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 |

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

-- [ Страница 2 ] --

2. Векслер А.Б., Ивашинцов Д.А., Стефанишин Д.В. Надежность, социальная и экологическая безопасность гидротехнических объектов: оценка риска и принятие реше ний. СПб: Изд-во ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева». 2002.

3. Мушик Э., Мюллер П. Методы принятия технических решений / Пер. с нем. М.:

Мир. 1990.

4. Проблемы оценки экологической напряженности Европейской территории Рос сии: факторы, районирование, последствия. М.: 1996.

5. Маршалл В. Основные опасности химических производств. М.: Мир. 1989.

6. Иванов Б.А. Инженерная экология. Л.: Изд-во ЛГУ. 1989.

7. Мазур И.И., Моддаванов О.И. Введение в инженерную экологию. М.: Наука.

1989.

8. Дружинин Г.В. Надежность автоматизированных производственных систем. М.:

Энергоатомиздат. 1986.

9. Клима И. Оптимизация энергетических систем / Пер. с чешск. Под ред. В.Р. Око рокова. М.: Высшая школа. 1991.

10. Пантелеев В.Г. Назначение класса намывного отвала // Гидротехническое строительство. 1990. № 6. С. 9-13.

УДК 622. Канд. техн. наук А.В. Гинц, инж. Н.Я. Никитина ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева инж. О.Ю. Кравцов Чедтый нефть инж. А.А. Кожевников Нобель Ойл инж. В.И. Парфенюк Северная Нефть ЭКСПРЕСС-МЕТОДИКА ОЦЕНКИ ВОЗМОЖНОСТИ УТИЛИЗАЦИИ БУРОВЫХ ШЛАМОВ Основные положения экспресс-методики оценки возможности ути лизации буровых шламов путем их размещения в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок, изложенные в настоящей статье, разработаны на основании результатов комплексной оценки физико-механических харак теристик, химического состава, опасности и токсичности по отношению к окружающей природной среде проб буровых шламов, образующихся на ряде месторождений Республики Коми.

Методическую основу разработки составляют общие принципы и методы оценки воздействия на окружающую среду объектов и видов хо зяйственной деятельности [1, 2];

методические подходы к обоснованию технических решений по защите от возможного загрязнения территорий, на которых размещаются отходы производства и потребления [3, 4];

мето дология нормирования и обеспечения качества природных вод;

методы ана литического контроля уровня загрязнения природной среды и биотестиро вания проб отходов, а также методы анализа физико-механических свойств грунтовых материалов, использование которых при строительстве автомо бильных дорог допускается отечественными нормами [5]. Предложения разработаны в ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева» при участии ФГУП РНЦ «Прикладная Химия» и Института токсикологии (Санкт-Петербург), а так же представителей экологических служб компаний ЗАО «Чедтый нефть», НК «Нобель Ойл», СП «Северная Нефть» (Республика Коми).

В общем виде [3, 4] процедура обеспечения экологической безопас ности при утилизации буровых шламов путем отсыпки их в тело внутрипромысловых дорог и буровых площадок включает следующие основные этапы:

анализ проектной документации, природно-климатических, гидро логических и гидрогеологических условий района месторождения;

комплексная оценка уровня экологической опасности буровых шла мов по результатам химических и токсикологических испытаний проб бу ровых шламов, отобранных с различных глубин;

оценка пригодности шламов для использования в качестве строи тельного материала по результатам испытаний физико-механических свойств проб шлама и грунта отсыпки и основания внутрипромысловых дорог и буровых площадок;

разработка конструкции тела дорог и площадок буровых и способа укладки шлама в них;

прогноз воздействия буровых шламов на окружающую природную среду с учетом особенностей технологии их утилизации;

разработка рекомендаций по организации мониторинга состояния природных вод и почв территории (при необходимости).

Возможность использования буровых шламов при отсыпке внутри промысловых дорог и буровых площадок в общем случае устанавливается по результатам исследований:

физико-механических характеристик буровых шламов, определяю щих возможность их использования в качестве строительных материалов при отсыпке внутрипромысловых дорог и площадок буровых;

степени агрессивности и токсичности буровых шламов по отноше нию к окружающей природной среде.

Ранее выполненные [3, 4] оценки экологической опасности буровых шламов позволяют в качестве основных (лимитирующих) видов потенци ального негативного воздействия на окружающую природную среду отхо дов бурения идентифицировать следующие возможные загрязнения:

почв территории, прилегающей к трассам внутрипромысловых дорог и площадкам буровых;

природных вод (поверхностных и подземных) территории месторо ждения.

При этом атмосферный воздух, растительный и животный мир, грунты и иные составляющие окружающей природной среды могут под вергаться негативным воздействиям, связанным с размещением массы бу ровых шламов в теле внутрипромысловых дорог и площадок буровых, только опосредованно – через загрязнение почв и природных вод террито рии месторождения.

Выполненный нами анализ природно-климатических и инженерно геологических условий, а также результатов комплексной оценки физико механических характеристик, химического состава, опасности и токсично сти буровых шламов, образующихся на ряде месторождений Республики Коми, позволяет в значительной степени минимизировать объем и сроки выполнения работ по обоснованию возможности утилизации буровых шламов путем их размещения в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок.

Сведения проектной и исполнительной документации по освоению конкретного месторождения, при наличии базы данных по климатическим и гидрогеологическим характеристикам местности, рельефе территории, позволяют выявить основные участки, рекомендуемые для укладки буро вых шламов в тело насыпей внутрипромысловых дорог и территорий бу ровых площадок без дополнительного углубленного обследования терри тории.

Данные результатов исследований физико-механических свойств, представительных проб буровых шламов, отобранных с различных глубин бурения (см., например, физические характеристики шламов, образую щихся на Южно-Ошском месторождении Республики Коми, приведенные в табл. 1, 2), свидетельствуют о практическом соответствии физико механических свойств исследованных буровых шламов и грунта, находя щегося в основании внутрипромысловых дорог и буровых площадок и ис пользуемого для их отсыпки. При этом смесь массы бурового шлама с песком – основным грунтом отсыпки – в соотношениях, возрастающих с увеличением влажности бурового шлама, полностью удовлетворяет тре бованиям, предъявляемым к грунтовым строительным материалам, что позволяет рекомендовать ее для отсыпки дорог и буровых площадок [4 6] с учетом уровня экологической опасности собственно буровых шламов.

Комплексная оценка уровня экологической опасности буровых шламов предусматривает обязательное определение класса токсичности (опасности) представительных проб шламов, отобранных с разных глубин, и проводится в соответствии с современными нормами химико аналитического контроля промышленных отходов сложного и переменно го состава [2, 7].

Проведенные в испытательной лаборатории «Малотоннажные хи мические продукты» ФГУП РНЦ «Прикладная Химия» аналитические ис пытания представительных проб буровых шламов, образующихся на ряде месторождений Республики Коми (табл. 3), позволяют выделить и исполь зовать для оценки уровня экологической опасности в качестве репрезен тативных [2 4, 7] следующие показатели загрязнения буровых шламов, отражающие технологию бурения, состав применяемых буровых раство ров и выбуриваемых из скважин пород:

металлы, содержание которых в сухом веществе проб шлама со ставляет: Fe –до 50 000 мг/кг, Cr – до 830 мг/кг, Pb – до 1 100 мг/кг;

Cu – от 54 до 210 мг/кг.

синтетические поверхностно-активные вещества, содержание ко торых в сухом веществе проб шлама составляет до 317 мг/кг;

нефтепродукты, содержание которых в сухом веществе проб шлама достигает 395 мг/кг.

При этом следует отметить, что полученные значения концентраций металлов в пробах находятся в пределах естественной изменчивости со держания тяжелых металлов в земной коре и характеризуют скорее фоно вые показатели содержания указанных металлов в почвах района, чем уровень загрязнения ими буровых шламов. Наиболее значимыми (лимити рующими) показателями потенциального загрязнения почв и природных вод территории в большей части исследованных проб является содержа ние в шламе синтетических поверхностно-активных веществ и нефте продуктов.

Проверка адекватности выводов, полученных по результатам хими ческих анализов, выполнена в испытательной лаборатории продуктов питания и объектов окружающей среды «Аналэкт» Института токсиколо гии (Санкт-Петербург) [3, 4]. Пробы шлама, оказывающие острое или сла бое токсическое воздействие, при величине безвредного разбавления БКР10-96 = 3,9 8,0 могут быть отнесены к категории малоопасные отходы (IV класс). При размещении буровых шламов в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок в смеси с природным песчаным грунтом, ток сическое воздействие которого на окружающую природную среду исклю чено, обеспечивается дополнительное снижение уровня его экологической опасности [2].

