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 |   ...   | 3 | 4 || 6 |

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

-- [ Страница 5 ] --

Канал по периметру полигона с внешней стороны противофильт рационной диафрагмы. Канал предназначен для создания совместно с кольцевым дренажем противофильтрационного давления за счет обеспе чения напора Н между уровнем воды в канале и уровнем грунтовых вод на полигоне не менее 1,0 м. Уровень воды в канале поддерживается рядом гидротехнических сооружений, составляющих гидротехническую систему.

_ * Разработка конструкций сооружений выполнена доктором техн. наук В.Н. Жиленковым.

Схема этой гидротехнической системы в составе инженерной защиты поверхностных и грунтовых вод территории, прилегающей к полигону, представлена на рис.2.

Рис. 2. Схема инженерной защиты поверхностных и грунтовых вод территории, прилегающей к рекультивируемому полигону.

Проектируемые сооружения: 1 - канал;

2 - противофильтрационная диафрагма;

3 - закрытый кольцевой дренаж;

4 - пруд сезонного регулирования;

5 - шлюзы-регуляторы;

6, 7 - питающий и отводной каналы;

9 - КНС (насосная установка);

10 - головной шлюз-регулятор.

В этой системе головным сооружением является шлюз-регулятор уровня воды в канале в створе существующего отводящего магистрального канала. Уровень воды в канале поддерживается за счет транзитного пропуска по нему естественного стока ручья 1, а в случае недостатка воды - допол нительно за счет стока ручья Безымянный. Для регулирования подачи воды в канал ручьи 1 и Безымянный оборудуются шлюзами-регуляторами 5, от которых вода самотеком направляется в пруд сезонного регулирования 4, и далее в канал 1 по периметру полигона. Для использования в маловодный период запасов воды из пруда в нем оборудуется водозабор и насосная станция 9 небольшой производительности (до 10 л/с).

Решение этих основных задач позволит гарантировать экологическую безопасность водной экосистемы района рекультивируемого полигона.

Рис. 3. Схема комплекса мероприятий защиты поверхностных и грунтовых вод района рекультивируемого полигона «Красный Бор».

Исходя из состава инженерных мероприятий, понятно, что система защиты поверхностных и грунтовых вод в полном объеме начнет работать только после строительства всех перечисленных элементов, причем ни один из них в плане первоочередности строительства принципиального прио ритета не имеет.

Выводы 1. Для прекращения загрязнения стоком с полигонов хранения жидких токсичных отходов необходимо строительство комплекса инженерной защиты природных вод. Территория полигона должна быть рекультиви рована. При этом организация поверхностного стока должна быть выпол нена таким образом, чтобы предотвратить контакт поверхностного стока с загрязнителями. Подземный сток должен перехватываться дренажем и направляться на очистные сооружения.

2. В настоящее время в лаборатории фильтрационных исследований ОАО «ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева» разработан общий подход и даны принципиальные конструктивные решения комплекса инженерной защиты от загрязнения стоками территории полигонов в целом. Предложены конструкции декомпрессионного дренажа карт, противофильтрационной диафрагмы, кольцевого дренажа, гидротехническая система обеспечения противофильтрационного давления. Изложен подход к обоснованию гидрологических характеристик стока с полигона.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Инженерно-геологическая характеристика основных генетических типов ледниковых отложений / Геология и плотины. - Т. 111. - М. - Л.: Госэнергоиздат, 1963.

2. Бабин В. И., Водогрецкий В. Е., Виноградов В. В., Калюжный И. Л. Водный баланс сельскохозяйственных полей богарного земледелия в различных природных зонах // Труды ГГИ. - Вып. 334. - 1990. - С. 3 - 17.

3. Климат Ленинграда. - Л.: Гидрометеоиздат, 1959.

4. Инструкция по расчету ливневого стока воды с малых бассейнов (ВСН - 63 - 76).

- М.: Гидрометеоиздат, 1976.

5. Методические рекомендации по учету влияния хозяйственной деятельности на сток малых рек при гидрологических расчетах для водохозяйственного проектирования. - Л.:

Гидрометеоиздат, 1986.

6. Попов А. Н. Применение метода водного баланса для расчета суммарного стока и инфильтрации // Труды ГГИ. - 1973. - С. 28 - 52.

7. Пособие по определению расчетных гидрологических характеристик.-Л.:

Гидрометеоиздат, 1984.

8. Водогрецкий В. Е. Антропогенное изменение стока малых рек. - Л.:

Гидрометеоиздат, 1990.

9. Куприянов В. В. Гидрологические аспекты урбанизации. - Л.: Гидрометеоиздат, 1977.

10. Федоров С. Н. Элементы водного баланса в лесной зоне ЕТС.- Л.: Гидрометеоиздат, 1977.

11. Практические рекомендации для расчета качества сбросных вод мелиоративных систем Нечерноземной зоны РСФСР и вод водоприемников.- Л.: Ленгипроводхоз, 1986г.

12. Кузнецов В. И. Особенности испарения с промышленных стоков // Труды ГГИ. Вып. 181. - С. 33 - 57.

УДК 624.131. Инж. В.Д.Озерова ПРОГНОЗ РАСПРОСТРАНЕНИЯ ЗАГРЯЗНЯЮЩИХ ВЕЩЕСТВ В ОСНОВАНИИ НАМЫВНОГО ЗОЛОШЛАКООТВАЛА В процессе проектирования и строительства золоотвалов возникает ряд специфических задач, свойственных сооружениям накопителей про мышленных отходов. Одними из важнейших задач являются экологичес кие. К ним относятся: предотвращение попадания загрязненных стоков из золоотвалов в поверхностные водоемы и грунтовые воды, особенности нара щивания ограждающих дамб, особенности эксплуатации и т.д. Золоотвалы, как и другие накопители вторичных материальных ресурсов, характеризуют ся непрерывным изменением во времени конструктивных и технологичес ких параметров, таких как действующие напоры, контуры сооружения в плане, поперечные и продольные профили ограждающих сооружений, мощности и физико-механические свойства отложений, интенсивность намыва и др.[1]. Поэтому необходимо осуществление прогнозной оценки распространения грунтовыми потоками загрязняющих веществ на территориях, прилегающих к золоотвалам с учетом вышеизложенных особенностей. Для этой цели в ОАО «ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева» разработан алгоритм решения задачи нестационарного массопереноса, основанный на методе конечных элементов.

Рассматривается нестационарная задача массопереноса совместно с задачей фильтрации. При решении задачи массопереноса учитываются про цессы конвекции, гидродинамической дисперсии, диффузии, также прини маются в расчет сорбционные процессы. В качестве мигранта рассмат ривается однокомпонентный раствор. Для определения характеристик рассматриваемого потока необходимым является решение задачи фильтра ции. В случае стационарного фильтрационного потока поле скоростей мо жет быть получено один раз и использоваться на протяжении всего решения нестационарной задачи массопереноса. Если фильтрационный поток является нестационарным, то задачу фильтрации необходимо решать неоднократно с целью получения достоверного распределения скоростей в рассматриваемой области фильтрации.

Процесс фильтрации может быть описан с помощью следующего уравнения:

H H Kij = Ss q;

i, j = 1,2, x j (1) x i t где Kij - компоненты тензора проводимости;

H - напор;

Ss - коэффициент упругоемкости;

t - время;

q - удельная интенсивность источника.

Решив (1) относительно напоров, поле скоростей можно вычислить согласно закону Дарси:

H V = k f, (2) l где V - скорость фильтрационного потока;

kf - коэффициент фильтрации, принятый одинаковым для всех направлений;

l - ось, определяющая нап равление потока.

Запишем уравнение массопереноса в виде:

nS w Dij c (Vi c) = nS w k c + q (c c* );

~ i, j =1,2, (3) x j x i xi t где c - концентрация;

Sw - водонасыщение;

Vi - компоненты вектора скорости;

~ s - плотность твердой фазы грунта;

D ij - компоненты тензора гидроди намической дисперсии;

c* - концентрация источника;

n- пористость;

Vi V j nS w Dij = T V + ( L T ) ~ + nS w D *, (4) V L, T - коэффициенты продольной и поперечной дисперсии соответственно;

- коэффициент извилистости;

D* - коэффициент молекулярной диффузии;

s (1 n ) k d k = 1+ - эффективный коэффициент распределения;

kd - коэф nS w фициент распределения;

s - плотность твердой фазы грунта.

При решении нестационарной задачи профильной фильтрации ис пользуется шагово-итерационная процедура интегрирования по времени.

Расчетный временной интервал разбивается на промежутки интегрирования t. На каждом шаге интегрирования пространственная дискретизация неизвестной функции напора осуществляется на сетке треугольных конечных элементов с использованием метода Галеркина [2].

При решении нестационарной задачи массопереноса расчетный временной интервал разбивается на промежутки интегрирования t. Далее на каждом шаге по времени применяется неявная разностная схема.

Пространственная дискретизация неизвестной функции концентрации осуществляется на сетке треугольных элементов с использованием метода взвешивания “вверх по потоку” [3].

Данная методика была апробирована при выполнении расчета миг рации загрязняющего вещества ( ЗВ ) применительно к условиям золо шлакоотвала Омской ТЭЦ - 4. Целью расчетов являлась оценка характера и времени распространения ЗВ фильтрационным потоком в направлении об ласти разгрузки (р. Иртыш), вследствие чего рассматривалось профильное сечение ЗШО и основания.

Расчет распространения ЗВ включает в себя последовательное решение двух задач. Сначала решалась нестационарная профильная задача филь трации с учетом изменения положения горизонта воды в процессе эксплу атации золоотвала. Расчет производился до момента достижения мак симального проектного уровня для дамб третьего яруса наращивания, после чего рассчитывались скорости в потоке.

В процессе решения задачи фильтрации учитывалась поэтапность возведения дамб, а также постепенность наращивания зольных отложений.

Расчетная схема, принятая в задачах, приведена на рис.1.

Отм.гребня дамбы III очереди Отм.гребня дамбы II очереди Г.В Отм.гребня первичной дамбы Г.В Зольные отложения Г.В Песчаное основание Водоупор Рис. 1. Расчет распространения загрязняющих веществ из золошлакоотвала.

Расчетная схема.

