Сборник докладов ИСИ 2015

Выходные характеристики:

1500 кВт·ч/год при скорости ветра 5 м/с;

2200 кВт·ч/год при скорости ветра 6 м/с;

2752 кВт·ч/год при скорости ветра 5-8 м/с.

Чтобы избежать повреждения конструкции, автоматика системы с постоянно подключенным к ней анемометром следит за скоростью и направлением ветра, и при достижении максимальной рабочей скорости турбина попросту поворачивается к ветру обтекаемым боком. Также автоматика системы немедленно реагирует на переохлаждённый дождь, способный вызвать обледенение [4].

Конструкция системы спроектирована таким образом, чтобы замена большинства элементов, в том числе несущих компонентов и лопастей турбины, занимала минимум времени. Электроника системы позволяет работать одновременно с двумя турбинами, а также совместима с солнечными батареями.

Среднее потребление загородного дома – 55000 кВт·ч/год. Таким образом, при средней скорости ветра 6 м/с, выработка одного ветрогенератора составит 2200 кВт·ч/год, что составляет 4% от общего электропотребления дома. При использовании двух ветрогенераторов замещение составит от 7 до 10%.

При среднем тарифе по Санкт-Петербургу 2,76 руб./кВт·ч и средних затратах на электроэнергию 12650 руб. в месяц, использование ветрогенератора WindTronics позволит экономить 506 руб. в месяц (1012 руб. в месяц с двумя генераторами).

ЛИТЕРАТУРА:

1.Аметистов Е.В. Основы современной энергетики в 2-х томах. – М.: Изд-во МЭИ, 2008.

2.Виссарионов В.И. Методы расчета ресурсов возобновляемых источников энергии. Учебное пособие для вузов. – М.: Изд-во МЭИ, 2007.

3.WindTronics, Inc., Оwners manual windtronics BTPS 6500.

4.Елистратов В.В., Панфилов А.А. Проектирование и эксплуатация установок нетрадиционной и возобновляемой энергетики. Ветроэлектрические установки. СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2011.

УДК 621.383.51

К.И.Дергун, Д.А.Кудряшов Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕГРАДАЦИИ В КРЕМНИИ МЕТОДОМ ФОТОЛЮМИНЕСЦЕНЦИИ

Солнечные элементы (СЭ) используются для преобразования солнечной энергии в электрическую. На сегодняшний день энергия, поступающая от Солнца на Землю, превышает потребности человечества в тысячи раз. Поэтому изучение способов преобразовывать солнечную энергию в электричество актуально и к тому же, СЭ являются экологически чистым продуктом.

Солнечные элементы можно классифицировать по интенсивности собирания света, по химическому составу, толщине и кристаллической структуре слоев, количеству совмещенных на одной подложке элементов и т. д. В зависимости от состава поглощающего материала солнечные элементы подразделяются на кремниевые, на основе АIIIBV полупроводников, на основе АIIBVI (в основном CdTe), на основе АI ВIII полупроводников и смешанные [1].

В настоящее время наибольшее распространение в мире получили солнечные элементы на основе кристаллического кремния, и максимальный КПД таких солнечных элементов составляет порядка 25%. Эффективность (КПД) СЭ показывает, какую часть (в процентном отношении) солнечной энергии падающего на него излучения он может преобразовать в

291

электричество. Ведутся активные поиски способов дальнейшего повышения их эффективности. В данной работе был выбран солнечный элемент на основе кристаллического кремния (c-Si) изготовленный по технологии HIT (Heterojunction with Intrinsic Thin layer). Эта технология базируется на формировании гетероперехода при помощи тонких пленок аморфного кремния (a-Si:H), нанесенных на поверхность c-Si [2].

