Расчет сейсмостойкости плотины по новым нормам РФ

3. Расчет сейсмостойкости плотины по новым нормам РФ.

3.1 Определение сейсмических параметров для плотины.

Ранее в разделе 1 было установлено, что исходная (нормативная) сейсмичность площадки строительства плотины I^НОР = 8 баллов. Учитывая сложные грунтовые условия в основании плотины, сложенном из полускальных пород (мергелей, мергелей глинистых и мергелистых известняков, подстилаемых триасовыми гипсосодержащими породами), прикрытых 10-метровым слоем руслового аллювия, а также учитывая наличие вторичного тектонического разлома в русле реки, расчетную категорию грунтов основания плотины следует отнести к промежуточной между II и III категориями, т.е. к II-III. При этом расчетная сейсмичность площадки I^РАС принимается как при грунтах III категории, т.е. I^РАС = 9 баллов

Согласно новым нормам плотина как сооружение II класса относится к 1-ой группе плотин по сейсмостойкости и поэтому должна быть рассчитана на два уровня сейсмических воздействий: на проектное землетрясение (ПЗ) с минимальной повторяемостью Т^ПЗ_ПОВ =100 лет и на максимальное землетрясение (МВЗ) с минимальной повторяемостью Т^МВЗ_ПОВ=5000 лет.

В связи с отсутствием в Алжире карт общего макросейсмического районирования страны с оценкой повторяемости землетрясений Заказчику следует срочно провести необходимые геофизические работы по уточнению нормативной сейсмичности площадки строительства методами детального сейсмического районирования (ДСР), включая сейсморазведку.

После получения от Заказчика уточненных данных по нормативной сейсмичности площадки строительства методами ДСР будут уточнены максимальные пиковые ускорения а_П^ПЗ и а_П^МВЗ. Это позволит получить для площадки строительства плотины достоверные расчетные акселерограммы (РА) и провести на их воздействие полные динамические расчеты сейсмостойкости плотины, как это требуют нормы РФ и ICOLD.

Учитывая вышеизложенное в настоящее время следует ограничиться выполнением расчетами сейсмостойкости плотины по линейно-спектральной теории (ЛСТ), как для сооружения 2-й группы по сейсмостойкости, но на воздействие двух уровней землетрясений (ПЗ и МВЗ), как это принято для сооружений I-й группы. В связи с этим следует принять следующие нижние границы максимальных пиковых ускорений основания согласно формулам (2-1) и (2-2) норм РФ:

а_П^ПЗ= k_А^ПЗg A₅₀₀ = 1x 0,25g = 0,25g

а_П^МВЗ= k_А^МВЗg A₅₀₀₀ = 1x0,32 g = 0,32g

 

где A₅₀₀, A₅₀₀₀взяты по таблицы 2.1 для I^НОР=8 баллов и I^РАС =9 баллов, соответственно, для II-III и III категорий грунта.

Следует отметить, что а_П^ПЗ = 0,25g и а_П^МВЗ = 0,32g совпали со значениями максимальных ускорений, а_макс,полученных ранее по методике Гидропроекта, соответственно, для гидроузла от воздействия разлома и по зависимости (1-4) для плотины.

3.2 Определение сейсмических нагрузок на плотину как сооружения 2-й группы.

Узловые инерционные нагрузки определяются по формулам (2-3) - (2-9). Вначале определяют коэффициенты динамичности b (T_i) для первых трех форм собственных колебаний плотины по формулам (2-6) - (2-8) с учетом принятой II-III категории грунтов (табл.2.4).

b₁ = b_{0 [}T₃/T₂] ^2/3=2,7

b₂ = b₀ = 2,5;

b₃= 1 + T₁ (b₀ - 1) /T₁= 1+ 0,16 (2,5-1) /0,2 = 2,2

b₄= 1 + T₁ (b₀ - 1) /T₁= 1+ 0,12 (2,5-1) /0,3 = 1,6

Узловая инерционная сила по 1-ой форме колебаний при воздействии ПЗ определяется по формулам (2-3) и (2-4):

P_1kj = k_f k_H k_yа_П^ПЗb_i m_k h_1kj = 0,5x0,8x0,7x 0,3gx2,7m_kh_1kj = 0,1625g m_kh_1kj

Таким образом, "коэффициент сейсмичности" при воздействии ПЗ составил соответственно 0,162 и 0, 208, что соответственно в 1,6 и 2 раза выше, чем в расчете по нормам 1981г [9].

