Комплексное обоснование прочности высоких арочных плотин тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.07, доктор технических наук в форме науч. докл. Бронштейн, Вадим Израйлович

• Бронштейн, Вадим Израйлович
• доктор технических наук в форме науч. докл.
• 1999

Оглавление диссертации доктор технических наук в форме науч. докл. Бронштейн, Вадим Израйлович

Актуальность проблемы. Арочные плотины (АП) — одна из наиболее совершенных форм водоподпорных сооружений, широко применяемая в гидротехническом строительстве, начиная со средних веков и до наших дней. В то же время АП, особенно находящиеся в составе крупных гидроузлов комплексного назначения, представляют собою объекты повышенной ответственности, выход из строя которых даже на короткое время чреват значительным ущербом, а повреждение или авария могут иметь катастрофические последствия.

Сложность конструкции современных АП, высокая степень использования прочностных свойств материалов тела плотины и скальных пород основания, трудности построения достоверной расчетной схемы скального основания, многообразный, трудно подающийся формализации характер взаимодействия элементов техно—природной системы "арочная плотина — скальное основание — водохранилище", сложности построения достоверной математической модели такой системы в целом предъявляют повышенные требования к обеспечению надежности АП при проектировании, строительстве и эксплуатации.

Важнейшим разделом комплексной проблемы надежности и безопасности гидротехнических сооружений является проблема обоснования их прочности. Это обоснование в общем случае включает определение напряженно— деформированного состояния (НДС) сооружения, оценку и, при необходимости, регулирование прочности и, наконец, контроль последней в процессе строительства и в период эксплуатации. В такой широкой и комплексной постановке проблема прочности АП ранее не рассматривалась. Не бы, поставлены или не имели удовлетворительного решения многие частные задачи этой проблемы. Указанное не позволяло реализовать в полной мере высокий технико-экономический потенциал плотин этого класса, связанный с их малой материалоемкостью. Об актуальности вопросов надежности вообще и прочности в частности свидетельствует регулярное их включение в повестку дня конгрессов Международной Комиссии по большим плотинам, международных симпозиумов, всесоюзных (российских) совещаний и семинаров. Проблема надежности и безопасности неизменно присутствует во всех государственных и отраслевых профаммах важнейших научно—исследовательских работ, а в 1998 г. она была выделена в самостоятельную отраслевую научно—техническую программу "Безопасность энергетических сооружений". Важность проблемы нашла отражение в Федеральном законе "О безопасности гидротехнических соопужений" от 21 июля 1997 г. Выполненное в настоящей работе комплексное

- давание прочности высоких АП, включая определение их НДС, оценку, дарование и контроль прочности, является решением важной научно — ической проблемы, вносит значительный вклад в ускорение научно— , ческою прогресса при проектировании, строительстве и эксплуатации ¡ ян рассматриваемого типа.

Целью работы являлись постановка и решение научно—технической про — х комплексного обоснования прочности высоких АП с учетом всех зна— <х факторов, ее определяющих, на всех стадиях функционирования пло —

Для достижения поставленной цеди решались следующие задачи: разработать классификацию, выполнить на ее основе сопоставительный лиз и установить области применения методов прочностного расчета АП; ра^рабслать, апробировать и внедрить в проектную практику ком— плекоьы?. расчетный аппарат для определения НДС АП; и эдовать влияние на НДС различных факторов природного, консг— рукгиинс технологического, расчетного характера и разработать рекомен— дацьл по ;;х учету при проектировании, строительстве и эксплуатации АП; разработать и внедрить конструктивные и технологические методы ре— хулирования прочности, повышения надежности, снижения материалоемкости и стоимости строительства АП; выявить особенности обеспечения надежности, в т.ч. прочности, и усовершенствовать систему её контроля на всех стадиях создания и работы АП: от проекта до промышленной эксплуатации; конкретизировать опасные геодинамические процессы, изучить их общие закономерности и местные особенности при возведении и эксплуатации высоких плотин, сформулировать задачи геодинамического мониторинга.

Диссертационная работа выполнялась в 1967—1998 гг. при решении насущных задач проектирования реальных гидроэнергетических объектов, а также при выполнении заданий программ Госплана, Госстроя, ГКНТ, Минэнерго СССР, Минтопэнерго РФ и РАО "ЕЭС России" по решению важнейших научно—технических проблем в области гидроэнергетического строительства.

Научная новизна работы заключается в следующем: в Впервые поставлена и решена проблема комплексного обоснования прочности АП, включая определение НДС при учете всех значимых факторов его формирования, оценку, регулирование и контроль прочности на всех стадиях функционирования плотины. Создана эволюционная классификация методов расчета АП и даны рекомендации по применению различных методов в проектной практике.

• Разработан расчетный аппарат для определения НДС АП, состоящий из комплекс« вычислительных средств различной трудоемкости и требуемой точности, - оогветсгвующих стадии проектирования и цели расчета. Впервые решена задача сращивания перемещений в методе пробных нагрузок оригинальным методом арочно—консольных направлений. Разработан универсальный программный комплекс (ПК) для аналитического описания формы и решения задач конструктивной геометрии АП.

• На основании исследований влияния на НДС природных, конструктивных, технологических, расчетных факторов установлены новые представления и закономерности работы АП, а также составлены рекомендации по учету исследованных факторов при проектировании и научных исследованиях. Предложены и обоснованы новые прогрессивные конструкции АП и их элементов: АП с нецементируемыми межсекционными швами, АП в широком створе с контактным швом—надрезом, АП с гравитационными устоями ныряющего типа, АП с оставлением скальных целиков в ее теле, периметральный шов для плотин в районах повышенной сейсмической опасности, блочная конструкция надразломной зоны седла, предназначенная для нейтрализации дифференцированных подвижек вдоль разлома, совмещенная конструкция водопропускных элементов плотины, антисейсмический пояс с демпфирующими вставками, гасительный колодец арочного типа, межсекционные швы геликоидальной формы, двухарочная плотина и др. Впервые выполнена оценка влияния этапносш возведения на термона— пряженное состояние АП и разработаны рекомендации по регулированию температурных напряжений с помощью выбора рациональной последовательности возведения.

• Впервые исследован эффект регулирования температур замыкания (омоноличивания) АП и разработана методика оптимизации эт.их температур.

• Выработана комплексная постановка задачи обеспечения сейсмостойкости, предусматривающая взаимоувязанное изучение сейсмичности, определение расчетных сейсмических воздействий, установление реальных свойств материалов, расчеты и оценку сейсмостойкости, разработку мероприятий по ее обеспечению, сейсмический мониторинг, и осуществлено решение этой задачи на ряде действующих энергетических объектов (ЭО).

• Предложены двухэтапная система организации натурных наблюдений за состоянием гидротехнических сооружений и двух (и более) уровневая система критериев оценки состояния их надежности.

• Установлены некоторые общие закономерности и конкретные особенности геодинамических проявлений при строительстве и эксплуатации высоких плотин, разработана методика натурных обследований и комплекс;- й оценки сейсмостойкости действующих ЭО, создана коннёпция организации и функционирования геодинамических полигонов.

Практическая значимость диссертационной работы заключается в решении научно—технической проблемы обоснования прочиосш арочных плотин, что позволяет использовать полученные результаты при проектировании, строительстве, эксплуатации, проведении мониторинга, выполнении научных исследований АП и, в ряде случаев, других гидротехнических сооружений, а также обучении студентов и аспирантов гидротехнических и гидромелиоративных специальностей вузов: разработанный расчетный аппарат нашел широкое применение при проектном обосновании прочности большого числа АП в нашей стране и зь. рубежом, что позволило оптимизировать их форму, обосновать новые технические решения, ускорить процесс проектирования, получить весомый экономический эффект; программный комплекс для аналитического описания формы и решения задач конструктивной геометрии АП по своей универсальности и точности не имеет мировых аналогов и позволяет решать в режиме автоматизированного проектирования, вплоть до выпуска рабочих чертежей, весь круг задач по описанию геометрии арочных плотин и их конструктивных элементов; использование результатов исследований влияния различных факторов на формирование НДС АП позволяет повысить надежность проектируемых и эксплуатируемых сооружений за счет повышения достоверности представления их работы, например, при осуществляемой, начиная с 1996 г., реализации "Комплексной программы повышения сейсмостойкости энергетических объектов"; использование предложенных конструктивных решений и ; эдологи — ческих мероприятий, в большей своей части имеющих "сертификат практической проверки, дает возможность снизить расход материалов, трудоемкость и продолжительность строительства АП без снижения их надежности к получить существенный экономический эффект; предложения по обеспечению и контролю надежности, впервые реализованные на Ингурской плотине, могут быть использованы, в целях повышения контроля безопасности, и на других гидротехнических объектах; установленные закономерности геодинамических проявлений при взаимодействии плотины и водохранилища с вмещающей геологической средой, методология натурно—расчетных оценок стойкости сооружений к воздействию сейсмических и других геодинамических процессов, концепция reo— динамического мониторинга широко используются в настоящее время, а со временем должны быть востребованы на всех ЭО, проектируемых и эксплуатируемых в районах высокого геодинамического риска.

Достоверность результатов работы основывается на сравнении их с данными экспериментальных исследований, выполненных во ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева, НИИЗСе, СПб. ТУ., МГУП, ГрузНИИЭГСе и др.г данными натурных наблюдений, а также результатами известных аналитических и численных решений. Удовлетворительные результаты таких сопоставлений, а также успешный опыт эксплуатации отечественных и зарубежных АП, при проектировании, строительстве или эксплуатации которых использованы разработки автора, свидетельствуют о достоверности полученных автором новых физических представлений, методов и решений.

Внедрение результатов работы и ее технико-экономическая эффективность. Направления выполненных исследований подсказаны нуждами практики проектирования, поэтому фактически все полученные результаты в той или иной форме использованы для обоснования прочности при проектировании, строительстве или эксплуатации Ингурской, Чиркейской, Саяно—Шушенской, Худонскей, Намахванской, Кассеб (Тунис), Мансур Эддахби (Марокко), Кырджали (Болгария), Арджеш Видрару (Румыния), Карун—3 и Раис Али Дельварк (Иран) АП, а также при проектировании арочных вариантов Усгь— Илимской, Папанской, Нурекской. Рогунской, Токтогульской, Курпсайской, Катунской, Каданда (Ангола) плотин, разрабатывавшихся в составе проектов одноименных гидроузлов.

Большая часть конструктивных решений, расчетное обоснование которых выполнено лично автором или под его руководством, реализована при проектировании и строительстве Ингурской ГЭС, обеспечив существенную эконо — мию материальных, трудовых и финансовых ресурсов. Среди них: гравитаци — онные устои ныряющего типа, обеспечившие сокращение объема бетона по сравнению с техническим проектом на 31 тыс.м3 с соответствующей экономией цемента —11 тыс.т, металла —0,66 тыс.т., трудозатрат —29,3 тыс.чел.'дн., капитальных вложений —1,2 млн.руб. (здесь и далее в ценах 1991 г.); блочная конструкция надрааломной зоны седла, экономический эффект которой по сравнению с альтернативным решением фирмы Электроконсульт (Милан, Италия) составил 1,4 млн.руб.; совмещенная конструкция водопропускных элементов плотины, позволившая сократить объем бетона на 15,66 тыс.м3, уменьшить трудозатраты на 23,4 тыс.чел.*дн., снизить сметную стоимость на 1,16 млн.руб.; гасительный колодец арочного типа, обеспечивший экономию бетона на 9,3 тыс.м3, сокращение объема земельно—скальных работ на 59 тыс.м3, снижение сметной стоимости на 0,5 млн.руб.; антисейсмический пояс с демпфирующими вставками, позволивший получить экономию арматуры по сравнению с техническим проектом на 24 тыс.т, снижение сметной стоимости на 4,8 млн.руб.

Оптим изация формы плотины осущесталена под руководством диссертанта в проектах Ингурской и Худонской АП. Рационализация формы Ингурской плотины позволила подучить более равномерное, по сравнению с исходным вариантом уточненного технического проекта, распределение напряжений в теле плотины; снизить наибольшие сжимающие напряжения на величину до 1,0 МПа; уменьшить примерно на 150 тыс.м3 (4%) объем бетона в теле плотины. Общий экономический эффект за счет оптимизации формы плотины составил около 6 млн.руб.

Предложения автора по рационализации схемы омоноличивания реализованы при строительстве Ингурской плотины, где они позволили осуществить пуск первой очереди ГЭС в директивные сроки, и плотины Кырджали, где благодаря им удалось снизить растягивающие консольные напряжения в центральной верхней части низовой грани до приемлемых значений.

Результаты исследований использованы в:

Пособии П—892 —92/Гидропроект по проектированию арочных плагин (к разделу 9 СНиП 2.06.06 - 85);

Методических рекомендациях по проектированию оптимальных врезок для сопряжения бетонных плотин со скальным основанием (П—634 —75/Гца,— ропроект);

Учебном пособии МИСИ "Методические указания к расчету температурных напряжений в арочных плотинах (методом арок—центральной консоли)". М. МИСИ. 1978.

За расчетное обоснование и конструктивные решения по оптимизации формы Ингурской плотины, разработку совмещенной конструкции ее водопропускных элементов, мониторинг оползневого склона Загорской ГАЭС и разработку комплекса мероприятий по его стабилизации автор награжден золотой и серебряной медалями ВДНХ и медалью "Лауреат ВВЦ".

Апробация работы. Результаты исследований автора опубликованы в 80 печатных работах, включая 5 авторских свидетельств, 2 нормативно — методических документа, 2 свидетельства РосАПО об официальной регистрации программ для ЭВМ, а также нашли отражение в нескольких справочниках, учебниках и подготовленных к выпуску нормативно—методических документах.

Результаты исследований были представлены в веде докладов на 13 всесо — юзных (российских) совещаниях и конференциях, 6 международных конгрессах и симпозиумах, 4 научно—технических конференциях Гидропроекта, 3 школах—семинарах, заседании кафедры щдротехнических сооружений МГУП.

Личный вклад автора заключается в постановке и решении проблемы комплексного обоснования прочности АП, разработке новых подходов к исследованию различных аспектов этой проблемы, приоритете в постановке и решении ряда задач, составляющих содержание рассматриваемой проблемы, высоком уровне реализации исследований в проектах и построенных плотинах. Основные результаты и выводы получены лично автором или при его непосредственном участии.

Решение задачи сращивания перемещений в методе пробных нагрузок оригинальным способом "арочно—консольных направлений" получено автором совместно с к.т.н. В.Ф.Иванищевым. В разработке ПК для описания формы и решения задач конструктивной геометрии, выполненной совмескю с к.т.н. АДДобышем, личный вклад автора определяется участием в поста зке задач, апробации результатов счета, проектном внедрении ПК и его модернизациях при переходе на новую вычислительную технику. Совместно с д,т.н. Ю.В.Мгалобеловым автором, подготовлена к печати монография "Арочные плотины". Крупномасштабные расчетные исследования 1996—98 гг. (Саяно — Шушенская, Чиркейская, Зейская плотины и др.) проведены совместно с к.т.н.

М.Е,Грошевым. На становление автора как инженера и ученого большое влияние оказали к.т.н. В.М.Липкицд и засл. инж.Груз.ССР И.ЕЛомов, под руководством которых автор работал в Гидропроекге в 1962—85 гг., и дт.н., проф. П.И.Васильев, под руководством которого автором была подготовлена и защищена в 1974 г. диссертация на соискание ученой степени к.т.н. Приобщению к обширному кругу задач геодинамической безопасности энергетических объектов, в т.ч. АП, автор обязан д.ф. —мл., акад. РАЕН АИ.Савичу, Всем названным лицам, а также д.т.н., проф. Г,М.Каганову, который инициировал ащрра на подготовку диссертации, и сотрудникам по Гидропроекту и, Центру службы геодинамических наблюдений в электроэнергетической отрасли, участвовавшим в исследованиях и неизменно помогавшим в работе, автор выражает сврю искреннюю признательность.

ОСНОВНОЕ СОД ЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Согласий современным воззрениям АП, скальное основание и водохранилище рассматриваются как единая природно—техническая система. Ввиду потенциальной опасности, представляемой этими системами (как и всеми другими йодпорными сооружениями крупных гидроузлов) для проживающего в нижнем бьефе населения, хозяйственных объектов и окружающей среды, обеспечение надежности является одной из основополагающих проблем теории и практики современного плотиносгроения. Внимание к этой проблеме посго — янно возрастает в связи с увеличением высоты плотин и объемов водохранилищ, ухудшением природных условий участков строительства, усложнением конструктивных решений, сокращением запасов несущей способности, наконец, ростом гражданского самосознания общества и повышением требований к сохранности природной среды.

В соответствии с действующими нормативными документами, надежность гидротехнических сооружений оценивается в настоящее время косвенным путем — через выполнение критериев прочности, устойчивости, образования и раскрытия трещин и других нормативных требований, гарантирующих нена— отупление предельных состояний. Оценки прочности и устойчивости производятся раздельно: прочности — на основании анализа НДС системы плотина— основание, устойчивости — исходя из анализа предельного равновесия системы. Общую оценку несущей способности системы возможно получить исследованиями на физических (хрупких и геомеханических) или математических моделях, в последнем случае — с использованием методов нелинейной теории упругости, теорий пластичности, ползучести, механики хрупкого и пластического разрушения, теории вероятности.

Исследования в диапазоне всех значимых аспектов проблемы обоснования прочности АП составляют основное содержание настоящей д иссертационной работы.

1. РАСЧЕТНОЕ ОБОСНОВАНИЕ НДС АРОЧНЫХ ПЛОТИН

В первом разделе доклада представлена разработанная автором классификация методов прочностного расчета АП, на основе которой выполнен сопоставительный анализ существующих методов и даны рекомендации по их применению; приведены результаты работ диссертанта по созданию, апробации и внедрению в проектную практику комплексного расчетного аппарата для оп— ределения НДС АП; дано описание методики аналитического представления геометрии АП.

В обосновании надежности АП проблема оценки их прочности занимает особое место — как вследствие более высокой по сравнению с плотинами других типов степенью использования прочности на сжатие бетона и скальных пород основания, так и потому что именно прочностные исследования определяют форму и объем этих сооружений. Более совершенный расчет НДС сооружения (например, более полный учет фактической жесткости плотины при переходе от метода арок—центральной консоли к методу арок—консолей) зачастую позволяет сократить объем плотины без ущерба для ее надежности.