Существуют различные варианты повышения КПД таких элементов: повышение качества отдельных слоев, снижение потерь на отражении, и т. д. Немаловажную роль играют контакты, т.к. при не оптимизированных контактах теряется часть напряжения СЭ. В данной работе был выбран тыльный контакт на основе алюминия, так как он совмещает в себе и дешевую себестоимость, и хорошую проводимость. Однако его создание подразумевает процесс термического вжигания, при температурах выше 700 ºС. [3]

Важную роль в этом процессе играет качество исходной кремниевой подложки, на основе которой изготавливается солнечный элемент, а также качество пассивации ее поверхности. Так, например, без формирования пассивационных слоев носители заряда, возникшие в кремнии под действием света будут рекомбинировать на его поверхности, вследствие наличия большого количества оборванных связей. Один из способов «залечить» эти оборванные связи – осадить на поверхность кремния несколько десятков нанометров аморфного кремния. Значение его запрещенной зоны может быть изменено путем введения водорода – гидрогенизации.

Однако для изготовления СЭ помимо осаждения пассивационных слоев следом необходимо сформировать контактные слои. Последние же в свою очередь могут вступать во взаимодействие с тонким аморфным слоем кремния, что может привести к увеличению скорости рекомбинации носителей. Одним из косвенных способов оценки качества пассивации кремниевой подложки является метод измерения интенсивности фотолюминесценции (ФЛ) в кремнии. Хотя кремний и является непрямозонным полупроводником, при его облучении светом с длиной волны порядка 770 нм отчетливо наблюдается пик фотолюминесценции на длине волны около 1150 нм и его интенсивность связана со временем жизни носителей заряда в кремнии.

Цель данной работы состоит в исследовании методом ФЛ деградации запассивированной a-Si:H кремниевой подложки при формировании тыльного алюминиевого контакта.

В качестве подложки использовался монокристаллический кремний 76-КДБ(111) 7-13 Ом∙см фирмы «Телеком-СТВ».

Пластина кремния была химически обработана по методу Шираки [4] и поделена на несколько частей:

без пассивации;

пассивация нелегированным a-Si:H с одной стороны;

пассивация нелегированным a-Si:H с двух сторон;

пассивация сначала нелегированным, а затем легированным p-a-Si:H.

Осаждение аморфных слоев проводилось на установке Oxford PlasmaLab при температуре 250 ºС. После осаждения измерялись спектры ФЛ таких структур на установке Accent Optical Technologies при комнатной температуре. На рис. 1 показаны спектры ФЛ образцов после химической обработки и плазмохимического осаждения. Минимальная амплитуда пика ФЛ наблюдается у образца без пассивации поверхности – в связи с большим количеством оборванных связей на поверхности, носители заряда, возникшие в кремнии под действием света рекомбинируют на его поверхностях. Осаждение слоя аморфного гидрогенезированного кремния на одну сторону кремниевой подложки приводит к увеличению интенсивности ФЛ. Максимальный уровень фотолюминесценции наблюдается при пассивировании нелегированным a-Si:H кремниевой пластины с обеих сторон. Высота и

292

ширина пика косвенно указывает на качество кремния, чем выше и уже пик, тем меньше в нем дефектов [5]. Осаждение поверх нелегированного – слоя с легированным p-a-Si:H приводит к некоторому снижению интенсивности ФЛ, этот дополнительный слой был осажден с целью уменьшения скорости рекомбинации носителей на стыке Al/a-Si:H.

Далее проводили формирование тыльного алюминиевого контакта методом термического вжигания при температуре 700ºС и снова измеряли спектры ФЛ. На рис. 2 представлены спектры фотолюминесценции после вжигания алюминиевой пасты. Во всех случаях наблюдается резкий спад уровня ФЛ. Наибольшая амплитуда пика ФЛ приходится на образец без пассивационных слоев. В остальных случаях, вжигание алюминия в слои с аморфным кремнием приводит к еще большему спаду уровня ФЛ.