Таблица Гранулометрический состав проб буровых шламов и грунтов отсыпки и основания внутрипромысловой дороги Содержание фракций грунта размерами (мм), % d d50, C= Проба мм d 40 20 20 10 10 5 52 2 1 1 0,5 0,5 0,25 0,25 0,1 0,1 0,05 0,05 0,01 0,010,005 0,005 0,002 0, 6,90 17,98 10,9 4,42 9,32 5,10 2,26 11,51 7,96 8,64 15, Буровой 0, шлам 100 93,10 75,12 64,22 59,80 50,48 45,38 43,12 31,61 23,67 236 4,00 8,82 5,37 3,43 23,07 29,91 23,04 4,97 2,16 0,97 5, Грунт от- 0,22 1, сыпки 100 97,64 93,64 84,82 79,45 76,02 52,95 23,04 13,78 8,81 6,65 2,55 3,50 3,60 3,96 4,30 3,78 16,30 25,61 10,46 11,76 3,74 1,82 8, Грунт ос- 0,50 5, нования 100 97,75 93,95 90,35 86,40 81,89 78,11 61,81 36,20 25,74 13,98 10,24 Таблица Физические характеристики проб буровых шламов и грунтов отсыпки и основания дороги Характерные влажности Характеристика Плотность Число Показатель Разновидность грунта Влажность W проб по ГОСТ частиц грунта S, г/см пластичности JP текучести JL WL WP Супесь пылеватая Буровой шлам 26,6 2,62 15,6 9,8 5,8 текучая Грунт отсыпки Песок мелкий 15,5 2,67 Грунт основания Супесь пылеватая 3,0 2,67 17,6 12,3 5,2 Смесь шлама с Супесь 15,5 2,67 12,6 11,2 1,7 3, грунтом отсыпки Таблица Результаты испытаний химического состава проб буровых шламов, отобранных на различных месторождениях Содержание в пробе шлама, отобранного на месторождении Наименование показателя химиче ского состава, единицы измерения Южно- Харьягин Осокинское Ошское ское 20 86 27 Массовая доля воды в пробе шлама, % 11,0 75,3 97 Массовая доля золы в пробе шлама, % на сухое вещество Интенсивность запаха водной 4 вытяжки, баллы 6,9 8,2 8,3 8,8 8,8 9, pH водной вытяжки 0,003 0, Массовая доля летучих арома- 0,002 0, тических углеводородов (бен зол, толуол, ксилолы), % 0,05 0,31 0,07 0, Массовая доля среднелетучих ароматических и гетероцикли ческих соединений, % 0,54 1,7 0,43 0,87 4 Массовая доля нафтеновых и алифатических углеводородов, % 2,7 11 7 42 4 Массовая доля нефтепродуктов в сухом веществе, мг/кг 59 260 3 74 3,5 10, Массовая доля СПАВ, мг/кг 170 1100 21 34 11,6 22, Массовая доля свинца, мг/кг 100 410 43 44 10,7 30, Массовая доля цинка, мг/кг 54 210 23 26 10,0 60, Массовая доля меди, мг/кг 22 28 11 14 0,3 2, Массовая доля кобальта, мг/кг 31000 50000 19000 Массовая доля железа, мг/кг 270 540 550 630 167 Массовая доля марганца, мг/кг 250 830 25 32 8,5 22, Массовая доля хрома, мг/кг 57 75 34 50 18,5 92, Массовая доля никеля, мг/кг Исключение непосредственного контакта шлама при его размещении в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок с почвами и природ ными водами территории как при эксплуатации указанных объектов, так и после вывода месторождения на режим добычи обеспечивается при со блюдении следующих условий [4]:

использование для укладки в тело насыпи смеси шлама с основным грунтом отсыпки, формируемой в соотношении, зависящем от исходной влажности шлама;

укладка смеси шлама с грунтом отсыпки в тело промысловых дорог и буровых площадок в соответствии с рекомендуемой конструкцией на сыпей [6].

Таким образом, экспресс-методика оценки возможности утилизации буровых шламов путем их размещения в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок включает:

отбор трех представительных проб буровых шламов, образующихся на исследуемом месторождении, определение влажности проб и содержания в них нефтепродуктов и СПАВ;

биотестирование проб шламов;

определение соотношения песок : шлам в смеси для укладки в тело до рог и площадок буровых в зависимости от влажности проб;

выбор типовой конструкции насыпи дорог или площадок буровых в за висимости от уровня загрязнения проб буровых шламов.

Предлагаемая экспресс-методика соответствует нормам [6, 7] и обеспечивает экологическую безопасность их утилизации в соответствии с природоохранными требованиями, предъявляемыми к процедурам обра щения с отходами производства.

Выводы 1. Предложена экспресс-методика оценки возможности утилизации буровых шламов путем их размещения в теле внутрипромысловых дорог и буровых площадок, позволяющая существенно сократить объем необходи мых исследований, трудовые и финансовые затраты по определению ха рактеристик проб шлама и разработке рекомендаций по укладке его в тело внутрипромысловых дорог и буровых площадок.

2. Смесь массы бурового шлама с песком при практическом соот ветствии физико-механических свойств исследованных буровых шламов и грунта, находящегося в основании внутрипромысловых дорог и буровых площадок, удовлетворяет требованиям, предъявляемым к грунтовым строительным материалам, что позволяет рекомендовать ее для отсыпки дорог и буровых площадок с учетом уровня экологической опасности соб ственно буровых шламов.

3. Класс опасности шлама, регламентирующий особенности техно логии его утилизации, определяется на основании контроля химического состава представительных проб, выполняемого по репрезентативным по казателям буровых шламов, и проверки адекватности полученных резуль татов независимым путем по данным биотестирования.

4. Предлагаемая экспресс-методика позволяет обеспечить экологиче скую безопасность утилизации буровых шламов в соответствии с приро доохранными требованиями, предъявляемыми к процедурам обращения с отходами нефтедобычи.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Федеральный Закон «Об охране окружающей природной среды» №7-ФЗ от 10.01.2002 с изменениями, внесенными Федеральным законом от 9 мая 2005 г. №45-ФЗ.

2. Критерии отнесения опасных отходов к классу опасности для окружающей при родной среды. Утв. Приказом МПР России № 511 от 15.06.2001.

3. Гордиенко С.Г., Никитина Н.Я., Сольский С.В. Методические основы разра ботки технических решений по защите природных вод от загрязнения при проектировании, эксплуатации и консервации накопителей и хранилищ жидких, твердых и пастообразных отходов // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 1999. Т. 235. С. 123-128.

4. Сольский С.В., Никитина Н.Я., Николайчук Е.В. Обеспечение экологической безопасности буровых шламов при размещении их во внутрипромысловые дороги и пло щадки буровых // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 2001. Т. 239. С. 216-224.

5. СП 11-109-98. Изыскания грунтовых строительных материалов.

6. СНиП 2.05.02-85. Автомобильные дороги.

7. СанПиН 2.1.7.1322-03. Гигиенические требования к размещению и обезврежива нию отходов производства и потребления. М.: Минздрав России. 2003.

УДК 622. Доктор техн. наук В.Н. Жиленков ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева НОВЫЙ СПОСОБ СУХОГО СКЛАДИРОВАНИЯ ЗОЛОШЛАКОВОГО МАТЕРИАЛА Известно, что удаление и складирование золошлакового материа ла продукта сжигания угля на отечественных тепловых электростан циях осуществляется преимущественно так называемым гидравлическим способом, непременными атрибутами которого являются трубопроводная система с насосными установками для перекачки золошлаковой пульпы в отвал и возврата осветленной воды, а также наличие в самом отвале от стойного пруда с водозаборными устройствами. Такие гидроотвалы на станциях большой мощности обычно занимают значительные площади, измеряемые сотнями гектаров, и при отсутствующем экранировании осно вания являются источниками загрязнения грунтовых вод фильтрационны ми утечками, содержащими в растворенном виде вредные вещества. Кро ме того, многоярусный золошлаковый гидроотвал потенциально опасен в отношении массового выноса золошлака и затопления прилегающей тер ритории в случае прорыва дамбы верхнего яруса, ограждающей отстой ный пруд. Такие случаи, рассматриваемые как аварийные ситуации, до вольно многочисленны.

Несмотря на технологическую простоту, гидравлический способ удаления и складирования золошлакового материала по экологическим качествам заметно уступает так называемому сухому способу, который по этим и ряду других показателей нашел широкое распространение за рубе жом, особенно в ФРГ и США.

При сухом способе складирования водопотребление уменьшается в 20 50 раз, полностью прекращается сброс минерализованных вод и поч ти в два раза уменьшаются площади отчуждаемых под отвалы земельных участков.

Однако при обычном сухом складировании и длительном хранении золошлака в насыпных открытых отвалах происходит постепенное ув лажнение вследствие инфильтрации атмосферных осадков и образования внутрипорового конденсата. Также, чтобы избавиться от пыления во вре мя складирования, золошлак предварительно увлажняют.

При значительном увлажнении уложенного в отвал золошлака, пре вышающем его водоудержательнуто способность, в формируемой толще возникает под действием гравитации нисходящий фильтрационный поток, который при отсутствии противофильтрационного экранирования про никнет в основание отвала. В результате возможно химическое загрязне ние транзитного потока грунтовых вод как и в случае неэкранированного гидроотвала.

Однако при тех же граничных условиях интенсивность просачи вания (фильтрационных утечек) через насыпную толщу золошлака будет намного меньше просачивания через слой золошлака в гидроотвале. Это объясняется тем, что поровое пространство содержащего известь золо шлака будет постепенно заполняться (кольматироваться) отложениями карбоната кальция.

Согласно исследованиям автора снижение во времени Т (сут) коэф фициента фильтрации kw первоначально сухого золошлака можно харак теризовать зависимостью вида kw = kw0 exp(aT), (1) аналогичной известному выражению процесса "самоуплотнения" бетона.

Например, для известковистой золы, полученной на эксперимен тальной установке при сжигании в топке с циркулирующим кипящим сло ем (ЦКС) углей Березовского месторождения, значения коэффициентов kw0= 4,210-5 см/с и a = 0,18 1/сут, то есть в течение первых двух недель ко эффициент фильтрации этой золы уменьшается на порядок.

Следует также иметь в виду, что коэффициент фильтрации золо шлака kа в зоне гравитационного просачивания атмосферных осадков че рез толщу насыпного отвала (в зоне аэрации) будет существенно меньше его значения kw в зоне полного водонасыщения.

В этом случае значение коэффициента kа можно, в первом прибли жении, определять по зависимости kа = 2К (m 0,3)3/2, (2) где m коэффициент (степень) водонасыщения золошлака в объемных единицах.

Практически, коэффициент фильтрации относительно крупнозерни стой золы (dc 0,05 мм) уменьшается в зоне аэрации в 3 5 раз. Однако данный эффект уменьшения проницаемости вследствие пневмокольмата жа постепенно исчезает по мере повышения дисперсности частиц золы.