Расчеты прочности АП, представляющих собою многократно статически неопределимые пространственно работающие конструкции со сложными граничными условиями, связаны со значительными трудностями как в част постановки задачи, так и в части построения вычислительного алгоритма. Эта трудности обусловлены главным образом .арумя причинами: сложностью геометрии тела АП, характеризуемой в общем случае сложными закономерностями изменения толщин и кривизн срединной поверхности, сложной формой опорной поверхности, относительно большими толщинами нижней части сооружения; более тесным, нежели у плотин других типов, взаимодействием со скальным основанием, которое чаще всего неоднородно, анизотропно, имеет многочисленные различным образом ориентированные нарушения сплошности.

Сложности, связанные с учетом других факторов, например, наличием швов и трещин в теле плотины, ее взаимодействием с водохранилищем при сейсме и т.д., не упомянуты здесь намеренно, поскольку не являются специфическими для АП.

Выбор того или иного расчетного метода определяется, как правило, поставленной перед расчетом целью и стадией проектирования. Д ля со юстави— тальных расчетов, выполняемых на предварительных этапах проектирования с целью установления основных размеров и конструктивных форм сооружения, обычно употребляются менее трудоемкие упрощенные методы - (арок— центральной консоли, тонких пологих оболочек и др.). На стадии детального проектирования для уточнения НДС одного или нескольких вариантов плотины, выбранных на основе предварительных расчетов, предпочтение отдается наиболее точному из доступных проектировщику методов расчета.

Получившие определенное развитие методы прямого проектирования АП оптимального очертания, В т.ч. с использованием методов математического программирования (М.И.Рейтман, ГАСлабодкин—БЛ.Шойхег, В.НЛомбардо), широкого применения в проектной и исследовательской практике не нашли. Уместно отметить, что процесс постепенного "выдавливания" всех узк.оориен— тированных методов расчета из области проектирования в последние годы в связи с появлением универсальных пакетов программ конечноэлемешнош анализа приобретает закономерный характер.

Одним из основных разделов прочностного расчета АП является расчет их термонапряженного состояния. В отличие от других, типов бетонных плотин, в которых температурные напряжения обусловлены преимущественно неравномерностью распределения температур по сечениям, в АП после их омоноли— чивания (замыкания), превращающего отдельные столбы в собственно арочную конструкцию, изменения температурного поля плотины вызывают значительные усилия, обусловленные стесненностью деформаций по контуру сооруже— ния. Вызнанные этими усилиями напряжения, как правило, сопоставимы, а прогибы больше соответствующих показателей состояния, отвечающих действию гидростатического д авления и собственного веса бетона. Недооценка тем — пературных воздействий чревата опасностью раскрытия строительных швов и трещинообразования, которые введу относительной тонкости АП, легко могут привести к неблагоприятному перераспределению напряжений в теле плотины, к снижению ее надежности и долговечности.

Не менее актуальной является задача расчета АП на сейсмические воздействия. Уроки катастрофического Спитакского 1988 г. и Нефтегорского 1995 г. землетрясений, разрушения и серьезные повреждения ряда бетонных плотин при землетрясениях [58], убедительно свидетельствуют о необходимости наличия в составе любого ПК, претендующего на промышленное использование при расчетах АП, аппарата оценки сейсмостойкости сооружения.

При выполнении любого достаточно точного прочностного расчета АП, оптимизации НДС и формы сооружения, конструировании элементов плотины, определении координат блоков бетонирования необходимо иметь аналитическое описание формы плотины. Последняя задача для таких крупных и сложных по своей геометрии АП, как, например, Ингурская, в тело которой уложено более 10 тысяч блоков, при отсутствии аналитического представления формы сооружения вообще становится практически неразрешимой вследствие своей трудоемкости.

Решению многообразных, теоретических и прикладных, зад ач обоснования прочности, устойчивости, трещиносгойкости АП посвящены работы (1С.Антонова, Г.Ю.Бердичевского, ТАБохуа, П.И.Васильева, НАВульфовича, Г.К.Габричидзе, ЛАГордона, М.Е.Грошева, И.И.Гудушаури, ПАГутидзе, АДДобъяпа, В.Ф.Иванищева, Г.М.Каганова, И.Е.Кадомской, АДКауфмана, АЕ.Когек«, В.НЛомбардо, И.ЕЛомова, АлАЛосаберидзе, АнАЛосаберидзе, Ю.Б.Мгалобелова, АЛМожевитинова, В.Г.Орехова, Н.П.Розанова, Н.С.Розанова, ЛАРозина, Я.Г.Скоморовского, И.Б.Соколова, С.В.Соколовского, АП.Трапезникова, Б.В.Фрадкина, САФрида, Н.В.Хохловой, ААХрапкова, К.М.Хуберяна, Ж.Ломбарди, Г.Оберти, М.Роша, С.Семенца, АСерафима и др.

1.1. Классификация методов расчета НДС арочных плотин

Многообразие конструктивных форм АП, широкий д иапазон изменения их геометрических параметров, стадийность проектирования, наконец, естественная эволюция методов их расчета, наиболее заметное влияние на которую оказали развитие теории оболочек, появление ЭВМ и внедрение метода конечных элементов (МКЭ), предопределяют существование большого количества методов расчета НДС АП.

Класшфикация этих методов чрезвычайно затруднена вследствие, с одной стороны, различия расчетных моделей, основных уравнений, граничных уело — вий, состава учитываемых нагрузок и воздействий, используемого математического аппарата, принятых допущений, часто сформулированных нечетко или не сформулированных вовсе, и, с другой стороны, наличия многих "точек соприкосновения и пересечения" различных методов между собою. Общепринятой классификации методов расчета АП, ввиду указанного, до последнего времени не существовало, хотя некоторые предложения на этот счет и были высказаны в ряде публикаций (К.М.Хуберян, В.Ф.Иваншцев). Предложенная автором классификация методов расчета НДС АП (табл. 1, [48]) построена по эволк)ционному признаку от формул теории сопротивления материалов — к

ГОСУДАРСТБ^Н.: 9 ЁЙ51Ш01кЖл уравнениям теории упругости и от решения одномерной задачи — к решению трехмерной. Точность расчетных методов, представленных в таблице, увеличивается сверху вниз и слева направо. Таким образом, наиболее точные с точки зрения исходных предпосылок методы располагаются в правом нижнем углу таблицы. Следует указать, что в классификации намеренно не выделены в отдельную группу методы, в которых, в отличие от традиционного представления плотины в виде сплошного линейно—упругого тела с неизменными во времени свойствами, учитываются реологические свойства бетона и скальных пород основания, работа материалов за пределом упругости, эффекты раскрытия и проскальзывания швов и трещин и другие возможные особенности поведения системы плотина—основание. Сегодня эти методы еще не получили, по крайней мере в проектировании, массового применения, и целесообразность их использования решается применительно к кажд ому конкретному случаю.

Классификация методов расчета арочных плотин ' Таблица

Исходные уравнения Расчетная схема плотины одномерная двумерная трехмерная

1 Интегральные уравнения строительной механики стержневых систем Котельная формула. Методы независимых арок. Метод ныряющих арок Методы арок — центральной консоли. Методы перекрестных конечных полос

2 Дифференциальные уравнения. изгиба балок и криволинейных брусьев Методы независимых арок Методы арок— центральной консоли —

3 Уравнения теории тонких оболочек — Аналитические и чис — ленные решения. Метод расчленения. Метод фиктивных ортотропных оболочек. Метод плиты на упругом основании —

4 Уравнения теории оболочек средней толщины Метод пробных нагрузок. Смешанный вариационно — стержневой метод. Метод много — слойной оболочки. Метод оптимизации гео — метрических параметров

5 Уравнения теории упругости Методы независимых арок Метод конечных элементов Аналитические решения. Ме — тоды конечных элементов

Два первых класса исходных уравнений, представленных в таол.1, используются преимущественно для построения приближенных методов расчета: независимых арок (АБ.Гримзе, АлАЛосаберидзе, Люран и др.) и арок— центральной консоли (И.ЕКадомская, В.Г.Орехов, АД.Добыш и др.). Среди методов арок—консолей, базирующихся на уравнениях теорий сопротивления материалов и строительной механики, наибольшую известность получил метод перекрестных конечных полос с использованием для построения системы алгебраических уравнений метода сил (АнАЛосаберидзе) или метода переме— щений (Г.К.Габричидзе). Более совершенная физическая модель арочной плотины может быть получена с использованием третьего класса исходных уравнений — уравнений теории тонких, оболочек, для которых отношением Ь/г толщины оболочки к ее линейным размерам (минимальному радиусу кривизны) возможно пренебречь по сравнению с ед иницей. При этом справедливыми становятся шпотезы Кирхгофа—Лява. Для большинства АП погрешность, связанная с использованием. уравнений третьего класса, превышает 10%. Прямые решения теории тонких оболочек аналитическими метод ами получены, вследствие трудностей математического характера, лишь для оболочек упрощенной формы: цилиндрической и конической и не используются в практике проектирования. Более общий характер имеют численные решения, построенные с использованием вариационных и конечно—разностных методов (В.Н.Ломбардо, Н.В.Хохлова, М.Герцог, Г.Тоиенхем, ЛМейзлик, ЖЛомбарди и др.). Довольно широкое распространение, особенно в сфере научных исследований, получили методы, в которых исходная система дифференциальных уравнений теории тонких оболочек свод ится к решению контактной зад ачи д ля двух относительно простых континуальных систем, например, в виде двух условно ортотропных оболочек (И.И.Гудушаури) или плиты на упругом основании, образованном криволинейными балками—арками (Х.ГТаыев). В методе расчленения дифференциальные операторы теории тонких оболочек преобразуются путем их расчленения в специфическую Систему уравнений, которая трактуется как система уравнений метода сил относительно усилий взаимодействия для некоторой фиктивной, перекрестной стержневой системы (ЛАРозин, ААГордон, НАВульфович, ЖЛомбарди и др.). Преимущественное применение в мировой проектной практике до недавнего времени, когда широкое распространение получил МКЭ, имели методы, использующие четвертый класс исходных уравнений — уравнения оболочек средней толщины, погрешность которых оценивается величиной (Ь/г)2 по сравнению с единицей, т.е. на порядок ниже погрешности уравнений теории тонких оболочек. Самый известный из зтой группы методов — метод пробных нагрузок созд ан еще в 30—е годы нашего столетия для расчетов ручным способом, однако и сегод ня, в эпоху повсеместной компьютеризации, будучи автоматизирован и усовершенствован, продолжает оставаться эффективным элементом расчетного аппарата для обоснования прочности АП. Расчетная модель, близкая в физическом отношении методу пробных нагрузок, использована при построении смешанного вариационно—стержневого метода (К.М.Хуберян). Конечно—элементная схема решения уравнений оболочек средней толщины реализована Л.В.Корсаковой и ГАСлабодкиным. Наиболее совершенные методы расчета АП построены на базе уравнений трехмерной теории упругости. Практические результаты в указанном направлении получены в нашей стране с помощью МКЭ НААнискиным, АМ.Белосгоцким, НАВульфовичем, М.Е.Грошевым, АДДобышем, Б.В.Фрадкиным и др.

Исходя из предложенной классификации диссертантом разработаны следующие рекомендации по применению различных методов расчета при проектировании {48].

Для выполнения многовариантных сопоставительных расчетов на предварительной стадии проектирования с целью выбора основных параметров плотины, спвора, вписывания в горизонтали местности и т.д. целесообразнс) использовать мобильные программы, реализующие метод арок—центральной консоли, в частности, программу АСС [48].

Для предварительной оценки НДС, выбора формы и конструкции плотины, исследования влияния на НДС эгапносга возведения, температурных и норма— тивных сейсмических воздействий могут быть использованы методы, базирующиеся на уравнениях теории тонких и средней толщины оболочек.

Для уточненного определения НДС АП Г и II классов на завершающем этапе проектирования следует использовать программы, реализующие решения уравнений полного метода пробных нагрузок, в частности, ПК МАКН [48], и 3—Мерной задачи теории упругости методом КЭ. а

Для расчета особо ответственных и сложных сооружений на стадиях проекта и РЧ, а также для ретроспективных расчетов, анализа данных натурных наблюдений и оценки состояния плотны в период эксплуатации, в т.ч. ее реакции на землетрясения, рекомендуется использовать универсальные ПК МКЭ, в частности, COSMOS/M, MARC, ADINA, STADIO, СИПРАМАК.

1.2. Разработка расчетного аппарата для определения НДС АП

При разработке расчетного аппарата автор стремился обеспечить его физическую наглядность, инженерную доступность, а также наилучшее соответ ствие поставленной перед расчетом цели. Ввиду стадийности проектирования АП и, соответственно, различия целей, преследуемых расчетом на разных ста— даях проектирования, расчетный аппарат включает вычислительные средства различной точности и трудоемкости: графики для расчета независимых арок, программы арок—центральной консоли и арок—консолей (арочно — консольных направлений).

Хотя расчет независимых арок как метод расчета АП в настоящее время практически утратил свое самостоятельное значение, сохранив его только для плотин, конструктивно разрезанных на отдельные арочные пояса, он продолжает играть важную роль в качестве одного из основных и наиболее трудоемких этапов расчета АП в большой группе методов, базирующихся на представлении сооружения в виде системы арок—консолей. В ряде случаев расчет арок с достаточной точностью может быть выполнен с помощью таблиц или графиков, существенно ускоряющих и облегчающих процесс вычислений (Н.Келен, Ф.Фаулер, Н.Т.Мелещенко—АЛМожевитинов и др.). Наибольшей популярностью среди материалов такого рода пользуются таблицы Люрана (в нашей стране в основном известные в переложении С.В.СокОловского). С целью расширения области применимости таблиц и дальнейшего "сокращения трудоемкости приближенного расчета арок автором были построены трафики [27], предназначенные для Определения усилий и перемещений в круговых симметричных арках постоянной толщины с упруго защеиленнь и (по Фогту) пятами от действия единичной равномерно распределенной радиальной на— грузки, равномерного Т = — |Txdx и кососимметричного

ЛТ=— |ТХ(—х)с!х по толщине Ь арки изменений температуры на 1°С.

По сравнению с таблицами Люрана графики автора более удобны за счет исключения процедуры интерполяции, необходимой при пользовании таблицами, и имеют более широкую область применения за счет учета неравномерных изменений температуры, отсутствующих в таблицах Люрана. Одновременно автором установлено, что в русскоязычном переложении таблиц Люрана таблицы С.В.Соколовского) значения коэффициентов усилий и моментов, обусловленных равномерным изменением температуры, занижены на 11% вследствие ошибки при пересчете коэффициентов из английской системы мер в метрическую. Графики используются для прикидочных расчетов, а также применяются при обучении студентов МГУП и МГСУ.

В качестве элемента ПК для расчета АП методом пробных нагрузок (арочно—консольных направлений) автором д иссертации была разработана программа расчета арок произвольного очертания и переменной толщины на единичные радиальные, тангенциальные и крутящие нагрузки. Описание осевой линии и функции толщины арки выполнено в дискретной форме, используя общее представление геометрии АП в виде двух полиномиальных функций (см. 1.3). Упругое защемление арок учитывалось по методу Фогта.

Для расчета нами был принят метод сил строительной механики стержне— ных систем с использованием рациональной основной системы в виде трех— шарнирной арки. Такой прием позволил, существенно повысить точность счета толстых, несимметричных и пологах арок по сравнению с обычно используемой основной системой в виде двух консольных криволинейных балок. Анализ показал, что если для тонких арок значения меры устойчивости, соответствующие трехшарнирной и консольной основной системам, примерно одинаковы, то уже для относительно нетолстой арки с отношением толщины к осевому радиусу b/r0=0,25 и с центральным углом 2фо=40° мера устойчивости системы канонических уравнений для 3—шарнирной основной системы примерно на порядок больше, чем для консольной.

Вместо трехчленной формулы Максвелла—Мора, применяемой для вычисления перемещений в трад иционном методе пробных нагрузок, нами был использован полный интеграл; lk J Sf У EF J GF J EFrp 1 EFr0 3 EFin s s s s s s "

Учет дополнительных членов в интеграле Максвелла—Мора существенно уменьшил погрешность расчета относительно толстых и пологих арок, которая при применении 3—членной формулы может достигать 20— 30% для арок с b/r0> 0,25 и отношением стрелы к пролету, меньшим 0,20.

Для сопоставительных расчетов АП на предварительных этапах проектирования автором была разработана программа, реализующая метод арок— центральной консоли (АСС) [2, 5, 48]. К достоинствам этого метода следует отнести достаточную для сопоставительных расчетов точность и существенно (на несколько порядков) меньшие трудоемкость под готовки исходных д анных и продолжительность счета по сравнению с уточненными методами. В случае узких V—образных симметричных створов для плотин высотою менее 50 м с прочным (Ег>10 ГПа) изотропным основанием АСС с достаточной для практических целей точностью может быть использован и для окончательного суждения о напряженном состоянии сооружения. При расчетах термонапря— женного состояния АП, как показали выполненные автором широкие сопоставления с результатами расчетов уточненными методами и данными модельных исследований [2, И], АСС может использоваться на всех стадиях проектирования для негонких плотин, возводимых в узких и средней ширины створах. При расчете по программе АСС реальное сооружение аппроксимируется симметричной плотиной двоякой кривизны с арками кругового очертания и постоянной толщины. Расчетная модель принимается в виде перекрестной системы горизонтальных арок и центральной консоли, ось которой совпадает с осью симметрии плотины. Внутренние усилия взаимодействия между элементами расчетной схемы определяются в программе из решения системы линейных алгебраических уравнений, выражающих условия равновесия и совместности радиальных перемещений в точках пересечения расчетных арок и консоли. При этом арочные усилия взаимодействия представлены нами в виде равномерно распределенных нагрузок, а нагрузка на консоль выражена как р(х) = ьцец(х) , 1' где

§ — значение и—ой единичной треугольной нагрузки на расстоянии х от гребня, Ьц — ордината р—ой единичной нагрузки.

Уравнения совместности построены на основе метода сил с использованием линий влияния перемещений арок и консолей:

Р(Х) - ¡(х) ш т Ь

I I ью/к Дх.ое.ож 1 и = 1 о

Здесь: К^хД) — функция влияния прогибов консолей от радиальной нагрузки; Б(х) — внешняя радиальная нагрузка; V/ ; (х) — радиальный прогиб в ключе 1— ой арки, расположенной на расстоянии х от гребня, под действием радиальной равномерно распределенной нагрузки единичной интенсивности (определяется из расчета независимых арок).