Каждый из этапов возведения представляет собой насыпку очередной дамбы с последующим поднятием уровня воды в верхнем бьефе, что соответствует в принятой схеме наращиванию слоя зольных отложений.

Результаты поэтапного решения задачи фильтрации представлены на рис.2.

Затем решалась нестационарная задача массопереноса в условиях стационарного фильтрационного потока. На внутреннем откосе дамбы нара щивания третьего яруса и на уровне полного заполнения золошлаковым мате риалом емкости второго яруса ЗШО задавались условия первого рода, пред ставляющие собой значения относительной концентрации ЗВ с* = 1. Рас четная сетка содержит 4570 узлов и 8760 элементов.

При выполнении расчетов принимались следующие значения фильт рационных и миграционных характеристик:

для песка дамб n = 0,265, k = 3 м/сут, D* = 0,0005 м2/сут, L = 1 см, T =0,1 см;

для песка основания n = 0,342, k = 2 м/сут, D* = 0,0005 м2/сут, L = 1 см, T =0,1 см;

для золы n = 0,6, k = 0,1 м/сут, D* = 0,0005 м2/сут, L = 10 см, T =1 см.

а) Гребень дамбы ЗШО Уровень воды 1 2 3 5 Гребень дамбы б) Гребень дамбы ЗШО Уровень воды 2 1 3 5 8 4 в) Гребень дамбы Гребень дамбы Гребень дамбы ЗШО 15 Уровень воды 14 13 1 5 8 3 Рис. 2. Расчет распространения загрязняющих веществ из золошлакоотвала.

Фильтрационный расчет. Линии равных напоров а - после заполнения первого яруса;

б - после заполнения второго яруса;

в - после заполнения третьего яруса.

Рассматривалось два расчетных случая. В первом варианте коэф фициент распределения между раствором и пористой средой принимался равным нулю kd = 0, во втором - skd = 1.

Результаты расчета для первого случая приведены на рис. 3, 4. На рис. содержатся закраски полей концентраций ЗВ в сооружении и основании.

а) б) Рис. 3. Расчет распространения загрязняющих веществ из ЗШО без учета сорбции.

Поля концентраций ЗВ: а - t = 1 год;

б - t = 3 года;

- с =0,10,4;

- с =0,40,7;

- с =0,70,1;

- с =1.

t = 0,5 г.

t = 2 г. t = 1 г.

t = 3 г.

Рис. 4. Расчет распространения загрязняющих веществ из ЗШО без учета сорбции.

Динамика изменения фронта переноса (с = 0,5).

На рис. 4 показана динамика изменения фронта переноса (изолинии с = 0,5).

Из рассмотрения результатов следует, что преобладающим механизмом распространения ЗВ в основании ЗШО является конвективный перенос.

Область дисперсного рассеяния перед фронтом вытеснения меняет свои размеры на различных стадиях процесса от 30 до 50 метров.

Время достижения фронтом переноса (изолиния с = 0,5) створа дре нажной канавы составляет 1,25 года, створа на берегу реки 3,5 года.

Результаты расчета для второго случая приведены на рис.5, 6. На рис.5 содержатся закраски полей концентраций ЗВ в сооружении и основа нии. На рис.6 показана динамика изменения фронта переноса (изолинии с = 0,5).

а) б) Рис. 5. Расчет распространения загрязняющих веществ из ЗШО с учетом сорбции Поля концентраций ЗВ: а - t = 4 года;

б - t = 8 лет;

- с =0,10,4;

- с =0,40,7;

- с =0,70,1;

- с =1.

t = 1 г.

t = 6 л. t = 4 г. t = 2 г.

t = 8 л.

Рис. 6. Расчет распространения загрязняющих веществ из ЗШО с учетом сорбции Динамика изменения фронта переноса (с = 0,5).

Следует отметить, что при учете сорбции преобладающим механизмом распространения ЗВ в основании ЗШО также является конвективный перенос. Однако область дисперсного рассеяния перед фронтом вытеснения становится меньше. Она меняет свои размеры на различных стадиях процесса от 13 до 36 метров.

Время достижения фронтом переноса (изолиния с = 0,5) створа дренажной канавы составляет 3,8 года, створа на берегу реки 8 лет.

Сравнительный анализ результатов показал, что при учете сорбции, характеризующейся значением s kd = 1, процесс распространения ЗВ замед ляется примерно в 2,5 раза.

Выводы 1. Разработана и реализована в программном комплексе ДИСК методика решения совместной профильной задачи фильтрации и массо переноса.

2.Данные прогнозных расчетов распространения загрязнений в дамбах и основании золошлакоотвала Омской ТЭЦ-4 показали, что при преобладании конвективного переноса значение параметра сорбции оказывает большое влияние на интенсивность процесса массопереноса. Таким образом, при расчетах значение этой величины должно быть задано достаточно точно.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Сысоев Ю. М., Кузнецов Г. И. Проектирование и строительство золоотвалов. М.: Энергоиздат, 1990.

2. Neuman S. P. Saturated-unsaturated seepage by finite elements // Journal of the hydraulics division - 1973. - HY12, - p.2233-2249.

3. Huyakorn P. S., Mercer J. W., Ward D. S. Finite element matrix and mass balance computational schemes for transport in variably saturated porous media // Water resources research - 1985. - V.21, - p.346-358.

УДК 621.182.9 + 626/627.001. Канд.техн.наук И.А. Кветная, научн.сотр. И.Н. Гусакова, инж. Ю.Ю. Савельева ОПТИМИЗАЦИЯ СХЕМ ДРЕНИРОВАНИЯ НАМЫТЫХ ЗОЛОШЛАКОВЫХ ОТЛОЖЕНИЙ ТЭС, РАСПОЛОЖЕННЫХ В СЕВЕРНЫХ РЕГИОНАХ РОССИИ, НА БАЗЕ ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ФИЛЬТРАЦИОННЫХ ПОЛЕЙ На основании проработок и исследований последних лет для север ных регионов России рекомендуется принципиально новая комбинирован ная система золоудаления (КСЗ), основные элементы и звенья которой приспо соблены к безопасной эксплуатации в сложных природных условиях [1, 2].

Комбинированная система золоудаления включает комплекс частич ного обезвоживания золошлаковых отложений в отстойных секциях. Основ ная задача комплекса частичного обезвоживания заключается в достижении золошлаковым материалом (ЗШМ) такой влажности, при которой этот материал является достаточно технологичным для погрузки-разгрузки, транс портировки и складирования с преимущественным использованием сухо ройной техники. Ввиду того, что комплекс предназначен для северной строи тельно-климатической зоны, его эксплуатация возможна только в летний период. Обезвоживание осуществляется за счет гравитационного отбора влаги с помощью специальной системы дренажа осушения, располагаемой в толще осушаемого массива ЗШМ, и не затрагивает капиллярную воду.

Преимущество технологии складирования частично обезвоженных ЗШМ, хвостов или других отходов особо отмечалось на международном сим позиуме по безопасности и восстановлению плотин хвостохранилищ, ко торый проходил в 1990 г. в Австралии (г. Сидней) [3].

Определяющим фактором для выбора оптимального варианта обез воживания является время, необходимое для дренирования ЗШМ. Учитывая короткий летний период, по технологическим требованиям время осушения ЗШМ не должно превышать 5 суток и строго выдерживаться в соответствии с технологическим графиком. Расчет времени дренирования является достаточно трудоемкой многофакторной задачей, ввиду необходимости учета сложной трехмерной конфигурации осушаемого массива, водно-физических свойств золы (коэффициенты фильтрации и водоотдачи), многообразия возможных схем расположения дренажной системы: одно-, двух- и трех ниточная вдоль золоотвала, торцевая и т.д.

Приведенный в данной статье материал обобщает результаты оценки эффективности дренажа осушения и обоснования выбора его оптимального варианта, полученные с помощью численного моделирования фильт рационных полей. Использование численного моделирования позволило опе ративно рассмотреть и выбрать оптимальный вариант из тринадцати схем дренирования, предназначенных для секций отвала длиной 90900 м, шириной 1214 м при высоте заполнения отвала 2,7 и 3,25 м. Указанные параметры соответствуют массивам осушения Анадырской ТЭЦ, Аркага линской ГРЭС, Воркутинским ТЭЦ-1 и ТЭЦ-2 с ежегодным выходом золы от 20 до 500 тысяч тонн.

Ранее подобные расчеты выполнялись аналитическим методом, нап ример, используя первое частное решение Буссинеска для медленно изме няющейся неустановившейся фильтрации воды в слое однородного грунта ограниченной мощности, и аналоговыми методами.

Цели расчета заключаются в определении для каждого варианта вре мени осушения секции t, суммарных Q и удельных q (на 1 пог.м длины секции) расходов воды, поступающих в дренаж, как максимальных, так и при уровне свободной поверхности воды в самой высокой точке на 0,5 м выше дна секции. Ниже этой отметки моделирование признано нецелесо образным, в связи с появляющейся и нарастающей при дальнейшем пони жении свободной поверхности погрешностью, связанной с корректностью принятой модели ее перемещения в ненасыщенной зоне (зоне капиллярной каймы).

При моделировании рассматривался пространственный неустано вившийся фильтрационный поток со свободной поверхностью в однородной области. Область фильтрации имеет форму массы ЗШМ на момент полного заполнения секции и представляет собой фигуру, изображенную на рис.1.

К внешним границам относятся: поверхность условного водоупора, совпадающая с подошвой сооружения, и откосы ограждающих дамб, также принятые водонепроницаемыми. Внутренние границы приурочены к местам расположения дренажей (внутренних линейных стоков). В качестве гранич ного условия на всех боковых и нижней границах области фильтрации принято условие неперетекания. За начальное условие принято полное затопление водой всей области фильтрации доверху. Во всех вариантах расчета коэффициент фильтрации золошлаковых материалов был принят, равным 1,0 м/сут., а коэффициент водоотдачи - 0,1.

Y m =1, X в Рис. 1. Форма расчетной области фильтрации.

В основу численного метода решения задачи положена трехмерная математическая модель неустановившейся фильтрации с допущением о квазиравновесности режима влажности в капиллярной зоне. Считается, что эпюра влажности опускается параллельно сама себе со скоростью, равной скорости понижения свободной поверхности, и происходит максимальная отдача гравитационной влаги из зоны аэрации на свободную поверхность.

