Напряженно-деформированное состояние подземного здания гидроэлектростанции при статических и динамических воздействиях тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Сафарзода Хайрулло Амирали

• Сафарзода Хайрулло Амирали
• кандидат наук
• 2025

Оглавление диссертации кандидат наук Сафарзода Хайрулло Амирали

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ОПЫТ СТРОИТЕЛЬСТВА ПОДЗЕМНЫХ МАШИННЫХ ЗАЛОВ ГЭС И ГАЭС

1.1 Общие сведения о гидротехнических сооружениях с подземными машинными залами

1.2 Поведение больших подземных камерных выработок при строительстве и эксплуатации

1.3 Основные закономерности поведения подземных камерных выработок гидроэлектростанций при строительстве и эксплуатации .. 41 Выводы по главе

ГЛАВА 2. НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ПОДЗЕМНОГО МАШИННОГО ЗАЛА РОГУНСКОЙ ГЭС И ВМЕЩАЮЩЕГО СКАЛЬНОГО МАССИВА ПО ДАННЫМ НАТУРНЫХ НАБЛЮДЕНИЙ

2.1 Сведения об основных подземных сооружениях НСУ Рогунской ГЭС и истории их строительства

2.2 Инженерно-геологические условия участка размещения машинного зала Рогунской ГЭС

2.3 Система мониторинга за поведением стен и свода машинного зала

2.4 Основные результаты наблюдений за состоянием массива в период строительства

2.5 Особенности стабилизации смещений массива на разных участках машинного зала

Выводы по главе

ГЛАВА 3. НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ПОДЗЕМНЫХ СООРУЖЕНИЙ РОГУНСКОЙ ГЭС И ВМЕЩАЮЩЕГО МАССИВА НА ОСНОВЕ ЧИСЛЕННЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

3.1 Основные предпосылки моделирования и положения методики

расчетных исследований

3.2 Геотехническая модель скального массива, вмещающего подземные камерные выработки

3.3 Расчетная модель скального массива, вмещающего подземные камерные выработки

3.4 Оценка напряженно-деформированного состояния скального массива и подземных сооружений

3.5 Оценка напряженно-деформированного состояния скального массива с учетом анкерного крепления скального массива вокруг выработок

3.6 Прогноз изменения напряженно-деформированного состояния

скального массива при возведении сооружения

Выводы по главе

ГЛАВА 4. ВЛИЯНИЕ ДИНАМИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ ОТ ВЗРЫВОВ НА СМЕЩЕНИЯ СТЕН МАШИННОГО ЗАЛА И ВМЕЩАЮЩЕГО ЕГО СКАЛЬНОГО МАССИВА

4.1. Влияние взрывов на смещения стен машинного зала

4.2. Влияние взрывов на смещения скального массива

Выводы по главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А. Основные сведения о подземных машинных залах ГЭС

и ГАЭС по литературным данным

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. Распределение смещений скального массива в стенах и

своде камерной выработки по глубине

ПРИЛОЖЕНИЕ В. Изолинии дополнительных горизонтальных

перемещений по результатом прогнозных расчетов

ПРИЛОЖЕНИЕ Г. Список публикаций автора по тематике диссертационного исследования

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Напряженно-деформированное состояние подземного здания гидроэлектростанции при статических и динамических воздействиях»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. В настоящее время в Таджикистане в сложных инженерно-геологических, тектонических, сейсмических и гидрогеологических условиях возводится Рогунская ГЭС. Рогунская ГЭС представляет собой ГЭС приплотинного типа с каменно-набросной плотиной с суглинистым ядром высотой 335 метров и уникальным комплексом сооружений напорно-станционного узла с подземным расположением ряда основных сооружений. Машинный зал и основные подземные сооружения напорно-станционного узла располагается на глубине 350-400 м от поверхности в створе плотины Рогунской ГЭС.

В мировой практике подземная компоновка основных сооружений энергетических комплексов целого ряда крупных гидроузлов применяется достаточно широко. Оправданность и эффективность такого решения вызвана в первую очередь стесненными условиями участков их расположения. Использование подземной компоновки позволяет разместить на одном берегу реки основные водосбросные и водопропускные сооружения гидроузла для пропуска строительных и эксплуатационных расходов, а напорные водоподводящие тоннели и водоотводящие сооружения энергетического тракта, подземные сооружения энергетического комплекса на другом берегу. Кроме того, такая компоновка сооружений гидроузла позволяет ввести в эксплуатацию ряд гидроагрегатов на пониженных напорах. Например, на Рогунской ГЭС уже несколько лет эксплуатируются два гидроагрегата при промежуточных отметках наполнения водохранилища.

Подземное размещение таких сооружений ГЭС, как машинный зал и трансформаторное помещение, имеет и ряд других преимуществ, к которым относятся отсутствие необходимости в защите этих сооружений и дорогостоящего ответственного оборудования от опасных геологических процессов (камнепадов, оползней и прочих природных опасностей), а также существенное снижение на подземные сооружения сейсмических воздействий.