Как видно, фильтрационные утечки из насыпного золоотвала, даже при самых неблагоприятных метеорологических и техногенных условиях, будут намного меньше утечек из гидрозолоотвала тех же размеров.

Фильтрационные утечки из неэкранированного насыпного золоотва ла можно полностью устранить путем регулирования увлажнения склади руемого в нем золошлака в соответствии с разработанным автором регла ментом [1]. Суть регламента заключается в том, чтобы увлажнение уло женного в отвал золошлака не превышало его водоудержательную спо собность, определяемую как относительное весовое количество влаги Wk, удерживаемой золошлаком в неподвижном (или практически неподвиж ном) состоянии после полного его водонасыщения (характеризуемого зна чением влажности Wн) и свободного стекания всей гравитационной влаги при отсутствии испарения.

В грунтоведении эту длительно удерживаемую воду называют под вешенной водой, а наибольшее ее количество принято называть наимень шей влагоемкостью (НВ), величина которой практически не зависит от толщины промоченного слоя.

Ввиду малой подвижности подвешенная влага находится в квазирав новесном состоянии. По этому признаку и следует определять НB в лабо раторных или полевых условиях. Так, для золошлака НВ определялась нами по расходу стока воды из заполненных золошлаком вертикальных высоких колонн, как это делается для определения максимальной молеку лярной влагоемкости, которая в этом случае одинакова с НВ.

При исследованиях гидрофизических свойств золошлаков для опре деления НВ использовался метод вакуумного "отсоса" влаги из образцов, подвергавшихся при этом дополнительному уплотнению внешней нагруз кой.

В качестве примера результаты исследований некоторых золошла ков представлены в табл. 1.

Таблица Величины наименьшей влагоемкости угольной золы ТЭС Характерные размеры Величины НВ частиц, мм Угольное месторождение вакуумирование осушение (ТЭС) d10 d50 d при = 0,25 МПа в колонне Донецкое 0,012 0,037 0,041 0,41 0, Интинское 0,018 0,044 0,51 0,8 0, Экибастузское 0,02 0,09 0,12 0,56 0, (Рефтинская ГРЭС) Челябинское 0,431 0,12 0,15 0,26 0, Карагандинское 0,009 0,027 0,034 0, Экибастузское 0,023 0,052 0,068 0, (Омские ТЭЦ) Кузбасское 0,02 0,05 0,055 0, (Владимирская ТЭЦ) Из табл. 1 видно, что значения НВ всех без исключения золошаков намного превосходят НВ близких по дисперсности пылеватых песчаных грунтов и даже супесей, для которых характерны значения НВ в пределах от 0,03 до 0,1. Разницу в значениях НВ для грунтов и золошлаков предпо ложительно можно объяснить увеличением поверхностной энергии (гид рофильности) частиц золы в результате действия высокой температуры в топке котла. Данная феноменальная способность золошлака аккумулиро вать в себе влагу до 40 50 весовых процентов и положена в основу рас сматриваемого способа бессточного его складирования. Реализация спо соба сводится к ограничению (с учетом нормы атмосферных осадков) на чального увлажнения золошлака и подбору, в зависимости от этих факто ров, скорости наращивания (увеличения высоты) формируемого участка (карты) отвала.

Скорость наращивания можно определить, балансируя поступаю щую извне и свободно удерживаемую влагу в отсыпанном золошлаке, ис ходя из чего получается qu H, (3) T Wk W Нам известны предложения об использовании золы ТЭС для приготовления пористых материалов, способных аккумулировать водные растворы радиоактив ных веществ.

где Н высота отсыпанного слоя за время Т;

qи расчетная интенсив ность инфильтрации влаги (атмосферные осадки и полив для подавления пыления) за тот же отрезок времени;

Wk наибольшая свободно удержи ваемая золошлаком влажность;

W0 начальная влажность складируемого в отвале золошлака.

Например, при суммарной интенсивности инфильтрации q = 0,5 м/год, максимальной (равновесной) влагоемкости золошлака Wk = 0,4 и начальном его увлажнении W0 = 0,3, наращивание формируемой в отвале карты должно осуществляться со скоростью не ниже 5 м/год.

Очевидно, что каждая из карт складирования золошлака по заверше нии ее формирования должна быть законсервирована с целью защиты от избыточного увлажнения отсыпанной толщи золошлака и предотвращения ветровой эрозии. Для этого необходимо произвести отсыпку на поверх ность карты слоя глинистого грунта или накрыть ее другим малопрони цаемым материалом, то есть осуществить обычно рекомендуемые меро приятия по консервации накопителей твердых промышленных отходов [2].

Вместе с тем, в процессе послойной отсыпки золошлака также сле дует выполнять мероприятия по оперативному пылеподавлению, являю щемуся одним из основных технологических условий организации работ по сухому складированию золошлака.

В связи с этим разработаны и предложены [3,4] новые эффективные средства пылеподавления, основанные на использовании гидросмесей зо лы и местных глинистых грунтов с любыми геотехническими характери стиками.

Гидросмесь в капельном виде переносится на закрепляемую поверх ность с помощью воздуходувного устройства, например, отработавшего свой ресурс турбореактивного двигателя небольшой мощности (ВК-1) или вентилятора с электроприводом.

В этом случае не потребуется, как при увлажнении поверхности, пе риодически возобновлять данную операцию. Объем формирующегося при ливневых осадках поверхностного стока на золоотвале следует оценивать по разностям между осредненной интенсивностью ливня и инфильтрацией воды в толщу золоотвала, то есть J = Jm Ji, (4) где Jm средняя интенсивность осадков, выпавших на горизонтальную по верхность, мм/мин;

Ji интенсивность гравитационного просачивания во ды в толщу золоотвала за то же время, м/мин.

Значение Ji рекомендуется вычислять по формуле Ji = kw A, (5) где kw коэффициент фильтрации уложенной в отвал золы (определяв шийся при полном ее водонасыщении);

А = 0,3 0,5 коэффициент, вво димый для учета неполного водонасыщения золы при гравитационном просачивании в нее ливневых осадков.

Например, при расчетной интенсивности достаточно продолжитель ного (t 1 часа) ливня с Im = 0,2 мм/мин =3,310-4 см/с, полное поглоще ние дождевых осадков золой произойдет, если ее коэффициент фильтра ции в зоне аэрации kа kw A, то есть при реальной поправке А = 0,3 значе ние kw должно быть больше 1 м/сут. Другими словами, если коэффициент фильтрации золы в наружном ее слое kа превышает 0,3 м/сут, поверхност ный сток вследствие ливня данной интенсивности на золоотвале не сфор мируется. Для большинства случаев значение коэффициента фильтрации золы kа = 0,3 м/сут следует считать критериальным в отношении возмож ности формирования поверхностного стока на золоотвале.

Объем избыточного ливневого стока р % обеспеченности, который необходимо отвести с поверхности F золоотвала, можно оценивать по формуле Vp= Jmp (l ) F, (6) где коэффициент поверхностного стока, определяемый по табл. 2.

Таблица Численные значения коэффициентов поверхностного стока дождевых осадков Коэффициент поверхностного стока Коэффициент при уклонах поверхности i фильтрации Водопроницаемость золы kа, м/сут слабом (i 0,01) большом (i 0,05) 0,5 1,0 0,8,9 0,6 0, Хорошая 0,1 0,5 0,7 0,8 0,3 0, Слабая 0,2 0,3 0,05 0, Очень низкая 0, (в том числе при мерзлой толще золы) Наиболее приемлемыми могут быть следующие варианты защиты от водной эрозии наружных откосов золоотвала и поверхности отдельных его блоков или формируемых ярусов отсыпки золы:

закрепление откосов отвала при неуправляемом и рассредоточенном сбросе талых и дождевых вод поверхности карт отсыпки;

временное аккумулирование атмосферных осадков в прудке-нако пителе, расположенном на верхних отметках насыпи, с последующим его осушением принудительным или самотечным сбросом находящейся в нем воды в систему очистки, либо в толщу золы и далее в дренажный кол лектор;

устройство системы водосборных желобов, направленных к водовы пуску в виде обычного колодца с шандорами или наклонного трубчатого водосброса.

При выборе защиты по первому варианту карты отсыпки должны формироваться с общим уклоном в сторону наружных откосов отвала, а в остальных случаях с уклонами к водосборным желобам.

Русла желобов для предотвращения их размыва надлежит укреплять зернистыми материалами (например, шлаком), содержащими частицы крупнее 25 мм, или гибкими геосинтетическими ковриками.

По Э.Ю. Бергу ливнем считается дождь интенсивностью 0,5 мм/мин при его продолжительности 5 мин, 0,23 мм/мин – при продолжительности 30 мин и 0,2 мм/мин – при продолжительности 1 час.

Неразмывающие скорости водного потока, стекающего во время продолжительного ливня по поверхности уложенного слоя золы, зависят от крупности ее частиц. Скорости эти невелики, не более 10 см/с, в связи с чем уклоны поверхности насыпи рекомендуется назначать в пределах 0,002 0,005. При таких уклонах водная эрозия насыпи будет сведена к минимуму.

Весь сток поверхностных минерализованных вод должен собираться в экранированном бассейне-накопителе для их осветления и последующей очистки от растворенных примесей (веществ).

Выводы 1. Предложенный способ сухого складирования золошлака в неэкра нированный отвал является простым и экологически эффективным сред ством защиты грунтовых вод от загрязнения на территории, прилегающей к отвалу. В его основу положен принцип аккумулирования (впитывания) проникающей в золошлак воды, главным образом атмосферных осадков. В связи с этим экспериментально впервые установлены характеристики во доудержания различными золошлаковыми материалами, которые, как оказалось, значительно выше (почти на порядок) аналогичных характери стик близких по дисперсности грунтов, например, пылеватых песков.

