Книги / Из опыта создания и освоения Красноярской и Саяно-Шушенской ГЭС. Брызгалов В.И. 1998 г

а)

б)

Рис. 2.53 а) разрушение дна водобойного колодца; б) вынос потоком плит крепления дна

159

Длина водосброса для постоянной эксплуатации на плотине Саяно-Шушенской ГЭС более 220 м. Учитывая это, а также опыт эксплуатации водосбросов II яруса, на постоянных водосбросах было выполнено по два аэратора – один на расстоянии 100 м от входа, второй на расстоянии 180 м. Лоток перед пазом-аэратором выполнен в виде трамплина, отклоняющего поток на 70 от образующей лотка. Эти решения позволили обеспечить надёжную аэрацию потока и исключить кавитационные разрушения поверхностей эксплуатационных водосбросов. Положительный результат подтверждается многолетними наблюдениями; после прохождения холостых сбросов поверхность лотков остаётся в хорошем состоянии. За 12-летний период через водосбросную плотину пропущено 32,6 км3 воды, а водосбросы отработали от 1390 до 3400 часов.

При пропуске половодья 1985 года при напоре 193 м, когда суммарная мощность потока составила 8 млн. кВт (32% от максимального расчётного), а скорость потока достигла 50 м/с, произошло разрушение 80% площади дна водобойного колодца (рис. 2.53, 2.54). На рисунке 2.54а обозначены три характерных зоны разрушения. В зоне I были наибольшие повреждения с полным разрушением плит крепления, бетонной подготовки под ними и скалы ниже подошвы бетонной подготовки на глубину до 7 м. В зоне II были полностью разрушены плиты и частично бетонная подготовка. Анкера 50 мм

в этой зоне были разорваны на 20 см выше устья скважин с характерной формой обрыва – с образованием шейки меньшего диаметра, – это означает, что наступил предел текучести металла. В зоне III поверхность плит на значительной площади была разрушена до арматурных сеток, часть плит в плане и по высоте были смещены, а некоторые были выброшены потоком (рис. 2.53б).

Такому, значительному по масштабам, разрушению колодца предшествовало частичное повреждение его дна, которое было обнаружено после пропуска половодья 1981 г. (контуром обозначено на рис. 2.54а). Глубина повреждений была от 0,6 до 2,5 м. Причиной этого была названа лишь кавитационная эрозия, которая безусловно имела место. Хорошо известно, что при скоростях воды 40 м/с и более бетон как материал, даже при очень высокой прочности и идеальной поверхности, противостоять потоку не может. Как видно из таблицы 33, строительные расходы были сравнительно невелики, расходы пропускались при напоре 100-170 м, и скорость воды в колодце не превышала 40 м/с. На самом деле имела место совокупность воздействий. Кавитационная эрозия в данном случае явилась следствием, которому предшествовали местные разрушения поверхности бетона перемещающимися по ней механизмами, а затем и обломочными материалами, попадавшими в колодец в течение 7 лет строительства (1975-81 гг.). Необходимо заметить, что глубина разрушений превышала глубину заложения межплитных шпонок, т.е.

160

Рис. 2.54а Контуры разрушений водобойного колодца после половодья 1985 г.

I – зона наибольших разрушений с заглублениями в скалу; II – разрушены плиты и частично

бетонная подготовка; III – плиты разрушены до арматурных сеток

произошла разгерметизация швов. Ремонт повреждённых участков был выполнен путём заделки их бетоном. При этом следует подчеркнуть, что проектной организацией никаких требований по герметизации швов между ремонтируемыми плитами сформулировано не было. Отремонтированные участки выдержали пропуск половодий и строительных расходов 1982, 1983 и 1984 гг. при напоре до 175 м без повреждений. Часть специалистов, в основном проектной и отраслевой научно-исследовательской организаций, утверждают, что причиной глобального разрушения водобойного колодца в 1985 году явились плохо отремонтированные в 1981 г. участки его дна. На самом же деле разрушение дна колодца является ярким свидетельством инженерных просчётов. До определённого уровня гидродинамических воздействий отремонтированные участки, не имея герметизации межплитных швов, работали достаточно устойчиво в течение трёх лет при напоре до 175 м, а потеря устойчивости крепления дна колодца наступила лишь при увеличении гидродинамических сил (напор достиг 193 м), превышающих технические возможности конструкции. Однако, идея недостаточного качества выполнения работ, объясняющая причину разрушения колодца, продолжает существовать. Как уже указывалось выше, идеальную