Следует отметить, что гидроагрегаты большой мощности размещаются

в железобетонных агрегатных блоках, имеющих ширину до 25 м, длину до 40 м и высоту до 30 м Размещение нескольких подобных агрегатных блоков в подземном машинном зале требует создания крупных подземных выработок. В практике мирового гидростроительства встречаются выработки шириной от 15 м до 37 м, высотой до 70 м и длиной от 130 м до 280 м (машинный зал Рогунской ГЭС имеет габариты 21мх54мх220м). Также, для выдачи большой мощности от гидроагрегатов используются большое количество уникальных трансформаторов устанавливаемых в трансформаторных помещениях, для которых также требуется создание крупных подземных выработок, близких по размерам с выработками под машинные залы.

Таким образом, напряженное состояние скального массива в районе крупных выработок подземного энергетического комплекса ГЭС, устойчивость их стен и сводов, перемещения стен и основания, состояние анкерного крепления и обделок имеют важное значение не только в период устройства самих крупных камерных выработок в скальном массиве, но и в период строительства агрегатных блоков, монтажа ответственного и зачастую уникального энергетического оборудования, последующей эксплуатации системы «скальный массив-сооружения подземного комплекса-энергетическое оборудование». Особое значение это имеет по отношению к машинным залам ГЭС, где для обеспечения работоспособности гидроагрегатов необходимо обеспечить «миллиметровые» допуски по вертикальности осей валов турбин и генераторов, горизонтальности опорных частей турбинного, генерирующего и другого оборудования, требующего высокую точность установки для его надежной и безопасной эксплуатации. Для обеспечения работоспособности оборудования ГЭС определяющее значение имеет стабилизация перемещений стен и пола машинного зала к моменту завершения возведения агрегатных блоков. При этом следует учитывать, что трансформаторное помещение расположено в непосредственной близости от машинного зала, к агрегатным блокам подходят напорные турбинные водоводы большого диаметра, от них отходят отсасывающие трубы турбоагрегатов, кабельные тоннели между

машзалом и трансформаторным помещением, камеры затворов, подводящие тоннели и некоторые другие сооружения.

Возведение и эксплуатация обладающих высокой степенью ответственности крупных подземных сооружений гидроэлектростанций влечет за собой повышенные требования к обеспечению их работоспособности, надежности и безопасности. Как правило, эти требования разрабатываются на основе опыта строительства и эксплуатации подземных машинных залов других ГЭС и ГАЭС, ограничений и условий эксплуатации основного гидрогенерирующего оборудования, а также по результатам расчетных исследований напряженно-деформированного состояния скального массива вокруг подземных выработок.

Несмотря на значительный прогресс и достижения в области численных расчетов напряженно-деформированного состояния скальных массивов вокруг подземных выработок при эксплуатационных и особых воздействиях, целый ряд важных вопросов, связанных с поведением скальных массивов в процессе строительства подземных сооружений, остаются не решенными. В частности, не изучены должным образом особенности смещений скальных массивов на различной глубине от контура выработок (здесь и далее под глубиной понимается расстояние от стен и свода машинного зала), не определена мощность смещающегося массива и распределение его смещений по глубине и со временем, отсутствуют данные о влиянии на величину смещений массива взрывных работ, производимых в ходе строительства, а также о предполагаемом времени стабилизации этих смещений. Из-за этого снижается достоверность полученных результатов расчетов, невозможно заранее оценить предполагаемые максимальные смещения стен вновь проектируемых машинных залов и выбрать тип и параметры их крепления, соответствующие таким смещениям.

Кроме этого, недостаточно изучен и обобщен накопленный к настоящему времени опыт наблюдений за смещениями стен подземных машинных залов гидроэлектростанций при их строительстве. Это не позволяет, опираясь на

имеющиеся многочисленные данные наблюдений на уже существующих объектах, повысить обоснованность принимаемых проектных решений по обеспечению надежности проектируемых подземных выработок.

Не решен к настоящему времени также важный вопрос о допустимых относительных деформациях скальных массивов, вмещающих подземные камерные выработки.

Степень разработанности темы исследования.

Большой вклад в разработку основ и обобщение опыта возведения крупных подземных выработок в скальных массивах, в том числе для целей гидротехнического строительства, внесли И.В. Баклашов, Б.А. Картозия [2, 3], Н.С.Булычев [4, 5], М.Г.Зерцалов [17-19], Мостков В.М .[34-36], Ф.И. Гуртовник [12], Куперман В.Л.[32], И.А.Турчанинов [57]. С.Б.Ухов [58, 59], Качанов А.В.[28], Ильюшин В.Ф.[24], В.Виттке [7], N. Barton [66,67], E. Hoek [75-77] и др. Значительный вклад в развитие методов механики горных пород, определения и мониторинга состояния скальных массивов, протекающих геотехнических процессов и в совершенствование расчетных моделей «горный массив - подземная выработка гидротенического сооружения» внесли Э.Г. Газиев [8], Ю.К.Зарецкий [15, 16], О.Н. Золотов [20-22], В.Л. Кубецкий [30], В.В. Орехов [39, 40], В.И. Речицкий [43, 44], А.Б. Фадеев [60, 61], С.А. Юфин [64, 65], Ч. Джегер [13], P.A. Cundall [70], Wu A. Key [101] и др.

Цель исследования. На основании обобщения мирового опыта, и в первую очередь, опыта проектирования и строительства Рогунской ГЭС, разработать рекомендации и предложения по применению данных системы мониторинга при оценке напряженно-деформированного состояния подземных сооружений ГЭС, возводимых в горных районах.