2. Данный способ рассматривался Западно-Сибирским отделением «ВНИПИ Энергопром» как один из вариантов складирования золошлака при проектирование Омской ТЭЦ-6, которую вначале предполагалось за действовать на Экибастузском узле, но затем было решено перевести ее на газоснабжение. Тем не менее, были найдены перспективные для использо вания на других объектах решения проблемы экологически применимого сухого складирования золошлакового материала. Также предложены но вые средства пылеподавления, являющиеся элементами технологического цикла формирования золоотвала.

3. Имея в виду высокую гидрофильность золошлаков, можно без особых опасений осуществлять их переброску из заполненного гидрозо лоотвала в приготовленную неэкранированную емкость с условием од номоментной ее консервации, предотвращающей избыточное увлажнение уложенного золошлака атмосферными осадками. В частности, такой ва риант складирования золошлака рассматривался при разработке схемы золоудаления на Владимирской ТЭЦ.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Патент СССР 1792462. Способ складирования золошлакового материала / Жи ленков В.Н. // БИ №4. 1993.

2. Пособие по проектированию полигонов по обезвреживанию и захоронению ток сичных промышленных отходов (к СНиП 2.01.28-85). ЦИТП Госстроя СССР. 1990.

3. Патент Российской Федерации 2084636. Способ закрепления пылящих поверх ностей / Жиленков В.Н., Билев А.Е. // БИ № 10. 1997.

4. Патент Российской Федерации 2045658. Устройство для противопылевого за крепления поверхности отвала дисперсных отходов / Жиленков В.Н. // БИ № 28. 1995.

5. Жиленков В.Н. Новые эффективные средства пылеподавления на золоотвалах тепловых электростанций // Теплоэнергетика. 2003. № 9. С. 50-55.

УДК 624.159.2+624.15:626/ Доктор геол.-мин. наук С.Е. Могилевская ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева ПОТЕРЯ УСТОЙЧИВОСТИ НА СДВИГ СКАЛЬНЫХ ОСНОВАНИЙ БЕТОННЫХ ПЛОТИН И ЕЕ ГЕОЛОГИЧЕСКАЯ ОБУСЛОВЛЕННОСТЬ Знание закономерностей и условий проявления техноприродных процессов в скальных основаниях гидротехнических сооружений (ГТС) необходимо для оценки безопасности сооружений и разработки методов прогноза деформаций оснований на стадии изысканий.

Общая концепция отыскания путей прогноза развития различных техноприродных процессов в основаниях ГТС уже на ранних стадиях изы сканий и проектирования изложена в [1 3].

В данной статье рассматриваются только вопросы разработки ретро спективных сценариев развития чрезвычайных ситуаций и обобщенной схемы развития деформаций потери устойчивости на сдвиг скальных ос нований бетонных плотин, а также инженерно-геологические критерии безопасности (ИГКБ) развития этого вида деформаций.

Ретроспективные сценарии развития чрезвычайных ситуаций в основаниях ГТС. Анализ мирового опыта эксплуатации бетонных плотин на скальных основаниях свидетельствует о многочисленных случаях раз вития таких техноприродных процессов в основаниях и примыканиях пло тин, как смещения. Достаточно упомянуть лишь некоторые примеры, что бы судить о возможных тяжелых последствиях таких процессов [4 7].

Примером развития чрезвычайной ситуации (ЧС), связанной с потен циальной опасностью возникновения оползня по слабым прослоям и тре щине является основание гравитационной плотины Мекиненца (Испания) высотой 77,4 м, длина по гребню 451 м, объем водохранилища 150 млн.м (рис. 1). Инженерно-геологические изыскания позволили вскрыть наличие горизонтальной трещины на глубине 36.5 м от подошвы плотины в извест няках основания, содержащих прослои мергеля и лигнита. На стадии экс плуатации потребовалось проведение дополнительных исследований пре имущественно слабых пород с уточнением характеристик их физико механических и фильтрационных свойств. Получены следующие характе ристики: прочность лигнита на сдвиг (по данным полевых опытов на сдвиг на целиках с площадью в основании 0,25 16 м2): tg = 0,6 – 0,7;

c = 0,05 0,07МПа ;

модуль деформации лигнита (по результатам на штампах) – 0,2–0,26 МПа, толщи переслаивания лигнита с известняками – 2,2 – 4,0 МПа, известняков олигоцена – 18,2 – 27,6 МПа;

коэффициент фильтрации прослоя лигнита (3,50 – 23,9)10-8 при изменении эффективно го давления от 1,8 – 2,0 до 0,25 МПа.

В связи с усиленной фильтрацией после наполнения водохранилища, образованием в основании правобережного примыкания трещины и воз никшей угрозой смещения пород, в период эксплуатации были выполнены укрепительные мероприятия, предотвратившие аварию системы основа ние сооружение.

Другой пример хорошо известная авария плотины Вайонт высотой 261,5 м, повлекшая огромные человеческие жертвы. Причины этой аварии – оползень, который произошел вследствие снижения устойчивости упорного клина под действием взвешивающего давления воды. Смещение берегового массива сопровождалось образованием в примыканиях трещин и дроблени ем пород с выбросом воды из водохранилища объемом 25 млн. м3.

Рис. 1. Сценарий развития чрезвычайной ситуации на гравитационной плотине Мекиненца (Испания) В таблице приведены некоторые примеры деформаций оснований вследствие смещения пород, потребовавшие принятия срочных мер по ста билизации оснований или береговых примыканий.

Обобщенная схема развития деформаций потери устойчивости на сдвиг. Имевшие место в международной практике многочисленные аварии и инциденты вследствие потери устойчивости на сдвиг скальных оснований и береговых примыканий бетонных плотин [4 7], анализ гео логической обусловленности деформаций, а также механизма возникнове ния и протекания во времени процесса позволил разработать обобщенную схему развития этого вида деформаций (рис. 2). Предлагаемую схему можно использовать как наиболее вероятную для прогноза развития де формаций смещения основания плотины и береговых примыканий.

Примеры деформаций скальных оснований арочных плотин из-за потери устойчивости на сдвиг (по данным зарубежного опыта) Название Породы основания Геологические Год обнаруже- Признаки проявления Причины Основные мероприятия, плотины, и береговых примы- факторы, обуслав ния признаков процессов деформаций устраняющие возможность год постройки, каний, структурные ливающие дефор деформаций деформаций пород оснований проявления деформаций высота, м особенности мации оснований КАРИБА В основании пло- Правобережное Снижение ус 1959 начало эксплуатации примыкание в тойчивости (Зимбабве) тины – биотитовые гнейсы, прочные;

нижнем бьефе пород на сдвиг 1959, 1962 г. 1-е 1962 г. – возведены Имеются зоны представляет в результате высота наполнение 4 контрфорса для передачи ослабленных гней- древний опол- изменения нагрузки на сохранные по (последний сов. Правобереж- зень. Наличие в гидрогеологи этап) роды гнейсах основа- ческого режи ное примыкание – 1963 1970 гг. – для стаби верхняя часть ния ослаблен- ма и водона лизации оползня пройдены сложена сильно ных зон сыщения по дренажные галереи трещиноватыми род кварцитами, слю дистыми. Просле жены тектониче ские зоны Смещение пород 1978 1976 – 1979 гг. – пробурены правобережного скважины, выполнена анке ровка склона с пассивными примыкания (опол зень): и предварительно напря женными анкерами;

1978 110 мм/год;

1960 – 1993 гг. – выполнен дренаж откоса и изоляция 1980 5 мм/год;

1990 1,5 мм/год Продолжение табл.

Название Породы основания Геологические Год обнаруже- Признаки проявления Причины Основные мероприятия, плотины, и береговых примы- факторы, обуслав ния признаков процессов деформаций устраняющие возможность год постройки, каний, структурные ливающие дефор деформаций деформаций пород оснований проявления деформаций высота, м особенности мации оснований ОТФАЖ, После первого на- Кристаллические Верхняя часть Ползучесть полнения водохра- левобережного скалы, обу (Франция), породы (кристал лин) примыкания словленная высота 57 нилища – образова ние трещин в плоти- сложена поро- недостаточной не на низовой грани, дами, содержа- прочностью на которые продолжали щими прослойки сдвиг прослоек развиваться до слюды, и отде- слюды лена от основно 1966 г. Смещение левобережного при- го массива пла мыкания: стом слюдяного лампрофира В 1959 1966 гг. в плоти 1958-61 16 мм;

не выполнены цемента 1970 1 мм;

ционные работы 1979 ОДЕАХАРЕ, Кристаллические Повышенная Недостаточная Цементация;

смещенную 1967 Смещение (необра тимое) правобереж- сланцы. Правобе- трещиноватость прочность на секцию заанкеровали в (Португалия), ного примыкания;

режное примыка- сланцев право- сдвиг основание 1958, возникновение ние сложено мел- бережного при высота фильтрации в лево- коплитчатыми по- мыкания бережном примыка- родами нии (Ест = 0,2 – 1 ГПа), левобережное – более прочными Продолжение табл.

ПОНТЕЗЕИ Появление трещин в Известняки и до- Неблагоприят- Недостаточная Укрепительная цемента автодорожном тун- ломиты пермские и ное залегание прочность на ция основания в период (Италия), неле на участке верхне-триасовые пород и ориен- сдвиг по тре- строительства 1956, створа плотины трещиноватые тировка трещин, щинам в усло высота обуславливаю- виях высоких Сход оползня скаль- Сооружение бетонного щие снижение ного массива на ле- контрфорса в период экс напряжений (в устойчивости плуатации 2 раза превы вом берегу в 500 м пород сили наивыс от плотины объемом шие для нор 3 млн.м3 вызвал вол мальных усло ну, перехлестнув вий эксплуата шую плотину ции) ФРАЙЛЕ Обвал скального мас- Диабазы прочные и Выветрелость и Недостаточная После сработки водохра 1960 61 гг.

