлетворительно описывает НДС грунтовой плотины в период строительства.

Период эксплуатации. В строительный период напряженно-деформи руемое состояние плотины определялось высотой плотины, уровнем воды в верхнем бьефе (УВБ), свойствами строительных материалов. Эти параметры быстро изменялись, и влияние других факторов на их фоне было несущест венным. В период эксплуатации высота плотины практически не изменяется, влияние колебаний УВБ на деформации плотины сравнительно небольшое, поэтому для адекватного описания состояния плотины необходимо учитывать воздействия других факторов, основным из которых является возраст пло тины. По этой причине для оценки деформаций сооружения в период эксп луатации математическая модель грунтовой плотины Колымской ГЭС, описывающая НДС в строительный период, была модифицирована: кроме изменений УВБ были учтены реологические процессы в теле плотины.

Анализ имеющихся данных натурных наблюдений за НДС Колымской ГЭС показал, что полезными для построения модели работы сооружения в период эксплуатации являются только данные об осадках и перемещениях точек плотины.

Для каждой выбранной марки были оставлены только по два замера в год, полученные при минимальном и максимальном УВБ. Данные измерений перемещений для рассматриваемого сечения плотины представлены на рис. 6.

Рис. 6. Перемещение гребня плотины и берм нижнего бьефа в период эксплуатации.

(Натурные данные и прогноз).

Анализ натурных данных показал, что в период эксплуатации пре обладают необратимые перемещения точек плотины, вызванные реоло гическими процессами в грунтах тела плотины. Для оценки деформации ползучести с помощью расчетов МКЭ по программе ДИСК была исполь зована следующая гипотеза. Предполагалось, что все реологические эффекты в плотине связаны с вертикальными деформациями ползучести слоев низовой упорной призмы, накапливающимися в соответствии с соотношением ln( t + t * ), h c (t ) = A (3) z H где t – время эксплуатации;

h – средняя высота расположения слоя;

H = 128 м – высота сооружения;

A и t* - параметры, подбираемые в процессе калибровки модели. Подбором эмпирического коэффициента A учитывается интегральное влияние всех факторов на распределение скоростей деформаций ползучести в низовой упорной призме;

параметр t* управляет скоростью затухания ползучести. В первом приближении, исходя из осадок берм, принято A = 0,0018 и t* = 2,5 г.

Расчеты по программе ДИСК проводились для конкретных моментов времени с шагом в полгода. На каждом этапе нагружения к напорной грани ядра прикладывались давления, вызванные колебаниями УВБ ±18 м. Кроме того, задавались вынужденные деформации слоев низовой упорной призмы, равные приращениям их деформаций ползучести за промежуток времени t = 0,5 г. Для расчета начального НДС плотины использовалась калиб рованная модель строительного периода.

Результаты пробных расчетов показали, что обратимая составляющая горизонтальных смещений гребня плотины, полученная в расчете, в несколько раз превышает аналогичную замеренную величину. Поэтому податливость модели плотины для периода эксплуатации была уменьшена (величина модулей деформации упорных призм в последующих расчетах была уве личена в 7 раз). Это объясняется следующими причинами:

продолжающимся доуплотнением ядра и упорных призм, с соответст вующим изменением модулей деформации;

изменением характера нагружения в период эксплуатации. Первичное наполнение водохранилища сопровождается деформациями грунтов по “пер вичной” ветви нагружения (модули деформации для первичного нагружения приведены в табл. 1). Дальнейшие циклы понижения и подъема уровня водохранилища соответствуют циклам “разгрузка - повторное нагружение” в грунтах тела плотины.

Калибровка модели плотины для периода эксплуатации осуществлялась по той же методике, что и для модели строительного периода. Два варь ируемых параметра A и t* подбирались из условия минимума средне квадратичного отклонения расчетных и измеренных величин осадок берм, осадок всех марок верхней галереи, марок М7, М8 нижней галереи и гори зонтальных смещений гребня. Полученные оптимальные значения пара метров составили A = 0,0011 и t* = 2,5 г. Результаты расчетов по калиброванной модели вместе с данными измерений представлены на рис. 6.

4. Использование моделей Разработанная расчетная модель строительного периода исполь зовалась для численного моделирования НДС тела плотины для двух вариантов заполнения водохранилища: фактического и проектного (рис. 2).

Как показали проведенные расчеты, накопленные к концу 1989 г. напряжения и деформации для двух вариантов заполнения водохранилища отличаются незначительно. Однако на этапе быстрого заполнения изменяется конфигурация областей предельного равновесия. В отличие от фактического, для проектного варианта заполнения область предельного равновесия на уровне временного гребня (120 м) невелика, поэтому при выполнении требований проекта было бы предотвращено появление продольных трещин, которые наблюдались на гребне плотины.

Прогнозные расчеты по разработанной модели плотины в период эксплуатации можно использовать для диагностики состояния плотины. На рис. 7 представлен прогноз дополнительных перемещений точек плотины за период с октября 1998 г. по октябрь 2000 г.

а) б) Рис. 7. Прогноз дополнительных горизонтальных перемещений (а);

и осадок плотины (б) за период с октября 1998 г. по октябрь 2000 г. (в мм).

Выводы Построение математической модели НДС сооружения, пригодной для оценки и прогноза состояния плотины, осуществимо после завершения строительного периода. Только в этом случае обеспечивается необходимый объем исходных данных, включающий результаты геотехконтроля, натурные наблюдения, сведения об особенностях возведения и нагружения сооружения и т. д.

Построены две калиброванные модели НДС грунтовой плотины: для периодов строительства и эксплуатации. В этом случае удается адекватно отразить особенности поведения плотины на разных этапах ее существо вания.

Формализованный подход к калибровке моделей позволяет существен но повысить точность модели.

Модули деформации материалов плотины за период строительства существенно изменяются.

Описанный способ моделирования НДС позволяет выявлять эффекты, выходящие за рамки модели, которые часто являются признаками нарушения нормальной работы сооружения.

Наиболее перспективные пути улучшения модели - включение в расчетную область слоя основания, в котором происходят реологические процессы, привлечение модели грунта, учитывающей как объемную, так и сдвиговую ползучесть, учет других типов старения материалов.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Когодовский О. А., Фриштер Ю. И. Гидроэнергетика Крайнего Северо-Востока.

- М.: Энергоатомиздат, 1996.

2. Состояние сооружений Колымской ГЭС по данным натурных наблюдений / Кузнецов В С., Войнович А. П., Матрошилина Т. В. и др. // Гидротехническое строительство.

- 1995. - № 4. - С. 1 - 4.

3. Гельфанд Р. Е. Программа для оперативной оценки состояния земляных плотин по данным наблюдений за осадками // Гидротехническое строительство. - 1995. - № 4. С. 14 - 17.

4. Беллендир Е. Н., Глаговский В. Б., Готлиф А. А., Прокопович В. С.

Математическое моделирование грунтовых сооружений и оснований // Известия ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева / Сборник научных трудов. - 1996. - Т. 231.- С. 272 - 286.

УДК 621.182.9+624.131. Инж. Е. А. Филиппова ВЛИЯНИЕ ПРОЦЕССА ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ НА УСТОЙЧИВОСТЬ ОТКОСОВ ОГРАЖДАЮЩИХ ДАМБ ОТВАЛОВ Образование продольных и поперечных трещин, возникающих на греб не и откосах первичной дамбы и дамб наращивания золоотвала, может при вести к нарушению работы сооружения.

В результате анализа натурных наблюдений на золоотвалах можно выделить основные причины трещинообразования.

1. Инженерно-геологические и гидрологические условия расположения площадки золоотвала. Как правило, под сооружение отчуждаются, так называемые, «бросовые земли», характеризуемые наличием грунтов с низ кими прочностными и деформационными характеристиками, а также прослоев линз слабых и просадочных грунтов. При возведении золоотвала и ограждающих дамб на таком основании могут происходить существенные осадки и, как следствие, неравномерные деформации как первичной дамбы, так и всей упорной призмы золоотвала.