Методика моделирования изложена в работе [4].

Методика реализована в программном комплексе DRENA-4, напи санном на языке FORTRAN для IBM-совместимых персональных ком пьютеров.

Для всестороннего учета обстоятельств, в той или иной мере оказыва ющих влияние на структуру и характеристики фильтрационных полей в описанной выше области фильтрации, был разработан план вариантов моде лирования, представленный в табл. 1.

Таблица План вариантов моделирования № Схема L, м b, м Н, м варианта дренирования 90 200 900 12 14 3,25 2, 1 I + - - + - + 2 II + - - + - + 3 III + - - + - + 4 III + - - - + + 5 IV + - - + - + 6 IV + - - - + + 7 IV - - + + - + 8 IV + - - + - - + 9 IV - + - + - + 10 V + - - + - + 11 V + - - - + + 12 V + - - + - - + 13 V - - + + - + В этом плане наличие моделируемого признака отмечено знаком (+), а его отсутствие - знаком (-). Рассмотрено 13 вариантов расчета, результаты моделирования по которым положены в основу анализа осушительного действия дренажа.

Основными признаками этих вариантов явились следующие.

Местоположение дренажа. Всего предложено пять схем дрени рования.

I - одна горизонтальная дрена в торце (в дамбе или основании) секции.

II - одна горизонтальная дрена вдоль длинной стороны секции (в дамбе или в основании).

III - две горизонтальные дрены вдоль длинных сторон секции (в дамбах или основании).

IV - три горизонтальные дрены параллельно длинным сторонам сек ции (две в дамбе или основании и одна средняя- в основании).

V - одна горизонтальная дрена, параллельная длинным сторонам сек ции в середине основания.

Длина секции. По условию выхода ЗШМ потребная емкость секции регулируется ее длиной L, которая может находиться в диапазоне от 90 до 900 м. Для оценки доли вклада этого показателя в эффективность осуши тельного действия дренажа моделировались секции длиной 90, 200 и 900м.

Ширина секции. По условиям забора обезвоженного ЗШМ из секции ширина b ее по дну принималась равной 12 и 14 м.

Мощность слоя ЗШМ. Рассматривались два варианта толщин H ЗШМ в секциях - 3, 25 и 2,7 м.

Результаты моделирования приведены в табл. 2. Диаграммы, пред ставленные на рис. 2, иллюстрируют ход расчетного процесса фильтрации для одного из вариантов.

Анализ динамики дренажных расходов свидетельствует о достаточно эффективной работе всех конструкций дренажа. Для большинства схем, за исключением схем I и II, расчетное время осушения составляет 1-8 суток в зависимости от ширины секции, мощности осушаемого слоя золы и ко личества дренажных линий.

Таблица Результаты численного моделирования по оценке эффективности дренажной системы № Размеры карты qmax= Q0,5, q0,5, вари- t, сут Qmax/ L, л /с л /с на Qmax, анта b, м L, м Н, м л /с л /с на пог.м пог.м более 1 12 90 3,25 0,39 0,032 - 2 12 90 3,25 19 2,9 0,032 0,04 0, 3 12 90 3,25 3 5,7 0,063 0,12 0, 5 12 90 3,25 1,2 8,2 0,091 0,7 0, 9 12 200 3,25 0,9 18,4 0,092 2,2 0, 7 12 900 3,25 0,9 84,0 0,093 10,0 0, 10 12 90 3,25 7,2 3,1 0,034 0,1 0, 13 12 900 3,25 6,0 31,5 0,035 1,0 0, 4 14 90 3,25 4,4 5,8 0,064 0,14 0, 6 14 90 3,25 1,4 8,4 0,093 0,7 0, 11 14 90 3,25 8 3,1 0,034 0,1 0, 8 12 90 2,7 0,8 7,4 0,082 0,8 0, 12 12 90 2,7 5,2 2,7 0,03 0,1 0, При этом удельные расходы, поступающие в дренаж при уровне сво бодной поверхности воды в самой высокой точке на 0,5 м выше дна секции, равняются приблизительно 0,0010,01 л/с на пог.м или 0,090,9 м3/сут на пог.м.

Продолжительность работы дрены с максимальной нагрузкой (т.е. до момента понижения уровня свободной поверхности до оси дренажа) во всех вариантах составляет всего несколько часов. Практически за 1 - 2 сут.

значения дренажных расходов уменьшаются на порядок.

Схема дренирования I - с размещением одной горизонтальной дрены в торце секции - во всех случаях не удовлетворяет технологическим тре бованиям по времени осушения. Для самой короткой из рассчитываемых длин секций - 90 м - при этой схеме дренирования за 80 дней работы дренажа уровень свободной поверхности удается понизить всего на 70 см. В то же время сама дренажная конструкция оказывается вполне работоспособной.

Так, если сравнивать эффективность ее работы в режиме подрусловой дрены с максимальным водопритоком 0,39 л/с со второй схемой дренирования (дрена у длинной стороны секции) с максимальным водопритоком 2,9 л/с, то, имея ввиду, что расположена она у узкой стороны секции шириной 12 м, оказывается, что удельные их водопритоки совершенно идентичны и в обоих случаях равны 0,032 л/с на пог.м. Таким образом, в дальнейшем можно было бы рассмотреть ряд схем дренирования с использованием поперечных схем размещения дрен.

Cхема дренирования II - одна горизонтальная дрена у длинной стороны секции - обеспечивает понижение свободной поверхности до отметки 0,5 м от дна секции за 19 суток. Значения дренажных расходов в процессе осушения уменьшаются при этом в 72 раза, причем падение их на порядок происходит за 6-6,5 суток, при сработке уровней до 1,2м. По графику объемов дренажного стока видно, что относительно активно процесс осушения идет в тече ние 3-4 суток, а затем из-за недостатка действующих напоров затухает, и на понижение уровня с 1,0 до 0,5 м уходит более 10 суток. По нашему мнению, в данных условиях эта конструкция не является рациональной, хотя в принципе за 19 дней, как уже отмечено выше, уровни будут сработаны.

В схемах III, IV и V варьируется число продольных дренажных линий:

от одной - посередине основания секции (схема V), до трех - в середине и по краям основания или в бортах дамбы (схема IV). Эффективность их осушительного действия прямо пропорциональна количеству дренажных линий. Указанные три схемы обеспечивают необходимое понижение уровней свободной поверхности за время 7,2;

3 и 1,2 суток при 1, 2 и 3 дренах соот ветственно. Максимальные расходы составляют при этом соответственно 3,1;

5,7 и 8,2 л/с, что равно 0,034, 0,063 и 0,093 л/с на пог.м.

В расчетах мощности ЗШМ принимались равными 2,7 и 3,25 м. Срав нительную оценку влияния мощности осушаемой массы ЗШМ можно провести по вариантам 12 и 10, 8 и 5, т.е. на фоне одной центральной дрены и на фоне трех дрен. Так, если ЗШМ слоем 2,7 м осушаются за 5,2 и 0, суток, то слой ЗШМ 3,25 - за 7,2 и 1,2 суток соответственно, т.е. в среднем на 30% медленнее. При меньшей мощности слоя ЗШМ максимальные рас ходы в среднем меньше на 20%, в то же время значения расходов по дости жении нормы осушения практически равны.

Рассматривались также две ширины секций - 12 и 14 м. При замене ширины с 12 м на 14 м время осушения возрастает на фоне одиночной дрены посередине секции - с 7,2 до 8 суток (варианты 10, 11), а на фоне трех дрен - с 1,2 до 1,4 суток (варианты 5,6), что на 10-15% медленнее.

По поводу влияния длины секции на интенсивность осушения вывод получен наиболее однозначный. При длине секций в диапазоне от 90 до 900 м длина секции никакого влияния на интенсивность осушения не оказывает. Правда, в связи с существенным различием в длине дренажных линий и, соответственно, в дренажных расходах, необходимо обеспечить соответствующую пропускную способность дренажа, так как расходы могут быть весьма значительными. Например, в варианте 7 максимальный дренажный расход для секции длиной 900 м составляет 84,0 л/с, тогда как для секции длиной 90 м - 8,2 л/с.

Рис. 2. Вариант 3 (дренажная конструкция III, L = 90 м, b = 3,24 м) а - график изменения Q = f(t);

б - график перемещения свободной поверхности в точке х = 11,10 м и у = 50,91 м;

в - график изменения суммарного объема воды, вытекшей из дрены с момента начала фильтрации.

На стадии предварительных исследований для схем I и II выполнены также аналитические расчеты времени обезвоживания ЗШМ с использо ванием решения Буссинеска. Результаты расчетов практически совпадают с результатами численного моделирования.

Полученные результаты позволяют сделать следующие выводы:

1. Применение численного моделирования позволяет в короткий срок исследовать большое количество вариантов схем дренирования и получить полный набор характеристик фильтрационного потока (в табличной и гра фической формах), необходимых для обоснования оптимальных схем варианта осушения.

2. Для рассматриваемых трех северных регионов размещения ТЭС наиболее рациональным является вариант дренирования по схеме III, когда осушение намытых ЗШМ осуществляется двумя горизонтальными дренами, располагаемыми вдоль длинных сторон секции. Расчетное время осушения секции составляет 25 суток при ширине секции соответственно 12 или 14 м.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Корытова И. В., Кривоногова Н. Ф., Кауфман С. А. Новое в технических решениях по удалению и складированию золошлаков в северных регионах России // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов. - Т. 231. - 1997. - С. 481- 491.

2. Пантелеев В.Г.,Глебов А. И., Корытова И. В., Сольский С. В., Готлиф А. А., Алексеева Т.Е., Чугаева Г. А., Фролов А. Н., Гольдина Т.М. Надежность и экологическая безопасность намывных золошлакоотвалов ТЭС / Гидротехническое строительство. - №7. 1997. - С. 35-41.

3. Internationai Symposium on Safety and Rehabilitation of Tailings dams. Sydney. - v.1.

- 1990.

4. Сольский С. В., Гусакова И.Н. Применение численного моделирования для расчета фильтрационных полей в основании энергетических объектов // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов. - Т. 231. - 1997. - С. 110-118.