Из рис.2-1 и расчета коэффициента динамичности b (T_i) по формулам (2-6) - (2-8) видно, что в них отсутствует прямая связь между периодами собственных колебаний конструкции плотины T_i по первым формам колебаний и коэффициентами динамичности b (T_i), принятая в нормах 1981 г.

Поэтому ниже приведены расчеты трех первых периодов T_i плотины по нормам 1981 г.

T_i = 2pH/k_iV_s (2-10)

где H =60 м, высота плотины без уборки русловых отложений в большей части основания,

V_{s -} скорость поперечных волн в виброукатанной горной массе (известняк прочный),

k_i - коэффициенты, определяемые по методу сдвигового клина (МСК) для каждой из первых трех форм собственных колебаний плотины с учетом податливости основания по табл.3 в [9].

Скорость поперечных волн V_s в горной массе наиболее точно можно определить через динамический модуль ее деформации E_дин используя известную зависимость:

V_s= [E_дин g/2g_сух (1+n)] ^1/2 (2-11)

где E_дин »100000 т/м² по данным динамических испытаний плотного камня (рис.3, [9]),

g_сух=1,8 т/м³

 

n =0,3 (коэффициент Пуассона для указанного камня)

V_s= [100000x9,81/2x1,8 (1+0,3)] ^{1/ 2}= 450 м/с

Эта величина V_s, в целом, соответствует справочным значениям для камня (рис.7 [9]).

По данным таблицы 1 [7] соотношение между V_s в мергелях (M) основания плотины и в горной массе составляет примерно 2, что указывает на необходимость учета влияния податливости полускального основания на периоды собственных колебаний плотины. Поэтому коэффициент k_i в формуле (2-10) определяется по табл.6 [9] с учетом коэффициента k_о по формуле (19) в [9].

k_o= k_пE/2 (1+n_о) E_о (2-12)

где E,E_о,n_{о -} динамические модули упругости плотины, основания, коэффициент Пуассона,

k_п - коэффициент податливости основания (по Фогту), определяемый по табл.7 [9] при n_о=0,27с учетом отношения длины к ширине подошвы основания плотины (A/B»2), k_п=1,4. Мергель (M) в основании плотины по принятой в РФ классификации (по Протодьяконову) горных пород относится к V группе (довольно мягкие) с коэффициентом крепости f_кр=2, что соответствует прочности на одноосное сжатие R_cs=20 МПа, близкой к средней 22,4 МПа в [14]. Учитывая, что отношение E/E_o=V/V_o=1/2, определим значение коэффициента k_o по формуле (2-12):

k_o=1,3/2 (1+0,3) x3 = 1,6

 

По табл.6 [9] определим для k_o=1,6 величины коэффициента k_i в формуле (2-10):

k₁ = 1,3; k₂ = 4,57; k₃ = 7,75

Первые три периода собственных колебаний определятся по формуле (2-10):

T₁ = 6,28x62,24/1,3x450 =0,668 c; T₁ = 6,28x62,24/5,26x450 =0,167 c;

T₁ = 6,28x62,24/8,4x450 =0,103 c;

Коэффициенты динамичности по формулам (2-8) - (2-10): b (T₁) =2,7; b (T₂) = 2,5; b (T₃) =2,2; не изменились по сравнению с ранее полученными.

В соответствии с линейно-спектральной теорией (ЛСТ) приведенное сейсмическое ускорение от ПЗ определится в точке k плотины как:

P^*_ik =k_f k_H k_yа_П^ПЗ=0,5x0,8x0,7x0,3 ,

 =0,065

Коэффициенты h_ikj первых трех собственных форм колебаний при расчете по методу сдвигового клина (МСК) определяются по таблицам 5 и 8 [9] с учетом влияния податливости основания (k_o=1,6).