2. Конструктивные особенности упорной призмы золоотвала. Упорная призма золоотвала включает в себя первичную дамбу, дамбы ярусов нара щивания, намытый золошлаковый материал. Все эти элементы сооружения выполнены из материалов, обладающих различными прочностными и де формационными свойствами, имеющими различную степень влажности, что может привести при неправильном выборе конструкции упорной призмы к значительным и неравномерным деформациям и, как следствие, образо ванию трещин.

3. Технология возведения ограждающих дамб и золоотвала в целом.

Грунт укладывается в тело дамбы послойно, причем толщина слоя на отдельных участках может превышать проектную величину (tсл t пр). При этом невозможно достигнуть равномерного уплотнения грунта по всей тол щине слоя. Тело дамбы приобретает сложную структуру с чередованием слоев грунта различной плотности, что в дальнейшем (особенно под влиянием наг рузок) может привести к неравномерной осадке дамбы, а это, в свою очередь, к образованию трещин.

В большинстве случаев дамба отсыпается не на всю ширину ее осно вания, а полосой чуть шире размеров дамбы по гребню, каждый слой грунта уплотняется. Далее откосы дамбы формируются путем сталкивания грунта с гребня в боковые призмы. В таком случае плотность грунта в центральной части сооружения выше плотности грунта, слагающего боковые призмы, следовательно, осадки дамбы будут неравномерными. Может произойти сдвиг массива грунта боковых зон по границе рыхлого и уплотненного слоев и, как следствие этого процесса, образование продольных трещин на гребне дамбы.

Основанием под дамбу яруса наращивания ограждающей дамбы золоотвала частично служит первичная дамба (или дамба предыдущего яруса наращивания) и намытый золошлаковый материал, которые имеют различные деформационные характеристики. В результате этого возникает неравно мерная осадка дамбы, ведущая к образованию трещин в теле дамбы яруса наращивания. Аналогичные причины трещинообразования и на разде лительной дамбе между секциями золоотвала.

4. Особенности эксплуатации золоотвала. Золоотвал строится и эксплу атируется непрерывно, независимо от времени года, поэтому часто в теле первичной дамбы и дамб наращивания встречаются крупные ледяные вклю чения, а в зольном намытом массиве – замытый лед. В случае, когда поверхность депрессии проходит по границе грунта и линз льда, происходит оттаивание последних, что в свою очередь приводит к образованию каверн или разуплотненного слоя грунта, а в дальнейшем к неравномерной осадке сооружения и образованию трещин.

5. Действующие нагрузки на упорную призму золоотвала - изменя ющийся во времени собственный вес упорной призмы, сейсмические и дина мические (от строительных механизмов) силы. В результате действия нагрузок на золоотвале изменяется картина напряженно-деформированного состояния, что, в свою очередь, может привести к возникновению трещинообразования в теле упорной призмы.

6. Атмосферные воздействия, в ходе которых происходит:

образование бугров пучения – гидролакколитов, которые взрываются, обнажая раскрытые трещины в теле дамбы;

образование наледи на откосе дамбы, при оттаивании которой возни кают провальные воронки;

образование руслового талика и оттаивание грунтов основания при нефильтрующей первичной дамбе и сплошном промерзании откоса [1];

морозобойное трещинообразование в поверхностном слое дамбы, вызванное неравномерным распределением температуры по ее глубине;

пучение поверхностного слоя дамбы из глинистых грунтов при про мерзании в зимнее время с последующей осадкой при оттаивании в весенне летний период;

фильтрационные деформации в оттаивающих зонах тела дамбы;

вскрытие термокарстовых воронок, размер которых достигает иногда 10 и более метров;

процесс солифлюкции откосов.

Трещины, образующиеся в упорной призме золоотвала, могут быть классифицированы следующим образом [2]:

по геометрии и расположению - продольные и поперечные, вер тикальные и горизонтальные, внутренние и поверхностные, сквозные и зак рытые, волосяные ( 1,0 мм ), широкие ( 5,0 см ) и зияющие ( 5,0 см );

по причине возникновения - в ходе статических, динамических или сейсмических воздействий, в результате атмосферных воздействий и т.п.;

по характеру происхождения - трещины отрыва, трещины сдвига, трещины от размыва фильтрационным потоком;

по потенциальной опасности - очень опасные, опасные и малоопасные.

В литературе [2, 4] приведены решения задач, связанных с прогно зированием образования трещин, их основных размеров (параметров) и местоположения в сооружении.

В данной работе выполнена оценка влияния процесса трещино образования на устойчивость сооружения.

Для оценки влияния трещин на устойчивость дамб золоотвала, а также для разработки мероприятий по борьбе с трещинообразованием необходимо иметь достаточно конкретные данные об основных параметрах трещин. К этим параметрам, в первую очередь, следует отнести:

протяженность зоны растяжения на гребне lр;

длину зоны образования трещины lт;

глубину трещины hт;

ширину раскрытия трещины т, а также количество таких трещин. Было установлено, что в среднем т = (0,005 0,01) hт [5].

Нами исследовано на ЭВМ для откосов различной крутизны m влияние глубины трещин hт на устойчивость откосов и разработаны рекомендации по их залечиванию.

В качестве расчетной модели рассматривалась дамба золоотвала высотой Hд = 5,5 м, с различной крутизной откоса, соответственно m =2,0;

m = 2,5;

m = 3,0 и продольной трещиной на гребне различной глубины hт = 1/2Hд;

hт = 1/3Hд;

hт = 1/4Hд (рис. 1), намыв производится от «дамбы к пруду». Расчеты устойчивости велись по методу наклонных сил (в пред положении плоских поверхностей обрушения), реализованному в программе PECH [3].

На основе результатов расчетов были построены графики зависимости коэффициента устойчивости Ks = f (с;

cc), где с и cc – прочностные характеристики грунта, определяемые на контакте сдвига отсека обрушения, обусловленного трещиной по телу дамбы, для различной крутизны откосов m и глубины трещины hт.

т,м hт ЗШМ Рис. 1. Расчетная схема к оценке влияния параметров трещины на устойчивость откосов дамбы.

Анализ выполненных расчетов показал, что при сс = 0,0 МПа коэф фициент устойчивости практически не зависит от параметров трещины (при 1/4Hд hт Hд), а определяется величиной с. Если грунт в зоне сдвига откоса обрушения, обусловленного трещиной, обладает сцеплением (расчеты вы полнены при значениях сс = 0,001;

0,01 МПа), то оно существенно влияет на устойчивость дамбы. Однако следует заметить, что с ростом глубины трещины влияние сцепления сс уменьшается.

Также на основе расчетов было установлено, что на устойчивость соо ружения при наличии трещин определяющее влияние оказывают не проч ностные характеристики грунта дамбы, а более низкие характеристики грунта в сформировавшейся плоскости сдвига с и cc, поэтому построенные на основе расчетов на ЭВМ графики зависимости Ks = f (с;

cc;

hт) являются универсальными и применимы для предварительной оценки устойчивости дамбы, в теле которой образовалась трещина. Зная характеристики с и cc, глубину трещины и крутизну откоса m, можно с помощью графиков зави симости Ks = f (с;

cc;

hт) приближенно оценить устойчивость сооружения:

если коэффициент устойчивости откоса меньше нормативного, то для подбора требуемой крутизны откоса m пользуемся графиком зависимости m = f (с;

cc;

hт) (рис.2 ).

Как правило, первичные дамбы являются сооружениями III класса, для которых нормативный коэффициент устойчивости будет согласно [5]:

R n fc 115 1,, Кs = = = 115.

, c F 1, На основе анализа выполненных расчетов устойчивости и графиков зависимости Кs= f (с;

cc;

hт) была построена серия графиков зависимости m= f (с;

cc;

hт) для сооружения III класса (Кs=1,15, рис. 2 ). Таким образом, с помощью этих графиков, зная с, cc и hт, можно определить крутизну откоса m, в соответствии с требованиями СНиП 2.06.05-84* по устойчивости соо ружения.

