CC BY
35
ГИДРАВЛИКА. ГЕОТЕХНИКА. ГИДРОТЕХНИЧЕСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО
УДК 627:624.01 DOI: 10.22227/1997-0935.2020.7.1018-1029
Строительство, конструкции и инновации плотин из малоцементного бетона
Н.А. Анискин, А.М. Шайтанов
Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
(НИУМГСУ); г. Москва, Россия
АННОТАЦИЯ
Введение. Одним из наиболее часто применяемых типов водоподпорных сооружений в современном гидротехническом строительстве являются плотины из малоцементного бетона. Число сооружений подобного типа возрастает с каждым годом вследствие простоты конструкции, высокой скорости строительства и экономической эффективности. Однако при возведении и эксплуатации подобных сооружений может возникнуть ряд проблем. В частности, проблемой может стать пониженная прочность и водопроницаемость межслойных швов. Температурные воздействия строительного и эксплуатационного периодов могут вызвать дополнительные деформации сооружения, изменения его напряженно-деформированного состояния, раскрытие существующих трещин и возникновение новых. Изучение опыта проектирования, строительства и эксплуатации плотин из малоцементного бетона позволит создать основу для дальнейшего совершенствования подобных конструкций, развития методов по устранению их недостатков. Также это даст возможность расширить наши представления о работе конструкции в различных условиях, в том числе климатических.
Материалы и методы. Собраны и проанализированы данные мониторинга существующих плотин из малоцементного бетона, научные статьи, технические отчеты и материалы конференций, в том числе Международной комиссии су сч по большим плотинам (ICOLD).
Результаты. Выполнен сравнительный анализ конструкций уже построенных плотин и перспективных решений. Показана необходимость комплексного подхода к решению проблем с температурным трещинообразованием филь-'¡й ® трацией через тело плотины.
О з Выводы. Результаты работы могут быть использованы в качестве основы для дальнейших детальных исследова-
Е ¡п ний. Сравнительный анализ традиционных и инновационных противофильтрационных элементов позволит более
2 . эффективно выбирать решение по защите напорной грани сооружения. Для решения вопроса температурного тре-
щинообразования возможно развитие прогнозных методик и на их основе выработка рекомендаций по снижению
¡¡2 Ф негативного воздействия температуры на работу сооружения. ^ £
О — КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: малоцементный бетон, плотина, температурное трещинообразование, противофильтраци-
^ > онный элемент, геокомпозит, фильтрация, расчетная методика
о о
N N
Ф <и
>
к
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Анискин Н.А., Шайтанов А.М. Строительство, конструкции и инновации плотин из мало-
Low-cement concrete dams: construction, structures and innovations
С tj цементного бетона // Вестник МГСУ. 2020. Т. 15. Вып. 7. С. 1018-1029. DOI: 10.22227/1997-0935.2020.7.1018-1029
О <u —■
о
о У
СО <f
z J -
от у Nikolai A. Aniskin, Alexey M. Shaytanov
^ "S Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU); Moscow, Russian ■i Я Federation
□l u _
^ с ю °
g я ABSTRACT
о E
Introduction. Low-cement concrete dams are water-retaining structures frequently used in modern hydraulic engineering. § ° The number of facilities of this type goes up every year due to their simple design, speedy construction and high economic
efficiency. However, a number of problems may arise in the construction and operation of such facilities. In particular, re-УЭ с duced strength and water permeability of interlayer joints may constitute a problem. Temperature effects arising in the course
41 ^ of construction and operation may cause additional deformation of their structure, changes in their stress-strain state, open-
^ • ing of existing cracks and further cracking. The study of the design experience, building and operation of dams made of low-
O jjj cement concrete will lay the groundwork for the development of similar structures and defect elimination methods. It will also
^ (5 provide an opportunity to learn more about thebehaviour of structures exposed to various conditions, including climatic ones.
Materials and methods. Data on existing dams made of low-cement concrete, research articles, technical reports and S conference proceedings, including those issued by the International Commission on Large Dams (ICOLD), have been col-
¡E £ lected and analyzed.
jjj jg Results. The comparative analysis of designs of dams in operation and future-oriented solutions is performed. The co-
10 > authors have demonstrated the need for an integrated approach to solving temperature cracking problems by using filtration
through the dam body.
1018 © Н.А. Анискин, А.М. Шайтанов, 2020
Распространяется на основании Creative Commons Attribution Non-Commercial (CC BY-NC)
Conclusions. The results can be used as the basis for further detailed studies. The comparative analysis of traditional and innovative waterproofing liners will help to effectively choose the protection solution for an upstream face of a facility. New forecasting methods and recommendations aimed at the reduction of negative temperature effects on the operation of facilities can solve the temperature cracking problem.
KEYWORDS: low cement concrete, dam, temperature cracking, waterproofing liner, geocomposite, filtration, method of analysis
FOR CITATION: Aniskin N.A., Shaytanov A.M. Low-cement concrete dams: construction, structures and innovations. Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture]. 2020; 15(7):1018-1029. DOI: 10.22227/19970935.2020.7.1018-1029 (rus.).
ВВЕДЕНИЕ
Малоцементные бетоны стали применяться в плотиностроении с 70-х годов ХХ в. В настоящее время плотины из малоцементного бетона получили широкое распространение при реализации проектов по всему миру из-за высокой интенсивности бетонных работ благодаря существенному сокращению сроков строительства и снижению его стоимости1 [1, 2]. Плотины могут достигать величин в интервале 20-50 % в зависимости от условий района строительства2 [3, 4]. Так, например, при строительстве плотины Оливенхайн в США (высота 97 м, объем бетона тела плотины — 1140 тыс. м3) максимальная интенсивность бетонных работ составила 12 250 м3/сут, а срок возведения — 12 мес. (рис. 1).
Такие показатели достигаются за счет послойной и непрерывной укладки бетонной смеси с последующим ее уплотнением виброкатками или самосвалами. Благодаря высокой эффективности указанной технологии по состоянию на 2019 г.