Рис. 1. Фотолюминесценция образцов до вжигания алюминиевой пасты

Рис. 2. Фотолюминесценция образцов после вжигания алюминиевой пасты

По итогам работы обнаружено, что максимальная интенсивность пика ФЛ наблюдалась на структуре, где производилось осаждение a-Si:H слоев на обе стороны кремниевой пластины. Вжигание алюминия приводит к резкому снижению интенсивности ФЛ для всех образцов.

293

ЛИТЕРАТУРА:

1.Гременок В.Ф., Тиванов М.С., Залесский В.Б. Солнечные элементы на основе полупроводниковых материалов. Минск. БГУ. 2007. 222 с

2.Орехов Д.Л. Разработка технологии гетероструктурных солнечных элементов на кристаллическом кремнии с использованием промышленных реакторов плазмохимического осаждения. СанктПетербург. 2015. 124с

3.Arturo Morales-Acevedoa, Guillermo Santanaa, Andrés Martela, Luis Hernández. Effects of high temperature annealing of aluminum at the back of n+-p-p+ silicon solar cells upon their spectral and electrical characteristics, Solid-State Electronics Vol. 43, Issue 11, November 1999. Pр. 2075–2079.

4.Ishizaka A., Shiraki Y., Electrochem J. Soc. 133 (1986) 666.

5.Шалимова К.В. Физика полупроводников. М.: Энергоатомиздат. 1985. – 392 с., ил.

УДК 621.311.24

В.А.Бобков Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ПРОЕКТИРОВАНИЕ ВЕТРОКОЛЕСА ДЛЯ РАЙОНОВ С НИЗКОЙ СРЕДНЕЙ СКОРОСТЬЮ ВЕТРА

Введение. Работа ветроэнергетической установки зависит в первую очередь от скорости ветра. Большинство существующих малых ветроэлектрических установок предназначены для режима работы при средней скорости ветра 12 м/с. Данное значение скорости встречается в немногих районах России, а на остальной территории преобладают ветра с более низкими значениями скорости. Отсутствие широкого спектра ветроэлектрических установок для низких скоростей ветра объясняется малой эффективностью ветроколеса, связанной с работой в пограничном режиме обтекания воздухом. В некоторых частях лопастей может возникать воздушный пузырь, приводящий к повышению силы лобового сопротивления и снижению подъёмной силы. Все эти факторы плохо выявляются в ходе математического расчёта, поэтому при проектировании ветроколеса используются только экспериментальные данные [1]. Из одного аэродинамического профиля изготавливается балка, которая обдувается воздухом в аэродинамической трубе при разных скоростях ветра [2]. Полученные данные используются при выборе оптимального очертания профиля, а также для установки угла крутки лопасти.

Цель работы – разработка ветроколеса для работы при низкой скорости ветра.

С целью увеличения быстроходности проектируемое ветроколесо состоит из трёх лопастей. Номинальная скорость ветра составляет 6,5 м/с, диаметр ветроколеса равен шести метрам. Мощность проектируемого ветроколеса при номинальном значении скорости должна составлять не менее 2 кВт. Выбор аэродинамических профилей основывался на их характеристиках при расчётных числах Рейнольдса.

Лопасть была поделена на несколько частей, для которых были рассчитаны числа Рейнольдса. Ориентируясь на полученные значения, был произведён выбор оптимальных профилей, имеющих максимальные значения аэродинамического качества. Кроме аэродинамического качества при выборе профиля учитывался коэффициент аэродинамической подъёмной силы. Чем ближе к концу лопасти расположен профиль, тем больше должно быть аэродинамическое качество. В качестве источника данных поляр и очертаний профилей были использованы зарубежные отчёты о продувках [3, 4]. Для корневой части лопасти был выбран профиль SH3055, для основной FX 63-137, а для концевой части SG6043. Аэродинамические характеристики выбранных профилей приведены в табл. 1.