Податливость основания учтена по Фогту, при этом для каждого элемента расчетной схемы может быть задан свой модуль деформации. После решения системы уравнений методом Гаусса каждая арка и центральная консоль рассчитываются самостоятельно на действие той доли нагрузок, которая на нее приходится.

Для уточненных расчетов АП на статические нагрузки, температурные и сейсмические (в рамках линейно—спектральной теории сейсмбсгойкосга) воздействия предназначен МАКН — метод арочно—консольных направлений. Расчетный алгоритм метода был построен автором совместно с В.Ф.Иваншцевым на основе физической модели метода пробных нагрузок, представляющего собою, как показано исследованиями ЛАРозина, ЛАГордона, В.Г.Корнеева, Г.Найми, Н.Хайдина, ЖЛомбарда и др., инженерный способ интегрирования уравнений оболочек средней ширины. МАКН включает следующие основные процедуры, реализованные в виде отдельных модулей [26, 48]:

1. Аналитическое описание геометрии АП с помощью полиг миальных функций срединной поверхности и толщины. Построение сетки расчетных элементов в виде перекрестной системы горизонтальных арок и ортогональных к ним консолей и вычисление исходной геометрической информации, необходимой для прочностного расчета.

2. Расчет арочяых и консольных элементов на единичные нагрузки с построением матриц влияния усилий и перемещений, используемых далее при нахождении нагрузок сращивания и определении напряжений. В полном варианте МАКН использованы нагрузки четырех видов: радиальные, тангенциальные, крутящие и вертикальные, в сокращенных вариантах — только ради альные или радиальные плюс тангенциальные. Задача решена для плотины произвольной формы методом сил строительной механики стержневых систем с учетом податливости основания по фогту. Особенности расчета арочных элементов изложены выше. В качестве единичных арочных нагрузок первоначально используются распределенные треугольные нагрузки, принятые в традиционном методе пробных нагрузок, после чего соответствующие им матрицы [А0] арочных усилий и перемещений трансформируются с целью улучшения устойчивости решения обратных задач в матрицы для локальных треугольных нагрузок путем несложного преобразования [Ан] [П] ~1 — [А]. Здесь [Г1] 1 — обратная матрица преобразования, коэффициенты которой суть значения координатных функций метод а пробных нагрузок в расчетных точках. Расчет консолей выполняется с учетом особенностей их работы в составе плотины—оболочки (отсутствие изгиба относительно нормали к срединной поверхности плотины и др.), а также пространственного характера и закручен— ности их осей.

3. Сращивание перемещений расчетных арок-консолей. В отличие от традиционного метода пробных нагрузок, где сращивание производится вручную путем многократных пробных зад аний распределения нагрузок между арками и консолями, нами для этих целей разработан автоматизированный метод арочно—консольных направлений [3, 4, 7, 8]. Математическим выражением задачи сращивания для перемещений одного вида является интегральное уравнение:

Мч>) ч',(г) Мф> |А(ф,¥;г)д(¥,7)Ф|/ = {КС^фЖфД)^, ^ о чч(*) о где: К (2, Е,; ф ), А (ф , у ; г) ~~ функции влияния перемещений соответственно консольной и арочной систем; 0(ф,г) — нагрузка сращивания, отнесенная к арочной системе; Р(ф,2) — внешняя нагрузка в точке ф, 2; Ь(ф) — аппликата опорного контура в сечении ф от плоскости центральной консоли; ф|(г), фг(г) — угловые координаты точек линии контакта срединной поверхности плотины соответственно с левым и правым берегами ущелья в сечений г.

Для алгебраизации интегрального уравнения (3) нагрузки сращивания аппроксимируются посредством линейной комбинации нагрузок треугольного вида:

3(4^,^)= ¿М^МФ): р(Ы= I РуСФЛМ2). (4) - О ' V ~ О а условия равенства перемещений проверяются только в расчетных точках (точках коллокации). В соотношениях (3) % (ф) и 6у(г) — системы соответственно арочных и консольных единичных нагрузок (координатных функций); ЦиЩ и р„(ф1) — неизвестные ординаты арочных и консольных нагрузок сращивания в точке пересечения ¡—ой арки и ]'—ой консоли. Решение интегральных уравнений вид а (3), относящихся к классу уравнений Фредгольма 1 — го рода, и получаемых из них систем алгебраических уравнений связано со значительными трудностями. Эта трудности обусловлены тем, что интегральному уравнению (3) удовлетворяют как достаточно гладкие функции, так и сильно колеблющиеся, поскольку интегральные операторы А и К сглаживают осциллирующую часть решения.

Гашение осциллирующих добавок и выделение гладкой (основной) части решения выполнено с помощью метод а арочно—консольных направлений (МАКН). При разработке МАКН естественное, отвечающее физической модели, расчленение матриц перемещений плотины на арочные и консольные мат— рицы сравнительно простой структуры было сохранено путем использования нескольких систем нумерации расчетных точек. Стационарные уравнения, выражающие условия равенства перемещений арочной и консольной систем, преобразованы в нестационарные путем введения в них дополнительных членов, содержащих релаксационный параметр. Решение нестационарных уравнений было выполнено итерационным способом по известной в математической физике схеме дробных шагов (переменных направлений). Таким образом, задача сращивания была сведена к решению двух более простых задач урав— нивания перемещений по арочному и консольному направлениям, а осцилляция рещеция погашена "квазивязкой прослойкой" между арочным и консольным слрями расчетной модели, постепенно "выдавливаемой" в процессе сближения (сращивания) этих слоев.

Сращивание перемещений одного вида осуществляется на внутренней ступени 2—ступенчатого итерационного процесса. При этом побочные перемещения, направления которых не совпадают с направлением вызвавших их усилий, полагаются постоянными. Двухшаговая итерационная схема реализовав в виде следующих рекурретшлх ссютношений: (ОЛ+к ={[0] + [Аии]}-1{[0] (О^- ЫО^+ЫРЛ - (Ату^-(Ои),и = {[О] + [К^]}-ЧРНСи+и- [АциКС[Кг.иШ - (Дма-Сиг,*),}. (5)

Здесь: [Ацц], [Кии] — матрицы соответственно арочных и консольных перемещений и от единичных нагрузок и—го направления; (Оц^ — вектор арочных усилий сращивания и—го направления на 1—ом шагу внутреннего итерационного цикла; (Ри) — вектор внешних нагрузок и—го направления; [О] = 1/т [Е] — диагональная матрица; т > О — параметр релаксации; [Е] — единичная матрица; — вектор—разность и-^ перемещений арочной и консольной систем, обусловленных учетом податливости основания; (Шда) — вектор и—перемещений, вызванных нагрузкой сращивания V—го направления.

На внешней ступени итерационного цикла вычисляются векторы побочных перемещений (тУщ,) и выполняется согласование разноименных перемещений между собою. Таким образом, решение задачи сращивания перемещений нескольких видов сведено нами к последовательному решению Задач сращивания для соответствующего числа двухслойных стержневых систем.

Вычислительный процесс МАКН, блок—схема которого представлена на рис. 1, обладает хорошей устойчивостью и быстрой сход имостью. Внутренний итерационный цикл 1 сходится со скоростью геометрической прогрессии, внешний I — за 2—5 итераций. Релаксационный параметр т вычисляется внутри программы, исходя из величин единичных перемещений расчетных арок и консолей.

4. Определение нормальных, касательных и главных напряжений, выполняемое по известным формулам строительной межаники.

Для расчетов на теюгературные воздействия уравнение (3) преобразовано к виду: ■

М

О Ч> 1 ( 2) [КТ(2,^;Ф)Т(Ф,^)С14 - *'}ат(Ф, у ;г)Т (у ,2)<1 у о Ф , ( г) где: К т(2,

§; ф ) иАт(ф,у;г) - функции влияния перемещений соответственно консольной и арочной систем от температурных изменений; ф , г ) ~ температурное воздействие.

Уравнение (6) соответствует случаю отсутствия внешней нагрузки на плотину (Р=0). При совместном расчете плотины на силовые нагрузки Б и температурные воздействия правая часть уравнения (3) в выражении (6) должна быть сохранена.

После определения (обычным порядком) нагрузок взаимодействия усилия (напряжения) в арочных поясах вычисляются как сумма усилий (напряжений), обусловленных температурными изменениями в "независимых" арках и усилий (напряжений), вызванных нагрузкой взаимодействия. В консолях усилия (напряжения) обусловлены только нагрузкой взаимодействия.

Расчет на сейсмические воздействия в ПК МАКН построен нами в рамках линейно—спектральной теории сейсмостойкости (ЛСТ). Для получения матрицы жесткости использована система пирамидальных нагрузок с единичной интенсивностью в рассматриваемом узле приложения масс. Таким расчетом, в частности, была обоснована проектная сейсмостойкость Ингурской плотины. В расчете были определены 10 частот и форм собственных колебаний (нижняя частота составила 1,04 Гц), а максимальные сейсмические напряжения составили 2,5 МПа в арочном направлении и 1,5 МПа — в консольном [29, 52].

Следует оговориться, что ЛСТ, введенная в отечественную практику расчетов сейсмостойкости около 30 лег назад и безусловно прогрессивная в свое время, сегодня уже не в состоянии обеспечить необходимую точность воспроизведения на математической модели особенностей поведения при землетрясении столь сложной пространственной конструкции, как АП, в ее взаимодействии с основанием и водохранилищем. Физически обоснованные и достоверные оценки сейсмостойкости подпорных сооружений, в том числе АП, в настоящее время могут быть получены в рамках динамической теории сейсмостойкости (ДТ). Указанное положение зафиксировано (при активном участии автора) в подгогавленном к изданию Своде правил "Гидротехнические сооружения в сейсмических районах" (ВНИИГ—ЦСГНЭО, 1998 г.).

Результата расчетов по МАКН хорошо согласуются, как было показано автором на представительном множестве примеров, с данными соответствующих эксш рименгальных и натурных исследований. Так, расчет плотины Мансур Зьдахби был подтвержден исследованиями, выполненными во ВНИИГ им.Веденеева на крупномасштабной (М 1:70) гипсопесчаной модели. Результаты расчетов на гидростатическую нагрузку, собственный вес и температурные воздействия плотины Кырджали, выполненных нами по контракту, с болгарским Энергопроектом, показали, по заключению Заказчика, хорошее согласование с данными испытаний моделей из хрупких материалов, проведенных в Бергамо и Софии. Хорошее соответствие результатов расчета Ингурской плотины и данных испытаний геомеханической модели ВНИИГа (рис. 2) было подтверждено решением совместной комиссии специалистов Гидропроекта и ВНИИГа.

ПК МАКН имеет универсальный характер и может бьггь применен для описания геометрии, расчета НДС и оптимизации любых АП без каких—либо ограничений на их форму. В частности, МАКН использовался автором для расчетов таких отличных друг от друга сооружений, как российские плотны Чиркейская и Катунская — арочный вариант, грузинские — Ингури, Худони и

Намахвани, Мансур Эдддхби (Марокко), Кырджали (Болгария), Арджеш Вид— рару (Румыния), Капанда (Ангола) — арочный вариант.

По результатам расчета НДС производится оценка прочности нормативным методом предельных состояний:

У n У le ст d ^ УслУыаЛтУ n°(Rb)> где: у п, У îc j У Cd — коэффициенты соответственно надежности по отвегсгвенносга, сочетаний нагрузок, условий работы; у ^ 5 У л ~ коэффициенты, учитывающие соответственно влияние возраста бетона на ого прочность и различие в прочности бетона в контрольных образцах; и сооружении; a d — расчетное значение напряжения; R ь — расчетное сопротивление бетона; Ф — функция, вид которой определяется в зависимости от характера НДС; у cda 1 дополнительный коэффициент условий работы АП, учитывающий специфику их работы. Специфика заключается в том, что определяющей для прочности плотин этого типа является работа на сжатие, в то время как образование локальных зон растяжения и йоявление отдельных трещин не ведет к исчерпанию несущей способности сооружения в силу его многократной статической неопределимости, образования вторичной системы и перераспределения внутренних усилий. С учётом этого при работе плотины на сжатие у °da х принимается меньшим 1 (0,9), а при работе на растяжение существенно большим 1: у *da { =2,4.

1.3. Аналитическое описание формы и решение задач конструктивной геометрии АП

Сложность и многообразие форм современных АП обусловливают трудности аналитического описания их геометрии. Отсутствие универсального, достаточно оперативного и гибкого, аппарата для аналитического описания геометрии АП сложной произвольной формы, а также существенное возрастание математических трудностей при выполнении прочностных расчетов таких плотин зачастую вынуждают проектировщиков пользоваться упрощенными геометрическими и конструктивными решениями.

Для выражения пространственной формы АП повсеместное распространение в проектной практике как в нашей стране, так и за рубежом до недавнего времени имело так называемое "графоаналитическое" описание, суть которого заключается в том, что отдельные арки описываются аналитически с помощью тех или иных частных зависимостей (окружность, коробовая кривая, парабола, эллипс и др.), а параметры этих зависимостей увязываются по высоте плотины путем построения графиков. Наряду с такими достоинствами, как общность, простота и наглядность, графоаналитическое описание имеет весьма серьезные недостатки: допускаются скачки в арочных кривизнах и не гарантируется регулярность консольных кривизн, что приводит к появлению концентраций напряжений; не всегда обеспечиваются гладкость и выпуклость граней плотины в боковых ее частях (что иногда и отмечается при изготовлении моделей плотин и даже после постройки сооружения), отсутствуют аналитические выражения срединной поверхности плотины и функции распределения ее толщин, необходимые, как уже отмечалось, для решения с требуемой точностью многих задач расчета и конструирования АП.

Универсальное аналитическое описание формы АП, свободное от отмеченных недостатков, было разработано при активном участии автора в процессе проектирования Ингурской плотины [21, 26, 39, 48]. Для построения описания использованы две независимые функции полиномиального вида: функция срединной поверхности у=Дх, г); (х, г)еО и функция толщин д; 0е8, где х, у, ъ — прямоугольные декартовы координаты, <1 — полутолщина плотины, измеряемая в плоскости арки по нормали к ее оси; Б — участок срединной поверхности, ограниченной линией ее пересечения с ущельем и гребнем плотины; О — проекция используемого участка Б срединной поверхности на плоскость хО/; С, — собственные криволинейные координаты срединной поверхности плотины, определяемые заданным преобразованием Е,(х, г), С(х, г).

Уравнение срединной поверхности плотины построено в виде: х - (?) у = yc(z)+ r(t,z)cost, arcsin где: Xq Ус — координаты пространственной линии центров круговых арок, близких заданным, совокупность которых образует поверхность, используемую в качестве начального приближения при построении аналитического описания; R(z) — радиусы круговых арок (рис, 3).

Отклонения от некруговой формы арок разложены в ряд Тейлора, в котором удержаны несколько первых членов. Принцип построения срединной поверхности соответствует инженерной практике определения формы плотины, заключающейся в последовательных изменениях кривизн плотины, начиная с кругового ее очертания, в соответствии с величинами усилий и напряжений, полученных расчетом (или модельными исследованиями) предыдущего варианта.

Функции Xc(z), yc(z), R(z) выражены полиномами от z, а параметр r(t, z) — полиномом двух переменных: m 1 m 2 io\ r(t,z)=£ X aijt(zcr - z)J, W = 0 j= где za — отметка гребня плотины.

Уравнение толщин представлено в виде трех гладко стыкуемых полиномиальных участков, что позволяет выразить практически любой закон изменения толщины вдоль арок, в том числе изменение толщины арки только на части œ длины.

Полутолщина арки для точки срединной поверхности М(х, у, z) задана следующими соотношениями: п2 „1-1 п g(X,z): j=0 i=l j=0 п

I ь.-jz' j=0 i=I j= х - 0,5 fx,(z) + x (z)| = ~ x,(z)-x,(z) ' ^=cr+(dr-cr)z/z„, 5,=c1+(dl-cl)z/ze.

Здесь: g(x, z) — полином двух переменных x и z; xr(z), Xi(z) — полиномы от z, определяющие проекции линий пересечения срединной поверхности с берегами на плоскость xOz, xr(z) < Xj(z), 0 < z < zcn где zCT — аппликата гребня плотины; cr, q — ошосительные абсциссы среднего участка нижней арки (при z=0), имеющего постоянную толщину (cr < q); dr, dj — относительные абс циссы среднего участка верхней арки (при z=zcr), имеющего постоянную толщину (dr < d]).

При задании £,(z) = -0,5, ^i(z) = 0,5 получаем арки постоянной толщины; при E,r(z) = ^i(z) — арки без среднего участка постоянной толщины. В общем случае толщина каждого из береговых участков описывается своим полиномом по х, что позволяет адекватно отобразить любой закон изменения толщины по длине арок. Определение неизвестных коэффициентов ajj и Ц в выражениях (8) и (9) производится из условия минимизации взвешенной суммы квадратов относительных невязок между заданными и искомыми функциями. Использование метода наименьших квадратов обеспечивает оп— ределенное сглаживание заданных дискретно исходных функций, регулируемое выбором степеней полиномов.

Накопленный нами опыт свидетельствует, что с усложнением расчетных моделей, направленным на повышение достоверности определения НДС, зна — чимость представленного выше корректного и сравнительно малотрудоемкого аппарата для описания геометрии АП будет постоянно возрастать.

Наличие аналитического описания формы плотины позволяет эффективно решать весь спектр задач конструктивной геометрии АП: построение сечений плотины, построение и аналитическое описание межсекционных, периметральных и продольных швов, вычисление геометрических характеристик блоков бетонирования и элементов выноса их в натуру, вычисление объемов бетона в теле плотины.

При проектировании АП в общем случае требуется строить сечения трех типов: вдоль арок (планы - срезы), вдоль консолей (консольные сечения) и наклонные сечения произвольной ориентации. Для построения произвольного наклонного сечения зададим положение секущей плоскости координатами трех точек, не лежащих на одной прямой, и набор приближенных значений абсцисс точек ее пересечения с осями заданных арок. Искомые координаты ) точки пересечения секущей плоскости с верховой линией некоторой арки zK определим решением системы трех уравнений: у» = f« ,Z ) + g(x; .O-T^—--7 (10)

К =x0+zKtga2 + yKutgay , где: x^ — абсцисса точки м ^ на оси арки zK, соответствующая точке м" ; az, Оу — параметры линии пересечения секущей плоскости с аркой zK.