1 ICOLD 80th Annual Meeting in Kyoto // Hydropower & Dams. 2012. Vol. 19. Issue 4. Pp. 24-26.
2 Hokkaido Prefecture. Toubetsu dam: an example of the innovative CSG technology // Hydropower & Dams. 2012. Vol. 19. Issue 3. Pp. 64-67.
в мире построено 828 плотин данного типа высотой 15 м и более. Из малоцементного бетона возводятся плотины любой конструкции: гравитационные, контрфорсные, арочные. Перспективным направлением является строительство полупроницаемых плотин из особо тощего малоцементного бетона трапецеидального профиля [2, 5, 6].
Однако сооружения такого типа испытывают целый ряд проблем, связанных с фильтрацией3 [7, 8]. Из-за того, что толщина слоев при укладке составляет от 0,3 до 1,0 м, образуется большое количество горизонтальных межслойных швов, которые являются потенциальными путями фильтрации [9]. Несмотря на низкое содержание цемента (его расход варьируется от 60 до 150 кг/м3), проблема температурного трещинообразования также актуальна [10, 11]. В связи с этим требуется устройство дополнительного противофильтрационного элемента на напорной грани и мероприятия по снижению возможного температурного трещинообразования [12-15].
Цель исследования — обзор и анализ мирового опыта строительства плотин из малоцементного бетона, различных типов их конструкций и мер
3 ICOLD Bulletin 135 «Geomembrane sealing systems for dams». 2010.
< П
iH * k
G Г
0 (Л § (Л
1 О y 1
J CD
u-
^ I
n °
О 3 o
zs (
О i о §
Рис. 1. Плотина из укатанного бетона Оливенхайн, США, 2004 Fig. 1. Roller-compacted concrete dam, Olivenhain, USA, 2004
E M § 2
n 0
О £
r 6 t ( an
0 )
ii
® 0
01 В
■ T
s У с о i к
2 2 О О 2 2 О О
о о
сч N
о о
N N
¡г ш
U 3 > (Л С И
U in j
<D (D
по борьбе с фильтрацией и температурным трещи-нообразованием [16-18].
МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ
Для решения поставленной задачи было изучено большое количество различных материалов, а именно: актуальные статьи, опубликованные в журналах Scopus/Web of Science [4-6, 7-11, 13-18], данные мониторинга уже построенных плотин и технические отчеты по ним1 [2, 3, 12]. Также использовались материалы рабочей группы по разработке Бюллетеня ICOLD, посвященного плотинам из малоцементного бетона, и Бюллетеня ICOLD 135 (Геомембранные противофильтрационные системы для плотин)1 [26]. На основании полученной информации выполнен обзор мирового опыта по строительству и эксплуатации таких сооружений и произведен сравнительный анализ применяемых решений.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Идея применения малоцементного бетона при строительстве гравитационных плотин предложена в 1960 г. в рамках дискуссии Международной комиссии по большим плотинам. В 1961 г. состоялось первое применение технологии на перемычке плотины Шихмен на о. Тайвань, где из малоцементного бетона было выполнено центральное ядро. В 1970 г. в США на плотине Тимс Форд возведена полноразмерная опытная секция, а уже в 1983 г. за 5,5 месяцев построена плотина Уиллоу Крик (высота — 52 м, объем бетона тела плотины — 333 тыс. м3).
Самая крупная и самая высокая в мире плотина из малоцементного бетона находится в Японии. Это — плотина Тамагава (1987 г.) высотой 100 м. Объем уложенного укатанного бетона — 1 млн 150 тыс. м3.
В СССР исследования малоцементных бетонов и технологии их послойной укладки осуществлялись с начала 1970-х гг. В результате были возведены плотины Таш-Кумырской ГЭС (рис. 2) на р. На-рын в Киргизии высотой 75 м и длиной по гребню 320 м (объем уложенного малоцементного бетона — 100 тыс. м3), Бухтарминской ГЭС на р. Иртыш в Казахстане высотой 90 м, длиной по гребню 450 м (объем уложенного малоцементного бетона — 587 тыс. м3), Бурейской ГЭС на р. Бурея высотой 139 м и длиной по гребню 810 м (объем уложенного малоцементного бетона — 587 тыс. м3), а также отдельные сооружения или опытные участки на Курп-сайском, Курейском, Саяно-Шушенском гидроузлах.
По проектам, разработанным АО «Институт Гидропроект» (г. Москва), построены плотины ГЭС Капанда в Анголе и Шонла во Вьетнаме.
В Китае активное развитие технологии началось с 1986 г. По состоянию на 2019 г. завершено возведение 45 плотин, еще 17 находятся в стадии строительства, включая 5 плотин высотой более 100 м. Первый гидроузел — Кенжу (1986, объем уложенного малоцементного бетона — 43 тыс. м3). В Китае находится самая высокая плотина из малоцементного бетона в мире — Лунтань высотой 217 м (объем уложенного малоцементного бетона — 4,95 млн м3), а также перемычка высотой 121 м (объем уложенного малоцементного бетона — 1,1 млн м3).
Основным преимуществом плотин подобного типа является то, что они сочетают в себе высокие
о ё
---' "t^
о
о У
8 « Z ■ i от I от Е
Е о
^ с ю °
S 1
о Е
СП ^ т- ^
от от
■S £
Е!
О И
Рис. 2. Укладка малоцементного бетона в тело плотины Таш-Кумырской ГЭС, Киргизия, 1985 Fig. 2. Low-cement concreting of the dam body, Tash-Kumyr hydraulic power plant, Kyrgyzstan, 1985
темпы строительства и экономичность грунтовых плотин, а также эксплуатационную надежность бетонных плотин. Малоцементная смесь укладывается длинными и непрерывными слоями, после чего уплотняется самосвалами, тракторами или виброкатками. Как известно, вибрированный бетон заливается изолированными блоками ограниченных размеров и уплотняется глубинными вибраторами. Применение укатанного бетона позволяет обеспечить непрерывность производства работ, сократить сроки возведения сооружения и сэкономить существенное количество цемента. Кроме того, при устройстве блоков бетонирования из вибрирован-ного бетона часто для предотвращения чрезмерного экзотермического разогрева необходимо предусматривать трубчатую систему охлаждения. Это — достаточно сложно и дорого. Также при возведении плотин из вибрированного бетона необходимо устраивать температурно-осадочные швы между блоками, которые затем следует зацементировать.