Табл.5. Коэффициенты h_ikj первых трех собственных форм

колебаний плотины (k_o=1,1)

x/H	ko=1,6
	i=1	i=2	I=3
0,0	1,22	- 0,74	0,74
0,1	1,18	- 0,7	0,64
0,2	1,18	- 0,58	0,37
0,3	1,16	- 0,43	0,05
0,4	1,14	- 0,23	- 0,21
0,5	1,09	-0,05	- 0,29
0,6	0,99	0,04	- 0,21
0,7	0,99	0,23	-0,03
0,8	0,93	0,29	0,14
0,9	0,87	0,30	0,22
1,0	0,70	0,32	0,17

 

 x/H - относительная координата 10 горизонтальных сечений плотины, считая от гребня.

Расчет приведенного сейсмического ускорения P^*_ik от воздействия ПЗ и МВЗ и его распределение по высоте плотины приведены в таблице 6.

Табл. 6. Распределение сейсмического ускорения P^*_ik от ПЗ и МВЗ по высоте плотины.

x/H	η1	η2	η3				βη1	βη2	βη3	Σ (8+9+10)		P
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
0	1,22	-0,74	0,74	1,4884	0,5476	0,5476	4,01868	1,369	1, 20472	6,5924	2,567567	0,215676
0,1	1,18	-0,7	0,64	1,3924	0,49	0,4096	3,75948	1,225	0,90112	5,8856	2,426026	0, 203786
0,2	1,18	-0,58	0,37	1,3924	0,3364	0,1369	3,75948	0,841	0,30118	4,90166	2,213969	0,185973
0,3	1,16	-0,43	0,05	1,3456	0,1849	0,0025	3,63312	0,46225	0,0055	4,10087	2,02506	0,170105
0,4	1,14	-0,23	-0,2	1,2996	0,0529	0,0441	3,50892	0,13225	0,09702	3,73819	1,93344	0,162409
0,5	1,09	-0,05	-0,3	1,1881	0,0025	0,0841	3, 20787	0,00625	0,18502	3,39914	1,843676	0,154869
0,6	1,04	0,15	-0,2	1,0816	0,0225	0,0361	2,92032	0,05625	0,07942	3,05599	1,748139	0,146844
0,7	1	0,23	-0	0,990025	0,0529	0,0009	2,673068	0,13225	0,00198	2,807298	1,675499	0,140742
0,8	0,94	0,29	0,14	0,874225	0,0841	0,0196	2,360408	0,21025	0,04312	2,613778	1,616718	0,135804
0,9	0,88	0,28	0,22	0,765625	0,0784	0,0484	2,067188	0, 196	0,10648	2,369668	1,539372	0,129307
1	0,71	0,225	0,17	0,497025	0,050625	0,0289	1,341968	0,126563	0,06358	1,53211	1,237784	0,103974

 

2.5 Пропуск строительных расходов

Комплекс сооружений для пропуска расходов в строительный период включает в себя строительный туннель и верховую и низовую перемычку. Туннель предназначен для отведения воды в строительный период из верхнего бьефа в нижний и осушения котлована. Отводящий туннель находится на отметке 1130. туннель имеет длину 438 м. площадь сечения туннеля полуциркульная 8,5х8,5 м. Для предотвращения воды к месту строительства плотины устраиваем верховую и низовую перемычку. Они представляют собой насыпи трапециидального сечения. Отметка гребня верховой перемычки 1135,5 а низовой 1136,8.

 

2.6 Водосбросное сооружение

 

2.6.1 Выбор водосброса

Основные типы водосбросов, используемых в гидроузлах с глухими грунтовыми плотинами, имеют определенные области применения (рис1). Эти области показаны в зависимости от мощности сбросного потока:

 

N=0,0098∙Q∙H=0,0098∙6500∙43.7=2783,7 (МВт)

где Q - расчетный расход водосброса, м³/с; H - перепад между уровнем ВБ и отметкой уровня воды в русле в НБ при пропуске расчетного паводка Q.

и относительной ширины речной долины L/H, где L и Н - соответственно длина плотины по гребню и ее высота тогда 297/60=4,95 принимаем береговой открытый водосброс по графику В.М. Семенкову.