УДК 621.182.9 + 624.139. Канд. техн. наук А.И. Глебов, канд. техн. наук И.В. Корытова, инж. Е.А.Филиппова, инж. В.М. Водолазкин ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ НАМЫВНЫХ ЗОЛОШЛАКООТВАЛОВ ПРИ ИХ ВОЗВЕДЕНИИ И ЭКСПЛУАТАЦИИ В СЛОЖНЫХ ПРИРОДНО-КЛИМАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ НА ПРИМЕРЕ ВОРКУТИНСКОЙ ТЭЦ- При эксплуатации золошлакоотвалов в северной строительно-клима тической зоне необходимо учитывать специфические особенности: отри цательную среднегодовую температуру воздуха с продолжительным зимним периодом;

наличие многолетнемерзлых грунтов;

оттаивание основания под площадкой золошлакоотвала с существенным повышением водопрони цаемости и развитием осадок грунтов талой зоны;

проявление мерзлотных процессов на низовом откосе ограждающей дамбы с образованием в местах разгрузки фильтрационного потока наледей, морозобойных трещин и т.п., а также формирование мерзлых слоев и линз в чаше золошлакоотвала (ЗШО).

Возведение и эксплуатация нового золошлакоотвала Воркутинской ТЭЦ-2 производится в сложных природно-климатических и инженерно-гео логических условиях. Низкие значения температуры воздуха в зимний период, наличие участков мерзлых грунтов в основании, обладающий высокой фильтрационной способностью материал тела дамб (горелые шахт ные породы) и другие факторы создают значительные трудности при заполнении емкости отвала, вызывают необходимость постоянных наблю дений за режимом работы и состоянием сооружений.

ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева проводит многолетние исследования и осу ществляет технологический контроль на золошлакоотвалах, возводимых в сложных условиях, в том числе при строительстве нового ЗШО Воркутин ской ТЭЦ-2, в период пуска его в эксплуатацию и на первой стадии запол нения его емкости [1].

Площадь, занимаемая золошлакоотвалом, представлена участком неос военной кочковато-ерниковой тундры, местами заболоченной, с невысокой растительностью.

Под слоем торфа (плохоразложившегося) мощностью в среднем от 0,1 до 1,9 м повсеместно залегают делювиальные суглинки. Они характери зуются малой плотностью (объемным весом), тиксотропностью, повы шенными значениями пористости и влажности, а также большим содержа нием (более 50 %) пылеватых частиц. Начиная с глубины 2,8-12,4 м от поверхности земли залегают коренные породы, представленные трещино ватыми песчаниками и алевролитами. Многолетнемерзлые грунты распрос транены островами на 60 % территории золошлакоотвала на глубинах до 14,3 м.

Конструкция ЗШО по рельефу местности относится к косогорному типу, по конструкции дамб - к одноярусным ЗШО, по количеству секций - к многосекционным (две секции). Однако, в связи с неподготовленностью к работе верхней (по отметкам местности) секции, в настоящий период отвал является односекционным ( рис.1).

Рис. 1. План-схема золошлакоотвала Воркутинской ТЭЦ- 1 - выпуски;

2 - граница многолетнемерзлых грунтов;

3 - водосбросные колодцы;

4 - насосная станция;

5,6,…,11 - пьезометрические створы;

12 - ось разделительной дамбы.

Отвод фильтрационного потока осуществляется посредством трубча того дренажа из асбестоцементных труб, расположенных в теле дамбы (рис.2). Насосная станция возврата осветленной воды расположена у основания внешней ограждающей дамбы секции 1 на отметке 164,310.

Проектная отметка гребня дамб 179,500 м.

Осветленная вода поступает в водоприемный колодец станции по само течным водоводам от шахтных водосбросов, а также из дренажной системы труб через узел подключения дренажа к колодцу.

Исследования показали, что фильтрующая из золошлакоотвала вода частично уходит в дренажную систему, а частично - сквозь тело дамб, высачи ваясь на низовом откосе. Со стороны насосной станции образуется поверх ностный поток с общим расходом 0,3-0,4 м3 /с. В период 1994-1997 гг.

фильтрационные потери воды из прудка снизились на 30 % вследствие кольматации материала дамб зольными фракциями и самоуплотнения тела дамб при водонасыщении.

Рис. 2. Поперечное сечение ограждающей дамбы в пьезометрическом створе 1-шахтные породы;

2-намытый ЗШМ;

3-грунты основания;

4-поверхность депрессии;

5-дренаж;

6- максимальная глубина оттаивания основания за 15 лет эксплуатации ЗШО;

П9-1,П9-2, П9-3-пьезометры.

После ввода золошлакоотвала в эксплуатацию, на начальной стадии заполнения (апрель 1994 г.) общий фильтрационный расход воды из прудка через тело дамб и дренажную систему практически соответствовал поступаю щему на золошлакоотвал расходу водной составляющей пульпы. По этой причине не происходило поднятия уровня и увеличения площади прудка, который держался лишь в нижней части ложа золошлакоотвала, на отметках 168,00-169,00 м.

В настоящий период фильтрационный расход еще значителен, поэто му поднятие уровня прудка происходит медленно, при этом наблюдаются периодические колебания поверхности воды в прудке. В зимний период это вызывает обледенение подошвы низового откоса дамб на участке высачи вания фильтрационного потока и, как следствие, выклинивание его на бо лее высоких отметках откоса, а также формирование талых и мерзлых слоев в намытых отложениях и частичное промерзание отстойного пруда.

В процессе проведения постоянного технологического контроля в период 1994-1996 гг. были выявлены и сформулированы основные факто ры, затрудняющие эксплуатацию золошлакоотвала: значительный уклон поверхности основания отвала (на секции 1 уклоны основания составляют 1:40);

большие высоты дамб - со стороны насосной станции возврата осветленной воды до 14 м;

высокая пористость материала дамб из горелых шахтных пород и, как следствие, высокая фильтрационная проницае мость и слабая фильтрационная прочность;

большая площадь отстойного пруда при заполнении всей чаши золошлакоотвала (55 га) и значительные глубины пруда даже на начальной стадии работы водосбросных колодцев (более 3 м);

сезонное промерзание (на глубину до 1,5-2,0 м) и оттаивание грунтов основания и тела дамб, вызывающее увеличение фильтрацион ного расхода на отдельных участках ложа и ограждающих сооружений ЗШО.

Все эти факторы влияют на безопасность и технологическую надеж ность эксплуатации золошлакоотвала и в комплексе, как показала практика, в значительной мере затрудняют обеспечение возможности проведения намывных работ при постоянном уровне воды в отстойном пруду, орга низации качественного тела намыва без промерзших линз золошлакового материала, образования надводного пляжа и отвода воды через водосбросной колодец и насосную станцию на ТЭЦ.

Таблица Расчетные значения физических и теплофизических характеристик материала тела дамбы и грунтов основания Расчетные значения горелая суглинистый песчаники зольные шахтная по- грунт осно- и алевроли- отложе Характеристики рода тела вания ты корен- ния под грунта дамбы и ных пород водного опор трассы основания намыва ГЗУ Плотность грунта в сухом 1210 1530 1860 состоянии d, кг/м Суммарная влажность с, 0,05-0,29 0,23 0,14 0, доли единиц (0,13-0,32) Коэффициент теплопровод Вт ности, м град в талом состоянии 0,465 1,12 2,25 0, в мерзлом состоянии 1,25 2,62 1, Удельная теплоемкость Вт ч с, к г гр ад в талом состоянии 0,364 0,461 0,370 0, в мерзлом состоянии 0,376 0,310 0, Температура начала 0 0 0 замерзания t н, Град Коэффициент температуро проводности, м2/ч в талом состоянии 0,0010 0,0017 0,0029 0, в мерзлом состоянии 0,0013 0,0026 0,0042 0, Для обоснования, назначения и осуществления мероприятий по уст ранению выявленных недостатков в проектировании и строительстве с учетом местных природно-климатических условий расположения площадки золошлакоотвала проведены следующие исследования и расчеты:

прогнозные теплотехнические расчеты и на их основе расчеты осадок основания при оттаивании многолетнемерзлых грунтов;

обоснование мест установки пьезометров для наблюдения за поло жением поверхности депрессии в теле дамб (рис.1,2);

расчеты устойчивости ограждающих дамб;

расчеты предельно допустимых критических уровней воды в пьезо метрах при проведении намывных работ.

Прогноз глубины оттаивания грунтов основания был выполнен с уче том физических и теплофизических характеристик материала дамб и грунтов основания на основе решения уравнения теплопроводности Фурье для трех расчетных сечений (рис.1). Результаты расчетов (табл. 2) показали, что наибольшему оттаиванию подвержены грунты, находящиеся под внутренним откосом дамбы в северо-западной части секции (рис.2).

Далее определялись осадки грунтов основания после оттаивания мерз лых грунтов и за счет сжимаемости под собственным весом и весом тела дамбы. Расчет осадок выполнялся по методу послойного суммирования по СНиП 2.02.04 – 88 [2]:

n n S = A0 hi + i hi, i =1 i = где: n – число слоев, на которое разбивается основание в расчетной зоне;

A0 – коэффициент оттаивания грунта;

hi – толщина i-го слоя;

i – значение относительной осадки i-го слоя под нагрузкой.

Результаты расчетов показали, что в первые 3 года эксплуатации, ког да отстойный пруд примыкает непосредственно к ограждающей дамбе, многолетнемерзлые грунты оттаивают наиболее интенсивно, достигая глу бины 3м. Далее, по мере накопления золошлаковых отходов, процесс оттаи вания замедляется. Ожидаемые осад Таблица 2 ки грунтов основания под дамбами распределяются неравномерно по Расчетные значения осадок дамб длине и их максимальные значения могут составить 0,55 – 0,70 м в Период эксп- Максимальные значения первые годы эксплуатации и 0,75 – луатации пер- осадок тела ограждающей 1,0 м в период до 15 лет. Для сни вой секции дамбы для сечений, м жения интенсивности оттаивания 9-9 9а-9а 10- многолетнемерзлых грунтов и умень 1 год 0,41 0,35 0, шения осадок ограждающей дамбы 3 года 0,70 0,62 0, было рекомендовано деление секции 1 ЗШО на две части с помощью разде 5 лет 0,88 0,70 0, лительной дамбы (рис.1) с тем, чтобы 15 лет 0,96 0,80 0, организовать попеременный режим заполнения золошлаковым мате риалом двух смежных частей секции с периодическим осушением каждой части и естественным промораживанием намытых отложений в зимний период[3]. На работающей секции промерзание отложений в зимний период происходит вследствие того, что смоченность надводного откоса при подаче пульпы не превышает 10% от его общей площади. Толщина слоя ежегодно намываемого ЗШМ определяется из условия:

hзшм ( H з - H л ) k, где Hз- глубина промерзания намытых отложений к концу зимнего периода;

Hл – суммарная глубина оттаивания отложений под воздействием тепла отстойного пруда и кондуктивного обмена с окружающей средой за год;

k =1,1 – коэффициент запаса.