Все вышеперечисленные факторы и определяют стабильный рост числа плотин из малоцементного бетона по всему миру в настоящее время.
Как известно, малоцементный бетон представляет собой особо жесткую бетонную смесь с нулевой осадкой конуса, которая не подвержена значительным усадкам под весом виброкатка, самосвала или прочей техники, используемой для ее уплотнения. Свойства смеси дают возможность доставлять ее на площадку строительства любым видом транспорта (в основном самосвалами), который может двигаться непосредственно по поверхности блока бетонирования и заезжать с помощью пандусов на более высокие уровни, предварительно нарезанные в уже уложенных слоях.
В зависимости от количества содержащегося цемента малоцементные бетоны могут быть разделены на четыре основных типа:
• особо тощие (содержание цемента 60-100 кг/м3);
• японского типа (Roller-compacted concrete dam — RCD при содержании цемента 120-130 кг/м3);
• умеренно-пластинчатые (100-150 кг/м3);
• пластинчатые (150 кг/м3 и выше).
В Японии был разработан свой тип укатанного бетона (RCD). В табл. 1 представлено сравнение состава RCD плотины Тамагава, Япония (расход цемента — 91 кг/м3, золы уноса — 39 кг/м3) с традиционным вибрированным бетоном.
Строительство гравитационных плотин из малоцементного бетона допустимо при наличии скального основания, подходящего также для аналогичных по конструкции плотин из вибрированного бетона. Плотины такого типа экономически целесообразно возводить в широких створах, особенно по сравнению с грунтовыми плотинами, которым необходим отдельный водосброс. Экономическая эффективность возрастает с увеличением масштаба сооружения.
Использование самосвалов, тракторов или виброкатков для уплотнения уложенного бетона вместо глубинных вибраторов не влияет на базовые принципы проектирования плотин, шлюзов и прочих массивных сооружений. Однако в процессе разработки проекта производства работ необходимо учитывать возможную высокую интенсивность бетонных работ.
Как известно, гравитационные плотины проектируются, основываясь на двух основополагающих факторах: отсутствие растягивающих напряжений на напорной грани в контакте с основанием и устойчивость против сдвига по основанию.
Табл. 1. Сравнение состава RCD плотины Тамагава с вибрированным бетоном Тable 1. Comparison of Tamagawa Dam RCD Composition with Vibrated Concrete
Параметр сравнения / Comparison parameter Вибрированный бетон / Vibrated Concrete RCD плотины Тамагава / RCD of Tamagawa Dam
Максимальная фракция крупного заполнителя, мм / Maximum coarse aggregate fraction, mm 150 150
Осадка конуса, см / Cone slump, cm 4 ± 1 0
Водоцементное соотношение (включая минеральные добавки), % / Water-cement ratio (including mineral additives), % 68 73
Отношение объемов мелкого (песка) и крупного заполнителя, % / Volume ratio of fine (sand) and coarse aggregates, % 25 30
Состав единицы объема / Composition of volume unit
Вода, кг/м3 / Water, kg/m3 115 95
Цемент + добавки, кг/м3 / Cement + additives, kg/m3 170 130
Мелкий заполнитель, кг/м3 / Fine aggregate, kg/m3 520 657
Крупный заполнитель, кг/м3 / Coarse aggregate, kg/m3 1570 1544
< П
iH *к
G Г
S 2
0 СО n СО
1 О y 1
J CD
u-
^ I
n °
О 3 o
=s (
О i о n
СО
со
0)
M со о
о 66
r §6 c я
h о
c n
0 )
iï
® 0
01 В ■ £
s У с о i к
M M
о о 10 10 о о
о о
сч N
о о
N N
¡г ш
U 3 > (Л С И
U in
Ц
<D (D
О ё —■
о
о У
™ . ° ОТ «
от IE
Е о
^ с ю °
S ц
о Е
СП ^ т- ^
от от
£ ^ Е!
О И
a b
Рис. 3. Конструкции плотин из малоцементного бетона: а — глухая секция плотины Тамагава 1-го типа, Япония; b — водосливная секция плотины Аппер Стилуотер 2-го типа, США; 1 — вибрированный бетон (зона у гребня); 2 — малоцементный бетон внутренней зоны; 3 — вибрированный бетон (низовая грань); 4 — вибрированный бетон (напорная грань); 5 — конструкция облицовки низовой грани; 6 — конструкция облицовки напорной грани Fig. 3. Designs of low-cement concrete dams: a — nonoverflow section of Tamagawa dam of the 1st type, Japan; b — railway of the Upper Stillwater dam of the 2nd type, USA; 1 — vibrated concrete (the area close to the crest); 2 — low-cement concrete of the inner zone; 3 — vibrated concrete (downstream face); 4 — vibrated concrete (upstream face); 5 — design of the facing of the downstream face; 6 — design of the facing of the upstream face
Помимо указанных выше условий, при проектировании сооружений из малоцементного бетона требуется также учитывать прочность на сдвиг между слоями (толщина слоев может варьироваться в пределах от 0,3 до 1,0 м).
Прочность на сдвиг на контакте слоев ниже, чем в массиве малоцементного бетона. Чтобы снизить этот отрицательный эффект, следует сокращать время между укладкой последующего слоя и применять цементный раствор для улучшения меж-слойной адгезии. Возможно увеличение содержания вяжущего в смеси, что снижает экономический эффект таких плотин. При проектировании плотин из особо тощего бетона сцепление между слоями принимают равным 0. В данном случае слои удерживаются только за счет силы трения.
Устойчивость на опрокидывание для плотин из малоцементного бетона рассчитывается так же, как и для плотин из традиционного вибрированного бетона.