Рис 4. Области применения различных водосбросов в гидроузлах с глухими плотинами (по В.М. Семенкову): I - туннельные водосбросы; II - береговые открытые и глубинные водосбросы: III - русловые водосбросные плотины с поверхностным переливом и глубинными отверстиями.

Открытые береговые водосбросы устраивают на гидроузлах с грунтовыми и бетонными глухими плотинами. Располагают их обычно на одном берегу (рис.5). Расположение водосбросов на двух берегах применяют редко: при высоких сбросных расходах и возможности их размещения по топографическим и геологическим условиям и с учетом компоновки гидроузла. Обычно эти береговые водосбросы применяют при расходах 500-12000 м³/с на одно сооружение. Их выполняют в виде открытых водосбросных каналов, быстротоков и разных сочетаний водослива с ними. Водосбросной тракт (быстроток) водосбросов обычно имеет большую длину.

По типу оборудования эти водосбросы подразделяют на регулируемые (с затворами и механизмами для их подъема и опускания) и нерегулируемые (автоматического). Последние не имеют затворов (открытый водослив, сифон) или имеют их, когда подъем затворов происходит по достижению заданного уровня ВБ.

Регулируемые водосбросы с затворами при глухих плотинах обычно на 20% дешевле подобных нерегулируемых водосбросов.

Ось водосбросного тракта чаще всего трассируют по водораздельным участкам склона, по возможности перпендикулярно горизонталям. С особой осторожностью относятся к вариантам трассировки оси водосброса по понижениям эрозионного происхождения (балкам и оврагам), так как это говорит о неблагоприятных геологических и гидрологических условиях. При трассировке оси водосброса перпендикулярно горизонталям объемы земляных работ меньше, чем при трассировке под углом к горизонталям. При трассировке по крутым косогорам ширина транзитной части водосброса должна быть наименьшей. Поэтому быстротоки часто делают сужающимися по течению, что предупреждает также образование катящихся волн.

Открытые береговые водосбросы состоят из трех основных частей: а) подводящего канала; б) водослива фронтального типа, регулирующего сбрасываемый расход; в) водоотводящего тракта.

Рис.5. Схема открытого берегового водосброса: 1 - подводящий канал; 2 - водослив; 3 - отводящий промежуточный канал; 4 - быстроток; 5 - концевая часть; 6 - грунтовая плотина; 7 – русло

Входные части открытых береговых водосбросов

а - сужающаяся с прямолинейным водосливным порогом; б - с циркуль-ным порогом; в - с зигзагообразной тонкой стенкой по гребню циркуль-ного порога практического профиля; г - со струйным течением; д - с искусственной шероховатостью; е - с полигональным (лабиринтным) водосливным порогом; ж, з - план и разрез мексиканского водосброса

Особенностью водослива берегового водосброса является отсутствие ниже его устройств для гашения энергии воды, поступающей в водоотводящий тракт, состоящий из промежуточного канала, сопрягающего сооружения (быстротока) или многоступенчатого перепада и устройства для гашения энергии потока.

Быстроток.

Быстроток представляет собой канал, уклон которого намного превышает критический. Обычно уклон задают в пределах 0,05-0,25, но он может быть больше, например, в скальных грунтах. Ширина быстротока бывает постоянной или переменной уменьшающейся или возрастающей книзу (рис.6).

Рис.6. Быстротоки: а - расширяющийся; б – сужающийся

 

Изменение ширины быстротока вызывается условиями гашения энергии в НБ и возможностью сокращения объема работ. Быстротоки выполняют в виде железобетонного лотка с прямоугольным, трапецеидальным или полигональным сечением Сужающиеся в плане быстротоки (рис.7, а) позволяют уменьшить объем земляных работ по трассе, обеспечить плановое сопряжение развитых входных частей с быстротоками постоянной ширины и создать благоприятный гидравлический режим работы концевой части. Однако на длинных быстротоках возникает необходимость устройства в его конце расширяющегося участка (рис.7, а) с рассеивающим носком-трамплином.