161

степень герметизации и отсутствие “шероховатости” поверхности крепления дна колодца при существующих технологиях бетонных работ и их механизации возможно было обеспечить лишь на уровне маломасштабных лабораторных работ.

Расчёты показали, что высокоскоростной поток, попадая под плиту (сцепление которой с бетонной подготовкой не предусматривалось, а следовательно, там образовался шов), оторвёт её при наличии перепада давления на плите около 0,2 МПа. Выше была приведена величина статической составляющей давления 1,5 МПа, а по лабораторным исследованиям гидродинамическая составляющая давления в начале колодца может достигать 0,35 МПа.

Рис. 2.54б Зоны реконструкции водобойного колодца I очереди после разрушения в 1985 г.

162

Схемы пропуска строительных расходов, кроме как через водобойный колодец, не существовало. Поэтому ремонтные работы в колодце могли проводиться только в зимний сезон, когда сток реки мог быть пропущен через работающие гидроагрегаты. Зимнего сезона по технологическим причинам было недостаточно для выполнения большого объёма ремонтных работ. Наряду с этим, необходимо было разработать проект ремонтных работ, а для его составления недоставало ещё и знания процессов, происходящих в колодце. Необходимость получения дополнительной информации потребовала проведения натурных исследований и визуальных наблюдений, на все это нужно было достаточно много времени. Работы по ремонту колодца проводились в три очереди, которые, по указанным выше причинам, не в полной мере укладывались в намечаемые к половодью сроки. Поэтому половодья 1986-1988 гг. пропускались через недостроенный колодец. Перед пропуском весенне-летне-осенних строительных расходов были выполнены работы I очереди по креплению дна водобойного колодца, которые сводились к тому, что были уложены блоки (столбы) лишь по периметру колодца с укрепительной цементацией под ними и установкой анкеров для связи блоков с основанием 50 мм с шагом 2 м. Вся центральная часть

колодца представляла собой скальный массив с местными углублениями (рис. 2.54б).

Рис. 2.55а План водобойного колодца с установкой приборов при испытаниях водобойного колодца в 1986 г.

– плиты сохранившиеся; – плиты восстановленной части крепления;

– незакрепленная часть колодца (со скальным отвалом)

163

Исследования 1986 г. имели принципиальное значение для обоснования конструкции крепления в виде столбов с существенно меньшим размером в плане 7,5х6,25 м и открытыми (неуплотненными) межстолбчатыми швами. Предполагалось, что при небольших плановых размерах блоков будет обеспечено сцепление бетона блоков со скальным основанием по всей площади блока, а наличие открытых проницаемых швов будет способствовать локализации какихлибо местных повреждений крепления [70].

В таблице 35 показаны режимы сброса воды через водобойный колодец при испытаниях 1986 г. при УВБ 520,1-520,75, с попуском через ГЭС 1700-1860 м3/с; высота водобойной стенки была ниже проектной на 3 м.

Таблица 35. Основные гидравлические режимы испытаний водобойного колодца Саяно-Шушенской ГЭС

При испытаниях водобойного колодца в 1986 г. производились измерения осредненного пьезометрического давления в основании под плитами и раскрытия межстолбчатых швов и швов “скала – бетон” по приборам, показанным на рисунке 2.55а (результаты испытаний представлены на рисунке 2.55б); пульсации давления (стандарты*)) на поверхности столбов и в межстолбчатых швах, вибрации столбов и скального основания, напряжений на контакте (изображены на рисунке 2.56); также контролировалась эрозия на поверхности столбов.