Заложение низового откоса плотин из малоцементного бетона может изменяться в пределах от 0,6 до 0,8. В зависимости от конструкции гравитационные плотины из малоцементного бетона можно подразделить на следующие 4 типа:
• плотины с центральной частью из малоцементного бетона с оболочкой из вибрированного бетона (рис. 3, а);
• плотины, полностью возведенные из малоцементного бетона (обязательно зонирование и правильный подбор марок и классов бетона—возможно
использование бетона с повышенным содержанием цемента во внешних зонах) (рис. 3, Ь);
• плотины из малоцементного бетона с проти-вофильтрационным экраном на напорной грани;
• плотины трапецеидального сечения из особо тощего малоцементного бетона, частично проницаемые, с противофильтрационным экраном на напорной грани.
В качестве примера первого варианта на рис. 3, а представлено поперечное сечение японской плотины Тамагава. При такой конструкции внешняя оболочка может возводиться в виде опережающей стенки со стороны верхнего бьефа.
Преимуществом конструкции подобного типа является возможность производства работ и летом, и зимой. Недостаток — необходимость устройства шва между опережающей стенкой и низовой гранью.
Плотины, полностью возведенные из малоцементного бетона, приведены на рис. 3. На рис. 3, Ъ представлено поперечное сечение водосливной секции плотины Аппер Стилуотер (США). Такие плотины являются наиболее простым типом подобной конструкции, однако для данного типа часто характерна серьезная фильтрация через швы между уложенными слоями малоцементного бетона. При строительстве плотин этого типа необходимо принимать дополнительные меры по обеспечению их водонепроницаемости, например, повысить содержание вяжущего в слоях со стороны напорной грани. Эффективность подобного решения подтверждена опытом его применения на плотинах в США.
Практика современного плотиностроения показывает, что варианты 3 и 4, когда предусматривается устройство противофильтрационных экранов на напорной грани плотины, — особенно надежные и технологичные, а также экономически оправданные.
Как было указано выше, малоцементный бетон — не однородный материал. Вследствие технологии укладки бетона в тело плотины возникает неравномерность его свойств, что стоит учитывать в процессе эксплуатации. Межслойные швы без дополнительных добавок цементного вяжущего служат зонами пониженной плотности и повышенной водопроницаемости. Межслойные швы в плотинах из укатанного бетона с высоким содержанием цемента обладают меньшей водопроницаемостью. В этом случае повышается риск неконтролируемой фильтрации по температурным трещинам, возникшим вследствие увеличившейся экзотермии цемента. Кроме того, при строительстве таких плотин необходим строгий контроль за температурой малоцементной смеси при изготовлении и укладке (в некоторых случаях смеси может потребоваться охлаждение), а также обеспечение гидроизоляции горизонтальных швов.
Все эти мероприятия требуются для того, чтобы исключить возможное выщелачивание цемента и последующее разрушение бетона. Авария, произошедшая в 2004 г. на плотине Камара в Бразилии спустя 2 года после окончания строительства, подтверждает опасность фильтрации, которая может повлечь за собой потерю устойчивости сооружения.
Таким образом, очевидна необходимость устройства независимого противофильтрационного элемента на напорной грани.
В зависимости от типа, противофильтрацион-ные облицовки напорной грани можно разделить на две следующие группы:
• бетонные — из армированного или неарми-рованного вибрированного бетона, укатанного бетона с повышенным содержанием цемента, сборного железобетона и др.;
• синтетические (открытого или закрытого типа).
Чтобы эффективно противостоять фильтрации, бетонные и железобетонные экраны должны быть достаточно толстыми, а все швы загерметизированы. Облицовки такого типа подвержены температурному трещинообразованию, обладают низкой сейсмостойкостью и не создают однородного защитного покрытия напорной грани. Также периодически они требуют ремонта.
Кроме того, устройство бетонных противо-фильтрационных экранов увеличивает сроки и стоимость строительства сооружения и его дальнейшей эксплуатации, что противоречит основной идее строительства плотин из малоцементного бетона.
На рис. 4 показаны низовые грани плотин с бетонными противофильтрационными элементами различных типов. На рис. 4, а продемонстрирована низовая грань плотины Аппер Стилуотер, США. Конструкция облицовки по напорной грани плотины выполнена из ступенчатых блоков. На рис. 4, b приведена низовая грань плотины Ми-эль I, Колумбия. В этом случае по напорной грани выполнена опережающая стенка из укатанного бетона с повышенным содержанием цемента. В обоих случаях наблюдается высачивание фильтрующей воды на низовую грань плотины, что говорит о недостаточно хорошей гидроизоляции.
Современной альтернативой бетонных и железобетонных экранов напорной грани плотины являются синтетические покрытия. Синтетические геокомпозитные системы (например, SIBELON®, производитель — компания Carpi Tech SA, Швейцария) могут устанавливаться как после завершения
< п
i Н * к
G Г
0 СГУ § (Л
1 О
У 1
J со
u-
^ I
n °
О 3 o
zs (
О i о §
a b
Рис. 4. Низовые грани плотин: а — Аппер Стилуотер, США, 1987; b — Миэль I, Колумбия, 2002 Fig. 4. Downstream faces of dams: а — Upper Stillwater dam, USA, 1987; b — Miel I, Columbia, 2002
E M § 2
n 0
О £
r 6 t ( an
0 )
ii
® 0
01 В
■ T
s У с о i к
2 2 О О 2 2 О О
о о
сч N
о о
N N
¡г ш
U 3 > (Л С И
U in
Ц
<и <и
О ё —■
о
о У
8 « "о ОТ «
от IE
Е о
^ с
ю °
о Е
с5 °
СП ^
т- ^
от от
■S
Г Е!
О (Я
строительства плотины, так и во время ее возведения для обеспечения гидроизоляции уже готовых секций плотины.