трещиноватость прочность на нилища на участке вывала (Перу), сива объемом 15 тыс полускальные ( = м3 на левом берегу в диабазов. сдвиг по тре- сооружены бетонные кон 1958, 50 – 180 МПа);

нижнем бьефе в непо- падение субверти- В результате щинам в усло- трофорсы высота средственной близости кальное, прорезаны повреждения виях повыше от плотины;

смещение диаклазами цементационной ния сейсмиче металлической обли- завесы давление ской активно цовки туннеля в районе воды передава- сти: в 1958, лось на пласты затворов на 80 см;

сме- 1959, 1960 гг.

щение левобережного диабазов, рассе- были зафикси устоя;

появление тре- ченных трещи- рованы земле щин в бетоне плотины. нами трясения Повреждена цемента ционная завеса Рис. 2. Обобщенная схема развития деформаций смещения скальных оснований ГТС и их последствия Инженерно-геологические критерии безопасности развития де формаций потери устойчивости на сдвиг (ИГКБ). С целью разработки методов прогноза смещений скальных оснований и береговых примыка ний бетонных плотин очень важно для обеспечения надежности и безо пасности работы системы основание – сооружение знать условия возник новения рассматриваемого процесса и закономерности его развития во времени и пространстве.

В основе наших представлений о развитии опасных техноприродных процессов в основаниях ГТС, которые могут повлечь за собой непрогноз ные деформации основания и сооружения, лежит концепция геологиче ской обусловленности (при прочих равных условиях) деформаций различ ных видов: фильтрационных, потери устойчивости на сдвиг, неравномер ных и непрогнозных осадок [1 3].

В рамках предлагаемой концепции для решения поставленной зада чи – прогноза развития процесса – были разработаны инженерно геологические критерии безопасности (ИГКБ) развития деформаций сме щения – потери устойчивости на сдвиг скальных оснований. Эти критерии разработаны на основе анализа геологической обусловленности данного вида деформаций, имевших место в различных сложных инженерно геологических условиях возведения ГТС.

Основными ИГКБ развития деформаций потери устойчивости на сдвиг, в том числе оползневых процессов, являются:

литолого-стратиграфические условия и условия залегания пород:

падение в сторону нижнего бьефа, склонов, откосов;

литологическая не однородность пород, в т.ч. наличие слабых прослоев;

структурно-тектонические условия: интенсивная тектоническая нарушенность пород;

наличие разломов различных порядков, протяжен ных трещин, блокообразующих трещин неблагоприятно ориентированных (падающих в сторону склонов);

наличие глинистого материала в трещинах и зонах разлома, способствующих смещению пород;

свойства пород: низкие параметры сопротивления сдвигу по по верхностям ослаблений – разломам, трещинам, слабым прослоям;

состояние пород: разгрузка и выветривание пород, обусловливаю щие развитие трещин бортового отпора (отчленяющих) и пологопадаю щих (подсекающих) трещин;

водонасыщение пород, обусловливающее снижение прочности на сдвиг.

Выводы. Разработанные ретроспективные сценарии развития аварий ГТС вследствии смещений скальных пород, обобщенная схема развития этого вида деформаций и предложенные инженерно-геологические крите рии безопасности развития деформаций смещения (ИГКБ) рекомендуется использовать на ранних стадиях проектирования ГТС с целью прогноза возможных деформаций оснований и разработки природоохранных меро приятий. Их следует также использовать для прогноза сценариев развития деформаций системы основание – сооружение при разработке деклараций безопасности ГТС.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Могилевская С.Е. Прогноз деформаций скального основания бетонной плотины с использованием инженерно-геологических критериев безопасности (на примере плотины Камской ГЭС) // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 2005. Т. 244. С. 81-90.

2. Могилевская С.Е. Инженерно-геологические аспекты безопасности бетонных плотин на скальных основаниях / В сб.: Научно-техническая конференция: «Гидроэнерге тика. Новые разработки и технологии». Тезисы докладов. Изд-во ВНИИГ им. Б.Е. Веденее ва. СПб. 2005. С. 91.

3. Могилевская С.Е. Инженерно-геологические критерии безопасности развития фильтрационных процессов в основаниях бетонных плотин / В сб.: Научно-техническая конференция: «Гидроэнергетика. Новые разработки и технологии». Тезисы докладов.

Изд-во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. СПб. 2005. С. 93.

4. Automated observation for the safety control of dams. Paris: ICOLD. 1982.

5. Ageing of dams and Appurtenant works. International Commission on Large Dams.

Committee ageing of dams, Cairo, November. 1993.

6. Seventeenth International on Large Dams. Question 65. Published by the International Commission on Large Dams. Vienna, Austria. 1991.

7. Калустян Э.С. Разрушение и повреждение бетонных плотин на скальных осно ваниях. М.-СПб.: Изд-во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 1997.

УДК 627.82. Канд.техн. наук А.П. Кузьменко, канд.физ-мат. наук П.Б.Бортников ЮНИИИТ инж. В.С. Сабуров ООО «ДиагносТехСиб»

КОНТРОЛЬ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ БЕТОННЫХ ПЛОТИН ПО ДИНАМИЧЕСКИМ ХАРАКТЕРИСТИКАМ ИХ КОЛЕБАНИЙ Многие бетонные и железобетонные сооружения тепловых и гидро электростанций находятся в эксплуатации 60 70 лет. По мере старения сооружений особенно актуальными становятся проблемы оценки их тех нического состояния, остаточной прочности материалов, возможности дальнейшей эксплуатации, необходимости проведения ремонтных работ и т.п. Контроль состояния плотины и основания осуществляется с помощью периодических натурных наблюдений закладной контрольно-измери тельной аппаратуры (КИА). Он является частью системы обеспечения безопасности гидротехнических сооружений в процессе эксплуатации.

Существующие методы контроля технического состояния с помо щью КИА позволяют определить обратимые (сезонные) и необратимые статические характеристики напряженно-деформированного состояния (НДС) плотин гидротехнических сооружений: осадки, горизонтальные перемещения, величины раскрытия швов и трещин на низовой грани, фильтрационные характеристики различных участков основания и т.п.

С помощью известных методов неразрушающего контроля и диаг ностики состояния конструкций гидротехнических сооружений (механи ческие, ультразвуковые и т.п.) можно установить физико-механические свойства бетона тела плотины и пород основания в ограниченной зоне проведения измерений и осуществить дефектоскопию конструкций.

Предлагаемый неразрушающий метод контроля (мониторинга) тех нического состояния сооружения в целом или его отдельных конструктив ных элементов основан на измерении динамических характеристик мик роколебаний конструкций гидротехнических сооружений под воздействи ем эксплуатационных динамических нагрузок от функционирующего обо рудования.

Динамические характеристики колебаний конструкций отображают состояние сооружения и его отдельных элементов в целом интегрально.

При изменении в процессе эксплуатации, под воздействием различных процессов, прочностных характеристик строительных материалов и кон струкций сооружения обычно изменяются динамические характеристики его колебаний:

частоты и конфигурация (эпюры) форм собственных пространст венных колебаний;

логарифмический декремент затухания на частотах собственных форм;

динамические модули упругости и сдвига пород основания и строи тельных материалов сооружения;

передаточные функции между основанием и точками объекта и т.п.

Известно, что по мере старения сооружения, частоты форм собст венных колебаний понижаются [2 5]. Так, при обследовании Чарвакской грунтовой плотины в Узбекистане установлено, что частота первой собст венной формы колебаний плотины в течение девяти лет эксплуатации по низилась для гребня на 11%, а для бермы на 9%. Аналогичные измене ния частот собственных форм отмечают для зданий различного назначе ния и мостов различной конструкции. Кроме того, в случае значительного изменения пространственной жесткости строительной конструкции обра зуются дополнительные частоты собственных колебаний. По изменению частот первых форм собственных колебаний сооружения в процессе экс плуатации оценивают износ конструкции [6].

Таким образом, результаты наблюдений подтверждают, что величи ны частот форм собственных колебаний отображают техническое состоя ния сооружения в целом интегрально.

При осуществлении контроля состояния плотин ГЭС по параметрам динамических характеристик колебаний необходимо выделять, аналогич но статическим характеристикам НДС, обратимые (сезонные) и необрати мые изменения параметров в процессе эксплуатации. Сезонные изменения динамических характеристик колебаний, в основном, обусловлены изме нением уровня верхнего бьефа (УВБ) – напора на плотину. Необратимые изменения частот форм собственных колебаний связаны обычно с измене нием изгибной (сдвиговой) жесткости сооружения в целом или его от дельных конструктивных элементов или изменением упруго-механи ческих (прочностных, деформативных) свойств основания.

В результате инженерно-сейсмометрических обследований (дина мических тестовых испытаний) в 1997 2001 гг. трех плотин ГЭС (ароч но-гравитационной Саяно-Шушенской, гравитационной Красноярской и массивно-контрфорсной Зейской) при максимальном и минимальном уровнях верхнего бьефа были получены их фактические динамические характеристики колебаний [7]. Определены средние частоты и эпюры зна чимых форм собственных колебаний, логарифмические декременты зату хания на частотах форм, статистические характеристики колебаний, ам плитуды изменения динамических параметров по длине и высоте плотины и т.п.

На основе данных этих обследований авторы обосновывают мето дику осуществления периодического контроля технического состояния плотин ГЭС по изменению параметров динамических характеристик коле баний.

В предположении, что за период между двумя обследованиями тех ническое состояние плотин не менялось, можно оценить пределы сезон ных изменений динамических характеристик трех указанных плотин.