Данные графики и расчеты устойчивости откосов дамб, имеющих тре щины, были использованы при обосновании конструкции ограждающих дамб золоотвалов: Иркутской ТЭЦ-10, Воркутинской ТЭЦ-2, Кировской ТЭЦ-3, Серовской ГРЭС, Кировской ТЭЦ-4 и др. На основе полученных результатов были даны рекомендации для условий:

если коэффициент устойчивости больше или равен нормативному значению [5], то можно ограничиться только залечиванием трещины, например тампонированием ее грунтом;

если коэффициент устойчивости меньше нормативного значения, то необходимо залечить трещину и выполнить пригрузку откоса с крутизной, при которой будут выполняться требования СНиП 2.06.05-84* для данного класса сооружения.

m с, Рис. 2. зависимости m = f ( с, Cc, Hт) для сооружения III класса (Кs = 1,15) 1 - Cc = 0,003 МПа, Нт = 1/4 НД;

7 - Cc= 0,001 МПа, Нт = 1/4 НД;

2 - Cc = 0,003 МПа, Нт = 1/3 НД;

8 - Cc = 0,001 МПа, Нт = 1/3 НД;

3 - Cc = 0,002 МПа, Нт = 1/4 НД;

9 - Cc = 0,001 МПа, Нт = 1/2 НД;

4 - Cc = 0,002 МПа, Нт = 1/3 НД;

10 - Cс= 0,0 МПа, Нт = 1/2 НД;

5 - Cc = 0,003 МПа, Нт = 1/2 НД;

11 - Cс= 0,0 МПа, Нт = 1/3 НД;

6 - Cc = 0,002 МПа, Нт = 1/2 НД;

12 - Cс= 0,0 МПа, Нт = 1/4 НД.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Павилонский В. М., Климов В. И. Исследование морозобойного трещино образования ограждающей дамбы намывного хранилища. – Труды института ВОДГЕО / Складирование отходов обогащения полезных ископаемых.- М. - 1984.

2. Тейтельбаум А. И. Оценка параметров образования поперечных трещин на гребне ядер каменно-земляных плотин / Труды института ВОДГЕО. - М. - 1980. - С. – 10-12.

3. Указания к расчету устойчивости земляных откосов: ВСН 04-71 / Минэнерго СССР.

– Л.: Энергия, 1971.

4. Климов В. И., Захаров М. Н., Дидович М. Я. Деформации ограждающей дамбы хвостохранилища / Труды института ВОДГЕО. - М.- 1980.- С. – 61-63.

5. Плотины из грунтовых материалов: СНиП 2.06.05-84*. – М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1991.

УДК 624.041:624. Инж. И.Н. Белкова, канд.физ.-мат.наук В.Б. Глаговский, канд. техн. наук А.А. Готлиф РАСЧЕТНАЯ ОЦЕНКА СОВМЕСТНОЙ РАБОТЫ ФУНДАМЕНТОВ СООРУЖЕНИЙ ЭНЕРГОБЛОКА С КОНСОЛИДИРУЕМЫМ ОСНОВАНИЕМ Целью расчетных оценок характера совместной работы фундаментов сооружений энергоблока с основанием является проверка соблюдения ос новных критериев технической безопасности, связанных с необходимостью ограничения осадок и кренов фундаментов, а также с проверкой прочности их оснований [1].

В состав сооружений рассматриваемого энергоблока входили следу ющие сооружения: реакторное отделение (РО), здание электротехнических устройств и управления (ЭТУиУ), вспомогательное и турбинное отделения (ВО и ТО), а также некоторые другие. Принятая на блоке компоновка основных сооружений вызвала необходимость проведения расчетов напря женно-деформированного состояния (НДС) оснований этих зданий с учетом влияния возводимых рядом сооружений.

Расчеты НДС грунтовых оснований фундаментов зданий энергоблока от действия статических нагрузок выполнялись с использованием програм много комплекса ДИСК – Геомеханика [2], реализующего апробированную при расчетном обосновании ряда энергетических объектов методику решения задачи консолидации методом конечных элементов (МКЭ) с учетом упру гопластических свойств грунтов [3,4]. Использование программного комп лекса позволяет определить длительные осадки и крены фундаментов, НДС и изменение во времени избыточного порового давления в грунтовом массиве в период строительства и эксплуатации сооружений. В качестве исходных данных для программного комплекса необходимо задание инженерно-гео логической схематизации основания, прочностных, деформационных и фильтрационных характеристик грунтов, геометрических размеров и жест костей фундаментов, графиков приложения внешних нагрузок. Программный комплекс ДИСК – Геомеханика сертифицирован в Научно-техническом центре по ядерной и радиационной безопасности Госатомнадзора РФ.

Для оценки НДС оснований каждого из сооружений рассматривались по два осевых расчетных сечения, совпадающих соответственно с главными поперечными осями турбинного и реакторного отделений. Часть одного из сечений под фундаментами ТО и РО схематически показана на рис. 1.

песчаник глины песчаник глины Рис. 1. Геологическое строение сжимаемой толщи грунтов в поперечном сечении основания под фундаментами турбинного и реакторного отделений.

Фрагмент расчетной области с разбивкой этого сечения на конечные элементы представлен на рис. 2. Положение нижней границы рассматривае мой области основания устанавливалось в соответствии с требованиями [1].

Активная зона основания представлена двумя основными разновид ностями грунтов: разнородными по плотности песчаниками и достаточно однородными глинами твердой консистенции (подстилающими их). Отметки кровли глин лежат ниже подошвы всех рассматриваемых фундаментов, кроме здания ЭТУиУ. Уровень грунтовых вод в основном варианте принимался на уровне подошвы фундамента РО. Рассматривалось несколько вариантов изме нения уровня грунтовых вод при применении дренажных систем, а также учитывалась возможность его повышения в процессе эксплуатации. Проч ностные, деформационные и фильтрационные характеристики грунтов при няты на основе комплекса проведенных изысканий и лабораторных исследований.

Рис.2. Фрагмент расчетной области с разбивкой сечения на конечные элементы.

При выполнении расчетов принимались следующие граничные ус ловия: на боковых границах выделенной области основания ставились условия скользящей заделки;

на нижней границе считались равными нулю обе составляющие перемещений;

на верхней границе расчетной области осно вания предполагалось выполнение условий оттока поровой жидкости по горизонтальным песчаным прослоям и дренирования;

нижняя граница рассматривалась как водонепроницаемая. Расчеты НДС производились с ис пользованием графиков роста интенсивности нагрузок Р на грунтовое осно вание в период строительства энергоблока, представленных на рис. 3.

Р, МПа Т, годы Рис. 3. Графики роста интенсивности нагрузок на грунтовое основание в период строительства энергоблока.

Расчетный промежуток времени при решении задачи консолидации грунтов основания включал строительный период продолжительностью 5 лет, а также часть эксплуатационного до условной стабилизации НДС основания, в качестве критерия которой принималось достижение степенью консо лидации значения равного 0,9.

Выполненные расчеты консолидации основания энергоблока позволили определить характер изменения во времени порового давления, а также роста осадок и кренов фундаментов сооружений в строительный и эксплуатаци онный периоды. Результаты расчетов свидетельствуют об удовлетворении требований безопасности по деформациям для фундаментов всех сооружений энергоблока. Так для фундамента реакторного отделения (наиболее ответст венного сооружения) полученные значения полных (стабилизированных) осадок составляют 23,0 см, осадок в период эксплуатации – 7,5 см и отно сительных кренов – 0,001, т.е. не превосходят предельных значений, регламентированных [1].

U, т/м Рис. 4. График изменения избыточного порового давления на границе сжимаемой толщи 1 - под центром РО;

2 - под краем ТО со стороны РО.

На рис. 4 приведены графики изменения во времени избыточного поро вого давления U на нижней границе сжимаемой толщи в одном из расчетных сечений основания под двумя сооружениями энергоблока РО и ТО. На этом и следующих графиках по оси абсцисс в логарифмическом масштабе откла дывались значения относительного временного параметра = t / tc, где t – текущее время;

tc - время возведения энергоблока.

На рис. 5, 6 приведены графики изменения во времени соответственно средних осадок S и кренов i фундаментов двух сооружений (РО и ТО), рассчитанные на период эксплуатации станции (40 лет). Из рассмотрения графиков на рис. 4 следует, что время условной стабилизации НДС основания составляет примерно 15 лет с начала строительства, учет деформаций осно вания, вызванных вторичной консолидацией (ползучестью), выполнен по линейной формуле относительно lnt для одномерной схемы.