Основное преимущество таких систем — в том, что они позволяют решить проблему гидроизоляции межслойных швов и напорной грани в целом, что приводит к снижению требований к бетонной смеси и экономии цемента. Монтаж производится в короткие сроки отдельными бригадами без пересечений с процессом укладки слоев малоцементного бетона.
Геокомпозит состоит из геомембраны толщиной от 1,5 до 5 мм, термосваренной в процессе производства с геотекстилем поверхностной плотностью от 200 до 800 г/м2. Материал практически водонепроницаем (к. < 6,25^10г12 м/с), не имеет швов и обладает высокой способностью к растяжению. Максимальное удлинение при разрыве геомембраны > 250 % без потери свойств, позволяющее перекрывать образующиеся трещины.
Геокомпозит стоек к химическим, биологическим и атмосферным воздействиям, не теряет своих свойств под влиянием ультрафиолета. Сварка листов возможна в диапазоне температур от -30 до 60 °С.
На рис. 5 представлены схемы открытой (рис. 5, а) и закрытой (рис. 5, Ь) геокомпозитных систем для устройства водонепроницаемого экрана напорной грани.
Срок службы открытой системы составляет более 50 лет, закрытой — не ограничен (по данным производителя).
Закрытые системы обеспечивают постоянную защиту геокомпозита от возможных повреждений в процессе эксплуатации. Однако такие системы требуют очень строгого контроля качества производства работ. После того как система смонтирована, ее мониторинг и ремонт практически невозможны.
В то же время открытая система позволяет производить мониторинг в любое время, включая подводные обследования. Риск повредить экран при установке минимален. Существует возможность осуществлять ремонтные работы под водой без понижения уровня воды в водохранилище. Для открытых систем необходимо устройство дренажного слоя, состоящего из геосетки с высокой пропускной способностью для сбора и отвода фильтрационной воды, которая может появляться вследствие каких-либо непредвиденных повреждений экрана. Дренажный слой также защищает облицовку от негативного воздействия противодавления, возникающего за ней в случае быстрой сработки водохранилища. Эффективность данной технологии подтверждается ростом количества плотин из малоцементного бетона с геокомпозитным противофильтрационным элементом на напорной грани. По состоянию на 2019 г. на 16 больших плотинах установлена открытая система, на 9 — закрытая. На рис. 6 представлены
a b
Рис. 5. Геокомпозитные системы, разработанные компанией Carpi Tech SA для плотин из малоцементного бетона: а — открытая система; b — закрытая система; 1 — крепление по периметру; 2 — вентиляционная труба; 3 — геокомпозитный экран; 4 — слои малоцементного бетона; 5 — дренажный слой; 6 — коллекторы для сбора дренажной воды; 7 — бетонная плита; 8 — цементация контакта плиты с основанием; 9 — цементационная завеса; 10 — дренаж основания; 11 — исходная панель; 12 — сборные бетонные панели; 13 — полоса из геомембраны; 14 — анкеры Fig. 5. Geocomposite systems developed by Carpi Tech SA for low-cement content concrete dams: а — exposed system; b — covered system; 1 — fastening around the perimeter; 2 — ventilation pipe; 3 — geocomposite screen; 4 — layers of low-cement concrete; 5 — drainage layer; 6 — drainage water collectors; 7 — concrete slab; 8 — cementation of the slab contact with the foundation; 9 — cement-grout curtain; 10 — bed drainage; 11 — initial panel; 12 — precast concrete panels; 13 — geomembrane strip; 14 — anchors
Рис. 6. Геокомпозитные системы, установленные на напорных гранях плотин: а — плотина Миэль I, Колумбия, 2002, открытая геокомпозитная система; b — плотина Пенн Форест, США, 1998, закрытая геокомпозитная система Fig. 6. Geocomposite systems installed on upstream faces of dams: a — Miel I, Columbia, 2002, an open geocomposite system; b — Penn Forest, USA, 1998, a closed geocomposite system
плотины из малоцементного бетона с облицовками напорных граней с помощью открытой (рис. 6, а) и закрытой (рис. 6, Ь) геокомпозитных систем.
Четвертый тип плотин — это сооружения симметричного профиля с очень низкими требованиями к заполнителям и содержанием цемента от 50 до 80 кг/м3 (особо тощий малоцементный бетон), что достаточно для обеспечения устойчивости сооружения. Малоцементная смесь укладывается более толстыми слоями без устройства поперечных швов.
Впервые концепция строительства плотин из особо тощего малоцементного бетона симметричного профиля появилась в 1970 г. Идея заключалась в строительстве сооружения, представляющего по своим характеристикам нечто среднее между бетонной гравитационной и грунтовой плотинами.
Увеличение объема особо тощего бетона тела плотины не приводит к ее существенному удорожанию благодаря пониженным требованиям к заполнителям смеси и меньшему количеству цемента
по сравнению с сооружениями типов 1 и 2. В отличие от грунтовых плотин, в плотинах из особо тощего малоцементного бетона исключен риск вымывания материала внутренних зон (внутренняя эрозия) из-за фильтрации. Также преимуществами являются: снижение требований к межслойным швам, проницаемость которых не представляет угрозы общей устойчивости сооружения ввиду установки противофильтрационного экрана на напорной грани; допустимость расслоения малоцементной смеси, что также не оказывает влияние на требуемые прочностные характеристики; отсутствие необходимости в использовании опалубки при заложении откосов от m = 0,75 и выше. Как было указано выше, плотины такого типа являются полупроницаемыми, и необходимо предусмотреть противофильтрацион-ный элемент на напорной грани. На рис. 7 представлен поперечный разрез плотины из особо тощего малоцементного бетона симметричного профиля Филиатринос в Греции.