Систему (10) сводим к одному уравнению относительно х'к , которое решаем итерационным методом с использованием начального приближения х® •

Координаты точки пересечения секущей плоскости с низовой 1ранью определим из решения аналогичной системы уравнений. Процедура построения сечений других типов изложена в [39].

В целях борьбы с температурным трещинообразованием и неравномерными осадками технология возведения АП предусматривает разрезку сооружения межсекционными (поперечными) швами через 12—20 м по длине плотины. При построении межсекционных (м/с) швов было предложено [48] руководствоваться следующими конструктивными и прочностными требованиями:

1. Линии пересечения поверхности шва с горизонтальными арками должны бьггь ортогональны осям последних. В общем случае указанное требование предопределяет геликоид альную (пропеллерную) форму шва.

2. Траектории швов на срединной поверхности плотины — осевые линии швов должны быть максимально приближены к вертикали.

3. Закрученностъ шва должна быть минимальной, т.е. его поверхность должна иметь минимальные удаления от вертикальной плоскости.

4. Углы пересечения осевых линий швов со средней линией периметрального шва (или поверхности контакта с основанием) должны быть прямыми или близкими к таковым.

Проекция осевой линии шва Ы, отвечающего сформулированным требованиям, на плоскость хОг выражена следующим дифференциальным уравнением: где {Х(х, г) и г) — частные производные функций срединной поверхности

7), ц/(г) =—- —-\|/р 2 ~ угол пересечения осевой линии шва с осе — 2 42 ~гр) выми линиями арок.

Для обеспечения ортогональности средней линии шва со средней линией периметрального шва (или контактной поверхности) в точке Р их пересечения угол чХ^р) должен быть принят равным % / 2 •

Координаты точек Мг и Ми пересечения поверхности м/с шва с низовой и верховой гранями плотины определены из решения следующих уравнений: х, „ = х(г)± Е(х,г) Цх,;?)± g(x,z)

Т^НхТгУ+Т

Здесь: х(г) - уравнение проекции осевой линии шва (11); ^х, г) — функция срединной поверхности плотины (7); д(х, г) — функция толщин (9).

Изложенная метод ика построения м/с швов была использована нами при проектировании Ингурской и Худонской плотин Отклонение траекторий м/с швов Ингурской плотины от вертикалей, проведенных через их гребневые точки, не превысили 1- 2м при высоте столбов до 270 м, закрученносгь ~0Д0 градуса на метр высоты. В то же время традиционная система разрезки с использованием разбивочного цилицара привела, например, для плотины Ташьен (Тайвань), запроектированной фирмой "Электроконсульт" (Италия), к отклонениям до 4 м и закрученносга до 0,15 градусов на метр высоты при высоте столбов до 160 м.

Аналитическое описание периметрального шва выполнено через описание его поперечных сечений. Необходимые для построения последних координаты концевых точек Ми и Mt душ окружности с радиусом ж (см. рис. 9) определя— ются из решения системы 4-х уравнений: -двух уравнений соответствующей грани плотины, уравнения плоскости, ортогональной средней линии периметрального шва в точке М, и уравнения окружности г с центром в точке 0.

2. ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА НДС АП

Формирование НДС АП происходит с участием множества факторов природного, конструктивного, технологического и иного характера. Исследования некоторых значимых и, одновременно, сравнительно мало изученных факторов нашли отражение в публикациях автора [2, 5, б, 10, 13, 18, 20, 22, 24, 29, 32, 40—42] и, частично, настоящем разделе доклада. По результатам исследований разработаны рекомендации по учету рассмотренных факторов при проектировании, строительстве и эксплуатации АП.

2.1. Деформативность основания

Оценка деформативносги скальных оснований обычно выполняется путем определения шгамповыми испытаниями модулей деформации в Нескольких точках и распространения результатов этих опытов на большие площади с использованием данных изучения основания инженерно—геологическими и геофизическими методами. Точность определения деформационных характеристик и границ различных по деформативносги зон основания этим трудоемким и дорогостоящим способом существенно зависит от объема выполненных исследований и может колебаться в широких пределах.

С целью установления необходимой и достаточной для корректного определения НДС АП точности задания деформативных характеристик основания автором выполнена серия из 15 расчетов с варьированием характеристик де— формативности [24]. Расчет были проведены с использованием ПК МАКН для АП Ингури, Кырджали и Мансур—Эддахби. Плотины существенно различаются высотой (соответственно 271,5; 103; 64 м), относительной шириной створа (соответственно 2,3; 3,0; 3,7), формой профиля, деформативносгью оснований, представленных известняками и доломитами (Ингури), гнейсами и сланцами (Кырджали), туфолавами, брекчиями и порфиритами (Мансур—Эддахби) (рис.4).

По результатам выполненных расчетов были получены следующие основные выводы.

1. Изменения деформативносги всего основания в целом, не вывод ящие соотношение модулей деформации бетона и скалы за рамки обййнё встре-^ чающихся значений (1 < Ес / Ег < 4 ), практически не влияют на НДС АП. Отсюда следует, что повышенная, но равномерная вдоль опорного контура деформируемость скальных пород в основании АП не является основанием для их удаления, за исключением т.н. "разборного слоя". В остальных случаях глубина врезки АП должна определяться, как это зафиксировано в [17], на основании технико—экономических расчетов.

2. Изменение в 1,5—2 раза деформативносга одного из берегов вызывает перераспределение усилий взаимодействия между арками и консолями. Усилия, воспринимаемые арками, уменьшаются в зоне ослабленного берега и возрастают в центральной часта плотины и на противоположном берегу. Радиальные перемещения увеличиваются вдоль контура ослабленного берега — пропорционально увеличению его деформативносги, и незначительно уменьшаются (до 5—7%) у противоположного берега. Изменения напряженного состояния более существенны, чем в случае изменения деформативносга осно — вания в целом, и могут быть оценены как умеренно неблагоприятные. Для нейтрализации растягивающих напряжений могут потребоваться специальные конструктивные мероприятия.

3. Наиболее неблагоприятным для напряженного состояния плотины является наличие в ее основании ослабленной зоны, деформативность которой в 2 и более раза превышает деформативность окружающих пород, а протяженность мала по сравнению с общей д линой опорного контура, но сопоставима с толщинами сооружения на участке опирания на эту зону. В этом случае пло — тина как бы образует над ослабленной зоной свод передавая нагрузку на граничные участки более жесткой скалы, где и возникают значительные концентрации напряжений. Отсюда следует, что при армировании АП, связанном с наличием в ее основании ослабленной зоны, арматуру, в отличие от балочных представлений, следует располагать над граничными участками зоны, а не непосредственно над нею.

4. При проведении исследований деформативносги оснований АП основное внимание следует обращать на правильное установление границ и соотношения деформативносгей различных зон. В то же время высокая точность определения значений модулей деформации не имеет существенного значения для корректного определения НДС АП. Отсюда следует, что преимущество при исследованиях деформативносги должно отдаваться сравнительно дешевым и мобильным геофизическим методам. Не играет также особой роли, по какому циклу штамповых испытаний (первому или второму) принимать расчетные значения модулей деформации, важно только, чтобы методика определения деформативносги была од инаковой для всех зон основания.

2.2. Этапносгь строительства

Одной из важнейших задач гидроэнергетического строительства является всемерное ускорение начала промышленной эксплуатации агрегатов ГЭС с целью уменьшения объема омертвляемых на длительный срок капиталовло — жений. Эта задача решается путем поэтапного ввода агрегатов при частичной готовности плотины.

Пусковой комплекс включает, как правило, минимально необход имые для ввода очередного агрегата объемы строительно—монтажных работ. При этом на всех этапах строительства, временной и постоянной эксплуатации под порное сооружение должно удовлетворять условиям прочности и устойчивости. Кроме того, очередность строительства должна быть такова, чтобы усилия, возникающие в строительный период не вызывали необход имости в дополнительном армировании или другом утяжелении строительства.

Анализ результатов исследований, выполненных автором для Чиркейской, Ингурской, Саяно—Шушенской, Худонской и других АП [6, 13, 42, 47], позволил сформулировать некоторые обобщенные закономерности изменения (по сравнению со случаем мгновенного возведения) напряженною состояния АП при учете этапное® их строительства. Напряжения сжатия, действующие в арочном направлении, существенно уменьшаются на обеих гранях в верхней части Плотины и сравнительно меньше увеличиваются в ее нижней части. Консольные напряжения в нижней тчасш плотины получают добавку сжимающих напряжений на верховой грани и растягивающих на низовой, в результате чего малые сжимающие напряжения на верховой грани несколько увеличиваются (растягивающие уменьшаются или переходят в сжимающие), а высокие сжимающие напряжения на низовой грани несколько уменьшаются. В верхней части плотины имеет место обратная картина: на верховой грани происходит уменьшение сжимающих консольных напряжений, на низовой — увеличение.

Примером рационально выбранной этапносга строительства может служить проектная схема возведения разработанного под руководством автора арочного варианта плотины Катунской ГЭС [42] в две очереди, каждая по три этапа (к сожалению, не реализованная в натуре), позволившая существенно улучшить напряженное состояние плотины, определенное по схеме "мгновенного" возведения.

В проектной и исследовательской практике сегодняшнего дня учет последовательности строительства АП становится все более обязательным и детальным, особенно при оценках реального состояния больших плотин в рамках их мониторинга или комплексного обследования, при разработке ремонтных мероприятий и т.д. Так, например, при построении математической модели Саяно—Шушенской плотины, осуществленном в 1997—98 гг. в целях установления причин отличия ее реального состояния от проектных прогнозов и выработки рекомендаций по лечению тела плотины и основания, для достоверного воспроизведения чрезвычайно сложной фактической последовательности возведения, омоноличивания и нагружения сооружения формирование конечного (эксплуатационного) НДС системы "плотина — основание — водохранилище" было выполнено в 24 этапа. Отличие в НДС плотины для схем "мгновенного" и поэтапного возведения видны "невооруженным глазом" при сопоставлении рис. 5а и 56.

К сожалению, учет последовательности возведения до сих пор не распространяется на температурные воздействия эксплуатационного периода, которые пред полагаются мгновенно приложенными к полностью возведенному и омо— ноличенному сооружению. В действительности температурные воздействия, обусловленные переходом от температур замыкания сооружения к установившимся среднемноголегним температурам бетона, возникают сразу после омоноличивания, которое производится, как правило, постепенно по мере роста плотины и остывания нижних частей ее до проектных температур замыкания, ярусами высотой 10—20 м.

Впервые задача о влиянии последовательности возведения на термона— пряженное состояние АП была рассмотрена автором [6] на примере Чиркейской, Ингурской и Саяно—Шушенской АП. Различия этих плотин по форме створа, конструктивным решениям, температурному режиму и др. обеспечили необходимую полноту исследований. Результаты последних свидетельствуют, что при определении термонапряженного состояния АП эффект учета после— довательноспи возведения существенно зависит от особенностей плотины, в первую очередь, формы створа (рис. 6): в плотинах типа Чиркейской, возводимых в узких створах (1Л1<1,5), влиянием последовательности возведения и омоноличивания на термонапря— женное состояние можно пренебречь ввиду его малости и в целом благоприятного характера; в плотинах типа Ишурской, возводимых в створах средней ширины

1,5<1/Ь<3,0), эффект влияния этапносга на термонапряженное состояние значителен: температурные напряжёйия улучшаются на верховой грани (на величину до 0,6 МПа) и ухудшаются на низовой (на величину до 0,5 МПа); в плотинах типа Саяно—Шушенской, возводимых в широких створах (1/Ь>3,0), учет этапносщ даегт наибольший (до 1,2 МПа), причем неблагоприятный, эффект (температурные напряжения ухудшаются для большей части плотины, за исключением консольных напряжений на низовой грани) и, следовательно, должен стать обязательным при оценках термонапряженного состояния АП в широких створах.

Следует оговориться, что понятия 'Ухудшение" и "улучшение" употреблены здесь условно, без учета общего фона напряженного состояния, полагая ухудшением уменьшение (по модулю) сжимающих температурных напряжений и увеличение растягивающих, а улучшением — увеличение сжимающих и уменьшение растягивающих. Эффект влияния эгапносш возведения на тер— монапряженное состояние Саяно—Шушенской плотины был принят во внимание при построении ее уже упоминавшейся математической модели.

2.3. Организованное третцинообразование

Практикуемое в настоящее время требование монолитности бетонной кладки АП предопределяет применение малых размеров блоков бетонирования и выполнение широкого комплекса мероприятий по регулированию температурного режима бетона. Несмотря на зга меры, сопровождаемые значительными издержками материальных и трудовых ресурсов и снижением темпов возведения, полностью избежать гцхишлений температурного трещинообра— зования при строительства массивных бетонных сооружений не удается.

Неэффективность усилий по предотвращению термического трещинооб— разования, противоречие между возможностями современного высокопроизводительного оборудования для приготовления, подачи, укладки и распределения бетонной смеси (до нескольких сотен м3/ч) и малыми объемами блоков бетонирования, как правило, не превышающими 1000 м3, вызвали к жизни предложения по допущению контролируемого, определенным образом организованного трещинообразования при безусловном обеспечении нормативных требований к надежности сооружения (П.И.Васильев, ЛМ.Гаркун, А.П.Епифанов, Е.Н.Елизаров и др.).

Применительно к АП ГП.Вербецким, АИ.Данелия, Е.Н.Елизаровым было предложено не цементировать м/с швы и допускать образование радиальных трещин, полагая, что при загружении плотины в процессе наполнения водохранилища возникающие в арочных сечениях нормальные силы приведут к закрытию указанных швов и трещин и восстановлению монолитности сооружения. Наличие незацеменгированных швов и радиальных трещин не окажет, по мнению авторов предложения, отрицательного Влияния на работу АП, поскольку сжатые сечения после смыкания трещин будут работать как моно— литные, а в зонах действия растягивающих напряжений швы и трещины будут раскрываться независимо от того, зацементированы они или нет. При этом, однако, была упущена из виду работа АП на деформациях закрыта» радиальных швов и трещин, ведущая к перераспределению напряжений в теле сооружения в сторону увеличения загрузки его консольных элементов.

В процессе нагружения плотины с радиальными трещинами первоначально она работает как система самостоятельных секций и лишь после смыкания трещин в результате смещения секций в нижней бьеф и восстановления монолитности начинает работать как традиционная АП—оболочка. Конечное напряженное состояние цлотиныжшдьтается из напряжений в отдельных секциях, обусловленных смещением их в нижней бьеф до замыкания рад иальных трещин, и напряжений в обычной плотине—оболочке. Определению послед них численными и экспериментальными методами посвящены многочисленные работы (в т.ч. автора, — см. глазу 1), исследование первых впервые выполнил автор д иссертации [41].

Для определещя горизонтальных радиальных смещений Аг консольных элементов плотины, необходимых для замыкания радиальных трещин (швов), автором использовано простейшее геометрическое соотношение для клина:

V Ь+8тр, где Ь— ширина фактической (или условной) секции, равная расстоянию между двумя смежными радиальными швами (или трещинами). Раскрытие радиальных трещин 8,ф определялось для ряда арочных поясов из решения уравнений вцад т ^ шва + «8ТР = 18, (14) где тип — соответственно количество м/с швов и трещин в рассматриваемом горизонтальном сечении плотины; £ 5 — суммарное раскрытие швов и трещин в том же сечении при остывании бетона.

Для определения £ 5 использовалось приближенное выражение:

18 =«1(1^ + кТ^, -Т^), (15) где а — коэффициент линейного расширения бетона; 1—длина рассматриваемого арочного пояса; Т^ — температура бетонной смеси при уклад ке; Тма^— максимальная температура экзотермического разогрева бетонной кладки; Т^ — средняя температура замыкания; к=0,3—0,5 — коэффициент, характеризующий снижение максимальной температуры экзотермического разогрева до величины, при котором в плоскости шва (трещины) наступает нулевое напряженное состояние. :

Вопросы практической реализации задачи возведения АП с допущением организованного температурного трещинообразования были проработаны под руководством и участии автора применительно к Худонской плотине Ь= 200,5 м [40, 41]. Проектом была предусмотрена разрезка плотины на 28 секций шириной по 18 м. Для подачи и распределения бетонной смеси использовалась непрерывно—конвейерная технология. Нетруд но видеть, что уже в проекте было заложено несоответствие между возможностями высокопроизводительного оборудования и малыми объемами блоков бетонирования (от 1.50 до 700 м3). Для устранения этого противоречия нами было предложено [40] укрупнить блоки бетонирования до 45 м при допущении контролируемого температурного трещинообразования. Для исключения неорганизованного трещинообразова— ния внутри удлиненною блока через каждые 15 м у граней плотины было предложено создать вертикальные швы—надрезы, предопределяющие место — положение радиальных трещин в случае, если применяемое температурное регулирование не обеспечит трещиносгойкости бетона.

Для условий возведения Худонской плотины раскрытия радиальных трещин, определенные с использованием соотношений (13) —(15), оказались в диапазоне от 0,88 мм на гребне плотины до 0,30 мм — на ее подошве. Расчетные значения раскрытия трещин хорошо согласуются с данными натурных наблюдений за АП Ингури ГЭС, где среднее раскрытие радиальных трещин составило 0,6 мм, а максимальное 1,0 мм. Значения консольных прогибов, необходимых для смыкания радиальных трещин с указанными раскрытиями, составили от 12,5 мм на гребне до 2,3 мм на подошве плотины. Расчет консолей на заданные смещения, выполненный по схеме плоской упругой деформации методом КЭ показал, что дополнительные консольные напряжения достаточно малы (не превышают 0,9 МПа по модулю) и в целом незначительно меняют поле напряжений, обусловленных гидростатической нагрузкой при НПУ и собственным весом бетона. Таким образом, нами была доказана принципиальная возможность возведения Худонской плотины укрупненными блоками со швами—надрезами. Возможность возведения других АП с нецементируемыми радиальными швами (трещинами) требует обоснования в каждом конкретном случае в соответствии с предложенной нами методикой.