Задачи исследования:

1. На основе данных многолетних наблюдений за смещениями скального массива, вмещающего подземный машинный зал Рогунской ГЭС, представленного различными скальными породами и тектоническими нарушениями, решить следующие задачи:

- выявить особенности смещений скальных массивов в процессе строительства в них подземных машинных залов гидроэлектростанций;

- дать рекомендации по учету этих особенностей при выполнении расчетов напряженно-деформированного состояния и устойчивости скальных массивов при устройстве в них крупных подземных выработок под машинные залы ГЭС;

- развить методику расчета напряженно-деформированного состояния подземных сооружений ГЭС с учетом данных мониторинга;

- дать оценку величины смещений стен и свода скальной выработки под машинный зал ГЭС в период строительства, продолжительности стабилизации смещений стен машинных залов ГЭС после завершения строительных работ.

- дать оценку влияния сейсмических воздействий на смещения стен и сводов подземных машинных залов, расположенных в скальном массиве на глубине свыше 300 м.

- дать оценку влияния производственных взрывов на смещения стен и сводов машинных залов в процессе строительства.

2. На основе обобщения данных наблюдений за смещениями стен и сводов подземных машинных залов ГЭС и ГАЭС, построенных в горных районах различных стран (71 объект) выявить факторы, в наибольшей степени влияющие на эти смещения и предложить критерии допустимых смещений стен и сводов вновь эксплуатируемых и возводимых объектов, позволяющих повысить безопасность их строительства и эксплуатации.

3. На основании сравнения результатов расчетных исследований состояния скального массива в окрестности выработки с данными мониторинга при строительстве машинного зала Рогунской ГЭС, предложить инженерный метод расчета параметров анкерного крепления скального массива, обеспечивающего требуемое ограничение перемещений стен.

Научная новизна диссертационной работы.

1. На основе анализа данных наблюдений за смещениями стен и сводов большого числа подземных машинных залов ГЭС и ГАЭС (71 объект) выявлено, что в наибольшей степени на величину этих смещений влияют

особенности строения массива, его начальное напряженно-деформированное состояние.

2. Выполнен детальный анализ смещений по глубине скального массива, вмещающего крупные подземные сооружения при строительстве, такие как машинный зал Рогунской ГЭС, выявлены характерные особенности этих смещений.

3. Предложен инженерный метод расчета напряженно-деформированного состояния подземных сооружений по результатам которого принимаются параметры «армирования» укрепления скального массива, основанный на сравнении результатов расчетных исследований с данными мониторинга за состоянием скального массива при строительстве и эксплуатации подземных сооружений и обеспечивающего требуемое ограничение перемещений стен.

4. Показано, что в расчетах напряженно-деформированного состояния системы «подземный машинный зал ГЭС - вмещающий скальный массив» при оценке деформаций и перемещений стен и сводов подземных выработок необходимо учитывать, что поведение скального массива в процессе строительных работ, ввиду его сложного строения, в целом не соответствует закономерностям деформирования однородного сплошного тела, как правило принимаемом при выполнении численных расчетов.

5. Предложены критерии допустимых перемещений, позволяющих на ранних стадиях проектирования определить необходимость крепления скального масива в окрестности выработки

6. Разработана методика использования данных многоточечных экстензометров, установленных в скальном массиве, для оценки напряжений в рядом расположенных активных анкерах ПНА, дающая возможность оценивать напряженно-деформированное состояние анкерного крепления скального массива в период эксплуатации машинного зала ГЭС.

Объектами исследования являются:

а) подземный машинный зал Рогунской ГЭС в процессе разработки вмещающего скального массива и строительства агрегатных блоков;

б) скальный массив, вмещающий машинный зал Рогунской ГЭС, трансформаторное помещение, подводящие и отводящие напорные водоводы, другие примыкающие к машинному залу подземные сооружения;

в) машинные залы, подземные сооружения энергетических трактов ГЭС и ГАЭС других гидроэлектростанций, вмещающие их скальные массивы.

Предмет исследования.

Напряженно-деформированное состояние системы «подземный машинный зал ГЭС - вмещающий скальный массив», смещения стен и свода машинного зала ГЭС с железобетонной обделкой, анкерное крепление вмещающего скального массива в процессе разработки, строительства агрегатных блоков и других подземных выработок ГЭС, примыкающих к машинному залу.

Практическая значимость работы.

1. Разработана и внедрена система мониторинга за подземными помещениями строящихся машинного зала и помещения трансформаторов Рогунской ГЭС с применением струнных многоточечных экстензометров, обладающих высокой точностью и надежностью контроля за состоянием скальных массивов и определении смещений стен и свода подземных сооружений ГЭС

2. Выявленные характерные особенности перемещений по глубине приыкающего к машинному залу ГЭС скального массива в процессе строительства позволили разработать рекомендации по прогнозной оценке смещений стен и сводов подземных машинных залов применительно к вновь строящимся объектам.

3. Показана возможность использования данных многоточечных экстензометров, установленных в скальном массиве, для оценки напряжений в

рядом расположенных активных анкерах ПНА системы крепления скального массива.