< п
iH *к
G Г
0 СО n СО
1 О
У 1
J со
u-
^ I
n °
О 3 О
zs (
О i о n
CO CO
0)
a b
Рис. 7. Плотина из особо тощего малоцементного бетона симметричного профиля Филиатринос, Греция, 2015: а — поперечное сечение; b — установленный противофильтрационный экран: 1 — слои малоцементного бетона; 2 — дренажные скважины; 3 — дренажная галерея
Fig. 7. Symmetrical profile dam made of lean low-cement concrete, Filiatrinos, Greece, 2015: a — cross section; b — waterproofing screen; 1 — layers of low-cement concrete; 2 — drainage wells; 3 — drainage gallery
i\j со о о 66
r §6 c я
h о
С n
0 )
ii
® 0
01 В
■ T
s □
s У с о
1 к
2 2 О О 2 2 О О
Рис. 8. Воздействие температуры на гравитационные плотины: а — картина деформации от температурного воздействия эксплуатационного периода; b — раскрытие контактного и строительных швов; 1 — деформации зимнего периода; 2 — деформации летнего периода; 3 — раскрытие контактного шва; 4 — строительные швы; 5 — Нулевая изотерма Fig. 8. Temperature effect on gravity dams: a — temperature-induced deformation within the term of operation; b — opening of contact and construction joints; 1 — winter period deformations; 2 — summer period deformations; 3 — opening of the contact joint; 4 — construction joints; 5 — Zero isothermal line
Расход цемента для этой плотины составил 58 кг/м3 (51 кг/м3 цемента и 7 кг/м3 золы уноса). В качестве противофильтрационного элемента был использован геокомпозитный экран на напорной грани.
° ° Одним из существенных воздействий на пло-
° ° тины из малоцементного бетона служит температу-
|чТ |чТ ра (рис. 8).
® Проблемы температурного влияния строи-
$ тельного периода связаны в основном с экзотер-
2 Т мическим разогревом конструкции в результате
. гидратации цемента и возможным по этой причине
^ трещинообразованием. Несмотря на низкий расход
Л з цемента при возведении таких конструкций, про-
;§ блема экзотермического разогрева и температур-
ф ного трещинообразования является достаточно для
= .3 них актуальной.
О ^ Воздействие температурных факторов на бе-§ о тонную плотину продолжается и в эксплуатационно ^ ный период. Основные действующие на конструк-о § цию температурные воздействия — это температура ™ § воздуха; температура воды водохранилища и ниж-
от него бьефа; тепловое воздействие со стороны осно-
ю Е
— -{д вания плотины и солнечная радиация.
.Е о Эти температурные факторы вызывают до-
6Ь с полнительные деформации и температурные на-
со пряжения (рис. 8, а), что может ухудшать состоя-
9 [= ние плотины от основных действующих нагрузок.
§ ° Возможное раскрытие строительных межслойных
швов и контактного шва в зимний период (рис. 8, Ь)
§ ухудшает напряженно-деформированное состояние
Т ^ (НДС) и устойчивость сооружения.
?5 Э В качестве примера негативного воздействия 11 «О
¡| ц температуры на плотины из малоцементного бе-х 5 тона рассмотрим более подробно плотины Аппер | Стилуотер (США) и Волвенданс (ЮАР). На первой ¡3 из плотин температурные трещины возникли в перо риод строительства, на второй — в период эксплуатации.
При строительстве плотины Аппер Стилуотер большая часть бетона была уложена за 10 месяцев с мая 1986 г. по сентябрь 1987 г. Толщина слоев укладываемого бетона составляла 0,3 м. Для достижения необходимой для укладки малоцементного бетона температуры 10 °С работы производились в ночное время, а для охлаждения бетонной смеси использовался лед. Тем не менее максимальная температура в бетонном массиве составила 36 °С в области у гребня плотины, превысив тем самым ожидаемую максимальную температуру на 8 °С.
Через пять месяцев, по прошествии холодной зимы, температура опустилась до 5 °С или на 31 °С по сравнению с максимальным нагревом. В результате столь быстрого охлаждения образовались трещины в районе гребня плотины, которые далее развились как на низовой, так и на напорной гранях. Во время первого наполнения водохранилища фильтрационный расход через самую крупную трещину достигал 50 л/с. Решение проблемы осуществлялось в два этапа на протяжении 5 лет путем инъектирования различными составами. В результате удалось существенно снизить фильтрацию через наиболее крупную трещину с 50 до 2 л/с.
Арочно-гравитационная плотина из малоцементного бетона Волвенданс расположена на р. Грейт-Брак в ЮАР. Назначение — водоснабжение. Высота плотины — 135 м, длина по гребню — 268 м. Радиус кривизны составляет 135 м. Строительство велось в 1988-1989 гг. Расход цемента — 58 кг/м3, плотность — 2440-2450 кг/м3. Прочность на сжатие 23-29 МПа была достигнута в возрасте 91 сут.
Температурные трещины возникли в эксплуатационный период после наполнения водохранилища. Ширина раскрытия трещин составила от 0,25 до 3 мм. Наибольшее количество трещин образовалось в нижней части плотины. В верхней части и у гребня ширина раскрытия отмечалась
от 0,1 до 1,1 мм. Трещинообразование вызвано резким остыванием бетона (за непродолжительный период температура массива снизилась на 20 °С) вследствие того, что сечение плотины очень тонкое, что привело к интенсивному теплообмену с окружающей средой. Фильтрация через самые крупные трещины достигала 4,1 л/с. Проблема была решена путем многочисленных инъекций.
Таким образом, вопрос о температурном режиме и температурном трещинообразовании для плотин из малоцементного бетона остается актуальным и сегодня. Для его решения можно предложить следующие меры:
• развивать расчетные методики, позволяющие создавать прогнозные модели;
• осуществлять тщательный натурный мониторинг за температурным режимом при возведении и эксплуатации сооружений, составлять карту трещин и вырабатывать способы борьбы с ними;
• создавать малоцементные смеси с более низким тепловыделением и развивать системы охлаждения свежеуложенных бетонных слоев и блоков.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ
По результатам работы можно сделать следующие выводы.
Возведение плотин из малоцементного бетона в настоящий момент является наиболее перспективным направлением в плотиностроении. Технология обеспечивает высокую скорость строительства и его экономическую эффективность благодаря сниженному расходу цемента.