294

Таблица 1

Оптимальные аэродинамические профили и их характеристики

Оптимальный угол крутки лопасти соответствует углу атаки профиля, при котором максимальное аэродинамическое качество наибольшее. Для проектирования ветроколеса была выбрана программа QBlade, обладающая необходимыми инструментами проектирования и моделирования работы ветроколеса [5]. Профили и их поляры были импортированы в программу. После экстраполяции поляр на 360 , был создан ротор с исходными размерами и выбранными профилями. Для задания углов крутки и длин хорд использовалась функция оптимизации, встроенная в программный интерфейс. После проектирования ветроколеса было произведено моделирование его работы, по результатам которого было выяснено, что максимальное значение коэффициент мощности Cp = 0,54 принимает при быстроходности Z = 7. При дальнейшем моделировании работы ветроколеса была построена кривая зависимости мощности от ветра (рис. 1).

Спроектированное ветроколесо представлено на рис. 2.

Результаты. В работе получены оптимальные очертания профилей и созданное на их основе ветроколесо.

Вывод. Спроектированное ветроколесо имеет высокое значение коэффициента мощности, работая при небольших скоростях ветра, и может быть успешно использовано в регионах с низкой скоростью ветра.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Сборник докладов молодёжной научно-практической конференции в рамках Недели науки СПбПУ, НОЦ «Возобновляемые виды энергии и установки на их основе». – СПб.: Изд-во Политехн.

ун-та, 2014. 182 с.

295

2.National Renewable Energy Laboratory [Электронный ресурс]: Официальный сайт. – Электрон. данные. – Режим доступа: http://www.nrel.gov. – Загл. с экрана.

3.Wind Tunnel Aerodynamic Tests of Six Airfoils for Use on Small Wind Turbines: Michael S. Selig and Bryan D. McGranahan; University of Illinois at Urbana-Champaign Urbana, Illinois, 2003.

4.Summary of Low-Sp eed Airfoil Data: Low-Speed Airfoil Tests. Christopher A. Lyon, Andy P. Broeren, Philippe Giguere, Ashok Gopalarathnam, and Michael S. Selig 1997. – 445 с.

5.QBlade. Wind Turbine Design and Simulation [Электронный ресурс]: Официальный сайт. –

Электрон. данные. – Режим доступа: http://www.q-blade.org. – Загл. с экрана.

УДК 620.92

А.А.Лукичёв Санкт-Петербургский Политехнический университет Петра Великого

ПОВЫШЕНИЕ НАДЁЖНОСТИ РАБОТЫ ЗАРАМАГСКОЙ «ГЭС-1»

Зарамагские гидроэлектростанции – гидроэнергетический комплекс на реке Ардон в Алагирском районе Северной Осетии, состоящий из двух взаимосвязанных ГЭС – действующей «Головной ГЭС» (Nу = 10 МВт) [1] и строящейся «ГЭС-1» (Nу = 342 МВт) (рис. 1). Проект реализуется в сложных природных условиях (строительство сооружений осложняется наличием в скальных породах, слагающих русло реки, многочисленных тектонических зон, активным развитием склоновых процессов – оползнями, обвалами, селями, снежными лавинами; сейсмичность района строительства составляет 9 баллов по 12-балльной шкале интенсивности землетрясений Медведева-Шпонхойера-Карника (MSK-64)) и отличается рядом уникальных для российской гидроэнергетики технических решений – в частности, Зарамагская «ГЭС-1» будет иметь самый большой в России напор 618,6 м, самые мощные вертикальные ковшовые гидротурбины (две турбины по 171 МВт), самый длинный деривационный тоннель – 14 262,34 м.

Рис. 1. Схема расположения сооружений Зарамагских ГЭС

Проектный вариант конструкции, предложенный ОАО «Ленгидропроект», предусматривает подвод воды к напорной шахте по открытому каналу (лоток – 1638,0 м, понижение к напорной камере до отметки 1627,5 м), при этом достигаются следующие параметры: резервная емкость – бассейн суточного регулирования (БСР), отметка дна ~1632.0 м; порог водоприемника ГЭС – отметка 1624,0 м.; УВБmax – 1641,8 м, УВБmin –1634,0 м.