S, см 0,1 0, Рис. 5. График роста средней осадки фундаментов реакторного и турбинного отделений 1 - РО;

2 - ТО.

Результаты расчетов осадок и кренов фундаментов других сооружений и изменения порового давления в других сечениях основания дают качест венно те же результаты, количественные значения зависят от нагрузок на фундаменты, их размеров и взаимного расположения, заглубления фунда ментов, отличий в инженерно-геологической структуре основания.

i* 1, 0, 0, 0, 0,1 0, Рис. 6. Изменение крена фундаментов реакторного и турбинного отделений 1 - РО;

2 - ТО.

Выводы 1. Разработанная методика и программа расчета сооружений совместно с водонасыщенными основаниями позволяет выполнять прогнозы осадок и кренов фундаментов и порового давления в грунтах оснований энерге тических сооружений в период строительства и эксплуатации. Программа ДИСК – Геомеханика использовалась при расчетном обосновании энерго блоков Калининской, Костромской, Татарской, Нововоронежской и Ленинградской АЭС.

2. Проведенные расчеты позволили обосновать выбранные схемы фун дирования сооружений энергоблока и дать рекомендации по последова тельности их возведения с целью компенсации влияния соседних сооружений на крены реакторного отделения.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. ПиНАЭ –5. 10–87. Основания реакторных отделений атомных станций.

2. Е. Н. Беллендир, В. Б. Глаговский, А. А. Готлиф, В. С. Прокопович.

Математическое моделирование грунтовых сооружений и оснований // Известия ВНИИГ им.

Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов. - Т. - 231. - 1996. - С.272 – 286.

3. А. А. Готлиф, В. С. Прокопович. Расчет фундаментов энергетических сооруже ний // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов. - Т. - 204. - 1987. - С.

50– 4. Goldin A. L., Gotlif A. A., Prokopovich V. S. Prediction of consolidation of elastoplastic subsoils. Proceedings of the 6 Int. Conf. On numerical methods in Geomechanics, Insbruck, 1988.

УДК 624.131.1:626/ Доктор геол.-мин. наук А.А. Каган, канд. геол.-мин. наук Н.Ф. Кривоногова МОНИТОРИНГ ГЕОЛОГИЧЕСКОЙ СРЕДЫ В ОБЛАСТИ ВЛИЯНИЯ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ Влияние гидротехнических сооружений (ГТС) проявляется в изменении напряженно-деформированного состояния грунтов, а иногда их состава, обводненности, режима и состава подземных вод, температурного режима массива.

Изменение напряженно-деформированного состояния грунтов влечет изменение свойств грунтов, развитие и активизацию ряда геодинамических процессов. Следствием обводнения является ухудшение механических свойств грунтов, подтопление, а также возникновение и интенсификация геодинамических процессов (оползней, карста и др.). Изменения режима и состава подземных вод также нередко ведут к возникновению указанных выше явлений. Сказанное в полной мере относится и к последствиям изменений температурного режима мерзлых грунтов.

Цель мониторинга - обеспечить нормальное (без взаимных нарушений) функционирование природно-технической системы (ПТС), в рассматри ваемом случае, системы гидротехническое сооружение - геологическая среда.

Очевидно, что указанную систему можно подразделить на подсисте мы - гидротехнические сооружения, геологическая среда, гидрологическая среда, воздушная среда и т.п.

Под мониторингом геологической среды понимается комплекс меро приятий по контролю и регулированию протекающих в ней процессов. Он базируется на натурных наблюдениях за факторами, определяющими дина мику геологической среды при взаимодействии с результатами и продуктами человеческой деятельности, в частности с гидротехническими сооружениями.

Задачи мониторинга геологической среды, как подсистемы указанной ПТС, состоят в наблюдении за динамикой изменения состава, состояния, строения и свойств грунтов (физико-механических, фильтрационных, теплофизических), гидрогеологических, термодинамических условий и протекания геодинамических процессов.

Методы, применяемые при геологическом мониторинге, можно подраз делить на прямые и косвенные. Первые дают возможность получить коли чественную характеристику того или иного процесса или явления, которая позволяет, сравнив ее с критической величиной, оценить стадию и степень развития процесса (явления). Кроме того, такая характеристика используется для расчетного обоснования регулирующих работу ПТС мероприятий, в том числе природозащитных.

К числу прямых методов относятся: проходка горно-буровых вырабо ток с отбором из них образцов для лабораторных опытов или полевых испытаний, в том числе опытно-фильтрационных;

наблюдения за вертикаль ными и горизонтальными смещениями, сейсмопроявлениями, скоростью движения подземных вод, их напорами, температурой, химическим составом, содержанием твердых веществ и др.

С известной долей условности к прямым методам можно отнести визуальные наблюдения.

К косвенным методам принадлежат те из них, с помощью которых получают характеристики, связанные корреляционными зависимостями с показателями, определяемыми прямыми методами.

Косвенные методы включают: геофизические методы - радиолокация, бесконтактные экспресс-методы низкочастотной электрометрии, ультразвук, сейсмометрия и др.;

статическое и динамическое зондирование различных модификаций, вращательный срез, наблюдения за температурой грунтов с целью определения фильтрующих зон в основании и теле грунтовых плотин, зон разуплотнения, карстообразования и др.

Наблюдения за составом и свойствами грунтов следует проводить в основании сооружений, а также на участках в области взаимодействия с ГТС, где могут возникнуть геодинамические процессы, опасные для сооружения и (или) геологической среды. В таких случаях проще всего использовать косвенные методы (геофизические и др.). Геофизические методы позволяют оценить степень, характер уплотнения и разуплотнения грунтов, в том числе выявить пути фильтрации, ареалы протаивания, ослабленные зоны и др.

Если появляются признаки, указывающие на ухудшение свойств грунтов, то необходимо отбирать образцы для лабораторных исследований или проводить испытания in-situ.

Достаточно надежные результаты можно получить с помощью дина мического, статического и сейсмоконусного зондирования.

В последнее двадцатилетие для прослеживания зон повышенной водо проницаемости успешно применяются методы, выявляющие их по динамике температурных полей в основании сооружений гидроузла, примыканиях плотин, береговых зонах водохранилищ.

При мониторинге режима подземных вод и их состава наиболее дос товерные результаты дают прямые методы (замеры уровня и давления воды в скважинах, откачки, нагнетания, определение дебита источников, измерения скорости движения воды трассерами, отбор проб воды на химический анализ).

Что касается выявления путей движения подземных вод, то здесь приходится довольствоваться косвенными методами, преимущественно геофизически ми, прежде всего электрометрией или (и) термометрией, позволяющими выявить границы фильтрационных потоков, а в определенных условиях и действительные скорости фильтрации.

Точки наблюдений следует располагать в теле плотины, в ее основа нии и примыканиях, в нижнем бьефе, а если существуют предпосылки изменения химического состава, то и в верхнем бьефе, в ложе и береговой полосе водохранилища. Кроме того, сеть наблюдательных точек должна охва тывать подтапливаемые территории, представляющие интерес с хозяйс твенной, социальной и экологической точек зрения, например, населенные пункты, ценные лесные угодья, места обитания редких птиц и животных, садово-парковые хозяйства и др.

Основное внимание при мониторинге геодинамических процессов уделяется прямым методам, которые представляют возможность получить данные о величинах, направлениях, объемах и скоростях смещений грунтовых масс, размерах участков подтопления, заболачивания, ширине зоны пере работки берегов водохранилища, области развития карстовых пустот, опол зней, величинах осадок и просадок поверхностей, интенсивности и приуроченности криогенного пучения, наледеобразования, их масштабов и др. Наблюдения выполняются различными методами - периодические космо и аэрофотосъемка, масштабное фотографирование, периодические топог рафические съемки, наблюдения за реперами, в том числе створные, марками, инклинометрами, обратными отвесами, трещиномерами, мерзлотомерами, термодатчиками, пьезометрами и др.

Кроме этого широко используются косвенные методы, прежде всего геофизические, а также наблюдения за температурой и напорами подземных вод, поровым давлением в грунтовых массивах оснований, примыканий плотин.