2.4 Температурные воздействия

В формировании НДС АП температурные воздействия играют значительную роль как в период их возведения, так и во время эксплуатации. Термика строительного периода АП ничем существенным не отличается от таковой для других типов гидротехнических сооружений из массивного бетона, в то время как в эксплуатационный период она имеет, как уже отмечалось, свою специфику, связанную с гаперсгатичносгью и конструктивными особенностями АП. При значительных амплитудах колебаний температуры воздуха, например, в суровых или резкоконтинентальных климатических условиях, остывание АП может приводить к раскрытию швов и трегцинообразованию на низовой грани с формированием вторичной арки и существенным перераспределением усилий и напряжений между арочными и консольными элементами плотины. Эт явления ведут к снижению надежности плотины и могут стать причиной возникновения чрезвычайной ситуации. Так, например, многоарочная плотина Гем Лейк (США) всего после восьми лег эксплуатации была перестроена в гравитационную, т.к. оказалась в аварийном состоянии вследствие прогресси — рующего разрушения бетона арок, вызванного действием резких колебаний температур воздуха.

Анализ результатов многочисленных проектных расчетов и научных исследований термонапряженного состояния, выполненных автором, позволил установить некоторые общие закономерности влияния температурного фактора на НДС АП и выработать соответствующие рекомендации [2, 5, 13, 18, 20, 22, 32, 42]: Температурные воздействия имеют существенное (иногда — Определяющее) влияние на формирование НДС АП, ввиду чего должны учитываться во всех сочетаниях нагрузок и на всех этапах обоснования прочности плотин зтого типа, начиная с самых ранних. Выбор расчетных моментов времени, соответствующих наибольшему суммарному остыванию ("зима") и разогреву ("лето") плотины, предлагается выполнять путем определения экстремальных значений (минимума и максимума) суммы среднемесячных температур по всему объему сооружения.

• В зависимости от климатических условий строительства и конструкции плотины учет температурных воздействий может привести как к ухудшению суммарного НДС, так и к улучшению его. Для АЛ Кырджали, например, при учете, дополнительно к гидростатической нагрузке и собственному весу бетона, температурных воздействий в два раза (до 2,9 МПа) увеличиваются консольные растягивающие напряжения в центральной верхней части низовой грани и примерно в 3 раза (до 1,1 МПа) возрастают арочные напряжения растяжения по опорному контуру верховой грани. Для арочного варианта плотины Ка-тунской ГЭС учет температурных воздействий, напротив, привел к незначительному (на величину до 1 МПа) улучшению суммарных напряжений в любой момент эксплуатационного периода. Наихудшими для НДС АП сочетаниями нагрузок с участием температурных воздействий при нормальных условиях эксплуатации являются "зимнее" остывание сооружения при максимальных горизонтах воды в водохранилище (I—ое основное сочетание нагрузок и воздействий) и "летний" разогрев плотины при минимальных уровнях (П—ое основное сочетание). в В первом основном сочетании нагрузок и воздействий (гидростатическое давление при НПУ + собственный вес + температурные воздействия зимнего периода для года со средней амплитудой колебаний среднемесячных температур) растягивающие напряжения арочного направления следует ожидать в центральной нижней части низовой грани и в приконтактной области верховой грани; растягивающие напряжения консольного направления имеют место на верховой грани вблизи опорного контура и в центральной пригребневой зоне низовой грани. Во втором основном сочетании нагрузок и воздействий (гидростатическое давление при УМО + собственный вес + температурные воздействия лешего периода) появление растягивающих напряжений арочного направления наиболее вероятно на низовой грани вблизи примыканий, консольного направления — также на низовой грани в ее центральной нижней части. В формировании термонапряженного состояния АП изменения перепадов температур между гранями плотины АТ играют более заметную роль, нежели изменения средней по толщине с! температуры Т.

Криволинейная самоуравновешенная часть температурной эпюры в усилиях и перемещениях не проявляется, а действие вызванных ею напряжений из—за присущих им высокий градиентов в большей степени, чем при других нагрузках, ограничивается приспособляемостью бетона. Поэтому при расчетах АП криволинейная самоуравновешенная эпюра температур зачастую не учитывается. Это, однако, может привести к неверным выводам, в первую очередь, при оценках трещиностойкосш бетона и сопоставлении расчетных прогнозов с данными натурных измерений.

2.5. Сейсмические воздействия

Благоприятные для строительства АП створы приурочены, как правило, к районам сравнительного молодого по геологическим меркам горообразования, характеризуемым высоким уровнем сейсмической активности. Создание вы— сохих АЛ с большими водохранилищами оказывает глобальное воздействие на вмещающую геологическую среду и может явиться причиной возникновения т.н. "плотинных" землетрясений. Отмеченные обстоятельства делают проблему обеспечения сейсмостойкости одной из приоритетных как при проектировании, так и при эксплуатации плотин этого типа. Решение этой проблемы складывается в общем случае из решения трех задач [52]: 1) изучения сейсмических условий участка плотины и определения сейсмических воздействий; 2) оценки сейсмостойкости плотины и (в случае необходимости) разработки и реализации комплекса мероприятий по ее обеспечению; 3) осуществления мониторинга за состоянием системы "плотина — основание — водохранилище", в т.ч. контроля за взаимодействием сооружения с вмещающей геологической средой и водо — хранилищем. Одним из инициаторов и разработчиков такой комплексной постановки рассматриваемой проблемы является автор.

Первая задача решается путем проведения детального сейсмического районирования (ДСР) и сейсмическою микрорайонирования (СМР). В основе ДСР лежит выпо лнение комплекса геолого—геофизических, сейсмотектонических и сейсмолопг аских исследований. В результате этих исследований выделяются опасные для сооружения сейсмогенерирующие структуры, в пределах которых локализуются зоны возможных очагов землетрясений (ВОЗ). Для Ингурской плотины специалистами Гидропроекга выделены 4 таких структуры (Главный Кавказский надвиг, Какуро—Ускурский взбросо—надвиг, Абхазо—Сванегская ступень и Интришский разлом), для Чиркейской — б (Калудалкайский сбросо—сдвиг, Акайталинский сбросо — сдвиг, Муцидакальский взбросо—сдвиг, Черногорский сброс, Терский разлом и Закатальский взбросо—сдвиг), для Саяно—Шушенской плотины — 3 (Борусский, Болыпепорожский и Саяно — Тувинский разломы со взбросо — сдвиговым характером подвижек в очаге).

Для выделенных ВОЗ определяются их характеристики (максимальная магаитуда, глубина очага, механизм землетрясения, минимальное расстояние до сооружения и др.), устанавливаются макросейсмическая интенсивность и повторяемость землетрясений для участка плотины, вычисляются фоновые параметры сейсмических воздействий (пиковые ускорения, преобладающие периоды колебаний, их длительность, спектральный состав и др.), подбираются аналоговые и (или) строятся синтетические акселерограммы и спектры действия [28].

СМР предполагает установление закономерностей пространственной изменчивости параметров сейсмических воздействий на участке АП с последующей корректировкой их фоновых значений.

В последние годы для обоснования сейсмостойкости ответственных сооружений за рубежом стали использовать сейсмические воздействия нескольких уровней: проектное землетрясение (ПЗ), максимальное расчетное землетрясение (МРЗ), максимально возможное землетрясение (МВЗ). В подготовленном к изданию при участии автора Своде правил "Гидротехнические сооружения сейсмических районах" закреплена двухуровневая система задания сейсмических воздействий: ПЗ — повторяемостью 1 раз за срок службы сооружения (100 лет) и МРЗ — повторяемостью 1 раз в 10000 лег.

Для решения второй задачи проблемы сейсмостойкости используются методы ACT и ДТ, в т.ч. разработанные автором (см. 1.2), применяются конструктивные методы повышения сейсмостойкости, выполняются мероприятия по сейсмоизоляции и сейсмогашению, осуществляется подбор бетона требуемой прочности, производ ятся работы по "лечению" основания и др. [58]. Примером современного" динамического расчета может служить пространственный расчет сейсмостойкости Чиркейской плотины с учетом ее взаимодействия с инерционным основанием и водохранилищем. Некоторые результаты расчета приведены на рис. 7. Расчет выполнен совместно с М.Е.Грошевым в 1998 г. по программе COSMOS/M в рамках реализации комплексной программы РАО "ЕЭС России" по повышению сейсмостойкости энергетических сооружений. Для аппроксимации тела плотины и расчетного блока вмещающей геологической среды было использовано 10506 объемных конечных элементов. Сейсмическое воздействие задавалось двумя ансамблями 3-х компонентных акселерограмм, один из которых отвечает действию ПЗ, второй — действию МРЗ. Приведенный пример соответствует действию акселерограммы UR-- 64 (МРЗ) с пиковыми ускорениями 0.18, 0.14 и 0.11g соответственно для продол- эй и поперечной горизонтальных и вертикальной компонент. Комплекс мероприятий по обеспечению сейсмостойкости, например, Ингурской АП, разработанный при участии автора, включал выбор благоприятной для восприятия сейсмических нагрузок формы плотины, устройство периметрального шва, горизонтального арматурного пояса, м/с швов геликоидальной формы, системы многократной цементации конструктивных швов, разветвленной сети галерей, служебных мостиков и штолен, позволяющей в случае повреждения плотины при землетрясении провести необходимые ремонтные работы, специальную разрезку надразломной зоны седла, заделку бетоном разлома и 4-х тектонических трещин и т.д. Этот комплекс антисейсмических мероприятий, запроектированный и реализованный в 70—80—х годах, до настоящего времени продолжает оставаться эталонным и привлекать пристальное внимание зарубежных специалистов. Характеристика некоторых оригинальных антисейсмических решений, разработанных автором или при его активном участии, представлена в следующей главе доклада.

Содержание третьей, наименее удостоенной на сегодня вниманием исследователей части проблемы сейсмостойкости является предметом рассмотрения пятой главы диссертации.

По вопросу влияния сейсмических воздействий на НДС и надежность АП в целом результаты проведенных автором или при его участии исследований могут быть обобщены в виде следующих положений и рекомендаций [29, 50, 52, 57, 58, 59]:

• Максимальный прогиб от сейсмической нагрузки продольного направления обычно наблюдается в ключе гребневой арки, поперечного направления — в ее четвертях.

• Аналогичный характер имеет картина распределения i: /ряжений: максимальные значения находится на гребне плотины или чуть ниже, в ключе и четвертях арок соответственно при продольном и поперечном сейсме.

• Наибольшие сейсмические напряжения консольного направления имеют место в боковых частях сооружения на уровне близ 2/3 высош плотины.

• Уровень арочных напряжений превышает уровень консольных (по крайней мере для чисто арочных платан).

• При одинаковом нормировании сейсмической нагрузки уровень напряжений при поперечном сейсме, как правило, выше, чем при продольном (за исключением плотин с пологими арками).

• Наибольшая вероятность повреждения АП соответствует сейсму при пониженных горизонтах воды в водохранилище, т.к. при этом верхняя ("сухая") часть плотины не имеет обжатия в арочном направлении, способного хотя бы частично компенсировать арочные сейсмические напряжения.

• Наличие в плотине различного рода швов ускоряет начало нелинейной работы сооружения. При этом, однако, существенно меняется причина вступления сооружения в нелинейную фазу работы: при наличии швов она связана с их раскрытием, при отсутствии — с трещинообразованием в бетоне. э Характерными видами повреждения АП при землетрясениях являются раскрытия швов и дифференцированные смещения по ним элементов сооружения, обрушения парапета на гребне, образование трещин, преимущественно вертикальной и горизонтальной ориентации в пригребневой и приподошвенной частях сооружения, возникновение, особенно в случае частично или полностью опорожненного водохранилища, трещины периметрального направления в нижней части плотины. Типичное разрушение АП плотин при сейсме развивается по следующему сценарию (по данным модельных испытаний): сначала раскрываются м/с швы в пригребневой зоне плотины, затем возникает трещина вдоль опорного контура сооружения (или раскрывается периметральный шов) и, наконец, в районе 1/3—1/2 высоты плотины образуется магистральная трещина субгоризонгального направления, приводящая к исчерпанию несущей способности плотины. Наиболее радикальными конструктивными методами повышения сейсмостойкости АП, исход я из отмеченных выше особенностей их поведения и разрушения при сейсмических сотрясениях, являются горизонтальное армирование гребневого пояса плотины и устройство периметрального шва.

3. КОНСТРУКТИВНЫЕ МЕТОДЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ПРОЧНОСТИ

Настоящий раздел д иссертации посвящен изложению результатов решения задачи по обоснованию, разработке и внедрению конструктивных методов регулирования прочности, повышения надежности, снижения материалоемкости и уменьшения стоимости строительства АП.

Одним из главных направлений прогресса в области проектирования и строительства АП является регулирование их прочности, направленное на повышение степени использования прочностных свойств бетона и скальных пород основания, обеспечение равнопрочности отдельных зон тела плотины и, в ко — нечном счете, сокращение объема сооружения и снижение его стоимости.

Конструктивные методы направленного воздействия на напряженное со — стояние АП, такие как изменение формы плотины, устройство различного род а швов, шарниров, прослоек, теплоизоляции, предварительное напряжение плотины и др., широко известны и мноше из них уже давно стали традиционными (АААнгоиов, В.Ф.Захаров, АДКауфман, В.И.Кравцов, Ю.А.Аандау, АН.Марчук, В.Г.Орехов, Н.П.Розанов и др.). Тем не менее возможности конструктивных методов, как показано ниже, еще д алеко не исчерпаны ни в части разработки новых технических решений, ни в части расширения области применения или повышения эффективности известных конструктивных приемов. В обзор конструктивных методов, разработанных автором или при его участии, не включены решения, достаточно широко освещенные в печати, либо не получившие пока практического внедрения, либо не относящиеся прямо к теме дассертации: оптимизация формы АД двухарочная плотина, АП с включенными в ее тело скальными целиками, водобойный колодец арочного типа, АП с контактным швом—надрезом и др. [ 14, 16, 30, 35, 36, 46, 48].

3.1. Обоснование конструкции "ныряющих устоев" [35, 37, 48]

При проектировании АП обычно стремятся к приданию опорному контуру плотины плавного выпуклого в сторону берега очертания, т.к. резкие переломы контура вызывают появление местных концентраций напряжений, а выпуклость контура в сторону плотины приводит к существенному ухудшению НДС сооружения. Для улучшения условий сопряжения плотины с основанием в случаях резкого выполаживания ущелья на верхних отметках, недостаточной прочности или повышенной деформатавносга пород основания практикуется устройство береговых устоев. Выполненный автором анализ данных расчетных исследований и модельных испытаний (С.САнтонов) показал, что в относительно широких створах (l/h>2) равнодействующие усилий, передаваемых на основание (траектории главных напряжений), существенно отклоняются от горизонтальной плоскости вглубь берега. Отклонение пропорционально отно сительной ширине плотины: tga=K(lcr/h), где полная длина гребня плотины, включая устои; а — угол отклонения равнодействующей от горизонтального направления; К — коэффициент пропорциональности.

Для учета эффекта "ныряющей арки" в конструкции устоя нами было предложено подрезать верхнюю тыловую часть устоя, не участвующую в передаче распорных усилий на береговой скальный массив, снизив тем самым объем устоя. Напорный фронт на участке подрезки устоя замыкается при эхом с помощью подпорной стенки—открылка. Для определения высоты подрезки устоя автором получена эмпирическая формула hp=0,01 l2r /h, обеспечивающая удовлетворительную точность при соотношениях lCT/h < 5, наиболее часто встречающихся на практике. Ныряющие устои осуществлены на строительстве Ингурской плотины, позволив сократить их первоначальный объем ¿ 75 тыс.м3 на 18% (рис. 8).

3.2. Методика конструирования периметрального шва (ПШ) [21, 39, 48]

ГТТТТ, отделяющий тонкую (собственно арочную) часть плотины от массивного седла, еще сравнительно недавно употреблялся лишь для придания плотине симметричности и плавного очертания опорной поверхности. В отечественной практике, начиная с Ингурской плотины, главное предназначение ПШ видится в снятии растягивающих напряжений, могущих возникнуть (вследствие сейсмических сотрясений, деформационных неоднородяосгей скального основания и др.) в приконтактных областях плотины и основания и привести к образованию трещин и разрыву протавофильтрационного контура плотины.

В отличие от известных (Семенца) подходов к построению ПШ, носящих чисто геометрический характер, разработанная при участии автора в процессе проектирования Ингурской плотины методика конструирования ПШ строится исходя из усилий взаимодействия плотины и седла. Чтобы обеспечить телу плотины возможность беспрепятственно катиться по поверхности седла, поперечным сечениям ПШ предложено придать форму окружности (рис. 9). Неизвестные параметры окружности: радиус г и угловое смещение а центра душ от единичного вектора у" касательной к срединной Поверхности плотины оп— ределяются из условий нормальности дуги окружности линиям верховой и низовой граней в рассматриваемом сечении и прохождения равнодействующей сил, передающихся от плотины на основание, через центр дута О.

Отсюда следует; г = -с1 / gv, а = агсвт—аг^—- . (16)

Здесь- й — полутолщина плотины в некоторой точке М; дг — производная функции лщины в точке М по направлению, задаваемому вектором у; — проекций вектора реакции седла Ж" на плоскость Т поперечного сечения; К °, "Е.I ~ скалярные проекции вектора на единичный вектор тГ нормали к срединной поверхности плотины и касательный к ней вектор у"; е = ш , / |1ГТ | — эксцентриситет приложения ^ относительно точки М; проекция вектора реактивного момента пГ в точке М на вектор 1, касательный к линии Ь пересечения поверхности шва со срединной поверхностью плотины.

Величины главного вектора !Г и главного момента ВТ реакции седла принимаются по результатам прочностных расчетов плотины. Расчетные углы а определяются в некотором множестве точек средней линии ПШ для всех рассматриваемых сочетаний нагрузок и воздействий (для Интурской плотины нами рассматривалось 6 таких сочетаний), затем осредняются по совокупности значений в каждой точке и сглаживаются в сред неквадратичном смысле.

3.3. Обоснование антисейсмического арматурного пояса [29, 44, 52]

Антисейсмический арматурный пояс предназначен для обеспечения прочности плотины при восприятии сейсмических воздействий, близких к МРЗ. При наполненном водохранилище высокие растягивающие напряжения арочного направления, возникающие в верхней часш сооружения при землетрясении, обычно компенсируются своеобразным преднапряжением плотины от нагрузок основного сочетания. При пониженных горизонтах водохранилища верхняя зона плотины оказывается практически не обжатой. В этом случае сейсмические воздействия высокой интенсивности вызывают в ней существенное ш центренное растяжение, которое обусловливает сначала значительное раскрытие радиальных швов, а затем — при сравнительно невысоких ускорениях — образование сквозных субгоризонгальных трещин. Для обеспечения совместной работы секций плотины при землетрясении и повышения тем самым ее сейсмостойкости специалистами Гидропроекта, включая автора диссертации, разработано конструктивное решение в виде устройства в верхней четверти плотины антисейсмического пояса из горизонтальной арматуры с перепуском ее через м/с швы. Для Ингурской плотины коэффициент запаса прочности при сейсмических воздействиях был повышен за счет армирования с 1,55 до 2,00 (ПАГутидзе).