296

Надежность гидротехнических сооружений – это способность сооружений или их отдельных элементов в нормальных эксплуатационных условиях в течение срока службы выполнять свои функции безотказно. Независимо от класса сооружений гидроузлов, расположенных в каскаде, пропуск расхода воды основного расчетного случая не должен приводить к нарушению нормальной эксплуатации основных гидротехнических сооружений нижерасположенных гидроузлов. При проектировании гидротехнических сооружений должны быть предусмотрены конструктивно-технологические решения по предотвращению развития возможных опасных повреждений и аварийных ситуаций, которые могут возникнуть в периоды строительства и эксплуатации [2].

С целью оптимизации работы «ГЭС-1» предлагается отделом проектного контроля ОАО «ЭСКО ЕЭС» [3] изменить проектную конструкцию сооружения.

Вариант №1 – подвод воды к напорной шахте по выделенному отсеку БСР (между левым бортом и основной чашей – ныряющая раздельная стенка в продолжение выходного портала деривационного туннеля (ДТ) №2 с выходом лотка отсека на уровень дна основной чаши БСР, при этом достигаются следующие параметры: понижение к напорной камере аналогично проектному, но до отметки 1625,5 м; порог водоприемника ГЭС – отметка 1622,0 м (понижение на 2,0 м к проекту); УВБmax – 1641,8 м, УВБmin – 1632,0 м.

Вариант №1 даёт возможность полной сработки полезного объема БСР в энергетических целях при исключении немотивированных холостых сбросов через промывную галерею для осушения чаши БСР. Холостые сбросы возможны только при полном сбросе нагрузки (при расходах ориентировочно Q > 50 м3/с).

Вариант №2 – подвод воды к напорной шахте по выделенному отсеку БСР (между левым бортом и основной чашей) – ныряющая раздельная стенка в продолжение выходного портала ДТ№2 с выходом лотка отсека на пониженный уровень дна основной чаши БСР, при этом достигаются следующие параметры: понижение к напорной камере аналогично проектному, но до отметки 1621,5 м; резервная емкость – БСР, отметка дна –1628,0 м; порог водоприемника ГЭС – отметка 1618,0 м (понижение на 6,0 м к проекту); ФПУ – 1641,8 м, НПУ – 1638,0 м, УВБmin – 1628,0 м. При этом уменьшение расчетного напора на «ГЭС-1» составит ~0,6%, что при уточнении потерь напора в подводящем тракте (водоприемник–шаровые затворы) не скажется в худшую сторону на энергетические показатели «ГЭС-1», так как проектные значения потерь (> 20,0 м при Q = 65 м3/с) представляются «несколько» завышенными.

Вариант №2 позволяет:

повысить надежность работы сооружений за счет заглубления в скальный массив, при этом при штатной работе «ГЭС-1» отметки УВБ в БСР не превышают 1638,0 м, т.е. практически весь объем БСР, за исключением локальных участков, расположен в облицованном массиве, а не в подпорных стенах;

исключить частичное заполнение ДТ №2 при работе в штатных режимах;

отказаться от сооружения холостого сифонного водосброса с быстротоком, так как за счет кратковременной форсировки уровня в БСР до отметок ~ 1642,0 м при полном сбросе нагрузки «ГЭС-1» (Q = 65 м3/сек), объем волны добегания возможно будет разместить в пределах призмы форсировки с учетом локального заполнения подводящего ДТ №2, при необходимости, возможна сработка форсированного уровня до отметки НПУ через промывную галерею малыми расходами;

практически отказаться от любых холостых сбросов, кроме сбросов промывки;

при необходимости размещения аварийного резерва на «ГЭС-1» возможен отказ от разделительной стенки в пределах чаши БСР.