Графики зависимости частот собственных форм поперечных (ради альных для СШ ГЭС) колебаний трех плотин от волнового числа (диспер сионные кривые) и номера форм при максимальном и минимальном зна чениях УВБ представлены на рис.1. Величины частот собственных коле баний трех плотин в виде таблиц с точностью 0,01 Гц приведены в работе [6]. Как видно, зависимость частот форм собственных изгибных попереч ных (в направлении по потоку) колебаний от УВБ подобна для трех об следованных плотин. Частоты форм собственных поперечных колебаний с 1-ой по 5 8-ую уменьшаются с возрастанием величины напора на пло тину, а частоты более высоких форм, наоборот, возрастают. При увеличе нии напора на плотину частоты форм собственных колебаний на низких частотах уменьшаются, в основном, за счет возрастания “присоединен ной” массы воды, участвующей в совместных колебаниях, а на более вы соких частотах (номерах форм) возрастают из-за увеличения жесткости тела плотины при изменении НДС. Отличие частот первых форм собст венных поперечных колебаний плотин при максимальном и минимальном напорах достигает 5 8%.


Графики зависимости частот значимых собственных форм плотины от величины напора могут быть получены в процессе первого этапа про ведения мониторинга плотины, путем периодических наблюдений в про цессе изменения УВБ от минимального до максимального (рис.1). Таким образом, сезонная составляющая изменения частот форм собственных ко лебаний может быть выделена для всех значений напора на плотину.

Кроме того, по мере старения сооружения обычно возрастает вели чина логарифмического декремента затухания, то есть увеличивается спо собность поглощения энергии конструкцией сооружения. Графики на рис.2 дают представление о зависимости величины логарифмического декремента затухания от частоты (номера) собственных форм и величины напора для трех плотин.

Зависимость логарифмического декремента затухания от частоты колебаний определяется действующим типом трения [8], которое обуслов лено конструкцией плотин (арочная, арочно-гравитационная, массивно контрфорсная, гравитационная). Для Зейской и Красноярской ГЭС вели чина логарифмического декремента убывает по гиперболе с возрастанием частоты, поэтому плотину можно представить в виде механической систе мы, в которой действует вязкое линейное абсолютное (внешнее) трение.

При этом силы трения пропорциональны скоростям абсолютного переме щения элементов конструкции плотины. Потеря энергии колебаний про исходит при трении массивных элементов конструкции между собой (сек ций плотины).

Зависимость величины логарифмического декремента затухания ра диальных колебаний от частоты для плотины Саяно-Шушенской ГЭС, по казывает, что плотина на частотах первых пяти форм также обладает вяз ким абсолютным (внешнее) трением, что характерно для систем с дис кретными массами. При этом поглощение энергии колебаний обусловлено трением между секциями плотины. Для более высоких частот (формы вы ше 5-ой), величина декремента пропорциональна частоте собственных затухающих колебаний, то есть наблюдается вязкое линейное относительное (внутреннее) трение, что характерно для жестких систем с распределенной массой, таких как жесткая пластина. Поэтому для описания процессов поглощения в плотине Саяно-Шушенской ГЭС необходимо использовать разные модели поглощения в разных диа пазонах частот.

а) Частота, Гц 0 0.002 0.004 0.006 0.008 0. Волновое число ( k / 2 ), 1/м б) Частота, Гц 0 2 4 6 8 10 12 14 Номер формы Рис. 1. График изменения частот собственных форм поперечных (радиальных) колебаний плотин Саяно-Шушенской, Красноярской и Зейской ГЭС в зависимости от волнового числа (а) и номера форм (б) при разных УВБ:

СШГЭС УВБ 539 м;

СШГЭС УВБ 500 м;

ЗГЭС УВБ 314 м;

ЗГЭС УВБ 307 м;

КГЭС УВБ 236,5 м;

КГЭС УВБ 227,4 м 0. Логарифмический декремент затухания 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0 2 4 6 8 Частота, Гц Рис.2. Зависимость логарифмического декремента затухания от частоты собственных форм поперечных (радиальных) колебаний плотин Саяно-Шушенской, Красноярской и Зейской ГЭС:

СШГЭС УВБ 539 м;

СШГЭС УВБ 500 м;

ЗГЭС УВБ 314 м;

ЗГЭС УВБ 307 м;

КГЭС УВБ 236,5 м;

КГЭС УВБ 227,4 м Следует отметить, что величина логарифмического декремента за тухания может зависеть от амплитуды колебаний. Декремент для трех плотин определялся при динамических нагрузках от функционирующего на ГЭС оборудования.

Как видно логарифмический декремент затухания увеличивается при уменьшении величины напора на плотины: Саяно-Шушенской при близительно на 15 20%, Красноярской на 1 2%, а Зейской ГЭС на – 25 35%. То есть изменение декремента от величины напора минимально для массивной гравитационной плотины. При изменении модулей упруго сти и сдвига в материале и в основании сооружения меняются также ско рости продольных и поперечных волн. Изменение напора приводит к из менению статистических характеристик колебаний плотины.

Процессы старения бетона плотины и пород основания достаточно медленные, поэтому долговременную систематическую составляющую (тренд параметров динамических характеристик) можно выделить только в процессе длительных наблюдений за динамическими характеристиками колебаний, аналогично натурным наблюдениям за статическими характе ристиками НДС плотины. В результате периодических натурных наблю дений в течение десятков лет можно определить диапазон изменений па раметров динамических характеристик, определяющих техническое со стояние плотины и оценить величины предельно допустимых значений этих параметров.

Критерием оценки технического состояния конструкции плотины по результатам сейсмометрических наблюдений в модели равномерного из носа является коэффициент относительного износа i за i-лет эксплуата ции f i = 1 i 2 [ Кизн.макс/ 100)] i, f где f 02 квадрат частоты первой формы собственных колебаний, измерен ной в первоначальный период эксплуатации плотины;

f i 2 квадрат час тоты первой формы собственных колебаний, измеренной через i лет экс плуатации плотины;

Кизн.макс коэффициент максимального относитель ного износа за весь период эксплуатации.

Величина максимального коэффициента относительного износа за весь период эксплуатации (например, 200 лет), при принятой модели рав номерного износа, устанавливается по системе коэффициентов надежно сти, принимаемых при расчете сооружения, и фактической величины за паса его прочностных свойств, установленных при проектировании. По коэффициентам надежности по нагрузкам, материалу, условиям эксплуа тации и назначению конструкций определяют максимальный коэффици ент относительного износа для конкретной плотины и таким образом по лучают оценку изменения частоты собственных колебаний за весь период эксплуатации. Эту величину частоты можно считать в первом приближе нии предельно допустимой для конкретной плотины.

Для осуществления мониторинга необходима периодическая одно временная регистрация микроколебаний плотины под воздействием мик росейсмического шума и динамических нагрузок от функционирующего на ГЭС оборудования в шести-восьми пунктах наблюдения, в которых ус тановлены трехкомпонентные датчики. Для регистрации и обработки ре гистрационных записей необходим специализированный аппаратно-прог раммный комплекс.

Схему размещения стационарных пунктов наблюдения (трехкомпо нентных датчиков) в теле плотины для осуществления контроля техниче ского состояния следует выбирать по результатам инженерно-сейсмо метрического обследования с учетом следующих факторов.

Пункты наблюдения не должны попадать в узлы значимых форм собственных поперечных и продольных колебаний плотины, частоты ко торых предполагается контролировать, что определяется фактическими эпюрами форм. Схема размещения пунктов наблюдения должна:

охватывать максимально возможную область тела плотины, чтобы можно было оценить техническое состояние плотины в целом, ее отдель ных блоков и элементов;

обеспечивать возможность определения спектров пластичности и коэффициентов динамического усиления в отдельных секциях водослив ной и станционной частей плотины, что требует установки двух датчиков на нижней и верхней отметках одной секции указанных частей;

обеспечивать контроль состояния берегового примыкания тела пло тины.

Следует отметить, что выбранная с учетом вышеуказанных факто ров схема наблюдений будет оптимальной и для регистрации сейсмиче ских воздействий от землетрясений, поскольку с помощью ее можно заре гистрировать колебания основных частей плотины на частотах значимых собственных форм, определить спектры пластичности и коэффициент динамического усиления (при значительных динамических воздействиях от землетрясений).

Периодичность осуществления таких измерений и параметры реги стрирующей инженерно-сейсмометрической аппаратуры определены по данным обследований, однако необходимо будет вносить уточнения в процессе обработки материалов первого этапа мониторинга, во время ко торого осуществляется настройка параметров регистрирующей аппарату ры и отладка программного обеспечения для обработки регистрационных записей.

По одновременным регистрационным записям в стационарных пунктах наблюдения (расположенных в специальных павильонах плоти ны) необходимо определять:

значения частот собственных форм поперечных и продольных коле баний плотины по спектрам когерентности и передаточных функций;

изменение передаточных функций между парами стационарных то чек наблюдения;

статистические характеристики колебаний (дисперсию, пик-фактор, частоту процесса, эксцесс и т.п.).

Частоты форм собственных колебаний необходимо устанавливать по передаточным функциям и функциям когерентности для каждой пары точек наблюдения.

Оценка отклонения частот форм собственных колебаний произво дится относительно среднего значения для УВБ, при котором осуществля ется регистрация. При этом полученные для разных пар точек наблюдения частоты собственных форм будут несколько отличаться из-за изменения частот форм собственных колебаний вдоль и по высоте плотины, что обу словлено ее блочной конструкцией (особенно это относится к плотинам Красноярской и Зейской ГЭС). Однако они будут стабильны для каждой пары точек наблюдения при постоянной величине напора, если не меняет ся техническое состояние объекта в области между этими парами точек.

Следует отметить, что для одного типа плотин оценку частот форм собственных колебаний лучше осуществлять по спектрам когерентности, а для другого – по спектрам передаточных функций. Методика оценки час тот будет определяться в процессе первого этапа мониторинга конкретной плотины.

Передаточная функция определяет коэффициент передачи колеба ний от одной точки регистрации к другой. Передаточная функция в час тотной области (спектр передаточной функции) является комплексной функцией, которая имеет амплитудный (коэффициент передачи) и фазо вый спектры и находится в комплексном виде в соответствии с [7].