Рис.7. Средства борьбы с волнообразованием на быстротоках: а - сужение в плане быстротока; б, в, г - гасители в конце быстротока, соответственно, типа зигзаг, ребра и решетчатый трамплин; 1 - водовыпуск;.2 - плотина; 3 - водосброс; 4 - ребра нарастающей высоты; 5 - быстроток; 6 - растекатель; 7 - прорезная водобойная стенка

2.7 Гидравлический расчет открытого берегового водосброса-быстротока

Обусловлены наличием в его составе трех основных частей (головной, сбросной и концевой) и заключаются в следующем: определение параметров головного участка (очертания подводящего канала, число и ширина водосливных пролетов, отметка порога), обеспечивающих заданную пропускную способность;

Расчет водослива

Известно Q=6500 м³/с; В=100 м; m=0,48

Определение напора на гребне без учета бокового сжатия:

Задаем ширину отверстий:

Ширина одного бычка:

Количество отверстий:

Число бычков:

n_б=n_отв- 1 =5 - 1 =4 бычка

Уточним окончательную ширину фронта:

Форма бычка: ξ=0,95 (ξ - коэффициент бокового сжатия плотины);

Эффективная ширина фронта водослива с учетом бокового сжатия в первом приближении:

 принимаем 96 м

Уточняем напор на гребне:

Определение скорости воды на подходе:

Расчетный напор на гребне:

 - коэффициент кинетической энергии

Определение удельного расхода

Определим глубину воды в сжатом сечении h_сж

принимаем

Во втором приближении:

В третьем приближении:

Принимаю

Гидравлический расчет быстротока.

Гидравлический расчет быстротока заключается в определении сечения на быстротоке, где скорость в этом сечении будет равна допустимой скорости. Допустимая скорость определяется в зависимости от материала поверхности. Для быстротока с большой пропускной способностью, допустимую скорость принимают в пределах 25. .35 м/с.

В начале быстротока т.е. на месте перелома где I больше I_кр

Известно

 

Q=6500м³/с; B_нач=86 м;

требуется: определить h_кр=

w= h_кр. B=8,65.86=744.3 м³

x=2 h_кр+B=2.8,65.86=103,3 м

=0.014, находим

Определяем h₀ - нормальная глубина на быстротоке

Составляем таблицу для нахождения нормальной глубины, для этого задаемся значениями h. Затем строим график h = f (K), из которого определяем h₀.

hi	B	W=h. B	X=2h+B	R=W/X	C=1/n. R1/6	K=W. C
1	86	86	88	0.97	71.06	6018
2	86	172	90	1.91	79.59	18912
3	86	258	92	2.80	84.40	36609
4	86	344	94	3.65	88.63	58248
5	86	430	96	4.47	91.67	83339
6	86	516	98	5.26	94.2	111480
7	86	602	100	6.02	96.33	142284
8	86	688	102	6.74	98.17	175346
9	86	774	104	7.44	99.8	210696

К_ф=

Строим график для определения нормальной глубины.

Из графика (при К_ф = 178543) h₀ = 8,20 м.

Определим глубину воды в сжатом сечении в конца быстротока с учетом h_кр

принимаем  Р=15-разница между начальной и концевой частью быстротока.

 -

где b ширина в конце быстротока

Во втором приближении:

В третьем приближении:

Принимаю 5,4 h_сж

График для определения гидравлического показателя русла Х.

Х зависит от отношения , где h-заданная глубина канала,b-ширина канала.

Построение кривых свободной поверхности способом Бахметева

Где (i-уклон дна; l-длина заданного участка канала; h₀-глубина равномерного течения при заданном расходе Q (нормальная глубина); -относительные глубины и  в конце и в начале данного участка.

Определим глубину воды в сжатом сечении в конца быстротока с учетом h_кр принимаем  Р=15-разница между начальной и концевой частью быстротока.