Однако вариант №2 потребует дополнительных (в сравнении с проектом) объемов

строительно-монтажных работ по БСР и примыкающим к нему сооружениям, а также приведет к удорожанию по гидротехническим металлическим конструкциям, регулирующих

297

сооружений в примыкании к БСР. Необходимо произвести сопоставительный техникоэкономический расчет с учетом отказа от сооружений, входящих в состав холостого сифонного водосброса [4]. При общем незначительном увеличении объемов строительномонтажных работ, будет достигнуто значительное сокращение сроков выполнения работ за счет исключения сооружений холостого водосброса. Этот фактор снизит отрицательное воздействие на окружающую среду, возникающее при проведении холостых сбросов в сложных горных условиях (селевые и оползневые явления, обводнение склонов и т. п.).

При рассмотрении обоих вариантов, ввиду сложных природных условий района строительства, вариант №2 выглядит предпочтительнее, так как большее по сравнению с первым вариантом увеличение ёмкости БСР даёт дополнительное время (30-40 мин.) для ликвидации нештатной ситуации на ГУ при незначительном проигрыше в напоре. Увеличение ёмкости предлагается выполнить за счёт понижения отметки подошвы чаши бассейна. Причиной понижения дна является наличие ослабленной, выветренной скалы основания образовавшейся в период долгостроя в результате устройства котлована с откопкой до первоначальных проектных отметок и в последующие 15 лет нахождения основания в незащищённом от атмосферных воздействий состоянии.

ЛИТЕРАТУРА:

1.Гидроэлектростанции малой мощности: Учеб. Пособие/ Под. ред. В.В.Елистратова. СПб: Изд-во Политехн. ун-та, 2005. 432 с.

2.СНиП 33-01-2003. Гидротехнические сооружения. Москва: Госстрой России, 2004.-62 с.

3.Сайт РусГидро, АО ЭСКО ЕЭС. [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://www.esko- ees.rushydro.ru/company/projects/stroitelstvo-zaramagskikh-ges-v-respublike-severnaya-osetiya-alaniya. –

Загл. с экрана. (Дата обращения – 14.10.2015)

4.Экономика установок нетрадиционных и возобновляемых источников энергии. Техникоэкономический анализ: учеб. Пособие / Г.И. Сидоренко, В.И. Пименов, И.Г. Кудряшева, под общ. ред. В.В. Елистратова. – СПб: Изд-во Политехн. ун-та, 2008. – 248 с.

УДК 626.141

А.А.Столяров Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ОЦЕНКА УЩЕРБА ПРИ ПРОРЫВЕ ПЛОТИНЫ НИЗКОНАПОРНОГО ГИДРОУЗЛА

Прорыв плотины может нести за собой катастрофические разрушения и человеческие жертвы. Поэтому необходимо смоделировать подобную ситуацию и оценить вероятный ущерб, который может нанести затопление территорий в нижнем бьефе в результате прохождения волны прорыва. Для этого в общем случае необходимо оценить зону затопления и гидродинамические параметры потока: максимальные значения глубины и скорости потока в зоне катастрофического затопления; время от начала аварии до прихода в данную точку местности прорывной волны; продолжительность затопления; границы зоны катастрофического затопления; гидрографы излива и график падения уровня верхнего бьефа.

Целью работы является расчет прорывного паводка одним из методов математического моделирования с использованием одномерных [1] или двумерных [2] уравнений Сен-Венана.

Необходимо провести расчет уровенного режима верхнего бьефа с нанесением результатов расчета на топографическую карту границ области затопления и изолиний характеристик прорывного паводка, используемых при определении вероятного вреда [3].

В современной практике существует три метода определения размера вероятного вреда, вызываемого авариями гидротехнических сооружений: детальной оценки; планшетный; укрупненных показателей [4].