Ишурский армопояс, расчетное обоснование которого выполнено автором, осуществлен исход я из принципа д исперсного армирования в вщде каркасов из арматуры диаметром 40 мм, уложенных в 2—3 ряда на межблочных поверхностях (через 1,5 м по высоте) вдоль верховой и низовой граней. Каркасы связаны между собой демпфирующими вставками из арматуры д иаметром 70 мм, пропущенными через м/с швы.

3.4 Обоснование надразломной конструкции седла [21, 35, 44]

Блочная надразломная конструкция седла плотины, предложенная автором, предназначена для восприятия дифференцированных подвижек по тектоническому нарушению, вызванных аккумуляцией больших масс воды в водохранилище при еш первоначальном наполнении или сейсмическими воздействиями. В конструкции предусмотрено увеличение высоты надразломного участка седла до двойной ширины и разрезка его д вумя системами швов, одна из которых ориентирована параллельно срединной поверхности плотины, другая — примерно вдоль плоскости разлома. При этом за счет разрезки образована система блоков, обладающих определенной свободой перемещений друг ото— сшельно друга, что позволяет погасить внутри блочной конструкции основную часть относительных смещений крыльев разлома. Конструкция была разработана и осуществлена при участии автора на строительстве Ингурской плотины, где в результате проведенных исследований не исключена возможность возникновения дифференцированных подвижек порядка нескольких сантиметров вдоль правобережного разлома. Последний представляет собою взбросо—сдвиг с вертикальной амплитудой 100—120 м и мощностью до 8 м, пересекающий правобережное примыкание плотины в 110 м ниже ее гребня В меридиональном направлении. Как показали модельные исследования ВНИИГа (С.САнтонов, ЛЕ.Коган), блочная конструкция надразломной зоны седла Ингурской плотины (рис. 10) обеспечивает восприятие подвижек величиной до 10 см при минимальных изменениях напряженного состояния собственно тела плотины, а потеря несущей способности сооружения может произойти лишь при увеличении смещений до 24 см. По сравнению с альтернативным вариантом восприятия дафференцированных подвижек с помощью устройства в плотине и разломе компенсационного шва, оборудованного плоскими домкратами и резиновыми прокладками (предложение итальянской фирмы "Электроконсульт"), принятое конструктивное решение обеспечило экономический эффект порядка 1,4 млн.руб.

3.5. Обоснование совмещенной конструкции водопропускных элементов плотины [38,44]

Совмещенная конструкция водопропускных элементов плотины (поверхностного водослива, глубинного водосброса, водоприемника) предназначена для обеспечения необходимой жесткости зон АП, ослабленных водопропускными отверстиями, без увеличения материалоемкости сооружения. Недостатком известных конструкций АП со встроенными водопропускными элементами является необходимость увеличения толщин сооружения для компенсации ослабления жесткости тала плотины, вызванного наличием отверстий. Так, в техническом проекте Ингури ГЭС для обеспечения необходимой (по условиям статической и динамической прочности) жесткости верхней части АП, ослабленной тремя проемами поверхностного водослива шириной 75 м каждый, гребневая зона плотины была существенно утолщена относительно теоретического профиля. Аналогичные утолщения гребня имеют плотины Мансур— Эдаахби (Марокко), Хигошузе (Япония) имногие другие. Для исключения необходимости такого утолщения в новом техническом решении, разработанном при участии автора, поверхностные и глубинные водопропускные отверстия предложено расположить в одном вертикальном створе. Над водосливными пролетами размещена продольная балка, защемленная в утолщенных боковых частях плотины. Кольцевые (арочные) усилия по надпролетной балке равно— мерно распределяются в пршребневой зоне плотины. В массивные наддролет— ную балку и оголовок глубинных отверстий заделаны размещенные по верховой грани плотины консоли путей опускаемого с гребня прислонного ремонтного затвора, играющие роль ребер жесткости. Совмещенность по вертикали поверхностных и глубинных отверстий позволила связать эти консоли с бычками водосливных проемов. В совокупности надпролегаая балка, консоли и оголовок глубинных отверстий образуют пространственно работающую ела— бодеформируемую перекрестно—ребристую конструкцию, обеспечивающую необходимую жесткость как гребневой зоны плотины, ослабленной проемами водосливных отверстий, так и зоны глубинных отверстий, а также регулярное распределение внутренних усилий в теле плотины.

Конструктивное совмещение двенадцати проемов поверхностного водослива шириной по 3,5 м в свету каждый, четырех глубинных водосбросных и трех водоприемных отверстий 05,0 м будущей ГАЭС осуществлено в Ингур— ской плотине [44]. При этом гребневая зона плотны была существенно утоньшена относительно решения технического проекта, что позволило сократить объем бетона и уменьшить трудозатраты. Новое решение дало возможность унифицировать как ремонтные затворы глубинного водосброса и водоприемника ГАЭС, так и обслуживающее их гидромеханическое оборудование. К преимуществам совмещенной конструкции можно также отнести сокращение числа сложных нестандартных секций, что позволяет увеличить интенсивность строительно—монтажных работ по возведению плотины.

4 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ПРОЧНОСТИ

В четвертом разделе д иссертации изложены результаты решения зад ачи по обоснованию, разработке и внедрению технологических методов регулирования прочности, повышения надежности, сокращения материалоемкости, снижения стоимости строительства АП.

Технологические метод ы регулирования прочности, к которым могут быть отнесены рационализация последовательности возведения и загружения пло — тины, оптимизация температур замыкания, зонирование бетона плотины по прочности, формирование благоприятных остаточных напряжений строительного периода, использование разномодульных бетонов для перераспределения жесткости конструкции и др., выгодно отличаются от конструктивных тем, что не меняют ни формы плотины, ни схемы ее работы, не снижают статической неопределимости конструкции, не требуют эксплуатационных издержек. Решение о регулировании прочности с помощью технологических мероприятий может бьпъ принято практически на любой стадии проектирования или строительства, т.к. не влечет за собой необходимости изменения основных конструктивных чертежей. Стоимость осуществления технологических мероприятий, как правило, невелика, а экономический эффект может быть значительным.

Несмотря на отмеченные преимущества технологических методов регулирования прочности, работы, посвященные их изучению (П.И.Васильев, В.НДурчева, АП.Епифанов, АИ.Малышев, Н.С.Розанов, ЯГ.Скоморовский, И.Б.Соколов, В.Б.Судаков, Г.И.Чилингаришвили) весьма немногочисленны, в особенности, если говорить об этих методах применительно к регулированию НДС плотины в целом, а не отдельных ее элементов или областей.

4.1. Рационализация последовательности возведения, омоноличивания и ширужения плотины [6, 13]

Как было показано в 2.2, последовательность возведения АП существенно влияет на их НДС, особенно в случае высоких плотин, строительство которых осуществляется в течение длительного периода времени при поэтапном вводе сооружения в эксплуатацию. Однако, несмотря на очевидные, казалось бы, преимущества использования рассматриваемого фактора для направленного регулирования НДС сооружения как на промежуточных этапах строительства, так и после его завершения, рационализация последовательности возведения не нашла до настоящего времени сколь—нибудь регулярного применения в гидротехническом строительстве.

Может показаться, что причиной такого положения является отсутствие активной обратной связи между проектировщиками—конструкторами и проектировщиками —технологами. Первые выбирают и обосновывают конструкцию плотины, вторые разрабатывают последовательность возведения для уже выбранного сооружения. Увязка двух по существу независимых проектов в лучшем случае сводится к проверке прочности плотины для принятой последовательности ее возведения, чаще — не производится вовсе. Однако, изложенная ситуация в проектировании сама является следствием несоответствия проектных и фактических схем строительства. Различия столь велики, что лю — бое проекгаое решение по этому вопросу оказывается в конечном счете не соответствующим действительности. В этих условиях проектные оценки влия — ния последовательности возведения на НДС сооружения и, тем более, разработки рациональных схем возведения теряют всякий практический смысл. Ввиду изложенного доведенные до натурного внедрения примеры регулирования прочности бетонных плотин путем рационализации последовательности их возведения можно пересчитать по пальцам, при этом направлены они, как правило, на решение не стратегической задачи регулирования прочности плотины в целом, а тактических задач улучшения НДС в той или иной локальной зоне сооружения. Две наиболее масштабные реализации рассматриваемого метода, базирующиеся на расчегао—проектных разработках автора, имели место при строительстве АП Ингури и Кырджали.

Для подъема уровня воды в водохранилище до отметки 410 м, позволяющей осуществить пуск двух первых гидроагрегатов подземной ГЭС, пусковой комплекс Ингурской АП предусматривал: а) возведение верховых столбов до отм.411,5 м, низовых до отм.380 м; б) омоноличивание м/с швов верховых столбов до отм.392 м, продольного шва и м/с швов низовых столбов до отм.371 м при температурах замыкания 10—12°С.

Задержка с вводом в эксплуатацию холодильной станции вызвала отставание работ по омоноличиванию бетонной кладки и поставила под угрозу срыва окончание их к запланированному сроку пуска. В результате проведенных автором расчетных исследований была разработана и успешно реализована в натуре рациональная схема ведения работ. Согласно этой схеме температуры замыкания 4-х верхних ярусов цементации (в пределах отм, 360— 404 м) были повышены на 2°С, что позволило сократить продолжительность охлаждения примерно на 1,5 мес. Омоноличивание продольного шва и низовых столбов было предложено осуществить до отметки 360 м, т.е. из объемов работ было исключено охлаждение и омоноличивание целого яруса цементации по низовьгм столбам и продольному шву в пределах отм. 360— 371 м. Для ком— пенсацин ухудшения напряженного состояния плотины, вызванного реализа цией названных мероприятий, было предложено и осуществлено охлаждение и омоноличивание дополнительного яруса цементации по верховым столбам (в пределах отм. 392 —404 м), не предусмотренное первоначальным проектом. Подъем горизонта водохранилища осуществлялся малыми ступенями, следом за омоноличиванием очередного яруса цементации. Предложенная схема ведения работ не только позволила осуществить пуск ГЭС в запланированные сроки, но и дала возможность несколько улучшить напряженное состояние как плотины I—ой очереди, так и законченного сооружения.

При расчетом обосновании комплекса инженерных мероприятий по укреплению основания плотины Кырджали, разрабатывавшегося по контракту с болгарской стороной, было установлено, что в случае реализации проектной схемы цементации м/с швов в верхней, еще неомоноличенной части плотины и наполнения водохранилища до НПУ следует ожидать формирования значительных (до 2,9 МПа) растягивающих напряжений консольного направления в центральной верхней части низовой грани. Для снижения этих напряжений до значений, не превышающих предельно—допустимых, автором была обоснована рациональная схема ведения работ, принятая болгарской стороной (рис. 11). Омочоличивание верхней части плотины было рекомендовано осуществить в 2 о 1ерсди с предшествующим подъемом воды на высоту яруса цементации при максимально высоких — по условию минимально необходимого раскрытия цементируемых швов, — температурах бетона омоноличиваемого яруса пло — ■отчтл Реализация о гай схем ы позволила снизить растягивающие напряжения в Змза (до 0,9 МПа) и обеспечила благоприятные условия эксплуатации плоти— л ¡и. ■

4.2. • - гшмизация температур замыкания [2, 5, 12, 13]

НДС АП существенно зависит от принятых температур замыкания Т3. Как показали расчетные исследования, выполненные автором на примере АП Чир— кейского, Ингурского и Саяно—Шушенского гидроузлов (рис, 12), изменением средних Т3 на 1°С можно добиться такого же улучшения напряжений, что и увеличением объемов плотины (при фиксированной: форме ее срединной поверхности) на несколько тыс,м3 бетона (от 7 тыс.м3 для плотин типа Чиркей— ской, сооружаемых в узких створах, до 10 тыс.м3 для плотин типа Ингурской, сооружаемых в створах средней ширины, и 33 тыс.м:3 — для плотин типа Саяно—Шушенской, сооружаемых в широких створах). Создание к моменту замыкания температурного перепада в 1°С между гранями плотины по своему влиянию на ее НДС эквивалентно изменению объема сооружения на несколько десятков тыс.м3 (12, 30 и 110 тыс.м3 для Чиркейской, Ингурской и Саяяо—Шушенской плотин соответственно). Таким образом, оптимизация Т3 может явиться действенным и экономически выгодным средством улучшения НДС АП. Следует оговориться, что эффект регулирования Т3 в общем случае может быть использован только для корректировки НДС плотины, но не глобального его изменения, так как возможный диапазон изменения Т3 обычно не превышает нескольких градусов.

При назначении Т3 как завышение, так и занижение их может иметь одинаково неблагоприятные последствия. Высокие Т3 обычно влекут за собой труд ности с цементацией м/с швов во время строительства и могут явиться причиной их раскрытия в эксплуатационный период. Особые неприятности связаны со сквозными раофьпиями радиальных швов в пригребневой зоне плотины при сработке водохранилища, приводящими к разделению плотины на отдельные секции и неопределенности ее статической работы. Чрезмерное охлаждение бетонной кладки может привести к появлению значительных растягивающих напряжений в плотине при низких горизонтах воды в водохранилище.

Для правильной технико—экономической оценки эффективности мероприятий по охлаждению бетонной кладки до тех или иных Т3 необходимо со — поставить выгоды, связанные с улучшением НДС плотины, с убытками, обусловленными необходимостью более глубокого охлаждения бетонной кладки. Эти убытки могут определяться более поздним вводом сооружения в эксплуатацию, дополнительным расходом электроэнергии на охлаждение бетона, увеличением мощности холодильной установки, дополнительным расходом труб и т.д. С учетом изложенного в диссертации предложено выбирать Т3 на основании анализа общего напряженного состояния плотины (гидростатика + собственный вес + температурные воздействия) при вариациях Т5 с учетом обеспечения необходимой для цементации величины раскрытий швов и технико-экономической целесообразности осуществления мероприятий по ограничению подъема температуры в бетонной кладке. Оптимизация температур замыкания может быть выполнена как традиционным методом перебора вариантов (методом проб), так й прямым путем с использованием методов математического программирования. В последнем случае выбор оптимального варианта температур замыкания рассматривался нами как задача о нахождении вектора неизвестных Тц3, обращающего в минимум (максимум) целевую функцию С(Т3) при статических (17) и технологических (18) ограничениях вида: УЛ.С ^ + о г + < + * 1 УпУ 1с где: Е( - расчетное сопротивление бетона соответственно на сжатие и растяжение (плюс — растяжение); уы, у у — коэффициенты соответственно условий работы, надежности по ответственности сооружения, сочетаний нагрузок;

У сёа и У '¿а 1 ~~ Аополнительнь1е коэффициенты условий работы АГ1 соответственно на сжатие и растяжение; ст £, а ", а ? ~ напряжения соответственно от пэдростатического давления, собственного веса бетона и температурных изменений, не зависящих от Т3, в точке плотины (1=1,., т; ] = 1,., п); а — напряжения, обусловленные переходом от температур замыкания к средним установившимся температурам сооружения;

Т. , т~. — технологические ограничения снизу и сверху температуры замыкания у з некоторого объема бетона, отнесенного к точке 1, ]' плотины.

Задача прямой оптимизации Т3 методами математического программирования доведена автором до численной реализации на примере Ингурской плотины.

В результате проведенных нами исследований доказано, что в отличие от сложившейся практики во многих случаях целесообразно регулировать не только средние температуры, но и температурные градиенты при замыкании. Наиболее простым способом регулирования температурных градиентов, защищенным авторским свидетельством [33], является установка труб системы охлаждения по сетке, сгущающейся в направлении той грани плотины, которая имеет меньшую среднюю установившуюся температуру эксплуатационного период а. Аналогичный эффект может быть получен при установке в блоке двух или более змеевиков, для которых устанавливают различный шаг между трубами или различные температуры циркулирующего по трубам хладоносителя, или то и другое вместе.

43. Зонирование бетона плотины по прочности [9, 34]

Зонирование бетона в плотине направлено на обеспечение ее равнопроч — носга и повышение экономичности за счет оптимального использования прочностных свойств бетона. Эффект этого мероприятия исследован автором на примере Ингурской плотины. При оценке прочности плотины учитывались результаты всех расчетных и модельных исследований сооружения на нагрузки и воздействия основных и особых сочетаний, полученные в Гидропроекте, ВНИИГе, НИИЭСе, ГрузНИИЭГСе. Критерии прочности бетона определялись согласно структурной теории прочности, разработанной во ВНИИГе, с учетом характера напряженного состояния, возраста материала и экспериментально установленных значений долговременной прочности ингурских бетонов. В каждый блок предусматривалась укладка бетона только одного класса (марки). При назначении класса бетона соблюдалось условие максимально возможной симметричности распределения бетона по классам (дабы не нарушать достигнутого в проекте равновесия между природной асимметричностью створа и конструктивной асимметрией плотины), учитывались требования к водонепроницаемости и морозостойкости бетона, производственные условия и т.д. Предложенное распределение бетона в теле плотины, представленное на рис. 13, оказалось экономичнее проектного решения на 900 тыс.руб.

5. ОБЕСПЕЧЕНИЕ И КОНТРОЛЬ НАДЕЖНОСТИ, в т.ч. ПРОЧНОСТИ АП

Пятый раздел диссертации посвящен выявлению особенностей обеспечения надежности, в т.ч. прочности, и усовершенствованию системы ее контроля на всех стадиях создания и работы АП: от проекта до промышленной эксплуатации, а также конкретизации опасных геодинамических процессов и изучению общих закономерностей и местных особенностей их проявлений при возведении и эксплуатации высоких плотин.