 -

где b ширина в конце быстротока

Во втором приближении:

В третьем приближении:

Принимаю 5,4 h_сж

Тогда h_сж=h₂

Таким образом находим требуемые параметры в конце быстротока при известным данным:

 

Q=6500м³/с; B_нач=67 м;

 

Требуется определить:

 

w= h₂. B=5,4.67=361.8 м³

x=2 h₂+B=2.5,4.67=77.8 м

, =0.014

Определяем I_cp в начале и в конце быстротока

В начале

В конце

Далее

По Бахметеве уточняем h₂

 

 от сюда находим

=0,65

Уточняем

Принимаем

Определение дальность отлета струи

Дальность отлета струи L, отброшенной с трамплина, до встречи со свободной поверхностью нижнего бьефа определяется по формуле:

Здесь  - угол наклона струи к горизонту в створе уступа ();

g - ускорение силы тяжести;

 - превышение носка над уровнем нижнего бьефа ( = 24 м);

 - коэффициент скорости находится по формуле

 - превышение носка над уровнем нижнего бьефа ( = 30м);

Т - превышение уровня верхнего бьефа над уровнем воды нижнего бьефа (Т =46 м);

Н - напор на гребне водослива (Н = 11м).

Принимаем высоту носка (трамплина)

Далее определяем толщину струи в створе уступа

Следовательно дальность отлета струи будет равна

Скорость струи на уровне свободной поверхности нижнего бьефа находится без учета изменения ее формы при движении в воздушной среде.

Где ,

Далее определяем угол встречи струи со свободной поверхностью (угол входа):

Струя, войдя под уровень нижнего бьефа, движется по прямой при этом принимается, что ось струи касательная к точке встречи оси струи со свободной поверхность.

Приращение дальности падения струи с учетом движения под уровнем нижнего бьефа по прямой до дна размыва равно

Где hр - глубина в яме размыва.

Яму размыва, образующуюся в месте падения струи, можно определить по эмпирической формуле И.Е. Мирцхулавы

К - коэффициент перехода от средних скоростей к актуальным (К = 1,5-2), W - гидравлическая крупность грунта, определяемая по формуле

м

Где d - расчетный диаметр частиц грунта, отвечающих фракциям, мельче которых в грунте содержится 90% частиц;  - удельные веса материала и воды с учетом

Вывод: меньше  размыва нет

Глава 3. Плотина из укатанного бетона (УБ-2) (вариант Б)

 

3.1 Основные характеристики "укатанный бетон" (УБ)

За последние 20 лет во многих странах мира установилась тенденция широкого строительства плотин из укатанного бетона (roller compacted concrete) или сокращенно УБ (RCC). УБ представляет собой особо жесткую бетонную смесь с пониженным содержанием цемента и повышенным содержанием пуццоланы (золы-уноса), уплотняемую вибрационными катками. Под понятием УБ подразумевается определение его как нового особо жесткого бетона с широкими физико-механическими свойствами, зависящими не только от его состава, но и от технологии его укладки и виброукатки в плотине. В этом отношении УБ приближается к виброукатаному гравелистому грунту, упрочненному цементом. УБ отличается от традиционного бетона главным образом своей консистенцией. Для эффективного уплотнения УБ должен быть достаточно сухим, чтобы выдержать вес виброкатков, и в то же время достаточно влажным, чтобы обеспечить полное распределение цементного раствора в смеси в процессе перемешивания и виброукатки. УБ значительно отличается и по внешнему виду от обычного бетона, скорее напоминая гравийную насыпь, так как присутствие в нем цементного раствора почти незаметно. Для достижения максимального уплотнения требуется намного большее вибрационное усилие, чем для обычного бетона.

 

3.1.1 Физико-механические характеристики укатанного и обычного бетонов

Физико-механические характеристики УБ всех типов зависят от содержания его компонентов, величины которых изменяются в широких пределах, как видно из табл.1.1, полученной по данным смесей УБ в 150 плотинах на 1997 г.

Содержания компонентов смесей УБ в 150 плотинах (1997 г)

Содержание компонентов	УБ-1	УБ-2	УБ-3	УБ-4
Цемент, кг/м3: Среднее Максимальное Минимальное	63 95 0	63 125 0	83 154 46	88 96 42
Пуццоланы, кг/м3: Среднее Максимальное Минимальное	13 90 0	57 130 0	111 225 40	35 78 24
Вода, л/м3: Среднее Максимальное Минимальное	121 168 87	115 145 95	101 136 73	95 110 75
Пуццоланы/вяжущие:	0,17	0,48	0,57	0,28
Водоцементное отношение:	1,59	0,96	0,52	0,77

Анализ физико-механических характеристик УБ выполнен по данным испытаний образцов УБ ряда построенных плотин из УБ, приготовленных из одинаковых компонентов, что исключает влияние различных местных материалов и условий. Это сравнение позволит на стадии проектирования плотин более обоснованно принимать физико-механические характеристики УБ до проведения полевых испытаний УБ.