4. По результатам исследований и обобщения зарубежного опыта разработаны рекомендации по повышению безопасности строительства подземных машинных залов гидроэлектростанций в горных районах.

5. Даны рекомендации по учету особенностей строения массива и его начального напряженно-деформированного состояния в расчетах по определению напряженно-деформированного состояния и устойчивости скальных массивов при устройстве в них крупных подземных выработок.

6. Получены значения смещений стен и свода подземного машинного зала и трансформаторного помещения Рогунской ГЭС в период строительства, продолжительности стабилизации их смещений после завершения строительных работ.

7. Дана оценка влияния сейсмических воздействий на смещения стен и сводов подземных машинных залов, расположенных в скальном массиве на глубине свыше 300 м.

8. Дана оценка влияния производственных взрывов на смещения стен и сводов машинных залов в процессе строительства.

Теоретическая значимость работы.

Результаты анализа данных наблюдений за смещениями стен и свода машинного зала Рогунской ГЭС и вмещающего его скального массива, позволили выявить закономерные особенности изменения смещений по глубине скального массива, которые во многом не соответствуют теоретическим моделям деформирования однородного сплошного массива, как правило, используемым в современных расчетных исследованиях. Результаты выполненных автором исследований позволили усовершенствовать расчетные модели системы «подземный машинный зал ГЭС - вмещающий скальный массив» путем учета в них особенностей строения массива и его начального напряженно-деформированное состояния.

Методология и методы исследования.

При выполнении работы применены следующие методы исследования:

а) численные методы, заключающийся в расчетах напряженно-деформированного состояния скального массива с учетом установленных в нем анкеров ПНА и АЖГ с применением вычислительной программы <^ЕО-MЮG», разработанной в программной среде ANSYS, основанной на методе конечных элементов (МКЭ);

б) инженерный метод, основанный на сравнении результатов расчетных исследованний с данными мониторинга за состоянием скального массива при строительстве и эксплуатации машинного зала по результатам которого принимались параметры «армирования» при укреплении скального массива;

в) статистический метод, использованный при выборе наиболее достоверной эмпирической зависимости величины смещения стен подземных машинных залов ГЭС и ГАЭС от разных влияющих факторов.

В качестве исходных данных для применения вышеуказанных методов использованы:

а) научные публикации, посвященных анализу поведения при строительстве и эксплуатации основных подземных сооружений гидроэлектростанций и вмещающих их скальных массивов в горных районах, в том числе в районах с высокой сейсмичностью;

б) данные по типу и параметрам железобетонной обделки машинного зала Рогунской ГЭС и анкерного крепления примыкающего скального массива;

в) данные наблюдений по многоточечным экстензометрам, установленным в стенах и в своде машинного зала Рогунской ГЭС;

г) результаты анализа влияния на машинный зал Рогунской ГЭС и вмещающий скальный массив сейсмических воздействий, зарегистрированных в районе строительства Рогунской ГЭС;

д) данные о последовательности и параметрах динамических воздействий при проведении буровзрывных работ на участке строительства машинного зала Рогунской ГЭС.

Степень достоверности результатов исследования.

Результаты и выводы, сделанные в диссертации, основываются на фактических результатах измерений смещений стен и свода машинного зала Рогунской ГЭС, примыкающей к нему скальному массиву, полученные с помощью большого количества установленных высокоточных экстензометров, а также данных, опубликованных в многочисленных литературных источниках.

Положения, выносимые на защиту:

1. Выявленные особенности смещений скального массива на разной глубине от поверхности стен подземного машинного зала в процессе его строительства, во многом не соответствующие закономерностям деформирования однородного сплошного массива.

2. Особенности смещений массива в окрестности подземного машинного зала во время проведения взрывов.

3. Эмпирические зависимости, рекомендуемые для прогнозных оценок максимальных смещений стен подземных машинных залов ГЭС и допустимых относительных деформаций окружающих их скальных массивов на стадии проектирования.

Апробация результатов.

Результаты диссертационного исследования докладывались на международной научно-практической конференции Института геологии, сейсмостойкого строительства и сейсмологии НАНТ «Совершенствование методов оценки и снижения сейсмического риска» посвященной 110-летию Сарезского землетрясения 1911г. и 30-летию Государственной независимости РТ 19-го ноября 2021г. и научно-практической сессии с международным участием Института геологии, сейсмостойкого строительства и сейсмологии НАНТ «Вопросы обеспечения сейсмической безопасности» 15-го декабря 2023г.

Личный вклад автора. Автором организована система мониторинга за смещениями стен и сводов подземных машзала и трансформаторное помещение Рогунской ГЭС с применением струнных экстензометров, выполнен

анализ данных наблюдений за смещениями массива, вмещающего подземные сооружения Рогунской ГЭС, в процессе их строительства после консервации и сопоставление с данными аналогичных наблюдений на других гидроэлектростанциях мира, приняты и реализованы на практике решения по креплению стен и свода машинного зала Рогунской ГЭС, рекомендованы уровни допустимых относительных деформаций стен, разработана методика определения действующих усилий в анкерах ПНА по данным мониторинга по экстензометрам.