Вопросам надежности и безопасности гидротехнических сооружений и, в особенности, вопросам натурных наблюдений во время строительства и в период эксплуатации сооружения посвящено большое количество публикаций. Наиболее близки тематике настоящей главы диссертации работы И.Ф.Блинова, АГ.Василевского, ААГордона, В.Н.Дурчевой, АПЕпифанова, И.Н.Иващенко, С.Б.Кереселидзе, АН.Марчука, Г.В.Месхи, Ц.Е.Мирцхулавы, Д.Ц.Мирцхулавы, И.К.Нониева, Д.Б.Радкевича, АН.Рассказова, В.С.Серкова, М.Н.Тевзадзе, С.Г.Шульмана и др. Вопросы геодинамической безопасности ЭО и других ответственных сооружений ставились в публикациях В.В.Адушкина, АН.Марчука,

А.И.Савича, В.В.Тетельмина, Т.ЛЧелидзе, Е.И.Шемякина, М.Бонатца, АБожовича и др.

5.1. Особенности обеспечения надежности при проектировании, строительстве и эксплуатации

Согласно современным воззрениям, АП, скальное основание, на котором она построена, и созданное плотиной водохранилище рассматриваются как единая техно—природная система, надежность которой должна быть обеспечена для всех ее элементов. Как показано работами автора [28,43], обеспечение надежности гидротехнических сооружений, в том числе АП, при проектировании, строительстве и эксплуатации имеет свои специфические особенности.

При проектировании надежность плотины определяется полнотой и достоверностью описания инженерно—геологических и других природных условий створа с учетом их техногенно—временных изменений; достоверностью определения,свойств конструкционных материалов и пород основания; достоверностью определения нагрузок и воздействий; соответствием математических или физических моделей действительным условиям работы системы "плотина — основание — водохранилище". Надежность сооружения при проектировании обеспечивается косвенным путем — через выполнение критериев прочности, устойчивости и других нормативных требований, гарантирующих ненаступление предельных состояний. Оценка надежности производится в детерминистической форме при рассмотрении двух групп предельных состояний. При этом оценку прочности регламентируется производить исходя из анализа НДС системы "плотина — основание", оценку устойчивости — исходя из анализа предельного равновесия этой системы.

В период строительства плотины главным фактором обеспечения ее эксплуатационной надежности является корректная реализация проектных решений. Одновременно должна быть обеспечена оперативная обратная связь, позволяющая при выявлении в процессе строительства изменений исходных данных внести в проект соответствующие коррективы. Важным условием адекватного воплощения проекта в натуре является также соответствие конструктивных решений принятой технологии строительства. Противоречия между конструкторами, стремящимися создать максимально функциональный, экономичный, надежный, безопасный в эксплуатации, экологически "чистый" гидроузел, и технологами, заинтересованными в использовании наиболее доступных материалов, простых строительных операций и высокопроизводительных механизмов, мотуг быть устранены лить при параллельном, взаимоувязанном с самого начала проектирования решении компоновочно— конструктивных и технологических задач и поэтапном согласовании принятых решений со строительной организацией.

В период эксплуатации основным инструментом обеспечения надежности является ее контроль, осуществляемый с помощью систематических натурных наблюдений или мониторинга, включающего, помимо самих наблюдений, оперативную оценку подученных данных, прогноз развития ситуации и исполнение адекватных состоянию сооружения управляющих решений. В процессе наблюдений (мониторинга) определяются, прямо или косвенно, значения контролируемых показателей состояния сооружения, состав которых устанавливается проектом и уточняется в период эксплуатации. В качестве контролируемых параметров прочности АП могут использоваться как дискретные деформации, напряжения, скорости упругих волн, температуры, пьезометрические уровни, ускорения колебаний и др.), так и обобщенные (интегральные) показатели (усилия, моменты, частоты собственных колебаний, противодавление и т.д.).

5.2. Концепция контроля и критерии оценки состояния

23,25,44,45,47,51,52]

В процессе эксплуатации высоких плотин контроль их надежности и безо — пасности «эсуществляется в двух формах (видах)•' 1) оперативный контроль, выполняемый эксплуатационным персоналом гидроузла, в т.ч. с использованием автоматизированных систем диагностического контроля; 2) экспертные оценки надежности и безопасности, выполняемые группой (комиссией) квалифицированных специалистов (при участии службы эксплуатации), в т.ч. с использованием неразрушающих инструментальных методов обследования. Оперативный контроль осуществляется в регулярном или непрерывном режиме путем сопоставления измеренных и критериальных значений контролируемых показателей и принятия управляющих решений по формализованным диагностическим правилам. Экспертная оценка производится периодически, один раз в 4—5 лег, но может быть и внеплановой, обусловленной неблагоприятными результатами оперативного контроля, прохождением сильного землетрясения или другими чрезвычайными обстоятельствами.

Действующими нормативными документами устанавливается один уровень надежности гидротехнических сооружений, задаваемый предельно— допустимыми значениями контролируемых параметров. Такая (одноуровневая) система критериальных показателей не стыкуется с нормативным разделением предельных состояний на две группы (первая — полная непригодность к эксплуатации, вторая — непригодность к нормальной эксплуатации) и не позволяет четко регламентировать действия эксплуатационного персонала в зависимости от вероятности возникновения аварийной ситуации. Для исключения отмеченных недостатков диссертантом предложено (совместно с Г.Ю.Бердичевским и Ю.Б.Мгалобеловым) перейти на 2-х уровневую систему критериальных показателей. Первый уровень определяет границу между исправным и неисправным состоянием сооружения и отвечает предельным состояниям 2-й группы. Второй уровень означает переход сооружения от неисправного состояния к неработоспособному и сигнализирует о возможности вступления сооружения в предельное состояние 1-й группы. Для критериальных значений 1-го уровня предложено сохранить привычное, хотя и не вполне корректное название "предельно—допустимые значения" (ПДЗ), для значений 2—го уровня — установить название "критические" (КЗ).

Превышение каждого из названных уровней и, соответственно, переход сооружения из одного нормированного состояния в другое регламентирует определенный порядок действий эксплуатационного персонала. При превышении ПДЗ управляющие решения должны быть направлены в первую очередь на проверку достоверности измеренных значений показателей, превысивших ПДЗ. затем на проверку обоснованности соответствующего ПДЗ. В случае необходимости следует образовать экспертную комиссию с привлечением проектной и научно—исследовательских организаций для уточненной диагностики сооружения и, в сложных случаях, разработки программы дополнительных исследований, на основании которых должны быть разработаны предложения по приведению сооружения в исправное состояние. При превышении КЗ следует, прежде всего, вьшолншъ управляющие решения, направленные на предотвращение аварийной ситуации и обеспечение безопасности, после чего провести комплексную ревизию данных натурных наблюдений и материалов, обосновывающих КЗ. Управляющими решениями в этом случае могут быть введение ограничений на скорость и (или) уровень наполнения и сработки во — дохранилища, экстренное снижение фильтрационных расходов, противодавления и др., наконец, аварийное понижение горизонта воды в водохранилище, вплоть до максимально возможной его сработки.

Критериальные значения контролируемых показателей в общем случае должны быть представлены в виде функциональных зависимостей или совокупности табличных значений. Контроль надежности АП после ввода ее в эксплуатацию предложено выполнять в два этапа. На 1—ом этапе, охватывающем период временной и начальный период постоянной эксплуатации, основными направлениями контроля должны быть установление соответствия проектных решений и допущений фактическим условиям работы системы "плотина — основание", проверка правильности исходных данных и адекватности расчетных моделей натуре, корректировка проектных представлений в соответствии с фактической последовательностью возведения сооружения, омоноличивания его и загружения, реальной технологией строительства, интенсивностью температурного трещинообразования бетонной кладки и т.д. Решение названных многообразных задач на этом этапе функционирования системы "плотина — основание" требует проведения контроля за ее состоянием по максимально большому количеству показателей. При этом численные значения критериев состояния устанавливаются на основании результатов расчетных и экспериментальных исследований, выполненных в обоснование проекта, с корректировкой их по мере накопления данных натурных наблюдений. Для решения последней задачи нами предложено использовать математическую модель системы "плотина — основание" детерминированного типа, калибруемую по данным натурных наблюдений. Такая модель была создана под руководством и участии автора при разработке системы критериальных показателей Ингурской плотины [47]. Модель (рис. 14) была построена из 6—граяных КЭ с 24 степенями свободы каждый. При аппроксимации тела плотины, включая седло и устои, и скального массива основания было использовано 5535 и 16950 узлов соответственно, общее количество неизвестных составило 67455. Выполненные на модели расчетные исследования поведения сооружения в различных ситуациях, в т.ч. нелинейный прогноз развития зоны разуплотнения под пробковой частью плотины, позволили откорректировать систему критериальных показателей Ингурской плотины. Рис. 15 иллюстрирует один из фрагментов этой системы, предназначенный для проведения контроля за напряженным состоянием плотины.

Окончание процессов адаптации системы "плотина — основание — водохранилище" к восприятию нормальных эксплуатационных нагрузок свидетельствует о вступлении сооружения в период установившейся эксплуатации и дает основание для перехода ко 2—му этапу контроля надежности. Основным направлением контроля на этом этапе становится оценка стабильности работы системы во времени при циклических изменениях внешних нагрузок путем отслеживания аномальных отклонений в значениях контролируемых показателей и выявления трендов во временных процессах, характеризующих состояние плотины и вмещающей среды. Для определения (уточнения) численных значений критериев состояния предпочтительным в этот период представляется метод коэффициентов влияния, устанавливающий связь между кошролируе — мым параметром и конечным числом внешних факторов с помощью статистических моделей поведения системы. При этом следует иметь в виду, что статистические, корреляционные или регрессионные, модели корректны лишь в рамках той схемы работы системы "плотина — основание", для которой они были определены. Нарушение ранее установленной зависимости между тем или иным показателем состояния и факторами влияния на него должно восприниматься как сигнал об изменении схемы работы сооружения, требующий анализа причин такого изменения и построения новой статистической модели. При выборе состава, вид а и доверительных интервалов статистических моделей для ответственных сооружений целесообразно использовать математическую модель детерминированного типа, которая должна стать, таким образом, "постоянно действующей" в течение всего периода эксплуатации сооружения. Число контролируемых параметров и, соответственно, объем натурных наблюдений в период установившейся эксплуатации могут быть существенно сокращены по сравнению с 1—ьм этапом контроля при условии отсутствия аномальных проявлений в работе плотины и основания.

5.3. Безопасность плотин в районах высокой геодинамической активности

Гидротехнические сооружения, возведенные (или проектируемые) в рай — ошх со сложными геодинамическими условиями — сейсмогеологическими, нестектохаиескими, оползневыми и т.д., характеризуются повышенным уровнем потенциальной опасности для близживущего населения, хозяйственной инфраструктуры района и окружающей среды. Недостаточные объем или качество изучения локальных и региональных геодинамических условий могут привести к пересмотру проекта или необходимости усиления уже эксплуши — руемого сооружения, а в худшем случае — к возникновению аварийной ситуации. В свою очередь, возведение высоких плотин с глубоководными протяженными водохранилищами может привести к существенной перестройке напряженно—деформированного и фильтрационного состояния пород на значительные глубины и инициировать активизацию геодинамических процессов, на действие которых эти сооружения не были рассчитаны.

Исследования, выполненные при участии автора в Гидропроекте и ЦСГНЭО, свидетельствуют, что опасность для гидротехнических сооружений могут представлять как природные геодинамические процессы, так и процессы техногенного происхожд ения.

Одними из наиболее опасных для плотин геодинамических проявлений являются сейсмические. Сравнительно небольшое число плотин, поврежденных при землетрясениях (что объясняется, главным образом, малой продолжительностью существования современных плотин относительно периода повторяемости сильных землетрясений), нередко порождает среди гидротехников иллюзию самодостаточности запасов сопротивляемости этих сооружений сейсмическим сотрясениям. Фактология инцидентов, связанных с повреждениями плотин при землетрясениях, к сожалению, не подтвержд ает этого заблуждения. Только за последние 30—40 лет серьезные аварии и повреждения, вызванные сейсмическими воздействиями, имели место на целом ряде бетонных и грунтовых плотин [58], в т.ч. АП Пакойма (США) высотой 113 м, где повреждения, вызванные землетрясением Сан—Фернандо 09.02.71, обусловили необходимость приведения серьезных ремонтных работ. Как свидетельствует ретроспективный расчет, плотина была бы разрушена, если бы в момент земдетря— сения не произохшю сужения на 24 мм беретов ущелья, вызвавшего дополни — тельное обжатие бетона арки.

Наиболее серьезные инциденты на территории бывшего СССР, вызванные землетрясениями, имели место на гидротехнических сооружениях Армении, оказавшихся в зоне 7—8 балльных сотрясений катастрофического Спитакского землетрясения (Карнутская насыпная из суглинистых грунтов плотина 11=35 м, Халаварская насыпная из травелисто—галечниковых грунтов с суглинистым ядром плотина Ь=32,4 м, Ленинаканский и Дзорагетский гидроузлы) , и плотине Чир—Юрт, отсыпанной из гравийно—галечниковой смеси с суглинистым ядром, Ь=38 м (Дагестан).

Расположение ряда плотин (Зейской, Токгогульской, Рогунской, Камбара— тинской) в непосредственной близости от сейсмогенерируютцих разломов, с которыми могут быть связаны очаги землетрясений с М>7,0, свидетельствует о высокой степени сейсмической опасности и требует постоянного контроля за развитием сейсмической обстановки для своевременного принятия превентивных мер.

Серьезную опасность для гидротехнических сооружений могут представлять современные тектонические движения приповерхностных горизонтов земной коры, скорости которых на локальных участках в зонах активных раз — ломов могут достигать 50—60 мм/год и привод ить за сравнительно короткий период к значительным деформациям основания плотины. Такие движения могут проявляться в пределах не только складчатых, но и платформенных об— ласгей, где расположено значительное число больших российских плотин/

Важным геодинамическим фактором является высокий: уровень естественных тектонических напряжений. О необходимости учета этого фактора для высоких плотин свидетельствуют негативные его проявления, зафиксированные при эксплуатации Саяно—Шушенской плотины и строительстве подземных машинных залов Колымской и Рогунской ГЭС.

Существенное влияние на безопасность высоких плотин могут оказывать экзогенные геологические процессы: оползни, обвалы, камнепады, сели, переработка берегов, поверхностное выветривание и разгрузка, карстово — суффозионные явления, процессы оттаивания вечномерзлых пород,

К техногенным процессам и явлениям, подлежащим учету при оценках безопасности высоких плотин, следует отнесли разгрузку массива основания при выемке котлована под плотину, пригрузку грунтового массива весом со оружения, деформационные и геофильтрационные процессы, связанные с созданием и эксплуатацией водохранилища, в т.ч. наведенные землетрясения, циклические деформационные процессы, обусловленные изменением в про — цессе эксплуатации нагрузок, передаваемых плотиной на основание, и фильтрационного режима последнего.

Контроль за геодинамическими процессами и явлениями, неблагоприятное развитие которых может привести к возникновению на объекте аварийной ситуации, осуществляется посредством геодинамического мониторинга. Выполненными в ЦСГНЭО при участии автора работами обоснованы основные задачи геодинамического мониторинга: уточнение реальных геодинамических условий участка размещения гидроузла; установление границ области влияния системы "плотина — водохранилище" на геологическую среду; определение природных и техногенных факторов, оказывающих существенное влияние на свойства и состояние геологической среды на участке контролируемого объекта, а также на динамику происходящих здесь геодинамических процессов; выявление областей действия различных процессов и явлений и участков массива с наибольшей интенсивностью их проявления; оценка влияния значимых геодинамических факторов на состояние плотины и безопасность ее эксплуатации; оценка влияния, оказываемого плотиной, водохранилищем и режимами их эксплуатации на интенсивность проявления геодинамических процессов; прогноз мест и времени возникновения опасных геодинамических явлений.

Опыт геодинамического мониторинга ответственных Эр свидетельствует, что наиболее эффективной формой организации геодинамических наблюдений являются т.н. "геодинамические" полигоны. Подготовка к созданию таких полигонов проводится в настоящее время на Зейской, Чиркейекой, Саяно— Шушенской ГЭС, Загорской ГАЭС. Виды и методы геодинамических наблюдений предложено выбирать исходя из конкретных условий контролируемого объекта и соблюдения принципа комплексности наблюдений, т.е. обеспечения контроля за одним процессом разными методами и на разных масштабных уровнях при совместном анализе результатов измерений. При осуществлении геодинамического мониторинга высоких плотин рекомендовано предусматривать, как и в общем случае контроля надежности (см. 5.2.}, два вида контроля: оперативный и экспертный.

Комплексные геодинамические наблюдения в течение д лительного времени выполнялись на Ингурской, Рогунской, Токтогульской, Нурекской, Чиркейекой ГЭС. Отдельные виды геоданамических наблюдений проведены на Саяно— Шушенской и Зейской ГЭС, Загорской ГАЭС и ряде других объектов. В течение трех последних лег под руководством и участии диссертанта выполнены комплексные обследования и оценка сейсмостойкости сооружений Зейского, Чиркейского и Гергебильского гидроузлов, а также ряда тепловых станций.

Как показал выполненный при участии автора анализ результатов наблюдений, практически все высокие плотины вместе с образованными ими водохранилищами, аккумулирующими большие массы воды, существенно влияют на развитие как природных, так и техногенных геодинамических процессов. Установлено, что техногенные деформационные и фильтрационные процессы в массиве имеют четкую стад ийность, приуроченную к определенным этапам строительства и эксплуатации объекта. На начальном этапе строительства при вскрытии котлована происходит разгрузка (разуплотнение) массива, связанная с уменьшением естественных напряжений в его приповерхностной части. Процесс характеризуется значительным уменьшением скоростей упругих волн по сравнению с таковыми в неразгруженном массиве и, соответственно, ухудшением физико-механических свойств пород Возведение плотины вызывает обжатие и уплотнение поверхностных горизонтов массива, при этом скорости упругих волн увеличиваются.

Заполнение водохранилища приводит к техногенным изменениям грунто — вого массива, результаты которых зачастую имеют разнонаправленный характер. При маловодопроницаемом основании заполнение водохранилища создает значительную дополнительную нагрузку на поверхностные горизонты земной коры, что приводит к преимущественному развитию в них процессов уплотнения и консолидации горных пород. Наибольшему обжатию подвержены блоки массива, содержащие крупные субпараллельные дневной поверхности трещины, а также зоны тектонических нарушений. В существенно водопроницаемом массиве при заполнении водохранилища преимущественно развивается процесс разуплотнения, обусловленный действием гидростатиче ских сил взвешивания и трещинных фильтрационных сил и приуроченный к участкам крупных проницаемых трещин.