Время перекрытия швов УБ и их обработка

Тип УБ	Свежий шов	Полухолодный шов	Холодный шов
УБ-1: Пределы перекрытия, град. /час Обработка шва Укладка слоя цементного раствора	<100 град. /час Очистка пылесосом Нет	100-250 град. /час Очистка пылесосом Около напорной грани	>250 град. /час Промывка водой По всей поверхности
УБ-2: Пределы перекрытия, град. /час Обработка шва Укладка слоя цементного раствора	<200 град. /час Очистка пылесосом Нет	200-500 град. /час Промывка водой Около напорной грани	>500 град. /час Срезка всей поверхности По всей поверхности
УБ-3: Пределы перекрытия, град. /час Обработка шва Укладка слоя цементного раствора	<300 град. /час Очистка пылесосом Нет	300-800 град. /час Промывка водой Нет	>800 град. /час Срезка всей поверхности По всей поверхности
УБ-4: Пределы перекрытия, град. /час Обработка шва Укладка слоя цементного раствора	Не иcпользуют Нет Нет	Не иcпользуют Нет Нет	Швы обрабатывают как холодные Срезка всей поверхности По всей поверхности

На основе анализа натурных данных поведения швов УБ в Бюллетене N 125 (2003) Международной комиссии по большим плотинам даны пределы времени перекрытия швов (град. С/час) и рекомендации по их обработке, включая укладку подстилающего слоя цементного раствора (табл.1.2).

 

3.1.2 Основные факторы, влияющие на прочность на сдвиг в швах УБ

Влияние возраста УБ на сцепление и трение в швах

На рис.1.1 показано влияние возраста УБ (в сутках) на сцепление С (МПа) и угол внутреннего трения φ в швах УБ при низком и высоком расходе вяжущих (УБ-1 и 2), среднем содержании пуццоланов в вяжущих 25% и времени перекрытия швов от 80 до 500 град. /час (без применения замедлителей схватывания). Влияние времени перекрытия швов на их сцепление и трение

На рис.1.2 показано влияние времени перекрытия швов УБ на сцепление и трение в них при низком и высоком расходе вяжущих (УБ-1 и 2,3), среднем содержании пуццоланов в вяжущих, равном 25%, и без применения замедлителей схватывания, увеличивающих время перекрытия швов.

C (МПа) j (град)

Рис.1.1 Зависимость сцепления С и трения j в швах УБ от времени Т (дни) при высоком и низком расходе вяжущих (Ц + З): 1 - зависимость j при высоком (Ц + З); 2 - то же при низком (Ц + З); 3 - зависимость С при высоком (Ц + З); 4 - то же при низком (Ц + З)

 

C (МПа) j (град)

Рис.1.2 Влияние времени перекрытия швов УБ (град. С/час) на сцепление С, МПа (сплошные линии) и угол внутреннего трения, j град. (пунктир) в швах при низком и высоком расходе вяжущих

Анализ обширных опытных данных и зависимостей рис.1.2 позволил сделать следующие важные выводы:

1. Угол внутреннего трения в шве УБ практически не зависит от расхода вяжущих, в том числе пуццоланов, времени перекрытия швов и возраста УБ, а зависит в основном от типа заполнителя (прочности частиц породы и их формы).

2. Сцепление в шве УБ практически прямо пропорционально расходу вяжущих при данном типе заполнителей.

3. Сцепление в шве УБ возрастает во времени подобно росту прочности самого УБ на сжатие.

4. Сцепление и в меньшей степени трение в шве начинают снижаться с началом гидратации вяжущих (без замедлителей схватывания) на поверхности шва и спустя 80 град. /час (или 4 часа при температуре УБ 20^о) сцепление в шве при высоком и низком расходе вяжущих снизится примерно вдвое, если этот шов не будет перекрыт свежим слоем УБ.