В большинстве случаев плотинам подобных типов необходим противофильтрационный экран на напорной грани. Экраны бывают бетонными/ железобетонными или синтетическими. Первые имеют целый ряд проблем с трещинообразованием, низкой сейсмостойкостью и требуют регулярного ремонта. В свою очередь, геокомпозитные экраны лишены этих проблем и являются наиболее современными и надежными решениями по обеспечению водонепроницаемости сооружений.
Температурные воздействия оказывают существенное негативное влияние на работу сооружения в строительный и эксплуатационный периоды. Они могут приводить к трещинообразованию, неконтролируемой фильтрации через образовавшиеся трещины, ухудшению НДС и устойчивости сооружения.
Разработка расчетных методик и способов борьбы с температурным трещинообразованием — одно из наиболее приоритетных направлений для бетонных малоцементных плотин в настоящее время.
ЛИТЕРАТУРА
< п
i H *к
G Г
S 2
1. Глаговский В.Б., Радченко В.Г. Новые тенденции в строительстве грунтовых плотин // Гидротехническое строительство. 2013. № 1. С. 2-8.
2. Fujisawa T., Sasaki T. Development of the trapezoidal CSG dam // Hydropower & Dams. 2012. Vol. 19. Issue 3. Pp. 58-63.
3. Gu Q., Yu C., Lin P., LingX., Tang L., Huang S. Performance Assessment of a Concrete Gravity Dam at Shenwo Reservoir of China Using Deterministic and Probabilistic Methods // International Journal of Structural Stability and Dynamics. 2014. Vol. 14. Issue 05. P. 1440002. DOI: 10.1142/S0219455414400021
4. Bayagoob K., Bamaga S. Construction of Roller Compacted Concrete Dams in Hot Arid Regions // Materials. 2019. Vol. 12. Issue 19. P. 3064. DOI: 10.3390/ ma12193064
5. Gaspar A., Lopez-Caballero F., Modaressi-Farahmand-Razavi A., Gomes-Correia A. Methodology for a probabilistic analysis of an RCC gravity dam construction. Modelling of temperature, hydration degree and ageing degree fields // Engineering Structures. 2014. Vol. 65. Pp. 99-110. DOI: 10.1016/j.engstruct.2014.02.002
6. Mohamed I., Abu-Khashaba I., Adam A. Investigating the possibility of constructing low cost roller compacted concrete dam // Alexandria Engi-
neering Journal. 2014. Vol. 53. Issue 1. Pp. 131-142. DOI: 10.1016/j.aej.2013.11.009
7. Kalpakci V., Bonab A.T., Ozkan M.Y., Gul-erce Z. Experimental evaluation of geomembrane/ geotextile interface as base isolating system // Geosyn-thetics International. 2018. Vol. 25. Issue 1. Pp. 1-11. DOI: 10.1680/jgein.17.00025
8. Giroud J.P. Leakage Control using Geomembrane Liners // Soils and Rocks. 2016. Vol. 3. Pp. 213-235.
9. Yang P., Xue S.B., Song L., Zhu X.W. Numerical simulation of geomembrane wrinkle formation // Geotextiles and Geomembranes. 2017. Vol. 45. Issue 6. Pp. 697-701. DOI: 10.1016/j.geotexmem.2017.08.001
10. Singh R.M., Bouazza A. Thermal conductivity of geosynthetics // Geotextiles and Geomembranes. 2013. Vol. 39. Pp. 1-8. DOI: 10.1016/j.geotex-mem.2013.06.002
11. Bannour H., Goblet P., Mendes M., Touze-Foltz N. Numerical study of advective flow through composite liners // Environmental Geotechnics. 2016. Vol. 3. Issue 6. Pp. 379-385. DOI: 10.1680/env-geo.14.00043
12. Moutafis N.I., Thanopoulos Y. The geomembrane faced hardfill dam. Hydro 2015. Bordeaux, France, 2015.
0 (Л § (Л
1 о
y 1
J to
u-
^ I
n °
О 3 o
zs (
О i о §
§ 2 n 0
О £
r 6 t (
0 )
Î!
01 В
■ т
s □
s У с о <D К
M M
о о 10 10 о о
13. Du C.B., Wu S.Y., Zhang S.R. Full-scale Dynamic Simulation and Visualization for Structure Safety and Schedule Coupling of RCC Gravity Dams // 2017 International Conference on Smart Grid and Electrical Automation (ICSGEA). 2017. Vol. 1. Pp. 481-487. DOI: 10.1109/ICSGEA.2017.96
14. Wanga L., Yang H.Q., Zhou S.H., Chen E., Tang S.W. Mechanical properties, long-term hydration heat, shinkage behavior and crack resistance of dam concrete designed with low heat Portland (LHP) cement and fly ash // Construction and Building Materials. 2018. Vol. 187. Pp. 1073-1091. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2018.08.056
15. Zhang X., Li S., Li Y., Ge Y., Li H. Effect of superficial insulation on roller-compacted concrete dams in cold regions // Advances in Engineering Software. 2011. Vol. 42. Pp. 939-943. DOI: 10.1016/j.adveng-soft.2011.06.004
16. Kuzmanovic V., Savic L., Mladenovic N. Computation of Thermal-Stresses and Contraction Joint Distance of RCC Dams // Journal of Thermal Stresses. 2013. Vol. 36. Issue 2. Pp. 112-134. DOI: 10.1080/ 01495739.2013.764795
17. Анискин Н.А., Нгуен Хоанг. Прогноз тре-щинообразования бетонных массивных плотин при возведении в суровых климатических условиях // Вестник МГСУ. 2014. № 8. С. 165-178. DOI: 10.22227/1997-0935.2014.8.165-178
18. Анискин Н.А., Нгуен Чонг Чык, Брянский И.А., Дам ХыуХынг. Определение температурного поля и термонапряженного состояния укладываемого бетонного массива методом конечных элементов // Вестник МГСУ. 2018. Т. 13. № 11. С. 1407-1418. DOI: 10.22227/1997-0935.2018. 11.1407-1418
Поступила в редакцию 26 ноября 2019 г. Принята в доработанном виде 4 марта 2020 г. Одобрена для публикации 26 июня 2020 г.