Масштаб, детальность, методы мониторинга зависят от вида и типа геодинамического процесса, конкретных инженерно-геологических условий и типа сооружения. Так, например, наблюдения за переработкой берегов, сложенных слабовыветрелыми скальными грунтами, могут ограничиться визуальными обследованиями 1 раз в несколько лет. Мониторинг активного оползня, обрушение которого может вызвать аварию сооружения, следует проводить постоянно. То же относится к термокарстовой воронке, форми рующейся в основании или примыкании плотины. Такая же воронка в водохранилище на участке, где распространение сильнольдистых грунтов локально, может наблюдаться эпизодически. Значимость подтопления после строительства низконапорной плотины в высокогорье, как правило, невелика, но существенна для высоконапорной плотины, особенно в равнинных областях.

Мониторинг геологической среды для высоконапорных плотин следует проводить, начиная с ТЭО или ТЭР проекта. Для средненапорных плотин постановка натурных наблюдений целесообразна на тех же этапах проектирования, если инженерно-геологические условия участка размещения сооружений сложные и очень сложные. На всех последующих стадиях, включая период эксплуатации, мониторинг обязателен для всех типов сооружений.

Наблюдения за гидрогеологическими и температурными условиями, а также геодинамическими процессами на предварительных стадиях работы над проектом допускается вести на ключевых участках, переходя в даль нейшем к территориям, которые, как показывает эксплуатация, могут вызвать опасения с экономической, социальной и экологической точек зрения. Что касается состава и свойств грунтов, то их мониторинг может осуществляться только в период эксплуатации сооружения, реже в период строительства, в том числе при геотехконтроле.

Результаты мониторинга отражаются в виде карт, отображающих степень нарушения геологической среды. Такие карты могут быть частными и общими.

Частные карты показывают, каково влияние на геологическую среду одного или нескольких взаимообусловленных и взаимосвязанных процессов, возникающих при строительстве или эксплуатации гидротехнического сооружения. Общие карты отражают влияние на геологическую среду всех геодинамических процессов в области влияния ГТС.

Указанные карты должны составляться как в период изысканий (тогда они являются прогнозными), так и в период строительства и эксплуатации.

Последние карты корректируют прогнозные. Все они служат для обоснования конструктивных решений по сооружениям, технологии их возведения, особенно подготовки оснований в процессе первичного возведения, ремонте и реконструкции ГТС и разработки мероприятий по защите природной среды и самого сооружения. Они так же являются основой для оценки проектной и эксплуатационной надежности сооружений и их оснований.


Одновременно с программой наблюдений и системой КИА для ее про ведения разрабатывают и закладывают в проект комплекс мероприятий, предназначенных для оперативного регулирования взаимодействия ГТС и геологической среды, начиная со строительного, а в высокодинамичных при родных условиях - с подготовительного периода, в который выполняются изыскательские работы на выбранном для возведения ГТС участке.

Так, в криолитозоне при вырубке лесов и снятии мохового покрова в будущем ложе водохранилища на участках развития с поверхности сильнольдистых грунтов возможна активизация солифлюкционных, ополз невых и термокарстовых процессов. Для снижения масштабов и интен сивности этих процессов рекомендуется проводить на таких участках подготовку площадей под затопление в осенний период, а не в весенне-летний, чтобы не увеличивать глубину сезонного протаивания. Аналогичные рекомендации разрабатываются на ведение изыскательских и строительных работ, поскольку зачистки поверхности для их проведения летом соп ровождаются активизацией склоновых криогеодинамических процессов (Адычанская, Вилюйская ГЭС).

При обосновании энергетических параметров гидроузла необходимо учитывать возможность затопления ценных и особо охраняемых земель, из менения химического состава и минерализации подземных вод. В ряде случаев приходится идти на снижение проектного НПУ (Туруханская, Крапивинская, Амгуэмская ГЭС).

В условиях возможного развития карстовых процессов целесообразно проектировать очередность осуществления дренажно-противофильтраци онных мероприятий, первые очереди которых выполнять в строительный период, а остальные в эксплуатационный, уточняя период и параметры по данным системы натурных наблюдений (Чарвакская ГЭС, Туполангский гидроузел).

В условиях протаивающего основания была проведена в несколько очередей цементация освобождающихся ото льда трещиноватых зон (Вилюй ская, Колымская ГЭС). Сроки проведения и технологические параметры работ уточнялись по данным натурных наблюдений за температурно-фильт рационными процессами в геологической среде.

На гидротехнических сооружениях мерзлого типа, возводимых в криолитозоне, где необходимо минимально нарушать естественное мерзлое состояние грунтов, к числу регулирующих мероприятий относят создание природоохранных рекреационных зон в береговой полосе водохранилищ, запреты на использование транспортных средств в ее пределах. При воз никновении в строительный или эксплуатационный периоды угрозы фор мирования таликовых зон, сопровождаемых развитием термокарста, фильт рации, суффозии, уменьшается шаг, увеличивается количество, глубина, интенсивность воздействия замораживающих устройств (Анадырский, Сатыканский гидроузлы). Необходимость и эффективность таких меро приятий обосновывается и уточняется на основании анализа материалов натурных наблюдений и последующих рассчетных исследований.

В процессе строительства и эксплуатации сооружений система мони торинга должна включать также подсистему оперативного контроля и оповещания служб, отвечающих за надежное и безопасное функционирова ние сооружения, включая проектировщиков, для своевременного принятия мер по предотвращению нарушений геологической среды и аварий сооружения.

Выводы Мониторинг геологической среды в области влияния гидротехнических сооружений является средством обеспечения нормального функционирования системы ГТС - геологическая среда и тем самым поддержания экологического равновесия в ноосфере.

Мониторинг состоит из двух блоков - регистрирующего и управля ющего. Регистрирующий блок фиксирует и анализирует изменения в при родной среде, управляющий поддерживает ее в устойчивом состоянии, нап ример, путем снижения уровня водохранилища, устройства противоополз невых конструкций, поэтапной цементации, солезащитных нагнетаний, замораживания специальными устройствами и др.

Управляющие мероприятия разрабатываются при проектировании или в процессе строительства и эксплуатации сооружения, если первый блок сигнализирует об их необходимости. Связующим звеном между блоками является служба оперативного контроля, постоянно оповещающая о всех отклонениях от проектного состояния ПТС.

УДК 624.137.034.9:626/ Инж. М.Г. Александров, канд.техн.наук. Л.Н. Павловская, доктор техн.наук. Д.Д. Сапегин СОПОСТАВЛЕНИЕ ФАКТИЧЕСКИХ И РАСЧЕТНЫХ ФИЛЬТРАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК В СКАЛЬНОМ ОСНОВАНИИ БЕТОННОЙ ПЛОТИНЫ (На примере плотины Саяно-Шушенской ГЭС) В состав параметров, контролируемых при оценке состояния плотины и ее основания, входят: фильтрационные расходы, противодавление, пьезо метрические напоры и их градиенты. Эти характеристики относятся к основ ным показателям работы гидротехнического сооружения. Важно накопление опыта в оценке состояния сооружений конкретных объектов. Ниже приводятся результаты сопоставлений расчетных (прогнозируемых) и фактических фильтрационных характеристик применительно к условиям строительства и эксплуатации плотины Саяно-Шушенской ГЭС. Расчетные характеристики определены в результате работ, выполненных в лаборатории фильтрацион ных исследований ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева по заданию Ленгидропроекта и Саяно-Шушенской ГЭС [1, 2, 3]. Данные натурных наблюдений предос тавлены лабораторией гидротехнических сооружений Саяно-Шушенской ГЭС.

Основание плотины сложено орто- и парасланцами, обладающими практически одинаковыми физико-механическими свойствами. Главными элементами в подземном контуре плотины являются сопрягающая и глубокая цементационные завесы и расположенный с низовой стороны от нее глубокий дренаж. Под подошвой плотины предусмотрена зона укрепительной цементации (рис. 1) Напор на плотину при НПУ 540 м Н = 220 м, глубина сработки водохранилища 40 м.