Передаточная функция между точками основания и тела плотины, а также между точками на разных отметках плотины является консерватив ной величиной. Она слабо зависит от уровня внутренних динамических нагрузок и внешних микросейсмических шумов, а определяется, в основ ном, только упруго-массовыми характеристиками и конструкцией объекта в объеме между точками наблюдения.


При определении вышеуказанных характеристик необходимо при менять осреднение по нескольким десяткам сеансов регистрации. Регист рационные записи для осреднения должны быть получены при постоян ных значениях УВБ плотины. Возможность получения нескольких десят ков записей при одной величине УВБ будет определять периодичность проведения измерений.

Кроме того, необходимо оценивать среднеквадратичное отклонение частот значимых форм собственных колебаний плотины, полученных по спектрам передаточных функций, величина которой также будет отображать техническое состояние плотины в областях между точками регистрации.

На базе двух обследований плотины Зейской ГЭС при УВБ 314 и 307 м, проведенных в 2000 2001 гг., по регистрационным записям в ста ционарных опорных точках секций 18 (водосливная часть) и 24 (станци онная часть) на отм. 298 м, можно оценить кратковременные изменения динамических характеристик колебаний плотины за два периода проведе ния обследования для УВБ 307 м 8, а для УВБ 314 м 10 сут. В про цессе обследования в опорных точках было зарегистрировано более сеансов длительностью 512 с каждый для двух периодов.

По регистрационным записям в стационарных (опорных) точках можно оценить статистические характеристики колебаний плотины, которые позво ляют оценить характер динамического воздействия на плотину и его измене ние во времени. В табл. 1 приведены математическое ожидание и средне квадратичное отклонение статистических параметров колебаний плотины в стационарных точках наблюдения секций 18 и 24 на отм. 298 м за периоды об следований при двух УВБ. Величина пик-фактора изменяется в пределах 4,00 4,93, что свидетельствует о стационарном процессе колебаний плотины.

Таблица Математическое ожидание и среднеквадратичное отклонение статистических параметров колебаний плотины Дисперсия Пик-фактор Частота процесcа Компо УВБ, м нента секция 18 секция 24 секция 18 секция 24 секция 18 секция Попе- 307 0,31+0,1 0,41+0,14 4,59+0,7 4,33+1,13 11,1+0,26 13,8+0, речные 314 0,28+0,03 0,4+0,1 4,45+0,51 4,31+0,63 11,4+0,33 14+0, Про- 307 0,33+0,13 0,38+0,1 4,24+1,36 4,93+1,18 16+0,36 16,7+0, дольные 314 0,3+0,07 0,42+0,11 4,5+0,73 4,48+0,51 16,4+0,2 18,1+0, Верти- 307 0,32+0,08 0,45+0,14 4+0,93 4,37+1,27 16,3+0,4 17,35+0, кальные 314 0,31+0,06 0,45+0,09 4,33+0,7 4,54+0,57 15,7+0,2 17,6+0, Примечание.

Значение дисперсии нормировано на максимальное значение в опорной точке сек ции 24 для каждой компоненты при двух УВБ.

Частота процесса определялась в полосе частот 0 – 30 Гц.

Знаком ± обозначено среднеквадратичное отклонение D, точность измерения D/20.

Статистические характеристики колебаний позволяют оценить в коли чественной форме степень воздействия на плотину динамических нагру зок от функционирующего оборудования и характер колебаний плотины в период проведения регистрации. Видно, что дисперсия (энергия) колеба ний выше в станционной части плотины (секция 24), где расположены гидроагрегаты и турбинные водоводы. Частота процесса колебаний пло тины при УВБ 314 м несколько выше, чем при УВБ 307 м. Незначитель ная величина среднеквадратичного отклонения частоты процесса харак терна для стационарных процессов, энергетический спектр которых оста ется неизменным во времени.

Таким образом, статистические параметры в количественной форме фиксируют характер динамических воздействий на плотину и характер ее колебаний.

По регистрационным записям в двух стационарных точках наблю дения (100 записей длительностью 512 с каждая) вычислены осредненные за период обследования спектры скоростей смещения поперечных колеба ний, а также спектры передаточных функций (амплитудный и фазовый) и спектры когерентности поперечных колебаний плотины между стацио нарными точками наблюдения в секциях 18 и 22 (рис.3).

На рис.4 представлены спектры скорости смещения, передаточных функций (амплитудный и фазовый) и когерентности между стационарны ми точками, вычисленные по одной регистрационной записи длительно стью 512 с в опорных точках при УВБ 307 м. Сравнение графиков спек тров, полученных по совокупности из 100 регистрационных записей и по одной, показывают, что осреднение по совокупности записей увеличивает разрешающую способность спектров и точность определения частот соб ственных форм.

Таким образом, для осуществления мониторинга плотины по запи сям в стационарных пунктах наблюдения необходимо получать несколько десятков регистрационных записей при постоянной величине УВБ и опре делять частоты форм по осредненным спектрам передаточных функций и когерентности.

По спектрам когерентности и передаточных функций для двух ста ционарных точек наблюдения определены средние частоты форм собст венных поперечных колебаний плотины за периоды обследований при двух УВБ. В табл. 2 представлены средние частоты форм поперечных ко лебаний плотины для двух УВБ, определенные по спектрам когерентности между указанными точками. Расположение точек наблюдения позволяет определить по спектрам когерентности только нечетные формы колебаний.

Таблица Средние частоты форм поперечных колебаний плотины Частоты форм поперечных колебаний, Гц Номер УВБ, м по функции когерентности среднее по переда формы между точками в секциях 18 и 24 точным функциям 307 3,15 3, 314 3,08 2, 307 4,0 3, 314 3,91 3, 307 5,0 5, 314 5,0 5, 307 5,98 5, 314 6,26 6, 307 7,11 6, 314 7,4 7, Рис.3. Спектры, вычисленные по 100 регистрационным записям длительностью 512 с в стационарных опорных точках (секции 18 и 24 отм. 298 м) при УВБ 307 и 314 м:

а – спектры скорости смещения в опорных точках;

б, г – амплитудный и фазовый спектры передаточной функции соответственно;

в – спектр когерентности Рис.4. Спектры, вычисленные по одной регистрационной записи длительностью 512 с в стационарных опорных точках (секции 18 и 24 отм. 298 м) при УВБ 307 м:

а – спектры скорости смещения в опорных точках;

б, г – амплитудный и фазовый спектры передаточной функции соответственно;

в – спектр когерентности Среднеквадратичное отклонение частот форм собственных колебаний за период обследования составляет величину порядка ±0,03 Гц при точности измерений 0,003 Гц. Кроме того, здесь приведены средние частоты форм, определенные по спектрам передаточных функций по всем записям в точ ках наблюдения плотины, полученным в процессе обследования при двух УВБ.

Обработка регистрационных записей в стационарных (опорных) точках наблюдения показывает, что колебания плотины Зейской ГЭС под воздействием внутренних динамических нагрузок и внешних микросейс мических шумов происходят стабильно, а изменение частот форм собст венных поперечных колебаний за период проведения обследований ( 10 сут) составляет не более 0,03 Гц. Следует отметить, что для плотины Саяно-Шушенской ГЭС изменение частот первых форм составляет вели чину 0,002 Гц.

Таким образом, достигаемая точность измерений и незначительная величина среднеквадратичного отклонения частот форм собственных ко лебаний позволяют осуществлять мониторинг технического состояния плотины с помощью регистрации в нескольких стационарных пунктах на блюдения.

Процесс реализации контроля технического состояния плотин авто рам представляется следующим образом:

сейсмометрическое обследование плотины и определение парамет ров динамических характеристик;

определение по данным обследования количества и точек размеще ния стационарных пунктов наблюдения, установка в них вибродатчиков и соединение их кабелями с регистрирующей станцией;

выбор оптимальных параметров регистрации для определения ди намических характеристик колебаний плотины, которые в дальнейшем остаются неизменными;

периодическая регистрация сигналов в течение нескольких суток (например, с периодичностью 4 ч) и оценка изменения динамических характеристик в течение суток;

определение времени осуществления регистрации сигналов в про цессе первого этапа мониторинга;

регистрация сигналов с периодичностью 1 2 раза в неделю в тече ние года;

обработка регистрационных записей и внесение полученных харак теристик в базу данных.

По полученным данным определяют зависимость динамических и статистических характеристик колебаний плотины от величины напора и других внешних факторов. Кроме уровня верхнего бьефа на изменение динамических характеристик оказывают влияние пуски гидроагрегатов, изменение температурного режима, ветровой нагрузки и т.п.

В процессе осуществления мониторинга определяются все необхо димые параметры динамических характеристик, уточняется перечень про грамм, создается автоматизированный аппаратно-программный комплекс контроля параметров в процессе регистрации и сравнения полученных параметров с предельно допустимыми.

В заключении следует отметить, что соответствии с ГОСТ Р 22.1.12 2005 [9] для особо опасных (гидротехнические сооружения 1-го и 2-го классов), технически сложных, а также уникальных объектов регламенти руется обязательная установка системы мониторинга и управления инже нерными системами зданий и сооружений, в том числе технического со стояния строительных конструкций указанных объектов. Методика мони торинга в несколько упрощенном виде регламентирована в приложении «Регламент работы стационарной станции мониторинга деформационного состояния конструкций высотных зданий» [9] применительно к монито рингу конструкций высотных зданий. В регламенте приводятся рекомен дации по определению передаточных функций между точками наблюде ний, в которых регистрируются колебания конструкции, с приложением динамической широкополосной нагрузки в виде неупругого удара.

Рассмотренная выше методика мониторинга, посредством вычисле ния комплексных передаточных функций по способу приведения [7], не требует применения каких либо дополнительных источников вибраций кроме динамических нагрузок от функционирующего в штатном режиме оборудования ГЭС. Методика позволяет определять динамические харак теристики колебаний с точностью необходимой для осуществления мони торинга плотин.