Публикации. Материалы диссертации достаточно полно изложены в 8 научных публикациях, из которых 4 работы опубликованы в журналах, включенных в Перечень рецензируемых научных изданий, в которых должны быть опубликованы основные научные результаты диссертаций на соискание ученой степени кандидата наук и доктора наук и 4 публикации в других научных журналах и изданиях.

Структура и объем работы. Диссертационная работа включает в себя введение, четыре главы, заключение и список литературы из 104 наименований. Объем диссертации составляет 258 страниц, 4 приложения, в том числе 104 рисунка и 18 таблиц.

Благодарности. Диссертация выполнена при всесторонней поддержке отдела аспирантуры АО «Институт Гидропроект» (г. Москва). Автор выражает глубокую благодарность научному руководителю Беллендиру Евгению Николаевичу, научным консультантам Речицкому Владимиру Ивановичу и Карабаеву Мулдашу Исмаиловичу, идейному вдохновителю Новоженину Валентину Дмитриевичу, а также инженерно-техническому персоналу АО «Институт Гидропроект» и ОАО «Рогунская ГЭС».

ГЛАВА 1. ОПЫТ СТРОИТЕЛЬСТВА ПОДЗЕМНЫХ МАШИННЫХ ЗАЛОВ ГЭС И ГАЭС

1.1 Общие сведения о гидротехнических сооружениях с подземными машинными залами

В последние десятилетия в горных районах многих стран мира, как правило относящимся к сейсмоактивным районам, возводятся гидроэлектростанции с подземным расположением основных сооружений (машинных залов, трансформаторных помещений, камер затворов и др.). Согласно литературных источников подземные сооружения ГЭС и ГАЭС (в дальнейшем камерные выработки) размещаются в различных инженерно-геологических условиях в породах различной прочности при большом различии естественных напряжений, действующих в окружающем массиве. На большинстве ГЭС и ГАЭС в процессе ведения строительных работ и последующей эксплуатации осуществлялись наблюдения за смещениями свода и стен камерных выработок и за усилиями и напряжениями в установленном в их основании креплении. К настоящему времени накоплен большой опыт строительства камерных выработок гидроэлектростанций и результатов наблюдений за их состоянием, требующий внимательного анализа и обобщения, результаты которых в дальнейшем могут быть учтены при проектировании новых гидротехнических объектов с подземным расположением машинных залов и других выработок [14, 24].

По литературным данным, на начало 2020-х годов во всем мире находилось в эксплуатации 903 гидроэлектростанции с подземным расположением основных сооружений (машинного зала, трансформаторного помещения, галерей токопроводов и др.). В странах Европы насчитывается 484 гидротехнических объектов с подземными зданиями ГЭС и ГАЭС, в Азии - 252, в Африке - 37, в Северной Америке - 56, в Южной Америке - 61 и в Австралии - 13 объектов. Наибольшее количество таких ГЭС построено в Норвегии (150 станций). Затем следует Индия (82 станции), Италия (61 станция), Япония (50 станций) и Китай (49 станций).

Машинный зал ГЭС Джингпинг I с арочной плотиной высотой 305м на глубине в среднем 300 м с размерами 25,6 х 69 х 277 м построен в Китае [94, 100] в период с января 2007г. по декабрь 2010г. в неблагоприятных инженерно-геологических условиях (крупнослоистый мрамор и зеленый сланец). Основной проблемой в период строительства подземного машзала составляли разрывные нарушения мощностью от 1 до 3 м, заполненных брекчией и милонитом. Измеренные главные напряжения в массиве составляли от 19 до 36 МПа, средние напряжения - 15-18 МПа и минимальные напряжения - 6-10 МПа. Отношение прочности пород к напряжениям в массиве при средней прочности зеленых сланцев на сжатие 40 МПа и мрамора 70 МПа находилось в пределах от 1,5 до 3 раз.

Крепление основания стен и свода машинного зала осуществлялось пассивными анкерами диаметром 32 мм длиной 6м и 8 м с шагом 1,5 м и предварительно-напряженными анкерами (ПНА) несущей способностью от 100 т до 175 т длиной от 15 до 20 м с шагом 3 м и 4,5 м и слоем торкрет-бетона толщиной 15-20 см.

Для наблюдения за смещениями массива и контура машинного зала было установлено 59 экстензометров, размещенных в 9 измерительных створах. Кроме этого, осуществлялся контроль за напряжениями в 109 пассивных анкерах и за усилиями в 228 предварительно-напряженных анкерах. Высокие напряжения в массиве и относительно низкая прочность на сжатие скальных пород вызвали в процессе строительства большие смещения стен камерных выработок, появление трещин в торкрет-бетоне и в массиве, изгибы металлоконструкций и нарушения местной прочности пород массива (рис. 1.1). Последнее проявлялось в расслаивании, изгибах, сколах и сдвиговых смещениях пород, наблюдаемых как в своде, так и в стенах машинного зала и других выработок. Ширина трещин в торкрет-бетоне и в массиве достигала 5 см, глубина - 20 см.