Испытания с полным открытием водосбросов показали, что столбы-блоки, уложенные по проекту I очереди с открытыми швами, воспринимают значительные горизонтальные гидродинамические нагрузки, которые вызывают раскачку блоков и нарушают их контакт со скалой.

*) Ряд специалистов ввели понятие стандартов колебаний, что представляет собой среднеквадратическое значение амплитуды нестационарных колебаний, характеризующее, в частности, интенсивность процесса колебаний на выбранном временном интервале.

164

давления

Максимальное раскрытие межстолбчатого шва от суммарного гидродинамического воздействия по одному из щелемеров составило 1100 мкм, вертикальные колебания столбов-блоков составляли

80-90 мкм (табл. 36).

Таблица 36. Показания щелемеров на контакте “скала – бетон” одного из блоков А-8 и пьезометра при испытаниях водобойного колодца в 1986 г.

в различных гидравлических режимах

После потери сцепления блоков со скалой гарантировать, что анкерное крепление сохранится, было нельзя. При обрыве анкеров произойдет потеря устойчивости блока и полное его взвешивание.

Потеря сцепления блоков в некоторых случаях происходила ещё в период ремонтных работ до воздействия гидродинамической нагрузки в результате температурных деформаций.

Натурные наблюдения 1986 г. подтвердили, что конструкция крепления с открытыми межстолбчатыми швами ненадёжна. Использование в расчётах сцепления блоков со скалой также принять было нельзя. Одновременно с этим нельзя было не отметить факта, что при пропуске половодья 1986 г. новое крепление дна столбами, выполненное лишь частично по краям ямы размыва, устояло, хотя столбы были сцеплены между собой только штрабами. Это привело к выводу, что яма размыва обеспечивала гидродинамическую разгрузку возведенных столбов крепления, несмотря на мощное воздействие на них потока, поскольку столбы представляли собой большое гидравлическое сопротивление. Иначе говоря, если бы в данной конструкции дна колодца было возможно выполнить под ним дренаж для мгновенной разгрузки контакта “скала – бетон” от давления, то это было бы радикальным решением проблемы. Это можно было осуществить лишь в самом начале строительства колодца.

Проектные и научно-исследовательские организации, решая проблему ремонта колодца, продолжали поиск путей снижения гидродинамического воздействия потока на его дно (А. И. Ефименко).

166

Концепция повышения требований к монолитности межблочных швов, стремление к их идеальной герметизации – это вновь было выделено некоторыми специалистами как главный фактор в обеспечении надёжности колодца.

Вторая очередь ремонтных работ 1986-1988 гг. включала укладку бетона столбами в центральную часть колодца, а также слоя бетона по периферии высотой 1,5 м на старые плиты вдоль раздельного устоя и водобойной стенки (рис. 2.55в). Водобойная стенка была достроена до проектной высоты. Омоноличивание (герметизация) предусматривалась путём цементации межстолбчатых швов, которая к пропуску половодья была выполнена только частично.

Рис. 2.55в План бетонных работ в водобойном колодце, выполненных в три очереди

В период пропуска половодья 1988 года были проведены натурные исследования водобойного колодца с целью получения данных для оценок вибрации блоков, вновь выполненного крепления дна II очереди, а также состояния контакта блоков со скальным основанием и друг с другом, с тем чтобы иметь возможность окончательно откорректировать проект реконструкции колодца, исходя из реальных условий.

167

Рис. 2.56 Гидродинамическое воздействие на плиты и контакт плит с основанием при испытаниях водобойного колодца в 1986 г.:

а) изменение стандартов пульсации давления по глубине межплитных швов; б) амплитуда горизонтальных виброперемещений верхней грани плиты при единичном пульсационном воздействии на входе в шов (Ро=1Т/м2), Hn=5 м; в) амплитуда напряжений на контакте (σо) при единичном пульсационном воздействии на входе в шов (Ро=1Т/м2), Ln=6,25 м

168