Для обоснования размеров противофильтрационных и дренажных устройств, производительности насосного оборудования, учета силового воздействия фильтрационного потока в расчетах прочности и устойчивости сооружений требуется оценка максимальных фильтрационных характеристик (расходов, противодавления, градиентов напора). На стадии проекта в этих целях использовалась сплошная кусочно-однородная модель установившейся фильтрации по линейному закону и прогнозирование методом ЭГДА с реализацией эксплуатационных условий при НПУ и самотечном отводе воды из дренажной системы. Фильтрационная схема основания была принята по данным гидравлического опробования разведочных скважин (рис.1, 2).

Влияние напряженно-деформированного состояния на характеристики водопроницаемости не учитывалось, но широко применялся метод расчетов и моделирования, позволяющий дать пределы изменения (“вилку”) фильт рационных характеристик. В частности, методом ЭГДА дан прогноз значений фильтрационных расходов воды, поступающей в глубокий дренаж, при исправном состоянии завесы и при полном ее нарушении (отсутствии) [1].

Результаты этого прогноза и фактические расходы при НПУ приводятся в табл.1 (фактические “организованные” расходы- расходы воды, поступающей в скважины глубокого дренажа;

в “полных” расходах учтены поступления через изливающиеся цементационные скважины). Расходы, зафиксирован ные в натуре при очевидном разуплотнении грунтов в основании первых столбов плотины и нарушении завесы и оцениваемые в русловой части в 440-300 л/с, укладываются в прогнозируемый интервал 200-700 л/с. При полной потере эффекта цементации возможно значительное увеличение расходов до 700 л/с в русловой части и до 1000 л/с в русловой и береговых частях совместно [1].

Рис. 1. Подземные контуры и фильтрационные схемы основания Фактические и проектные элементы подземного контура: 1 - понур;

2 - короткая завеса;

3 сопрягающая завеса;

4, 4/ - глубокая завеса;

5, 5/ - подошва зоны укрепительной цементации;

6, 6/ - глубокий дренаж.

Эпюры приведенного давления (напора): 7 - СНиП;

8 - моделирование на стадии проекта (схема 1);

9 - то же на стадии строительства (схема 2).

Коэффициенты фильтрации (м/сут): в схеме 1 - К = 2,5;

0,7;

0,3;

0,03;

в схеме 2 - К = 0,15;

0,07;

0,03.

Рис. 2. Фильтрационная схема основания (по результатам изысканий) 1 - границы раздела слоев разной водопроницаемости;

2 - условный водоупор.

Таблица Прогнозируемые и фактические расходы воды (л/с), поступающей в дренаж русловой части плотины при НПУ 540 м Дренаж Часть плотины Источник Режим НД, Завеса станц. водосбр. руслов.

м секции секции секции 16-36 37-47 16- самотек есть 210 118 68 Экспе- нет 210 404 230 римент принуд. есть 230 127 75 откачка нет 230 436 255 Н А- принуд. есть, 240 176 442* 1993 откачка частично 204 131 нарушена Т У- то же то же 1995 230 240 200 170 125 РА то же то же 1996 229,5 249 222 149 98 * 442 - полный расход;

335 - организованный расход.

Схема фильтрации в основании плотины, принятая при проекти ровании для прогнозирования характеристик фильтрационного потока при НПУ и называемая “схема 1” (рис. 1), оказалась неприемлемой при реа лизации условий первых этапов наполнения водохранилища до отм.

380-437 (что соответствует 30-60% от напора при НПУ) [3]. Эксперимен тальные расходы превысили натурные характеристики в 4-5 раз (табл. 2).

Основной причиной несовпадения расчетных данных с натурными явились в этом случае очевидные различия в принятом при моделировании на стадии проекта и фактическом подземном контуре. На последних этапах проек тирования и в ходе строительства введены не предусмотренные ранее трехрядная сопрягающая цементационная завеса и понур с суглинистым покрытием и короткой входной завесой (рис.1). Некоторое влияние на фильтрационные расходы могло оказать и изменение водопроницаемости основания по сравнению с естественным состоянием. Цементационные ра боты выполнены в основании обжатом весом нижней части русловой плотины и, главным образом, до постановки сооружения под напор, что позволило дать оценку исходных коэффициентов фильтрации по результатам гидрав лического опробования цементационных скважин до и после инъектирования [3, 4]. Характеристики водопроницаемости до цементации оказались на порядок меньше, чем по данным гидравлического опробования разведочных скважин (в верхней зоне основания К = 0,15 м/сут, рис. 1), что можно объяснить различием использованных методик обработки [4] и изменением НДС основания. Фактический средний коэффициент фильтрации завесы КЗ = 0,01 - 0,02 м/сут, такой же, как принятый на стадии проекта;


фактическая относительная водопроницаемость = КЗ /К = 0,1 на порядок больше.

Фактическая толщина зоны цементации под первым столбом плотины при слиянии сопрягающей и глубокой завесы в 1,5-3 раза больше расчетной толщины глубокой завесы, принятой в исходном проектном варианте (30-44 м против 9 м).

Таблица Прогнозируемые и фактические расходы воды, поступающей в дренаж станционной части плотины (секции 1634) при УВБ 437-540 м Расходы, л/с Год УВБ, м НД, м опыт натура схема 1 схема 1980 437 115 12 58 1982 464 152 14 77 1984 500 188 21 95 1985 513 205 31 101 1988 534 222 44 109 1989 525 213 32 107 1990 540 228 86 115 1991 540 228 138 115 1995 540 228 160 115 Схема 1- стадия проекта;

схема 2- строительно-эксплуатационный период.

На базе результатов гидравлического опробования цементационных скважин, фактических параметров подземного контура и данных натурных наблюдений в первые этапы наполнения водохранилища (до УВБ 437 м) была разработана и реализована на моделях ЭГДА в строительно-эксплуа тационный период новая схема фильтрации в основании плотины (рис.1, схема 2) [3]. Результаты прогнозирования среднего противодавления оказались достаточно точными при всех максимальных УВБ (437-540) м.

Результаты прогнозирования фильтрационного расхода воды, поступающей в глубокий дренаж, приемлемы при УВБ 510-520 м. При УВБ 530-540 м фактические расходы резко возрастают, превышая расчетные значения в несколько раз (схема 2, табл. 2), что можно объяснить качественным изменением водопроницаемости верховой зоны основания под первыми столбами плотины, значительной потерей эффекта цементации. Следует отметить, что при НПУ фильтрационные расходы, прогнозируемые на стадии проекта (по схеме 1), в большей мере соответствуют данным натурных наблюдений, чем расходы, прогнозируемые в строительно-эксплуатационный период (по схеме 2).

При изменении напора в дренаже станционной плотины от 125 до 228 м (что соответствует УВБ 437 и 540 м) расход увеличился в 14 раз, осреднен ная характеристика водопроницаемости верховой зоны основания под пер вым столбом плотины - в 7,6 раза. Нелинейность связи Q = f (H) проявилась отчетливо при УВБ500 м и особенно при УВБ530 м (рис.3). В целом нели нейный график зависимости Q = f (H) может быть аппроксимирован совокупностью трех прямолинейных графиков в интервалах 70 Н190 м;

190 Н213 м;

213 Н228 м, что соответствует УВБ 380-500 м;

500-525 м;

525-540 м. Фильтрационные сопротивления и среднюю характеристику водо проницаемости верховой зоны основания в каждом из этих интервалов можно приближенно полагать независимыми от напора. Графики связи Q = f (H) при УВБ500 м имеют вид петли гистерезиса, причем в циклах с наполне нием водохранилища до НПУ расходы (и полные и организованные) на вет ви спада больше, чем на ветви подъема уровней (рис. 3).

а) б) Рис. 3. Графики зависимости фильтрационного расхода от напора в дренаже плотины.

а - расход организованный, секции № 1634;

б - расход полный, секции № 1636.

В табл. 3 представлены коэффициенты фильтрации грунтов в ос новании первого столба плотины, которые характеризуют водопроницаемость верхней зоны цементационной завесы глубиной 20 м при УМО 500 м и НПУ 540 м. Коэффициенты фильтрации рассчитаны по фактическим градиентам напора на участках сопрягающей и глубокой завес (где расположены пьезометры ПВ1-П4 и П4-ПК) и секционным фильтрационным расходам.