О о N N О О N N
К ш U 3
> (Л
с и to in
il ф ф
о ё
---' "t^
о
О У
8 « ОТ Ц
от Е
Е о
^ с ю °
S!
о Е
СП ^ т- ^
от от
■S £
El
О И
Об авторах: Николай Алексеевич Анискин — доктор технических наук, профессор, директор Института гидротехнического и энергетического строительства; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет» (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; РИНЦ ГО: 260568; nikolai_aniskin@mail.ru;
Алексей Михайлович Шайтанов — аспирант; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; РИНЦ ГО: 993357; shaytanov.alexey@mail.ru.
REFERENCES
1. Glagovsky V.B., Radchenko V.G. New trends in the construction of soil dams. Hydrotechnical construction. 2013; 1:2-8. (rus.).
2. Fujisawa T., Sasaki T. Development of the trapezoidal CSG dam. Hydropower & Dams. 2012; 19(3):58-63.
3. Gu Q., Yu C., Lin P., Ling X., Tang L., Huang S. Performance Assessment of a Concrete Gravity Dam at Shenwo Reservoir of China Using Deterministic and Probabilistic Methods. International Journal of Structural Stability and Dynamics. 2014; 14(05):1440002. DOI: 10.1142/S0219455414400021
4. Bayagoob K., Bamaga S. Construction of Roller Compacted Concrete Dams in Hot Arid Regions. Materials. 2019; 12(19):3064. DOI: 10.3390/ma12193064
5. Gaspar A., Lopez-Caballero F., Modaressi-Farahmand-Razavi A., Gomes-Correia A. Methodology for a probabilistic analysis of an RCC gravity dam construction. Modelling of temperature, hydration degree and ageing degree fields. Engineering Structures. 2014; 65:99-110. DOI: 10.1016/j.engstruct.2014.02.002
6. Mohamed I., Abu-Khashaba I., Adam A. Investigating the possibility of constructing low cost
roller compacted concrete dam. Alexandria Engineering Journal. 2014; 53(1):131-142. DOI: 10.1016/j. aej.2013.11.009
7. Kalpakci V., Bonab A.T., Ozkan M.Y., Gulerce Z. Experimental evaluation of geomem-brane/geotextile interface as base isolating system. Geosynthetics International. 2018; 25(1):1-11. DOI: 10.1680/jgein.17.00025
8. Giroud J.P. Leakage Control using Geomem-brane Liners. Soils and Rocks. 2016; 3:213-235.
9. Yang P., Xue S.B., Song L., Zhu X.W. Numerical simulation of geomembrane wrinkle formation. Geotextiles and Geomembranes. 2017; 45(6):697-701. DOI: 10.1016/j.geotexmem.2017.08.001
10. Singh R.M., Bouazza A. Thermal conductivity of geosynthetics. Geotextiles and Geomembranes. 2013; 39:1-8. DOI: 10.1016/j.geotexmem.2013.06.002
11. Bannour H., Goblet P., Mendes M., Touze-Foltz N. Numerical study of advective flow through composite liners. Environmental Geotechnics. 2016; 3(6):379-385. DOI: 10.1680/envgeo.14.00043
12. Moutafis N.I., Thanopoulos Y. The geomem-brane faced hardfill dam. Hydro 2015. Bordeaux, France, 2015.
13. Du C.B., Wu S.Y., Zhang S.R. Full-scale Dynamic Simulation and Visualization for Structure Safety and Schedule Coupling of RCC Gravity Dams. 2017 International Conference on Smart Grid and Electrical Automation (ICSGEA). 2017; 1:481-487. DOI: 10.1109/ICSGEA.2017.96
14. Wanga L., Yang H.Q., Zhou S.H., Chen E., Tang S.W. Mechanical properties, long-term hydration heat, shinkage behavior and crack resistance of dam concrete designed with low heat Portland (LHP) cement and fly ash. Construction and Building Materials. 2018; 187:1073-1091. DOI: 10.1016/j.conbuild-mat.2018.08.056
15. Zhang X., Li S., Li Y., Ge Y., Li H. Effect of superficial insulation on roller-compacted concrete dams in cold regions. Advanc-
es in Engineering Software. 2011; 42:939-943. DOI: 10.1016/j.advengsoft.2011.06.004
16. Kuzmanovic V., Savic L., Mladenovic N. Computation of Thermal-Stresses and Contraction Joint Distance of RCC Dams. Journal of Thermal Stresses. 2013; 36(2):112-134. DOI: 10.1080/01495739.2013.764795
17. Aniskin N.A., Nguyen Hoang. Predicting crack formation in solid concrete dams in severe climatic conditions during construction period. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014; 8:165-178. DOI: 10.22227/1997- 0935.2014.8.165-178 (rus.).
18. Aniskin N.A., Nguyen Trong Chuc, Bryan-sky I.A., Dam Huu Hung. Determination of the temperature field and thermal stress state of the massive of stacked concrete by finite element method. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2018; 13(11):1407-1418. DOI: 10.22227/1997-0935.2018.11.1407-1418
Received November 26, 2019
Adopted in a revised form on March 4, 2020
Approved for publication June 26, 2020
B ionotes : Nikolai A. Aniskin — Doctor of Technical Sciences, Professor, Director of the Institute of e ®
(fl C
hydraulic engineering and power plant construction; Moscow State University of Civil Engineering (National n h
Research University) (MGSU); 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; ID RISC: 260568; k S
nikolai_aniskin@mail.ru; 3 _
0
Alexey M. Shaytanov — graduate student; Moscow State University of Civil Engineering (National (A c
Research University) (MGSU); 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; ID RISC: 993357; f y
shaytanov.alexey@mail.ru. O ^
n S
1 z y 1
J CD
u-
^ I
n °
S> 3
o SS
О о
§ 2 § 0
r 6
CD )
ii
01 В
■ T
(Л У
с о
1 к
2 2 О О 2 2 О О