Выводы На основе обработки и анализа данных инженерно-сейсмомет рических обследований трех плотин, показана принципиальная возмож ность осуществления мониторинга технического состояния плотин, путем периодической регистрации их динамических характеристик колебаний в стационарных пунктах наблюдения в штатном режиме функционирования оборудования.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Новые методы диагностики и ремонта бетонных и железобетонных конструкций гидротехнических сооружений / А.Д. Кауфман, Г.З. Костыря, В.С. Сулимов, Г.В. Штен гель // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 2002. Т. 241. С. 108-119.

2. Дж. Ф. Борджес, А. Равара. Проектирование железобетонных конструкций для сейсмических районов. М.: Стройиздат. 1978.

3. Плотникова Л. М., Карнаухова О. В. Геофизическая интерпретация переход ных характеристик грунтовых плотин по данным натурных наблюдений // Сейсмологиче ские исследования. 1989. № 11.

4. Проектирование и строительство больших плотин / Строительство плотин в сложных природных условиях. М.: Энергия. Вып. 1. 1972. С. 107-125.

5. Волновые процессы в конструкциях зданий при сейсмических воздействиях. М.:

Наука. 1987. С. 22-23.

6. Динамическое тестовое обследование плотин под воздействием эксплуатацион ных динамических нагрузок / В.Г. Барышев, А.П. Кузьменко, В.С. Сабуров, В.И.Брызгалов, А.П. Епифанов, А.Г. Хамчук, Г.А. Чупин // Гидротехническое строительство. 2002. №10.

7. Патент РФ №2150684. Способ приведения к единому времени регистрации раз новременных записей измерений / Кузьменко А.П., Сабуров В.С. и др. БИ. 2000. № 16.

8. Добрынин С.А., Фельдман М.С., Фирсов Г.И. Методы автоматизированного исследования вибрации машин. Справочник. М.: Машиностроение. 1987.

9. Безопасность в чрезвычайных ситуациях. Структурированная система мони торинга и управления инженерными системами зданий и сооружений. Введ. 15.09.05. М.:

Федеральное агентство по техническому регулированию и метрологии. 2005.

УДК 693.54:626/ Инж. Т.Ю.Крат, канд.техн.наук Т.Н.Рукавишникова ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева ОЦЕНКА ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА И ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ БЛОКОВ ВОДОСЛИВА ПРИ РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЯХ БЕТОНИРОВАНИЯ Постановка задачи и исходные данные Обеспечение температурной трещиностойкости бетона в суровых кли матических условиях является сложной технической проблемой, которая в настоящее время не решена в полной мере [1]. В первую очередь это отно сится к ограничению температурного трещинообразования блоков при бето нировании водосливных граней высоких бетонных плотин. Это связано с тем, что высокие требования по прочности и кавитационной стойкости, предъяв ляемые к бетону водосливных граней, приводят к необходимости применения высокомарочных бетонов с повышенными расходами цемента. Это соответ ственно приводит к увеличению разогрева бетонной кладки при экзотерми ческих реакциях, сопровождающих процесс твердения бетона.

Для выбора комплекса мероприятий по ограничению температурного трещинообразования при возведении водослива Бурейской ГЭС во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева был выполнен комплекс расчетных исследований темпе ратурного режима и термонапряженного состояния блоков при различных условиях бетонирования.

Характерной особенностью условий бетонирования водослива Бурей ской ГЭС является укладка бетона в водосливную грань узкой полосой, при мыкающей к штрабленной поверхности ранее уложенного бетона водослив ных секций плотины, возраст которого более года. В этих условиях темпера турный режим бетона наружной зоны водослива определяется главным обра зом теплообменом через водосливную поверхность и штрабленую поверх ность ранее уложенного бетона.

Для оценки эффективности различных средств регулирования темпе ратурного режима и термонапряженного состояния был выполнен ряд тесто вых расчетов. Для упрощения задачи теплообмен в направлении возведения полосы блоков, который в данном случае не является основным, не учиты вался.

Рассматривалась следующая расчетная схема – прямоугольная область (блок) длиной 5, 6 или 12 м и высотой 2,2 м, уложенная на основание из ста рого бетона, которое моделировалось полуплоскостью.

Температурное поле блока считалось двумерным. При вычислении на пряжений рассматривалась плоская задача термоупругости (случай плоской деформации), затем приближенно учитывалась ползучесть бетона. Для расче тов температурных полей и полей напряжений использовался комплекс про грамм, разработанный во ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. Программы для вычис ления температур и напряжений составлены на основе метода конечных по лос [2], являющегося разновидностью метода конечных элементов. Про граммный комплекс позволяет учитывать основные факторы, определяющие изменяющиеся во времени температурный режим и термонапряженное со стояние бетонного массива: переменную во времени температуру окружаю щей среды, изменение модуля упругости бетона во времени, ползучесть бе тона и т. д.

В расчетах были приняты следующие теплофизические и механические характеристики бетона:

коэффициент теплопроводности 2,67 Вт/(м·°С);

коэффициент температуропроводности 11·10-7 м2/с;

удельная теплоемкость 1 кДж/(кг·°С);

объемный вес 2380 кг/м3;

коэффициент Пуассона 0,15;

коэффициент линейного расширения 10-5 1/°С.

Величина подъема температуры от экзотермии при твердении в адиаба тических условиях для разных расходов цемента приведена в табл. 1. Изме нение во времени модуля упругости бетона, принимаемая в расчетах темпе ратура воздуха, изменение во времени прочности бетона на растяжение, рас пределение температур по глубине штрабленого бетона для дат бетонирова ния, принятых в расчетах, приведены в табл. 2 5.

Таблица Адиабатический подъем температуры, °С Расход Возраст бетона, сут цемента, 1 3 5 7 14 28 кг/м 350 19,6 32,4 38,2 41,7 45,0 46,6 48, 380 21,3 35,2 41,5 45,3 48,9 50,6 52, Таблица Изменение модуля упругости бетона во времени Время, сут 3 5 7 14 28 90 Е·10, МПа - 1,47 1,93 2,13 2,56 2,90 3,33 3, Таблица Среднемесячная температура воздуха Месяц I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII Твозд,°С 30,7 26,8 14,3 1,1 11,5 16,7 18,7 17,6 17,2 31, 8,0 3, Таблица Изменение прочности бетона на растяжение во времени Возраст 3 7 14 28 45 90 бетона, сут Rp, МПа 1,05 1,59 2,10 2,64 2,87 3,14 3, Таблица Распределение температур по глубине штрабленого бетона Температура, °С, на расстоянии от поверхности, м Дата бетонирования 0 0,5 1 2 3 0, 16.V 10,6 6,9 4,0 0,5 5, 16.VII 18,1 15,7 13,4 9,5 6,5 5, Влияние модуля упругости основания и условий на контакте блока и основания на напряжения в блоке При исследованиях влияния модуля упругости основания и условий сопряжения блока и основания на напряжения в блоке определялись темпера тура и напряжения в бетонном блоке высотой 2,2 м и длиной 5 м, возведен ном на основании из старого бетона. За дату возведения блока было принято 16 июля. Температура бетонной смеси была задана равной 20 °С, расход це мента – 350 кг/м3.

Первые двое суток блок не был теплоизолирован. Коэффициент тепло передачи на горизонтальной поверхности блока был принят равным 20 ккал/(м2·ч·°С), а на боковых его гранях – 10 ккал/(м2·ч·°С). Через двое су ток на горизонтальной и боковых гранях блока была установлена теплоизо ляция с коэффициентом теплопередачи 0,6 ккал/(м2·ч·°С).

Рассматривалось несколько вариантов условий на контакте блока и ос нования:

вариант 1 блок на упругом основании, модуль упругости которого равен модулю упругости старого бетона, то есть 3,6·104 МПа;

вариант 2 модуль упругости основания был уменьшен в 10 раз, то есть принимался равным 0,36·104 МПа;

вариант 3 модуль упругости основания равнялся 3,6·104 МПа, но вы полнялось условие отсутствия касательных напряжений на контакте блока и основания;

вариант 4 модуль упругости в верхней части основания толщиной 0,5 м был принят равным 0,36·104 МПа, а ниже 3,6·104 МПа.

Результаты расчетов напряжений для всех четырех вариантов приведе ны на рис.1.

Из результатов расчетов видно, что величина модуля основания и ус ловия сопряжения блока с основанием оказывают значительное влияние на величину напряжений в блоке.

Исследование изменения термонапряженного состояния бетонного блока в зависимости от его длины и расположения труб охлаждения Исследовалось влияние расположения ярусов труб охлаждения и длины блока на его термонапряженное состояние.

Рис. 1. Распределение напряжений в цен тральном сечении блока на различные моменты времени после на чала укладки бетона (возведение в июле):

вариант 1;

вариант 2;

вариант 3;

вариант В качестве расчетной схемы принималась прямоугольная область (блок) длиной 6 или 12 м и высотой 2,2 м, расположенная на основании из старого бетона. Рассматривалось 4 варианта расположения труб охлаждения (рис.2):

а) б) в) г) Рис.2. Схемы расположения труб охлаждения в блоке:

а – один ярус труб в нижней половине блока;

б – один ярус труб в верхней половине блока;

в – один ярус труб в середине блока;

г – два яруса труб;

– ось блока;

– ось яруса труб Дата возведения блока 16 мая. Расход цемента 350 кг/м3. Температура бетонной смеси 10оС. Теплоизоляция с коэффициентом теплопередачи 0,6 ккал/(м2·ч·°С) устанавливается на верхней горизонтальной и боковых гра нях блока через одни сутки после его возведения. До этого, то есть в течение первых суток, принято, что коэффициент теплопередачи на верхней горизон тальной грани равен 20 ккал/(м2·ч·°С), а на боковых гранях 10 ккал/(м2·ч·°С).



Pages:     | 1 || 3 | 4 |
 





 
© 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.