По данным экстензометров максимальные смещения стен машинного зала составили: верховой стены - 61 мм, низовой стены в средней части МЗ - 77

мм, в верхней части, расположенной над подкрановой балкой - 104 мм. Наблюдения за напряжениями в пассивных анкерах показали, что в процессе строительства в 27 анкерах напряжения превысили 200 МПа, при этом в 6 анкерах их величина была более 400 МПа, что превышает расчетную прочность анкерных стержней на растяжение. В большинстве контрольных анкерах ПНА, на которых были установлены измерительные приборы, рост усилий натяжения был зафиксирован в пределах 20% от величины их начального натяжения, в нескольких ПНА этот рост превысил 40%. Несколько раз проходка машинного зала приостанавливалась для выяснения причин больших смещений массива и происходящих нарушений в его породах.

Рисунок 1.1 - Машзал ГЭС Джингпинг I. Расслаивание (а), разрушение торкрет-бетона и изгиб арматурных стержней в нижней части свода (б) [94]

На наиболее критичных участках МЗ были дополнительно установлены пассивные и предварительно-напряженные анкера (длина последних была увеличена до 20-30 м) и в массиве вблизи зон тектонических нарушений выполнена цементация на глубину 15 м при давлении раствора 0,15-0,30 МПа, которые позволили исключить дальнейшее развитие негативных процессов в породах массива и успешно завершить строительные работы.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Сафарзода Хайрулло Амирали, 2025 год

/ /

\ * /

/ Стабилизация смещении

! < ! ■ 1 ! 1 Я Я 1 ^ III я я я я я я в я 2 о 1 31Я3.2017-- | 1 ! 1 !

1ВС,989 м 1НС,973 м

б)_

Бремя >

/ I *

// \

/ / •1

/ ! \

/ / \ / \

/ / .1 Л \

/ / 1 1 У Стабилизация

/ / Г

/ / 4- — у

/ —V. »/ /

г й у1 та б аци

5 1 я ✓ \ | ! 1 ! 1 ! 1 > 11 : * а

■ 4НС.982 м -5НС.982 м

Рисунок 2.35 - Временная стабилизация смещений стен МЗ на участках

створов 1(а) и 4,5 (б)

Рисунок 2.36 - Примеры временной стабилизации смещений низовой стены МЗ

на участке створа 9

В большинстве своем величины смещений стен МЗ в активной их стадии (когда происходили основные смещения массива) и во время стабилизации связаны между собой: с увеличением первых росли вторые и наоборот. Представляет интерес выяснить тесноту такой связи, а также влияние смещений стен в период активной стадии на время стабилизации.

Указанные данные для каждого из случаев, приведенных на рисунках 2.35 и 2.36, представлены в таблице 2.9, а в графическом виде- на рисунках 2.37 и 2.38.

Таблица 2.9. Время стабилизации и смещения стен МЗ до и в период их стабилизации

№ п/п Створ и отметка измерений Смещение стен, мм Время стабилизации, мес.

в активную стадию во время стабилизации

1 1ВС,~989 2,55 0,57 3,0

2 1НС,~973 1,55 0,33 1

3 1НС,~973 1,69 0,50 1,5

4 1НС,~973 1,31 0,33 1,5

5 4НС,~982 1,62 0,38 2,5

6 4НС,~982 0,87 0,29 1,5

7 4НС,~982 2,62 0,63 2,0

8 5НС,~982 1,81 0,42 3,0

9 9НС,~973 21,10 5,27 13

10 9НС,973м 2,42 0,76 2,5

11 9НС,~982 14,37 3,72 8

Как видим, связь между величинами смещений стен МЗ в активной стадии, произошедшими перед началом периода стабилизации и во время последней, является весьма тесной. Особенно высокий коэффициент корреляции между этими величинами получается при учете более значительных смещений стен, полученных в створе 9НС на отметках ~973 м и ~983 м (рис. 2.37б). Из данных, приведенных в таблице 2.9, следует, что смещения стен за время стабилизации составляют от 21% до 33% от смещений в активной стадии, при среднем значении 26% и низком коэффициенте вариации у=0,15.

Приведенные данные могут служить в качестве определенного ориентира при оценке дополнительных смещений стен машинного зала, трансформаторного помещения и других крупных выработок после завершения в них строительных работ. Например, выше отмечалось, что в створах 1 и 2 смещения верхней части стен машинного зала на конец 2019 года, после завершения строительных работ, в среднем составили 21% от смещений, полученных на середину 2018 года. В створах 3 и 4, в соответствии с

приведенными выше данными, полученный на конец 2019 года прирост смещений стен МЗ после завершения строительства составил в среднем около 8% от смещений на конец марта 2019 года.

Если ориентироваться на полученное по данным таблицы 2.9 среднее значение смещений стен во время стабилизации, равное 26% от смещений в активной стадии, то на участке створов 3 и 4 можно ожидать дополнительный (по отношению к концу 2019 года) прирост смещения стен, равный 18% от значений, полученных на конец марта 2019 года. В створах 1 и 2 большие смещения массива получены, в основом, в ослабленной зоне между машинным залом и монтажной камерой. Поэтому для оценки дополнительных смещений массива в этих створах лучше использовать не средний, а средне-максимальный процент смещений во время стабилизации. По данным таблицы 2.9 он равен 30% от смещений массива в активной стадии. В этом случае смещения массива в створах 1 и 2 до их стабилизации в среднем составят еще 9% от значений, достигнутых на конец июня 2018 года [48].