Намыв ЗШМ должен осуществляться с периодическим чередованием работы секций, чтобы обеспечить равномерное накопление материала по высоте и образование надводного пляжа.

Предложенная технологическая схема проведения намывных работ позволит надежно защитить основание секции от значительных фильт рационных утечек через ложе и дамбы ЗШО.

Одним из основных факторов, влияющим на надежность ограждающей дамбы золошлакоотвала, является положение поверхности фильтрационного потока, которая меняется по мере заполнения золошлакоотвала, а также зависит от работы дренажных устройств.

Устойчивость наружного откоса золошлакоотвала во многом опреде ляется правильным прогнозом положения поверхности фильтрационного потока в теле сооружения. Основными характеристиками потока являются:

отметка воды в отстойном пруду, положение поверхности депрессии в теле ЗШО, отметка выхода фильтрационного потока на низовой откос, удельный фильтрационный расход в теле и основании дамб.

При эксплуатации золошлакоотвала необходимо учитывать следующее:

чем выше уровень воды в отстойном пруду, тем выше положение по верхности депрессии в упорной призме;

чем больше длина пляжа, тем ниже положение поверхности депрессии и, наоборот, чем меньше длина пляжа, тем выше положение поверхности депрессии, причем ее наиболее высокое положение отвечает случаю, когда пляжа нет вообще и прудок примыкает к верховому откосу дамбы.

Расчеты устойчивости откосов ЗШО велись по методу ВНИИГ-Терцаги (в предположении круглоцилиндрических поверхностей обрушения), реализованному в программах для ПЭВМ [4].

В ходе расчетов устойчивости откосов ЗШО в районе пьезометрических створов №5 – 11 рассмотрены расчетные случаи для ряда поверхностей депрессии, отвечающих различным отметкам заполнения золошлакоотвала и разной длине пляжа из намытого ЗШМ (см. рис.2).

Расчеты показали, что устойчивость ограждающих сооружений и возможность безопасной эксплуатации золошлакоотвала контролируются критическими максимально допустимыми уровнями воды в пьезометрах (табл.3):

критический уровень воды, отвечающий безопасной эксплуатации зо лошлакоотвала - УВб, при этом выполняются следующие условия: дейст вительный (замеренный) уровень воды в пьезометре (УВд) должен быть УВд УВб, коэффициент устойчивости Кs в соответствии с норма тивными требованиями должен быть Кs 1,15 (золошлакоотвал Ворку тинской ТЭЦ-2 является сооружением III класса) [5];

критический уровень воды, при котором длительная эксплуатация ЗШО опасна - УВ о, при этом выполняются следующие условия:

УВбУВдУВо и 1,15Кs1,035;

критический уровень воды, при котором дальнейшая эксплуатация золошлакоотвала невозможна - УВн, при этом существуют следующие условия: УВоУВдУВн и 1,035Кs1,00;

уровень воды в пьезометре, при котором происходит разрушение дамб золошлакоотвала;

при этом существуют следующие условия: УВдУВн и Кs1,00.

Выполненные исследования и расчеты служат обоснованием следу ющих мероприятий по обеспечению надежности эксплуатации золо шлакоотвала Воркутинской ТЭЦ-2:

устройство на секции 1 разделительной дамбы длиной 400м, высотой 3,5 м, шириной по гребню 6 м, с заложением откосов 1:2;

разработка технологической схемы проведения намывных работ при попеременном выпуске пульпы на смежные участки секции;

обеспечение технологического контроля и мониторинга при эксплуа тации ЗШО по максимально-допустимым критическим уровням воды в пьезометрах.

Таблица Критические уровни воды в пьезометрах на основе оценки устойчивости элементов золошлакоотвала (по отметкам уровней воды в пьезометрах) Данные по Критический уровень воды в пьезометре пьезометрам безопасная длительная эксплуатация разрушения № пье- отметка эксплуатация, эксплуатация невозможна, сооружения УВб, зометра среза опасна, УВн УВдУВн (УВдУВб) (УВоУВдУВн) трубы, м УВо (УВбУВдУВо) Створ П5-1 178,64 177,30 178, П5-2 175,65 175, Створ П6-1 177,57 173,60 176,50 177, П6-2 174,42 173,50 174, П6-3 172,62 172, Створ П7-1 177,59 173,60 176,50 177, П7-2 174,63 173,30 174, П7-3 172,77 172, Створ П8-1 177,61 173,50 176,40 177, П8-2 174,20 173,20 173, П8-3 171,74 171, Створ П9-1 174,00 170,30 170,80 171,80 172, П9-2 171,33 169,00 169,50 171, П9-3 168,95 167,50 168,20 168, Створ П10-1 176,86 175,30 176, П10-2 174,62 174, Створ П11-1 178,91 178, Выводы Выявлены факторы, влияющие на надежность эксплуатации намыв ного ЗШО, возводимого на многолетнемерзлом основании. Выполненные прогнозные теплотехнические расчеты и расчеты осадок позволили разработать конструктивно-технологические мероприятия, способствующие уменьшению негативных процессов. Обоснована связь между уровнем воды в пьезометрах и устойчивостью откосов ограждающих дамб, отвечающих безопасной эксплуатации ЗШО. Разработаны рекомендации по рацио нальному размещению пьезометров в упорной призме ЗШО и необходимой их глубине.

Данные мероприятия значительно сократят время формирования защитного пляжа из ЗШМ вдоль внутренних откосов ограждающих дамб, снизят фильтрационные потери за счет увеличения фильтрационного сопротивления при входе потока в тело дамб, что, в свою очередь, ускорит кольматацию путей фильтрации зольными частицами. При этом уменьшатся колебания уровня воды в отстойном пруду, улучшится отстой пульпы, повысятся устойчивость и фильтрационная прочность ограждающих дамб, следовательно, увиличится их надежность и безопасность эксплуатации ЗШО.

Аналогичные мероприятия по повышению надежности сооружений могут быть рекомендованы для ЗШО, расположенных в схожих с Вор кутинской ТЭЦ-2 природно-климатических условиях, например, ЗШО Интинской ТЭЦ, Магаданской ТЭЦ и др.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Глебов А. И., Кондратович С. М., Колычев А. Ф. и др. Возведение ограждающих дамб золошлакоотвалов на слабых основаниях // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева / Сборник научных трудов. - 1997. – Т. 231. – С. 504-512.

2. СНиП 2.02.04-88: Основания и фундаменты на вечномерзлых грунтах. - М.:

Стройиздат, 1989.

3. А.с. №1369357 СССР. Способ возведения золошлакоотвалов мерзлого типа / И.В.

Корытова, В. А. Мелентьев // Открытия. Изобретения. - 1987. - №41.

4. Указания по расчету устойчивости землянных откосов: ВСН 04-71 // Минэнерго СССР. – Л.: Энергия, 1971.

5. СНиП 2.06.05-84: Плотины из грунтовых материалов. – М.: Стройиздат, 1985.

УДК 624.131.23 + 624.137.034. Канд. техн. наук. В. Б. Вдовиченко СОЗДАНИЕ ПРОТИВОФИЛЬТРАЦИОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПРИ ЗАКРЕПЛЕНИИ ЛЕССОВ НЕНАРУШЕННОЙ СТРУКТУРЫ РАСТВОРАМИ СИЛИКАТА НАТРИЯ Отечественный опыт по химическому закреплению грунтов позволяет широко использовать его при возведении различного типа противофильт рационных конструкций. При существующих методах силикатизации лес совых грунтов закрепляющий состав нагнетается в грунтовый массив, где в процессе обменной реакции выделяется гидрат окиси кальция, который способен связать не более 50% раствора. Остальная часть раствора не всту пает в реакцию силикатизации и идет в потери, что значительно снижает эффективность использования данного метода. Кроме этого используется громоздкое и дорогостоящее оборудование. Однако, учитывая положительные стороны химического закрепления, а именно сжатые сроки возведения и высококачественное закрепление, предлагается использовать новую тех нологию упрочнения лессовых грунтов и снижения их фильтрационной способности.

Разработка метода безнапорной силикатизации (свободная пропитка раствором с поверхности котлованов) для создания противофильтрационных конструкций проводилась на образцах, представляющих легкие пылеватые суглинки с высоким содержанием (85%) тонкопесчаной и грубопылеватых фракций, слабо засоленные (0,8%) с преобладанием гипса и солей натрия, удельным весом 2,67 г/см3, пористого до 56%, со скоростью фильтрации 0,81,2 м/сут., влажностью 7-9%. Емкость поглощения исследуемых грунтов в щелочном растворе колеблется от 23,0 до 50,0 мг/экв на 100 г грунта.

Оценка процесса закрепления лессов ненарушенной структуры про водилась как в лабораторных, так и полевых условиях. При этом исполь зовались растворы силиката натрия плотностью 1,025, 1,06 и 1,13 г/см3.

Указанные растворы легко проникали в грунт, хорошо упрочняли его (прочность закрепления до 9 кг/см2) и создавали водонепроницаемый экран.

При этом скорость движения силикатных растворов плотностью 1,025 г/см равна скорости движения воды. Увеличение концентрации, равное 1,06 г/см3 или более, приводило к резкому снижению сработки заданного объема закрепляющего раствора.