При наполнении водохранилища отУВБ 500 м до НПУ 540 м характеристи ки водопроницаемости верхней зоны завесы увеличиваются на порядок. При НПУ коэффициент фильтрации превышает нормативный показатель КЗ = 0,050,01 м/сут (СНиП 2.02.02.-85) в зоне сопрягающей завесы на два порядка и в верхней зоне глубокой завесы на порядок (табл.3, секции 25,39,45). В зоне сопрягающей завесы фактический коэффициент фильтра ции на порядок больше нормативного значения и при УВБ 500 м (секции 25, 45).

Таблица Коэффициенты фильтрации грунтов в основании первого столба плотины (м/сут) УВБ 500, м УВБ 540, м № секции Год участок участок ПВ1-П4 П4-ПК ПВ1-П4 П4-ПК 18 1995 0,02 0,01 0,35 0, 1996 - 0,005 0,15 0, 25 1995 0,13 0,03 0,90 0, 1996 0,27 0,02 0,50 0, 33 1995 0,02 - 0,17 1996 0,05 - 0,03 39 1995 0,09 0,04 2,40 0, 1996 - 0,03 - 0, 45 1995 0,11 0,06 1,10 0, 1996 0,20 0,05 0,65 0, В процессе наполнения водохранилища до НПУ скальные грунты в основании первых столбов плотины в зоне расположения сопрягающей завесы оказываются вследствие разуплотнения более водопроницаемыми, чем до цементации. Водопроницаемость грунтов в верхней зоне расположе ния глубокой завесы соизмерима с водопроницаемостью их до цементации.

Средние раскрытия трещин в зоне завесы и их изменения при на полнении и сработке водохранилища в приближенной постановке задачи можно оценить, заменив сплошную среду эквивалентной по водопро ницаемости дискретной средой. Параметры дискретной среды находятся путем подбора из системы уравнений, связывающих искомые характеристики с характеристиками сплошной среды и суммарной деформацией основания, фиксируемой по КИА на определенной глубине:

Тр К Т1 Т1 = К 1 = К1 ;

(1) М n Тр КТ 2 Т 2 = К 2 = К2 ;

(2) М n n ( Т 2 Т 1 ) = S Z.

Здесь К1 и КТ1- коэффициенты фильтрации сплошной среды и трещины при сработанном водохранилище;

К2 и КТ2- то же при наполнении до НПУ;

SZ- суммарное разуплотнение, фиксируемое по показаниям КИА на глубине Тр;

Т1, Т2 - раскрытия трещин;

М - модуль трещиноватости;

n - количество трещин в дискретной среде глубиной Тр.

g Коэффициент фильтрации трещины К Т = а ш T, (3) где v - кинематический коэффициент вязкости воды;

aш- коэффициент, характеризующий влияние шероховатости стенок.

В табл.4 представлены результаты расчета изменения среднего раск рытия трещин Т и суммарного разуплотнения nТ при наполнении водохранилища от отм. УМО 500 м до отм. НПУ 540 м на участке сопря гающей завесы (в основании одной из секции водосборной части плотины).

Таблица Изменение раскрытия трещин при изменении УВБ в диапазоне отметок 500-540 м (участок сопрягающей завесы) T, мм T, мм УВБ, м М К, м/сут n, шт nT, мм 500 0,5 0,14 10 0,34 0,26 2, 540 0,5 1,10 10 0, 500 1,0 0,14 20 0,27 0,21 4, 540 1,0 1,10 20 0, 500 2,0 0,14 40 0,22 0,16 6, 540 2,0 1,10 40 0, 500 3,0 0,14 60 0,19 0,14 8, 540 3,0 1,10 60 0, Фактическое суммарное разуплотнение участка основания секции глубиной 20 м под первым столбом при наполнении водохранилища от отм.

500 до 540 м составляло по показаниям КИА в 1995 г. SZ = 7,6 мм. Исходные коэффициенты фильтрации К1 = 0,14 м/сут и К2=1,10 м/сут определены по данным натурных наблюдений (табл. 3). Сравнивая расчетное суммарное разуплотнение nТ с фактическим, приходим к выводу, что дискретная модель верхней зоны сопрягающей завесы глубиной 20 м состоит из горизонтальных трещин со средним раскрытием, изменяющимся от 0,3 до 0,2 мм при изменении УВБ в диапазоне отм. 540-500 м.

На ранних стадиях проектирования в расчетах статической устойчи вости и напряженно-деформированного состояния системы плотина-осно вание силовое воздействие фильтрационного потока учитывалось в виде поверхностной силы давления на подошву плотины (противодавления), соответствующей линейному распределению напоров(согласно СНиП 2.06.06 85) и на базе результатов моделирования [2]. В период строительства и эксплуатации расчеты продолжались с учетом различных факторов, в том числе с учетом раскрытия контактного шва, но объемные фильтрационные силы в основании до последнего времени в число нагрузок не включались.

В табл.5, как пример, приводятся результаты расчетов фактического относительного противодавления, приходящегося на 1 п.м. длины плотины при НПУ в 1995 г. Противодавление дано в долях от нормативной харак теристики (соответствующей площади эпюры при указанном выше линей ном распределении напоров). Выделены, как и в предшествующих работах [3], противодавления: на участок подошвы плотины с верховой стороны от оси дренажа (Рв/Рв.норм.);

на участок подошвы плотины с низовой стороны от оси дренажа (Рн/Рн.норм.);

на всю подошву плотины (Р/Рнорм.).

В табл.6 представлены соответствующие характеристики, осреднен ные по шести пьезометрическим створам. При переходе от относительных значений к абсолютным следует принимать: Р н.норм. = 4050 т/м, Рв.норм.= 3008 т/м, Рнорм.= 7058 т/м (что соответствует УВБ 540 м, УНБ 324,5 м).

Из сопоставлений и анализа результатов наблюдений следует, что за весь период эксплуатации при НПУ противодавление Р на всю подошву каждой из контролируемых русловых секций не превышало нормативный показатель.

Таблица Противодавление на подошву русловых секций плотины в долях от нормативной характеристики при НПУ 540 м № секции 18 25 30 33 39 Pв/Рв. норм 0,70 0,82 0,81 0,47 1,22 1, Pн/Рн. норм 0,35 0,26 0,22 0,19 0,16 0, P/Рнорм 0,51 0,50 0,46 0,31 0,62 0, Среднее противодавление меньше принятой в расчетах прочности и устойчивости плотины характеристики на 40-50%. Существенные различия в фактических и нормативных характеристиках обусловлены рядом причин, в том числе влиянием принудительной откачки из галереи № 1, рас положенной ниже уровня нижнего бьефа, и завышением нормативных показателей. Составляющая противодавления Рв на участке подошвы плоти ны с верховой стороны от дренажа в разные годы превышала нормативный показатель (на 4-22%). Так в 1990 г. превышение зафиксировано в секциях 25, 30 (4-10%);

в 1992 г., 1993 г. - в секции 39 (22-20%);

в 1994 г.- в секциях 39, 45 (20-17%);

в 1995 г. - в секциях 39, 45 (22-16%), табл.5.

Таблица Среднее (по контрольным секциям) противодавление на подошву русловой части плотины в долях от нормативной характеристики при НПУ 540 м Год 1990 1991 1992 1993 1994 1995 Pв/Рв. норм 0,79 0,73 0,84 0,88 0,91 0,86 0, Pн/Рн. норм 0,38 0,38 0,38 0,44 0,34 0,27 0, P/Рнорм 0,55 0,53 0,58 0,63 0,58 0,52 0, Выводы 1. Фактический полный фильтрационный расход в эксплуатационный период при НПУ, составляющий в основании русловой части плотины 440 л/с, укладывается в прогнозируемый на ранних стадиях проекта интервал 200-700 л/с, соответствующий основному и особому сочетанию нагрузок (последнее при нарушении противофильтрационной завесы). Фильтра ционные потери не превышают обычной величины потерь через основание (долей процента от турбинных или сбросных расходов).

2. Главное фильтрационное воздействие - фактическое противодавление на подошву плотины за весь период эксплуатации при НПУ не превышало нормативную характеристику (согласно СНиП). Среднее фактическое противодавление при НПУ, приходящееся на 1 п. м. длины плотины, меньше характеристики, принятой в техническом проекте в расчетах устойчивости и прочности сооружения, на 40-50%, что свидетельствует об эффективности дренажной системы, несмотря на снижение экранирующего влияния завесы.