Приведенные оценки приближенны, но тем не менее они являются полезными, так как основаны на изложенном выше фактическом материале. Можно отметить также, что они хорошо соответствуют данным, полученным на ряде объектов (см. главу 1).

а)

в 0,7

В*

| 0,6

Ч

I

| 0,5 I0'4

8 о,з |

I 0,2

1 и

ОД 0,0

►

у=0,237х + 0,035 Пг = 0,7В

♦

>

♦

♦

О 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4 2,6 2,8 Смещение в активную стадию, мм

61

5,5

1

I" 1-5

Я"

| 4,0

« 3,5

в

* 3,0

§■ 2,5 8

£ |

ш

а

0,5

2,0

у*

/=0,25 И2 2к + 0,( 0,99 >11

О 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 Смещение в активную стадию, мм

Рисунок 2.37 - Связь между смещениями стен МЗ во время стабилизации и в активную стадию без учета (а) и с учетом (б) данных по наибольшим

смещениям в створе 9НС

Теснота связи между временем стабилизации и смещениями стен МЗ до периода их стабилизации может быть оценена по данным, приведенным на рис. 2.38. Из рассмотрения верхнего рисунка, на котором отсутствуют данные по более значительным смещениям в створе 9НС, следует, что связь между рассматриваемыми параметрами является слабой. Однако, при учете указанных данных, связь, определяемая коэффициентом корреляции между этими параметрами, существенно возрастает (рис. 2.38б).

В отличие от предыдущих примеров, при анализе данных наблюдений по экстензометрам были выявлены редкие случаи, когда после резких скачков смещений массива дальнейшего их увеличения не происходило, поэтому период стабилизации смещений отсутствовал. Такие случаи были выявлены только в зоне песчаников. Примеры соответствующего поведения массива приведены на рис. 2.39.

В приведенных примерах скачки смещений массива составили от 2,0 до 3,5 мм, после чего дальнейшего их увеличения не происходило, а в створе 6 на отм.~973 м некоторый период наблюдалось даже небольшое уменьшение смещений массива. Следует отметить, что в этом массиве произошел не один скачок смещения, а сразу 3 последовательных скачка. Приведенный на рис. 2.39 характер деформаций массивов можно объяснить раскрытием в них существовавших трещин или образованием новых трещин в результате буровзрывниых работ. В этих случаях происходит не постепенное деформирование самого материала породы, как обычно, а наблюдается резкий скачок смещений, который фиксируеется экстензометрами.

Последующие наблюдения по экстензометрам (по состоянию на август 2024г.) показали, что после завершения основных работ по укреплению стен и свода машзала анкерами ПНА и АЖГ/Dywidag, выполненных до конца 2019г., смещения стен и свода машзала практически прекратились, что видно на примере створа 1, расположенного в зоне алевролитов (рис.2.40-2.41).

а)

б)

3,5 3,0

и

5 2,5 =

=

| 2,0 I

^ 1,5

1 1 V = 0,702к + 0,774 К2 = 0,33

-

1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4 2,6 2,8 Смещение в активную стадию, мм

I В §

1 6

♦

54 Зх + 1,029 !г = 0,37

---

:

4 б 8 10 12 14 16 18 20 22 Смещение в активную стадию, мм

Рисунок 2.38 - Связь между временем стабилизации и смещением стен МЗ в активную стадию без учета (а) и с учетом (б) данных по наибольшим

смещениям в створе 9НС

Рисунок 2.39 - Примеры резких скачков смещений массива при отсутствии

периода их стабилизации

а)

б)

Экстензометр, модель А-5 на четыре точек измерения (Extensometer, model А5 for 4 points of measurement)

№1217389 /ПМ12(5)02/

-A-l 1214728 ПМ12{5)02.01 —■—A-2 1213944ПМ12(5|02.02 —A-3 1213945 ПМ12{5)02.03

-A-4 1213440 ПМ12(5)02.04 о Термистрр 1217389 ПМ12(5)02

Л А. -» •

О • • • • -»

• • • - щ( V * • • • - 0- »

■ • иг * * г * -*- -*- ■А

V

f

J

У

22.5

20.0 17.5 15.0 12.5 10.0 7.5 5.0 2.5 0.0

ШШШШШШШШШшШШШШШШ, Ё1111Ш11ШШШЗШШёёШШШШШШё8

Рисунок 2.40 - Показания экстензометра по стене со стороны нижнего бьефа (створ 1). а) от стены в глубину массива, б) из глубины массива к стене

а)

б)

Рисунок 2.41- Показания экстензометра по своду со стороны нижнего бьефа (створ 1). а) от свода в глубину массива, б) из глубины массива к

своду

Данные результаты наблюдений по экстензометрам (рис.2.40-2.41), в свою очередь свидетельствуют о высокой эффективности принятых и реализованных на практике решений по креплению стен и свода машинного зала Рогунской ГЭС, выполненной на основании прогнозной оценки смещения стен и свода с учетом крепления (глава 3 настоящей работы).

В ходе анализа данных наблюдений по экстензометрам выявлено, что их можно использовать для оценки напряжений в рядом расположенных активных анкерах [23]. Для выявления связи между усилиями в анкерах и деформациями вмещающего массива были сопоставлены данные натурных наблюдений по датчикам измерения силы, установленные на ПНА, с показаниями преобразователей экстензометров.