Динамика скорости впитывания может быть определена по следующей зависимости:

р K ф 1 1 в (1) Vt =, t где Кф - коэффициент фильтрации данного грунта в первую единицу времени;

1 - коэффициент, учитывающий свойства грунта;

р - плотность раствора силиката натрия;

в - плотность воды;

t - время;

- показатель степени, принимаемый от 0,3 до 0,8.

Зоны распространения силикатных растворов плотностью 1,0251,13 г/см3 приведены на рис.1.

W, % Н,м Рис. 1. Распределение влажности при пропитке целиковых лессовых грунтов растворами силиката натрия рабочей концентрации:

Плотность раствора, г/см3: 1 - 1,025;

2 - 1,06;

3 - 1,13.

Глубина упрочнения соответственно составила 2,5-3,0 м при плотности раствора 1,025 г/см3 и 1,5-2,0 м - при плотности раствора 1,06-1,13 г/см3.

Увеличение объема подаваемого закрепляющего состава позволяет увеличить зону упрочнения до 4-5 м. Так распределение влажности при пропитке лессов ненарушенной структуры при подаче различных объемов жидкого стекла плотностью 1,06 г/см3 показано на рис.2.

W, % H, м Рис. 2. Распределение влажности при пропитке лессовых грунтов ненарушенной структуры при подаче различных объемов жидкого стекла плотностью 1,06 г/см3:


1 - при однородной заливке;

2 - при заливке в течение 3-х суток;

3 - через месяц после 3-х суточной заливки.

Структурное изучение строения закрепленных грунтов показало, что количество пор диаметром 10-100 мк резко сокращалось и при этом уве личивалось количество пор диаметром менее 5 мм. Наблюдение за движением влаги в лессовых грунтах выявило значительную роль в этом процессе пор диаметром от 60 до 10 микрон.

Уменьшение диаметра проводящих пор при движении закрепляющего раствора определяется инкрустацией стенок пор гелем жидкого стекла, при водя, соответственно, к значительному снижению фильтрационной спо собности.

Контроль за продвижением фронта увлажнения осуществлялся по радиометрическим скважинам глубиной до 10 м, расположенным по двум взаимно-перпендикулярным направлениям с помощью нейтронного инди катора влажности марки НИВ-2. Измерения проводились через 1 м от повер хности с точностью ± 2%.

W, % H, м Рис. 3. Распределение влажности при фильтрации воды:

1 - закрепление массива при одноразовой заливке жидкого стекла плотностью 1,06 г/см3;

2 - фильтрация воды через закрепленный массив;

3 - фильтрация воды через незакрепленный массив.

Техника измерения заключалась во введении зонда в трубу диаметром 50 мм на заданную глубину с последующим определением скорости счета импульсов, выдаваемых детектором зонда.

Принятое распределение радиометрических скважин позволило полнее охватить и контролировать зону продвижения растворов во времени. После закрепления лессовых грунтов раствором плотностью 1,025 г/см3 коэффи циент фильтрации составил 0,28 м/сут, а при плотности 1,13 г/см3 0,08 м/сут. Природный коэффициент фильтрации определяется величиной до 1,2 м/сут.

Фильтрационные изменения при закреплении определялись с помощью колец Нестерова, а также на лабораторной установке, конструкция которой разработана во ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева.

Результаты исследований показали, что при закреплении с поверхности раствором силиката натрия плотностью 1,06 г/см3, в сравнении с незакреп ленным грунтом, распространение влаги снизилось в 2 раза (рис.3). При этом наблюдалось изменение характера распределения влаги внутри увлажненного контура. Зона максимального водонасыщения (W = 20-25%) резко снизилась.

А а) б) Нр Нр а) б) в) Нгр Б г) Нгр Рис. 4. Закрепление грунтов ненарушенной структуры свободной пропиткой их жидким стеклом (А) и закрепление грунтов нарушенной структуры путем перемешивания их с раствором силиката натрия (Б) а - с поверхности котлована;

б - через короткие скважины (шурфы);

в - создание водонепроницаемого экрана;

г - сочетание водонепроницаемого экрана с пробуренными скважинами.

Необходимо отметить также повышение антифильтрационного эффек та в случае подачи воды через определенный промежуток времени после предварительного закрепления грунтов. Так при подаче воды через 3 суток после силиката сработка составляет только 0,035 м/сут, что сопоставимо с потерями на испарение.

Значительную роль при создании противофильтрационных конст рукций играет показатель, определяющий устойчивость закрепленных грун тов в процессе эксплуатации сооружений (длительного увлажнения). Оценка данной характеристики проводилась на приборах ПРГ (прибор размокае мости грунтов). Результаты опытов показали, что образцы, закрепленные растворами плотностью 1,06-1,09 г/см3, в водной среде практически не разрушаются во времени;

в то время как незакрепленные полностью разрушаются в течение 40-60 сек.

Учитывая полученные результаты, а также особенности работы гид ротехнических сооружений, были предложены и апробированы следующие варианты противофильтрационных конструкций.

На рис. 4 определены основные технологические приемы, позволяю щие создать водонепроницаемые экраны при упрочнении структурно-неус тойчивых грунтов нарушенной и ненарушенной структуры безнапорной силикатизацией.

Схема (рис.4, а) определяет создание водонепроницаемого экрана за счет свободной пропитки лессовой толщи растворами силиката натрия ( = 1,025-1,13 г/см3) с наполнением котлована составом расчетным объемом (Hр - высота наполнения). Для ускорения процесса упрочнения и повышения эффективности закрепления можно предусмотреть разбуривание скважин расчетной глубины и диаметра (рис. 4, б).

Данный процесс можно использовать для создания водонепрони цаемых конструкций с использованием грунтов нарушенной структуры (рис.4, в, г). В этом случае раствор жидкого стекла (плотностью 1,025 1,13 г/см3) перемешивается с грунтом с последующим уплотнением. При этом полученный водонепроницаемый экран может сочетаться с закрепле нием структурно-неустойчивых грунтов через скважины, что позволит создать единый монолитный водоустойчивый и водонепроницаемый массив.

Практическое применение полученные результаты нашли в районах, сло женных структурно-неустойчивыми лессовыми грунтами (Средняя Азия) при строительстве гидротехнических сооружений, передающих нагрузки 0,2 МПа.

УДК 691.16 + 699. Канд. техн. наук А.Н.Дымант, инж. Е.И.Кузнецов, канд. техн. наук И.С.Дубинин О ДОЛГОВЕЧНОСТИ БИТУМНОЙ ГИДРОИЗОЛЯЦИИ ПОДЗЕМНЫХ ЧАСТЕЙ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ Выбор материала для наружной гидроизоляции подземных частей зда ний и сооружений I класса капитальности, т.е. в случаях, когда гидроизоляция должна работать весьма длительное время и непосредственный доступ к ней практически невозможен, является весьма ответственным этапом соз дания гидроизоляции. Материал для такого типа гидроизоляции должен обладать значительной долговечностью, в оптимальном случае сопоставимой со сроком службы здания или сооружения. В настоящее время на рынке товаров появилось огромное количество гидроизоляционных материалов.

О долговечности большинства новых материалов пока можно говорить только исходя из теоретических предпосылок или по аналогиям. По традиционным же материалам, к которым относятся и битумные гидроизоляции, имеются и накапливаются данные, представляющие значительный интерес. Широко известна уникальная долговечность гидроизоляций из природных асфальтов.

Сроки службы подземных гидроизоляций из окисленных битумов, которые в настоящее время являются основой всех подобного типа покрытий, считаются обычно довольно значительными. Например, убедителен опыт применения оклеечной изоляции из таких материалов на туннелях и подземных станциях берлинского метрополитена, однако конкретных данных по изменению характеристик битумов - основных составляющих такого типа изоляций, длительное время эксплуатирующихся на подземных частях зданий в различных влажностных условиях, практически не имеется, что, безусловно, делает менее обоснованным прогноз срока службы подземных битумных гидроизоляций.

В результате выполненных исследований авторами были получены данные по изменению характеристик битума в различных зонах эксплуа тации при полном обследовании состояния двух типов наружной битумной гидроизоляции подземных частей зданий и сооружений АЭС через 17- лет после ее нанесения. Здания и сооружения были спроектированы и пост роены немецкой фирмой “Kraft Werke Union”.

Для гидроизоляции подземных частей зданий и сооружений было при менено два типа покрытий. Первый - многослойное битумное покрытие с армированием рулонными материалами, закрытое защитной стенкой из це ментно-песчаных блоков на вертикальных поверхностях и защитным слоем бетона на горизонтальных. Второй тип гидроизоляции - тонкослойное покрытие из окраски двумя слоями горячим битумом по грунтовке. Такая изоляция защитной стенки не имеет.

Первый тип покрытия - многослойная рулонная битумная гидро изоляция - в зависимости от предполагаемого напора грунтовых вод состояла из 3-6 cлоев рулонного материала “Nackte Bitumenpappe 500” - картона, пропитанного битумом, с массой 500 г/м2, защищенных на определенных участках слоем рифленой медной ленты. Все это послойно склеено горячим битумом 115/15. Толщина такой изоляции достигает 16 мм. При изготовлении “Nackte Bitumenpappe 500” использовался пропиточный материал с более низкой температурой размягчения, чем у склеивающего битума, что обеспечило прочную связь между рулонным материалом и битумом, создало сплошное многослойное армированное покрытие.

Нижняя отметка гидроизоляции обследованных зданий -14,17 м, верхняя отметка - 0,40 м. Максимально наблюдаемый уровень грунтовых вод - на отметке -0,70 м, во время обследования уровень составлял примерно -7,3 м. Обследование состояния ограждающих конструкций (наружных стен и днища), осуществляемое изнутри зданий и сооружений, позволило установить нормальную работу гидроизоляции: никаких характерных дефектов (высолов, потеков, следов ржавчины и т.п.) обнаружено не было.

В то же время подземная часть здания, где гидроизоляция днища (отметка 10,50) проектом не предусматривалась, грунтовыми водами интенсивно затапливалась и, чтобы этого избежать, приходилось регулярно включать насос наружного водопонижения. Таким образом, на момент обследования многослойная рулонная битумная гидроизоляция свои функции выполняла.