Колебания уровня водохранилища в процессе его эксплуатации сопровождаются перестройкой напряженно—деформированного и фильтрационного состояния массива. При этом зачастую происходит интенсификация суффо— зионных процессов, образование зон со снижающейся — вследствие циклических изменений знака напряжений, — прочностью. При быстрой сработке водохранилища в массиве могут возникнуть зоны избыточного трещинного давления, в которых развиваются процессы разрушения массива. При этом разрушение происходит на макроуровне — за счет прорастания крупных проницаемых трещин, в то время как на микроуровне концентрация трещин может остаться прежней. Иллюстрацией сказанному может служить рис. 16, на котором приведен график изменения скоростей упругих волн в основании Ингурской плотины в процессе ее эксплуатации. На графике видно резкое падение скоростей в 1986 г. при быстрой сработке водохранилища. Характер проявления этого эффекта существенно зависит от скорости и глубины сработай водохранилища [53, 54], откуда вытекает необходимость использования определенных ограничений при назначении режимов сработки—наполнения водохранилища. Для Ингурской плотины, исходя из установленной связи необратимых ухудшений качества основания с режимом эксплуатации водохранилища, безопасное изменение диапазона уровней водохранилища ограничено по предложению автора 70—80 м, а предельные скорости сработки и наполнения увязаны с горизонтом воды в водохранилище. Минимальная скорость сработки при этом соответствует максимальным уровням и составляет 0,8 м/еут.

Для контроля за развитием фильтрационных процессов в основаниях высоких плотин эффективно используются пьезометрические, термометрические, электрометрические наблюдения. Примером осуществления такого контроля может служить решение задачи изучения фильтрационного режима и выявления путей сосредоточенной фильтрации через т.н. "аномальную" зону в ос новании Ингурской АП [50, 51]. Полученные результаты будут использованы при разработке проекта лечения этой зоны.

Показательным примером комплексного обследования сейсмостойкости ЭО, эксплуатируемых длительное время, может служить Зейская ГЭС. По результатам этого обследования, выполненного ЦСГНЭО при участии Ленгадро— проекта, Госстроем РФ внесены изменения в действующий СНиП П—7—81*, согласно которым фоновая сейсмичность района повышена до 8 баллов при среднем периоде повторяемости землетрясений 100 лег и до 9 баллов при повторяемости 1 раз в 10 000 лет. Для поселка гидростроителей Светлый, застроенного несейсмостойкими панельными зданиями, максимальная сейсмическая интенсивность может достигнуть, с учетом грунтовых условий и резо — нансного эффекта, 8—9 баллов, откуда следует безусловная необходимость ре конструкции жилпоселка. Полученные специалистами. ЦСГНЭО результаты уточнения сейсмических условий и инструментального определения реальных свойств бетона плотины и скальных пород основания после многих лег эксплуатации гидроузла использованы автором для проведения поверочных расчетов сейсмостойкости плотины. Д инамические нелинейные расчеты системы "плотина—основание", выполненные с учетом предыстории возведения сооружения и возможности образования трещин, показали, что при МРЗ (аг=0,45д, аЕ=0,32д) следует ожидать образования многочисленных трещин как в оголовке, так и в контрфорсах плотины, однако прорыва напорного фронта при этом не происходит и сохраняется возможность послесейсмиче— скош восстановления исправности плотины [59]. Проверка сейсмостойкости плотины, поврежденной в результате первою толчка, на действие повторных (афтершоковых) землетрясений, сценарий прохождения и параметры которых были установлены специально выполненными исследованиями ЦСГНЭО, свидетельствует, что сохранность напорного фронта обеспечена и в этом случае.

Заключение диссертации по теме «Гидротехническое строительство», Бронштейн, Вадим Израйлович

29. Основные результаты теоретических и экспериментальных исследований сейсмических воздействий на арочную плотину Ингури ГЭС. Геолого—геофиз. исследования в районе Ингури ГЭС. Тбилиси: Мецниереба. 1981. С. 241 — 263. (И.Е.Ломов, ШГНапетваридзе, ПАГутидзе).

30. А.с. 979573 СССР. М. Кл. Е02В8/06. Водобойный колодец. М. Открытия. Изобретения. 1982. №45. (МЩ.Окунев, И.Е.Ломов и др.).

31. Выбор рациональной формы Худонской арочной плотины и исследование влияния податливости скального основания на ее напряженно—деформированное состояние. Тезисы докладов и сообщений IV н.—т. совещания Гидропроекта. М. 1972. С. 95— 96. (МЛАбрамишвили, ВДКобахидзе и др.).

32. Влияние неоднород ности тела бетонной плотины по деформативности на термона— пряженное состояние сооружения. Сб. научн. трудов МГМИ: Гидротехнические сооружения, основания и фундаменты, инженерные конструкции. М. 1982. С. 179—187. (ВА-Зимнюков, Г.М.Каганов, Е.К.Попкова).

33. Ас. 990042 СССР. М. Кл. Е02В7/10. Способ омоноличивания бетонной плотины. Открытия. Изобретения. 1983. №3. (П.И.Васильев),

34. Укатанный беггон — составы и свойства, технология применения. Энергетическое строительство. 1984. №2. С. 22- 29.

35. Совершенствование технических решений в процессе проектирования арочной плотины Ингури ГЭС. Сб. научн. трудов Гидропроекта. Вып.123. 1987. С. 5—12. (И.ЕЛомов).

36. Двухарочиая плотина — некоторые особенности статической работы. Сб. научн. трудов Гидропроекта, Вып.123. М. 1987. С. 59—64. (Г.Ю.Бердичевский, Ю.Б,Мгалобелов и др.).

37. А.с. 1409722 СССР. SU A1 Е02В7/12. Гравитационный устой арочной плотины. Открытия. Изобретения. 1988. №26. (И.ЕЛомов, С.С.Антонов).

38. А.с. 1486559 СССР. SU A1 Е02В7/12. Арочная плотина. Открытия. Изобретения. 1989. №22. (И.ЕЛомов, Н.ЙЛобанов).

39. Конструктивная геометрия арочной плотины Ингури ГЭС. Материалы конференций и совещаний по щдротехнике: Повышение эффективности проектирования, исследований, строительства и эксплуатации арочных плотин (Арка —87). Л.: Энергоатомиздат, 1989. С. 111 — 114. (Н.И.Лобанов, АДДобыш, И.ЕЛомов).

40. О допущении организованного трещинообразования при возведении арочных плотин. Материалы конференций и совещаний по гидротехнике: "Арка—87". Л.: Энергоатом— издат, 1989. С. 144-147. (Е.Н.Елизаров, ШВербецкий).

41. К оценке напряженного состояния арочной плотины с организованными радиальными трещинами. Материалы конференций и совещаний по гидротехнике: Прочность и температурная трещиносгойкость бетонных и железобетонных гидротехнических сооружений при температурных воздействиях (ПТТС—88). Л.: Энергоатомиздат, 1989. С. 37-42. (О.Б.Усвятцев, Г.Х.Шелия).

42. Влияние температурных воздействий и этапности возведения на напряженное состояние арочного варианта плотины Катунской ГЭС. Материалы конференций и совещаний по гидротехшке: "ПТТС—88". Л.: Энергоатомиздат, 1989. С. 33— 37.

43. Обоснование надежности бетонных плотин при их проектировании и эксплуатации. Энергетическое строительство. 1990. №4. С.2—4.

44. Проектное обеспечение и натурный контроль за безопасностью состояния Ингур— ской арочной плотины. Энергетическое строительство. 1990. №4. С. 6—11.

45. Концепция оценки безопасности арочной плотины Ингурской ГЭС. Гидротехническое строительство. 1990. №1. С. 24— 27. (Г.Ю.Бердичевский, Ю.Б.Мгалобелов).

46. Ас. 1625927 СССР. 5Е02В7/10, Е02В7/12. Арочная плотина. Открытия. Изобретения. 1991. №5.

47. Использование математической модели в целях интерпретации ¿¿энных натурных наблюдений за арочной плотиной Ингури ГЭС. Гидротехническое строительство. 1992. №10. С. 28 - 40. (Г.Ю.Бердичевский, Б.В.Фрадкин).

48. Пособие по проектированию арочных плотин (к разделу 9 СНиП 2.06.06— 85): П— 892-92. Гидропроект. М. 1992. 203с.

49. Concepts of validation of seismic resistance for high arch dams (Inguri dam example). Proc. of the Int. Symposium "The Effect of Earthquakes on Structures and Related Protective Measures". AHeppo. Syria. April 1992. (A.J.Savich).

50. Comprehensive monitoring in river bed portion of Inguri dam foundation. Proc. of the Int. Symposium on Assessment and Prevention of Failure Phenomena in Rock Engineering. Istanbul (Turkey). April 1993. P. 823- 830. (AXSavich, M,M.Hym et al).

51. Состояние арочной плотины Ингурской ГЭС и ее основания. Гидротехническое строительство. 1994. №2. С. 20—26.

52. Принципы обоснования сейсмостойкости высоких плотин (на примере Ингурской арочной плотины). Изв.ВНИИГ. Т.232. Часть 2. Санкт-Петербург. 1996. С. 460-483. (А.И.Савич).

53. Monitoring of Regional and Local Geodynamic Processes in Areas of High Dams in C.I.S. Proc. of the Jnt. Workshop "Geodynamical Hazards Associated with Large Dams" (GHALD). Luxembourg, 1997 (AXSavich, M.M.Hyin et al.).

54. Geodynamic Processes at the Jngouri Dam Area. Proc. of the Jnt. Workshop "GHALD". Luxembourg, 1997 (M.E.Groshev, AXSavich et al.).

55. Comprehensive Evaluation of Zeya Dam Seismic Resistance. Proc. of the Jnt. Workshop "GHALD". Luxembourg, 1997 (AXSavich, Ju.M.Gorshkov et al.).

56. Engineering Stabilization of Landslide Slope at Zagorsk Pumped—Storage Plant and Monitoring of its State and Behavior. Proc. of the Jnt. Workshop "GHALD". Luxembourg, 1997 (A.IJoudkevich, V.I.Koptev, O.V.Kozlov).

57. Расчетная оценка сейсмонапряженного состояния массивных бетонных плотин по записям кинематических параметров их колебаний. Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ. №980280. РосАПО. 1998. (М.Е.Грошев).

58. Сейсмический риск и мероприятия по повышению сейсмостойкости подпорных гидротехнических сооружений. Гидротехническое строительство. 1998 г. №10. С. 14—22. (ВДНовоженин).

59. Численные исследования сейсмостойкости плотины Зейской ГЭС. Гидротехническое строительство. 1999 г. №2. С. 6—12. (М.Е.Грошев, Л.НДудченко, А.И.Савич).

Рис. 1. Блок-схема совместного сращивания перемещений двух видов:

Операторы внешнего цикла I: РР и РТ — управляющие операторы сращивания г—перемещений от нагрузок направления г и I соответственно; ТТ и ТР — управляющие операторы сращивания 1 — перемещений от нагрузок направления гиг соответственно; Л — оператор выхода из внешнего цикла по критерию Д ; 18, 19 — визуализация результатов счета и передача управления в программу вычисления напряжений.

Операторы внутреннего цикла к 5-0^)11; 6-с»*2)п; 7-С№")п; 8-(\¥и)п; 9-(Л^а)1; 10-0Уи)Г; 1Ь(ЧУк)п'; и-Цо^т + ^Ц'1; 13-{[ок]т'+[ки,]т'}'1; 14 - (Х)т = [о']т((})т + (\¥кЕ)т- (>Г2 + ■15 - «и^т - {[О' ]т+[Ая]т}"'(Л)т; 16 - (И)т' = [оК]т'(Р)т' + (Ша1)т' - (\УИ +ЧУ^т'; П - = {[0к]}ш'+ [Кя]"'(Ь)т'; б и е — операторы выхода из внутреннего цикла по критериям соответственно (\у°г:)т-(Шга)т<5 и ^

БС — блок сращивания; БОМ — блок обращения матриц; БИН — блок изменения нагрузки

58/086.3/1^ т/лп 7.6/6.2 7.9/5Я аЛ/б-О 8.У5.6 6.5/3.4 5^/2.0

У505

V 460 левы£1 берег

3-4/5.0 4.7/1.« 5.9/5.2 5.5/46 66/4-0 6.6/3-Э .,.3/4.0 . , —.—: ±тл -3.1/3.0 пробыв берег

У 511.;

Рис. 2. Напряженное состояние (МПа) Ингурской плотины (гидростатическое давление при НПУ + собственный вес) по данным расчета с использованием ПК МАКН (слошная линия и числитель) и испытания геомеханической модели ВНИИГа (пунктир и знаменатель): а, б — верховая грань, арочные и консольные напряжения соответственно; в, г — низовая грань, арочные и консольные напряжения соответственно

Рис. 3. Схема построения функции срединной поверхности:

0 — исходная, заданная точками М0 (х$; у°) ось арки;

1 — ось близкой круговой арки;

2 — ось арки, принадлежащей искомой срединной поверхности

Рис. 9. Схема построения поперечного сечения периметрального шва

Левый берег Правый берег

Левый берег Правый берег

Левый берег 70,0

Правый берег ЩР л? ао

41^

Рис. 4. Исходная информация к анализу влияния вариаций деформативности основания и тела арочных плотин на их НДС: а — Ингурская плотина; б — плотина Кырджали; в — плотина Мансур Эддахби; 1 — естественная поверхность земли; 2 — границы раздела зон основания с различной расчетной деформативностыо; Е — модули деформации основания (ГПа); Ее — модули упругости бетона (ГПа)

Рис. 5. Влияние этапности возведения на НДС Саяно-Шушенсь ; плотины (при действии гидростатического давления и собственного веса, с учетом раскрытия контактного шва): а — "мгновенное воздействие"; б — с учетом последовательности возведения; (5а, СУК - арочные и консольные напряжения соответственно (МПа)

Плотина И (м) (1 (м) 1 (м) 1/Ь Ег (ГПа) Тег ГС) Тзам (°С)

Чиркейская 232/183 6-32 304 1.3 130/80 12.2 7 и 12

Ингурская 271.5/231.5 10-52 640 2.4 20-130 12.3 10 й 12

Саяно— Шушенская 242 25-102 1083 4.5 180 1.04 5 и 7

Рис. 6. Сопоставление формы створов арочных плотин:

1 — Чиркейской; 2 — Ингурской; 3 — Саяно — Шушенской

Верховая грань Низовая грань min , О на 6.05 о

С min , j, на 6.05 о

Рис. 7. Минимальные арочные О™'" и консольные (МПа) напряжения в Чиркейской плотине при максимальном расчетном землетрясении (с учетом гидростатического давления при НПУ 355 м, собственного веса, давления наносов, фильтрационных сил, сейсмического воздействия, заданного трехкомпонентной акселерограммой иг — 54, инерционности основания, взаимодействия с водохранилищем) а)

А-А в-в

А* с

Рис. 8. Гравитационные устои Ингурской плотины: а — правобережный; б — левобережный;

1(1), 11(2) — устои технического и рабочего (ныряющего типа) проектов; 3, 4 — периметральный и межсекционные швы; 5 — седло; 6 — арочная часть плотины; 7 — противофильтрационная стенка

Рис. 10. Блочная конструкция надразломной зоны седла арочной плотины: а — фрагмент продольного разреза АП в месте пересечения с разломом; б — узел "А"; в — план по А—А надразломной зоны Ингурской плотины; 1 — межсекционные швы; 2 — продольный шов; 3 — дополнительные швы, ориентированные вдоль разлома; 4 — дополнительные швы, ориентированные параллельно срединной поверхности; 5 — периметральный шов; 6 — разлом; цифрами в кружках обозначены номера секций плотины

У /

Ж / и» у т ям г

1 у л' /

-г -I О I г ЗМПа 0 12 3 4 ЗМПа 3 12 3 4МПа

О 1 г ЗМПа « I 4 5 6МПа £ 1 1 1 гмПа

Рис. 11. Рациональная схема омоноличивания и загружения верхней части плотины Кырджали (Болгария): а — схема омоноличивания и загружения; б — напряженное состояние плотины (пунктир — одноэтапное омоноличивание и нагружение; сплошная линия — двухэтапное нагружение и омоноличивание); СТ", — арочные напряжения соответственно в пяте и ключе арок; С "г- консольные напряжения в ключевом сечении

1 о -1 -2 -3 -4 \ / / 1 / / / / / / / /

Ч \ * 1 / / * /' * /" ✓ /' > // \ / У /л / /* * \ ^ 1 / / у/ 1 />' У * \ В

1 V \ ч

У,'/ //* • / / / / / V *

9 "V- * /V у / / . / / '7 / / / / * V Л А- / Лз / <2 / ч \ < / / / / / У / / / 1 Л

500 400 300 200 100 0 -100 -200

-300

-ОД

-500 0.5 -0.4 -0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Изменения СГмакс. в ключе верховой грани, МПа

Рис. 12. Зависимости изменения максимальных арочных напряжений в ключевом сечении арочных плотин от изменения объема бетона, средних температур замыкания, средних перепадов температур при замыкании:

1, 2, 3 — соответственно с=Г(V), о=Г(Т), о=ЦАТ) для Чиркейской плотины; 4, 5, 6 — то же, для Ингурской плотины; 7, 8, 9 — то же, для Саяно — Шушенской плотины а)

Рис. 13. Зонирование бетона Ингурской плотины по прочности: а — верховая грань; б — низовая грань; в — сечение по центральной секции №18; 1 — устой б)

Рис. 14. Математическая модель Ингурской плотины: а — общий вид; б — вид со стороны правого берега; в — ключевое сечение (секция 18)

Прабый. ёерег „ . Ледый. 5ере& г NceKU.au.

2 3 ¥$ 6 7 8 9 1011 12 13 14 15151713 19 20 2122 23 24252627 23 29303132 33 34 353537 38 39 I

511,5

Ш.

4,320

Рис. 15. Ингурская плотина. Предельно-допустимые и критические значения напряжений (МПа) при НГГУ в точках измерения:

1 - места установки розеток закладных тензометров; 2, 3 - предельно-допустимые значения ст„ верховая и низовая грани соответственно; 4, 5 - то же, а3; 6, 7 - критическое значение о3, верховая и низовая грани соответственно

Рр, км/с

400

Рис. 16. Зависимость скоростей сейсмических волн в основании Ингурской плотины от горизонта воды в водохранилище. Влияние "нормальной" (I) и "быстрой" (II) сработки

Зак.141 Тир.100 Тип.ин-та "Гвдр-т"