298

Метод детальной оценки является наиболее точным, но и наиболее трудоемким. Метод рекомендуется к применению на особо важных, наиболее опасных объектах. При проведении экспедиционного обследования необходимо выявить народно-хозяйственные объекты, транспортные магистрали, инженерные коммуникации и определить их собственников; определить места проживания населения; выявить зоны различного использования территории и т. п. Оценка ущерба должна основываться на техническом состоянии ГТС и объектов, попадающих в зону затопления на момент выполнения расчетов. Фактический ущерб определяется как сумма социального, характеризующегося количеством пострадавших и степенью вреда их здоровью, а в стоимостной форме – компенсационными затратами, а также реального, нанесенного материальным объектам [4].

Планшетный метод оценки является упрощением метода детальной оценки и применяется в случаях, когда размеры территории подверженной аварии ГТС не позволяют использовать метод укрупненных показателей. Исходной информацией для планшетного метода служат оценки значений негативных воздействий аварии ГТС, рассчитанных по упрощенным методикам, не учитывающим детали в масштабе применяемых карт и планшетов ГИС. По топографическим картам местности в масштабе 1:100000, 1:25000 должны быть определены объекты в зоне аварии ГТС [4].

Метод укрупненных показателей базируется на использовании данных о масштабах аварии и данных макроэкономического развития регионов, попадающих в зону воздействия. В качестве исходной информации необходимы следующие исходные данные:

а) ниже гидроузла: общая площадь зоны катастрофического затопления с нанесением ее границ на планшеты государственной топосъемки масштаба 1:200000 или 1:100000; по характерным створам: максимальная глубина затопления, время добегания волны от начала образования прорана; максимальная скорость течения; продолжительность затопления.

б) выше гидроузла: скорость снижения уровня; остаточный уровень воды после аварии ГТС; объемы вытекающей и оставшейся воды; время опорожнения водного объекта (водохранилища) [4].

При оценке ущерба от прорыва низконапорных плотин обычно не требуется максимальная точность. Волна прорыва, образующаяся при аварии на низконапорной плотине, теряет большую часть своей разрушительной силы через 500-1000 м ниже ГТС (в зависимости от рельефа), поэтому в большинстве случаев ниже по течению реке не располагаются дорогостоящие объекты или населенные пункты. Подобная оценка производится обычно при проектировании ГТС для выявления зоны затопления и определения целесообразности переноса объектов. Из табл. 1 видно, что метод укрупненных показателей дает возможность достаточно точно определить зону затопления и примерно представить возможные ущербы.

Для дальнейших расчетов выбираем метод укрупненных показателей и по нему проводим расчет прорыва Зауломской плотины.

Для определения зоны затопления, высоты и скорости волны прорыва был использован программный комплекс «Волна» версии 2.0, разработанный ЦИЭКС, ВИА им. Куйбышева, ВНИИ ГОЧС. Необходимо разбить русло реки ниже плотины на несколько створов (не меньше трех). В главное окно программы необходимо ввести исходные данные: отметка гребня – 118,12 м; длина по гребню – 11,1 м; заложение внутреннего откоса – 1:1; объём водохранилища при НПУ (полный) – 32,8 млн. м3; площадь зеркала водохранилища при НПУ – 19,5 км2; отметка ВБ при НПУ – 116,74 м; длина напорного фронта – 21,10 м; отметка порога – 114,70 м. Для каждого створа вводятся данные о рельефе местности, отметке уреза воды, глубине, ширине, а также скорости течения в нормальном состоянии. Скорость расчетов в программе зависит от количества выбранных створов и мощности процессора. Результаты расчета Зауломской плотины в программном комплексе «Волна»2.0 представлен в табл. 2.

Кроме того программный комплекс «Волна» 2.0 формирует схематичный чертеж каждого из выбранных створов (рис. 1). По данным таблицы необходимо построить зону затопления нижнего бьефа при прорыве плотины (рис. 2).

Отметка в макс. точке ▼

Отметка в норм. состоянии ▼

Рис. 1. Поперечный профиль реки по створу №1

300