Для прогноза дальнейшего срока службы изоляции было осуществлено непосредственное и инструментальное обследование ее состояния, для чего у подземных частей зданий были отрыты шурфы до отметок -8,0 м и -9,7 м, в которых производился отбор проб. Непосредственное обследование гидроизоляции, анализ исполнительной документации позволили установить соответствие проекту выполненных конструкций гидроизоляции и примененных материалов. Было отмечено высокое качество выполненных работ как самой гидроизоляции, так и устройства защитной стенки и по заполнению цементным раствором зазора между стенкой и гидроизоляционным покрытием. Для инструментального обследования были отобраны пробы из шурфов на отметках -7,0 м и -8,7 м, а так же из одного из мест незаконченных строительством сооружений, где многослойная битумная рулонная гидроизоляция была полностью выполнена, закрыта защитной стенкой из блоков, но не засыпана грунтом. Таким образом, образцы были взяты из трех зон: из мест постоянного нахождения гидроизоляции на воздухе, гидроизоляции, находящейся во влажном грунте (во время отбора пробы во время сухого сезона) и находящейся постоянно под напором грунтовых вод. Результаты исследования образцов приведены в табл. 1.


Для прогноза срока службы, кроме общего состояния покрытия на момент обследования, важнейшим является динамика изменения харак теристик основного компонента гидроизоляции - битума. По определенным значениям температуры размягчения можно сказать, что небольшое из менение свойств произошло в битуме как наружного, так и внутреннего слоев образцов с мест, где не было обратной засыпки. Те же изменения отмечаются в битуме наружного слоя образца, взятого с отметки -7,0 м. Для наружного и внутреннего слоев с отметки -8,7 м, а также внутреннего слоя с отмет ки - 7,0 м значения показателей оказались такими же, как и начальные.

Обращает на себя внимание высокое значение удельного объемного элект рического сопротивления гидроизоляции, отобранной с отметки -8,7 м, что говорит не только о незначительных изменениях в битуме покрытия, несмотря на многолетнее постоянное пребывание в воде, но и подтверждает дополнительную роль изоляции - защиту арматуры бетона от электро химической коррозии. Некоторое изменение свойств битума у образца, взятого с места, где не было обратной засыпки, объясняется более облег ченным доступом к нему кислорода, чем к битуму, находящемуся постоянно в грунте, хотя гидроизоляция, как и во всех местах отбора проб такого типа изоляции, и защищена стенкой из бетонных блоков толщиной 10 см и слоем плотного цементного раствора толщиной 8 см (по проекту соответственно 11,5 и 3,5 см). На эти изменения также повлияло суммарно длительное воздействие повышенной температуры - в районе расположения станции среднемесячная температура воздуха в течение четырех месяцев выше +30°С.

Изменения наружного слоя образца, взятого с отметки -7,0 м, связаны с тем, что место отбора этих проб находится на южной стороне сооружения и, по-видимому, какое-то время гидроизоляция не была закрыта защитной стенкой, а также некоторым дальнейшим воздействием кислорода воздуха, находящегося в грунте. Таким образом битум в многослойной армированной гидроизоляции, находящейся в грунте, а особенно в грунтовых водах, за время 17-18 летней эксплуатации изменился незначительно.

Неожиданным явилась сохранность без видимых изменений про питанного армирующего картона “Nackte Bitumenpappe 500”(типа пер гамина). Нашими нормами применение негнилостойких материалов для подземной гидроизоляции запрещено. Дело в том, что “Naсkte Bitumenpappe 500” может поглощать некоторое количество воды, что при определенных условиях может способствовать его загниванию. Однако, как показали экспе рименты, проведенные в Германии (Альфейс, Шефер) и подтвержденные практическим опытом, этого не происходит, если водонасыщение основы не превышает 4-4,5% по массе. Также установлено, что “Naсkte Bitumenpappe” не сможет впитать воды больше указанного значения, если опрессован давлением не менее 10 кПа. Для достижения этого эффекта, т. е. для передачи давления грунта на гидроизоляцию конструктивно снижена жесткость защитной стенки: выполнены вертикальные швы в стенке максимум через 5 м и на расстоянии 0,5 м от углов, в швы заложены прокладки из рубероида, также имеются прокладки в местах контакта стенки с бетоном сооружения.

Так как при связных грунтах необходимое давление опрессовки будет достигаться только на глубине 3 м от нулевой отметки, то начиная с нулевой отметки и до этой глубины на гидроизоляцию наклеена горячим битумом медная рифленая лента, которая прижимается к гидроизоляции с необходимым давлением 10 кПа уже при напоре грунтовых или застойных вод равном 1 м (эффекта опрессовки при наличии воды у защитной стенки из-за ее водопроницаемости не возникает). Безусловно медная рифленая лента повышает и гидроизоляционные свойства покрытия, его прочность, дефор мативность и надежность. Поэтому такая лента использована в местах пере гиба изоляции, над швами и т. д. Как видно из данных табл.1, водонасыщение гидроизоляции, находящейся постоянно в воде на отметке -8,7 м за 17- лет за счет эффективной опрессовки составило всего 2,13% (отметим, что на воздухе - 1,46%), что обеспечило сохранность и долговечность рулонного материала и, следовательно, гидроизоляции.

Таблица Результаты обследования образцов многослойной армированной битумной гидроизоляции Места отбора проб Наименование показателей на открытой на отметке на отметке поверхности -7,0 м -8,7 м Толщина гидроизоляции, мм 6,0-8,5 14-17 10- Количество слоев армирования, шт. * 3 5-6 Толщина верхнего слоя битума, мм 1,5-2,5 2-4 0,5-1, Состояние верхнего слоя удовл. сетка мик- удовл.

ротрещин Наличие грунтовочного слоя да да да Вздутия, шт. нет нет нет Разрывы, отслоение, расслоение, шт. нет нет нет Наличие сцепления между слоями, % 100 100 Водонасыщение, % 1,46 - 2, Удельное объёмное электрическое 9,210 - сопротивление, Ом.см Температура размягчения битума по “КиШ”, оС:

наружного слоя 134 131 внутреннего слоя (второго сверху) 134 107 Твердость битума, оП:

наружного слоя 8 6 внутреннего слоя (второго сверху) 8 9 Образец был отобран, по-видимому, в месте перехлеста слоёв.

По результатам обследования многослойной битумной армированной гидроизоляции подземных частей зданий и сооружений, учитывая кинетику изменения свойств битума и сохранность армирующего материала, по сов ременным представлениям не самого удачного для этих условий, можно сделать вывод, что эта гидроизоляция успешно прослужит срок, многократно превосходящий уже отработанное время. Использование вместо битума мастик, современных армирующих материалов, в особенности полиэфирных, еще более повысит надежность и долговечность многослойной битумной армированной гидроизоляции, обеспечит её долговечность, сопоставимую со сроком службы зданий и сооружений 1 класса капитальности и в то же время упростит конструкцию и производство гидроизоляционных работ за счет уменьшения количества слоев покрытия, применения наплавляемых материалов, отказа от необходимости опрессовки и т. п.

Второй тип покрытия - тонкослойная окрасочная битумная наружная гидроизоляция из двух слоев горячего битума по грунтовке. Обследование ограждающих конструкций подземных частей зданий и сооружений изнутри установило, что никаких следов некачественной работы гидроизоляции не имелось.

Обследование гидроизоляции снаружи до отметок -4,2...-4,5 м показало, что при обратной засыпке грунтом, хотя покрытие и не имеет защитной стенки, оно никаких механических повреждений не получило.

Результаты обследования приведены в табл. 2.

Таблица Результаты обследования окрасочной битумной гидроизоляции Наименование показателей Значения Толщина покрытия, мм 0,6-1, Температура размягчения битума, К и Ш, °С Твердость битума, °П Сплошность покрытия, % Отслоения, шелушения, % Наличие грунтовки, % На момент обследования окрасочная битумная гидроизоляция свои функции выполняла. Однако видны явные признаки старения битума покрытие стало очень хрупким, температура размягчения поднялась до 158°С (вместо начальной 110-120°С), твердость стала равна 3°П (начальная 10 20°П). Такая изоляция будет повреждаться при появлении даже микротрещин в бетоне, учитывая отсутствие армирования и ее малую толщину, а в дальнейшем и из-за появления и нарастания собственных внутренних напряжений. Как гидроизоляция против капиллярного подсоса, покрытие после обследования еще некоторое время поработает, но суммарный срок ее службы, с учетом уже проработанного, составит не более 25-30 лет.

В результате выполненных исследований установлено, что битум гидроизоляционного покрытия, эксплуатирующегося постоянно в подводной зоне, за 17-18 лет практически не изменился;

битум покрытия из зоны влажного грунта, периодически затапливаемой, за этот срок изменил свои характеристики только в одном наружном слое.

Таким образом, при использовании многослойной оклеечной битумной гидроизоляции из современных рулонных материалов, естественно, при разработке соответствующей конструкции изоляции и качественном производстве работ, обеспечивается защита подземных частей зданий и сооружений на весь предполагаемый срок службы этих сооружений.

УДК 626.824.2.3 + 691:699. Инж. Ю.Н Касаткин РАБОТА АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ДИАФРАГМ ГРУНТОВЫХ ПЛОТИН В ПРИМЫКАНИЯХ Надежность работы асфальтобетонных диафрагм грунтовых плотин в примыканиях и сопряжениях обеспечивается сохранением их сплошности и неразрывности в узлах, которые могут нарушаться при их смещениях, при температурных и сейсмических воздействиях и при некачественном их выполнении.

Работа асфальтобетонных диафрагм в примыканиях к основанию Надежность работы примыкания диафрагмы к основанию опре деляется:

водонепроницаемостью самого примыкания;

водонепроницаемостью диафрагмы в примыкании;

постоянным и плотным поджатием диафрагмы к основанию, в том числе при смещениях диафрагмы при деформациях тела плотины;

самоомоноличиваемостью материала диафрагмы в примыканиях.

Водонепроницаемость примыкания (обычно выполняемого из глино цементного бетона или из асфальтобетона в виде пригрузочной плиты) определяется его плотностью, протяженностью и устройством поверх него гидроизоляции, обеспечивающих такой путь фильтрационного потока из верхнего бьефа в нижний в обход диафрагмы, при котором бы градиент его фильтрации в примыкании не превышал допустимый градиент фильтрации для материала примыкания (например, для бетона, равный 25) [1].