Поддержание всей дренажной системы (скважины, отводящие устройства, насосное оборудование) в исправности является важнейшим условием обес печения надежности плотины.

3. Для плотин 1-го класса производительность насосного оборудования при принудительной откачке из дренажной системы рекомендуется опре делять, ориентируясь на расчетные фильтрационные расходы при полном нарушении противофильтрационных устройств.

4. Ремонтные мероприятия с целью восстановления экранирующего действия завесы целесообразны как средство уменьшения водопритока для создания нормальных условий эксплуатации дренажно-цементационной галереи с размещенной в ней КИА.

В дальнейшей практике строительства совмещение дренажных, цементационных и наблюдательных галерей не рекомендуется.

5. Фильтрация в скальном основании высоконапорной бетонной плотины является неустановившейся напорной (в русле) и напорно-без напорной (в береговых массивах) фильтрацией в деформируемой неод нородной среде с характеристиками водопроницаемости, зависящими от напряженно-деформированного состояния, что обуславливает нелинейную зависимость фильтрационного расхода от напора. Необходима после довательная идентификация расчетных схем и моделей фильтрации в проектный, строительно-эксплуатационный и эксплуатационный периоды с учетом изменений коэффициентов фильтрации в зависимости от нагрузок и напора.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Павловская Л. Н. Методика обоснования возможности отказа от устройства цементационной завесы в скальном основании бетонной плотины // Известия ВНИИГ им.

Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов. - 1977. - Т. 117. - С. 95-101.

2. Павловская Л. Н., Фомина Н. Е. Исследование фильтрационного потока в основании сооружений и обоснование проекта дренажных и противофильтрационных устройств / Сб.: Научные исследования для Саяно-Шушенской ГЭС. - Л.: Энергия. - 1978. С. 101-107.

3. Павловская Л. Н., Кветная И. А., Фомина Н. Е. Сопоставление характеристик фильтрационного потока в основании плотины, полученных в результате моделирования и натурных наблюдений / Сб.: Решение проблем Саяно-Шушенского гидроэнерго комплекса. Л.: Энергоатомиздат.- 1986. - С. 122-123.

4. Павловская Л. Н., Фомина Н. Е. Влияние цементации на водопроницаемость скального основания и фильтрационное давление под плотиной // Материалы конференций и совещаний по гидротехнике: Фильтрационные исследования и расчеты / ВНИИГ им. Б.Е.

Веденеева. - 1983.

5. Руководство по расчету и моделированию фильтрации в основании высоких бетонных плотин: П 43-74 / ВНИИГ (Минэнерго СССР ) - Л.: Энергия, 1976.

6. Руководство по расчету фильтрационной прочности грунтовых сооружений и их оснований: П 59-04/ ВНИИГ- Л.:, Энергия, 1995.

7. Сапегин Д. Д., Никитин А. А., Карпов Н.М., Старостина Т. Г. Изменение механических и фильтрационных свойств трещиноватой скалы в зависимости от ее напряженного состояния // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов.

- 1979. - Т. 130. - С. 52-58.

УДК 624.137.034.9:626/ Инж. М. Павчич, канд. техн. наук В.Г. Радченко, инж. А.В. Стулькевич, инж. Г.А. Чугаева ОБОСНОВАНИЕ РЕМОНТНЫХ МЕРОПРИЯТИЙ ПО ОБЕСПЕЧЕНИЮ ФИЛЬТРАЦИОННОЙ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ ГРУНТОВЫХ ПЛОТИН ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ Грунтовая плотина, являясь долговечным сооружением, за период сво ей эксплуатации проходит несколько этапов, которые имеют свои особен ности. На этих этапах могут возникнуть отказы или ситуации близкие к ним, которые потребуют выполнения ремонтных работ. Такими этапами являются:

I этап – окончание строительства и первое наполнение водохранили ща. На этом этапе в грунтовой плотине происходят интенсивные процессы, обусловленные формированием фильтрационного потока (в теле плотины, основании, берегах) и соответствующим изменением напряженно-дефор мированного состояния, что может привести к аварийным ситуациям;

II этап – начальный период эксплуатации, в течение которого ста билизируются нагрузки, уточняются эксплуатационные параметры, устраняются возможные дефекты конструкции, отлаживается работа отдель ных элементов плотины и КИА;

III - этап – период нормальной эксплуатации плотины, в течение ко торого плотина выполняет положенные ей функции. В этот период, для щийся несколько десятков лет, может произойти ряд случайных явлений, таких как землетрясения, штормовые ветры, катастрофические паводки, ливни и др. Все эти явления влияют на состояние плотины;

IV этап – период, в течение которого проявляются признаки старения плотины, такие как повышение фильтрационного расхода, увеличение мутности профильтровавшейся воды, выход из строя дренажной системы и т.д.

На каждом из описанных этапов выполняются обследования плотины с целью оценки ее состояния, выявления возможных нарушений,определения необходимости проведения ремонтных работ.

В плотине из грунтовых материалов любого типа можно выделить три фрагмента, отличных по конструктивно-технологическим решениям и своей роли в период эксплуатации (рис. 1), а именно:

1-й фрагмент (высотой hн) - нижняя (цокольная) часть плотины от подошвы плотины до высоты равную примерно 1/3h, где h - полная высота плотины;

2-й фрагмент (высотой hс) - средняя часть плотины от верхней грани цы первого фрагмента до отметки НПУ;

3-й фрагмент (высотой hв) - верхняя пригребневая часть плотины от отметки НПУ до гребня плотины.

Анализируя условия обеспечения надежности всей плотины в целом отметим, что она будет гарантирована только при равнопрочной работе всех трех указанных выше фрагментов: первого, обеспечивающего надежное сопряжение с основанием в условиях действующих напоров, второго, работающего в зоне переменных уровней воды в верхнем бьефе и наибольших деформаций в теле плотины, и третьего, расположенного в верхней части плотины в зоне волновых и атмосферных воздействий, действующих на гребень плотины силовых воздействий, а также максимальных сейсмических сил.

Рис.1. Основные фрагменты плотины 1 - железобетонная плита;

2 - площадная цементация;

3 - противофильтрационное устройство в основании плотины.

Сопряжение плотины с основанием обеспечивается специальными устройствами, расположенными как в теле плотины (железобетонная плита, потерна, понур и т.п.), так и в основании (цементация, бетонный зуб, шпунт и т.п.), образующими вместе с плотиной единую систему плотина - основание.

Отметим также, что грунтовые плотины обладают следующими осо бенностями: они проницаемы и деформируемы. Тело плотины состоит из зернистого пористого материала, который может значительно деформи роваться. Эти особенности грунтовых плотин обуславливают необходимость их оценки по трем предельным состояниям:

по прочности (устойчивости), поскольку прочность в большей степени обусловлена прочностью связи между частицами (их трением);

по деформациям (осадки, сдвиги);

по фильтрационной прочности (превышение в сооружении или его элементах действующих градиентов напора по сравнению с их критическими значениям и в результате развитие фильтрационных деформаций).

Практика эксплуатации грунтовых плотин показывает, что нарушение надежной работы всего сооружения происходит по причине нарушения надежности работы любого из трех вышеназванных фрагментов. Поэтому, только равнопрочные конструктивно-технологические решения для всех трех фрагментов плотины представляют собой единую систему, противостоящую действующему напору, которая и определяет надежность и безопасность сооружения в эксплуатации.

Полагаем, что коэффициент надежности системы плотина - основание о К п должен удовлетворять условию:

о г с ц К п f ( К п, Кп, К п ), г с ц где К п, К п, К п - коэффициенты надежности пригребневой, средней и цо кольной частей плотины.

Исходя из конкретных инженерно-геологических, климатических, сейсмических и других условий эксплуатации сооружения, для каждого из фрагментов должны определяться требования по конструкции и технологии возведения, четко увязанные в единой системе плотина - основание, обес печивающие надежность плотины. Каждый из фрагментов должен удов летворять требованиям трех предельных состояний и только в этом случае этим же требованиям будет удовлетворять в целом вся система плотина основание, что и обеспечивает надежность сооружения в эксплуатации.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 6 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.