Водонепроницаемость асфальтобетона диафрагмы в примыкании обеспечивается его работой в сжатом состоянии, его плотностью, которая должна быть такой, при которой его пористость не превышает 3,2%. В период строительства диафрагмы она может быть и более 3,2%, но только тогда, когда напряжение сжатия в диафрагме в примыкании превышает предел текучести асфальтобетона диафрагмы при сжатии. В этом случае асфальто бетон в диафрагме работает в псевдоразжиженном состоянии, что дает ему возможность самоуплотняться во времени с ликвидацией в нем открытых пор.

Постоянное поджатие диафрагмы к основанию, в том числе при ее смещениях при деформациях тела плотины, обеспечивается, во-первых, избыточным давлением асфальтобетона в диафрагме, находящимся в состоянии близком к псевдоразжиженному, во-вторых, гарантированной его работой в сжатом состоянии, и, в-третьих, оформлением примыкания диа фрагмы к основанию под углом с его подъемом в сторону нижнего бьефа.

Причем длина плоскости скольжения диафрагмы по этому наклону опре деляется длиной участка ее скольжения по основанию при определении ее смещения.

Величина угла наклона диафрагмы к основанию, совпадающая с углом наклона поверхности выпора грунта тела плотины к горизонту, определяется по соотношению [2]:

[ ] m tg 2 ± m 2 tg 4 tg m + m tg 2 m 2 tg tg =, (1) m tg где m - заложение низового откоса плотины;

- угол внутреннего трения грунта низовой призмы плотины.

Длина поверхности скольжения диафрагмы в сторону нижнего бьефа может быть определена по любой из существующих методик, например, по одной из зависимостей А.К.Бугрова [3]:

а 1+ = {[ Р(h) гр на h]d 1 + 1 + гр d [tg( + )сos на sin]}сos, (2) где а,, - коэффициенты уплотнения, пористости и бокового давления грунта низовой призмы плотины;

Р(h) = гр н ho + (в + гр.взв. ва )(h ho ), (3) а где h0 - превышение гребня плотины над уровнем воды перед ней;

h - рас стояние от гребня плотины до рассматриваемого сечения;

в;

гр.;

гр.взв. плотность соответственно воды, грунта плотины в естественном и во взве шенном состоянии;

ва - коэффициент активного давления грунта верховой призмы плотины;

на - коэффициент активного давления грунта низовой призмы плотины;

- угол внутреннего трения грунта плотины;

0,5h( ва н ) d= а. (4) tg Работа диафрагмы в примыканиях к крутым бортам поймы и к бетону массивных сооружений При расстоянии от гребня плотины, превышающем сж дл h1 = (м), (5) 0,01 АБ диафрагма в примыканиях к крутым бортам поймы и к бетону массивных сооружений работает как и в примыкании к основанию и имеет аналогичную с ним конструкцию сопряжения. В зависимости (5): АБ - плотность асфаль тобетона в диафрагме, т/м3;

сж - предел текучести асфальтобетона диаф дл рагмы при расчетной температуре при сжатии, МПа.

На расстоянии от гребня плотины, меньшем h1, конструкция примы кания диафрагмы к бортам поймы должна быть такой, при которой обес печивается его самоомоноличивание и скольжение по примыканию без от рыва. А трещина в данном случае может образоваться в примыкании при температурных деформациях диафрагмы, сейсмических колебаниях тела плотины и ее смещениях.

Условия закрытия и самоомоноличивания трещин в асфальтовых конс трукциях [4]:

1. Обеспечение в составе материала, используемого для их выполне ния, избытка битума над объемом пустот минеральной части более 3% (Бизб 3 %).

2. Превышение действующего в зоне омоноличиваемой трещины на пряжения обжатия (обж) предел текучести асфальта конструкции в зоне тре щины при сжатии ( сж ).

дл 3. Превышение времени обжатия трещины в конструкции его значения, найденного по соотношению tомон = m R0 / обж, (6) где R0 - предел прочности асфальта в зоне трещины при расчетной темпе ратуре и односекундном сопротивлении.

Из этого следует, что в случае примыкания диафрагмы к бортам поймы на верхних отметках плотины (при h h1), трещина в нем может закрыться и омонолититься только в том случае, если асфальт в зоне омоноличивае мой трещины будет литой и будет иметь вязкость, при которой он полностью теряет свою механическую прочность. Эти условия в рассматриваемом слу чае могут быть достигнуты:

при электроразогреве асфальтобетона диафрагмы в зоне примыкания электродами, заделанными в асфальтобетон диафрагмы;

при укладке в примыкании диафрагмы к борту или к бетону плас тичной прослойки из литого асфальтового раствора с заделанными в него стержнями электрообогрева;

при выполнении в примыкании диафрагмы пластичной прослойки или шпонки, заполненной холодным литым асфальтовым раствором, изго товленным на жидком битуме.

При электроразогреве асфальтобетона диафрагмы в зоне примыкания электродами трещина в примыкании полностью омонолитится, как только температура асфальтобетона в ней поднимется до температуры АБ = Трв, при которой асфальтобетон теряет какую-либо структурную прочность. Здесь Тр - температура размягчения битума, используемого в составе асфаль тобетона;

в - коэффициент характера и степени взаимодействия битума с минеральным материалом в составе асфальтобетона.

Разогрев асфальтобетона в примыкании диафрагмы к бетону про изводится плоским электронагревателем, собранным из стальной арматуры, заделанным в асфальтобетон диафрагмы на расстоянии от бетона, равном r 4 cм. Требуемая для разогрева до указанной температуры (АБ) тепло производительность 1 пог. метра одного стержня-электрода данного электронагревателя может быть найдена по зависимости [5] 112( max АБ )2 АБ, ql =, ккал/мчас., (7) 2r ln dэ где max - максимально допустимая температура нагрева асфальтобетона на поверхности электрода, равная 120-140°С;

АБ - коэффициент теплопро водности асфальтобетона, ккал/мч °С;

dэ - диаметр электрода, см.

При укладке в примыкании диафрагмы прослойки из литого асфаль тового раствора с заделанными в нее электродами поиск режима омоноли чивания трещины в примыкании диафрагмы к бетону борта лучше всего начинать с поиска состава асфальтового раствора для выполнения прослойки, который бы мог омонолитить данную трещину через определенное время, принимаемое из условия ее незасоряемости грунтом переходного слоя равным d t= (с), (8) Kф где д - толщина диафрагмы в примыкании в рассматриваемом сечении, см;

Кф - коэффициент фильтрации грунта переходного слоя диафрагмы, см/с.

При выполнении прослойки из горячей асфальтовой мастики она при укладке в диафрагму горячего асфальтобетона разогревается, втапливается в асфальтобетон, в результате чего вместо прослойки из асфальтовой мастики появляется в примыкании прослойка из литого асфальтобетона с повышен ным содержанием асфальтового вяжущего. Поэтому прослойку в примы кании лучше всего выполнять из литого асфальтового раствора, например, состава 90:10:20 (среднезернистый песок: минеральный порошок: битум марки БНД 60/90), который не втапливается в асфальтобетон. Толщина прослойки п 4 cм.

Для того, чтобы данный асфальтовый раствор за время t заполнил трещину в примыкании размером тр, необходимо, чтобы его вязкость была равна АР 0,001sin 981n1 п ht n АР =, пз (9) тр где АР = 2,02 г/см3 - плотность асфальтового раствора прослойки;

- угол наклона прослойки в примыкании к горизонту;

n1 - показатель ползучести асфальтового раствора при температуре омоноличивания трещины (АР). В нашем случае может быть принято n1 = 1;

п 4 cм - толщина асфальтовой прослойки;

тр- предполагаемая ширина раскрытия трещины, см (по данным наблюдений при строительстве асфальтобетонной диафрагмы в плотине Богучанской ГЭС она может составлять 0,5-1,6 см);

h - расстояние по вертикали от гребня плотины до рассматриваемого расчетного сечения тре щины (диафрагмы), см. Наиболее целесообразное в данных расчетах его значение 100 см.;

g = 981 - ускорение силы тяжести, см/с2.

Зная требуемую вязкость асфальтового раствора при омоноличивании трещины, по формуле Эйлерса-Ван Дика (Вальтера, Хойкелома-Кломпа) 1,2 5 С v АР = б 1 +, пз (10) 1 bСv определяем вязкость битума, которую он должен иметь в составе асфальтового раствора, чтобы обеспечить требуемую вязкость.

В зависимости (10): Сv - объемная концентрация минеральной части в составе асфальтового раствора.

Зная требуемую вязкость битума в составе асфальтобетона, определяем температуру, при которой он имеет данную вязкость. Для этого используем зависимость [6]:

lg б =, (11) ( 1,39 i )1, e где = i= ;

(12) =103 = - расчетная температура;

=1012 - температура, при которой вязкость битума в составе асфальтобетона равна 11012 пз (ноль температурной кривой вязкости битума);

=103 - температура, при которой вязкость битума в составе е асфальтобетона равна 1103 пз (единица температурной кривой вязкости битума).

Температура битума, найденная по зависимостям (11) и (12), равна температуре АР, при которой вязкость асфальтового раствора в прослойке равна АР. При этой вязкости трещина в примыкании диафрагмы к борту поймы омонолитится за время t (8).

Зная температурный режим разогрева асфальта в прослойке при омоно личивании трещины, с использованием зависимости (7) можно определить технологию ее разогрева и конструктивные параметры заделанных в данную прослойку для ее разогрева электронагревателей.

Схема омоноличивания случайной трещины в примыкании диафрагмы к крутому борту поймы - с использованием асфальтовой шпонки, является, по сути дела, не схемой омоноличивания температурно-усадочной трещины в примыкании, а схемой обеспечения условий, при которых бы эта трещина вообще не появилась.

Надежность работы примыкания асфальтовой диафрагмы к борту пой мы с исключением возможности появления в нем трещины при выполнении в примыкании асфальтовой шпонки будет обеспечена:

если будет исключена возможность прорыва воды верхнего бьефа через материал заполнения шпонки в нижний бьеф, что может быть обеспечено когда давление материала в шпонке будет выше гидростатического давления воды в шве (трещине);



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 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.