При сопоставлении были приняты следующие условия:

1) Для анкеров, за нулевой отчет принимались значение усилия в тяге на момент завершения процесса релаксации.

2) Для экстензометров за нулевой отчет принимались значения, соответствующие дате принятых усилий в анкерах на момент завершения процесса релаксации.

В результате была выявлена зависимость вида Fa=f(Sm), где Fa - сила натяжения анкера, Sm - деформации вмещающего массива, характеризующаяся высоким коэффициентом корреляции, равным в среднем 0,93.

Данные натурных наблюдений по датчикам измерения силы, установленные на ПНА, с показаниями преобразователей экстензометров послужили основанием для проведения расчетных исследований с применением реологической модели, представляющий механизм взаимодействия анкера и скального массива, с учетом которой усилие в анкере можно определять по формуле (2.1):

EaAa )SM.ext

N =--+ Nbl - (F0 - Fa). (2.1)

где Ыа - усилие в анкере; ¥а - начальное усилие в анкере; ¥а - сила натяжения анкера; ¥ажах - максимальное усилие натяжения анкера в процессе испытаний; Ыы - блокировочное усилие в анкере; 8а - окончательное удлинение анкера; 8жех1 - деформации скального массива определенные по показаниям экстензометров; Еа - модуль упругости стали анкера; Аа - площадь поперечного сечения анкера; Ьс.ф. - свободная фактическая длина анкера определенная по результатам испытаний.

Вычисленные по формуле ( 2.1 ) значения усилий находятся в хорошем соответствии с данными натурных наблюдений, что подтверждается высоким коэффициентом корреляции, находящимся в интервале значений 0,87 - 0,99. Погрешность вычислений не превышает 3%.

Разработанная методика позволяет определить действующие усилия для анкеров ПНА по данным мониторинга по экстензометрам. В свою очередь, это позволяет своевременно выявить анкера с малым резервом работоспособности и принять соответствующие меры для его восстановления.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 2

1. Строительство машинного зала Рогунской ГЭС началось в 1986 году. Проектные размеры машинного зала составляют: ширина - 21 м, высота -54 м (с учетом выемок под колена отсасывающих труб - 70 м), длина - 220 м. Машинный зал располагается на глубине 350-400 м. Вмещающими породами являются алевролиты нижнеобигармской свиты К1оЬ1 и песчаники верхнеобигармской свиты К1оЬ2. Алевролиты залегают на участках расположения агрегатов ГА-5 и ГА-6, в пределах первых 50-55 м машинного зала. Прочность на одноосное сжатие алевролитов составляет порядка 50 МПа, а песчаников 90 МПа.

2. Показания многоточечных экстензометров являются основным источником данных о состоянии скальных массивов, в пределах которых сооружаются подземные выработки. Установленные в определенных створах и отметках машинного зала, они дают показания, по которым возможно не только осуществлять контроль за смещениями контура (стен и свода) подземных выработок, но также за смещениями вмещающих их массивов на разном расстоянии от контура этих выработок и позволяют понять характер и особенности смещения массива, более обоснованно судить о развитии этих смещений со временем.

3. Полученные с применением экстензометров данные являются наиболее информативными для корректировки деформационных свойств скального массива при выполнении численных расчетов системы «массив -подземная выработка». Особенно это важно при наличии во вмещающем массиве разных типов пород, как это имеет место в машинном зале Рогунской ГЭС.

4. По данным наблюдений в процессе строительных работ наибольший рост смещений в ближайшей к стенам машинного зала зоне массива (0,0-5,5 м), также как наименьший их рост в наиболее удаленной зоне (16,5-22,0 м) получен менее чем на половине участков измерений. При этом

постепенное уменьшение с глубиной поинтервальных смещений массива в стенах машинного зала наблюдается только на 23% участков измерений.

5. Результаты наблюдений по экстензометрам, установленным в стенах машинного зала, свидетельствует о сложном характере смещений вмещающего скального массива в процессе строительных работ, зависящим от целого ряда факторов. Выявленные особенности его смещения на разной глубине от стен машинного зала во многом не соответствуют закономерностям деформирования однородного сплошного массива.

6. По данным наблюдений по экстензометрам выявлены отличия в смещениях массива на участках залегания песчаников и алевролитов. В частности, уплотнение массива чаще встречается в песчаниках, чем в алевролитах. Наблюдениями подтверждена более высокая склонность алевролитов к смещениям.

7. Основными особенностями смещений массива в своде машинного зала является незначительная величина этих смещений и наличие большого числа участков с отрицательными значениями общих (суммарных по всем интервалам измерений), смещений массива. Последнее объясняется преобладающим уплотнением массива на этих участках.

8. Наиболее часто разгрузка массива происходит непосредственно над сводом (в интервале глубин 0,0-5,5 м), в то время как уплотнение массива преимущественно наблюдается на отдаленных от свода участках измерений. По данным наблюдений массив в зоне алевролитов разгружается на относительно большем числе участков.

9. Несмотря на определенные неравномерные изменения смещений массива в своде, смещения в своде происходят, в основном, достаточно плавно, без резких скачков. Очевидно, что основной причиной этому является незначительное влияние буровзрывных работ на состояние массива в своде МЗ (на многих участках свода такое влияние отсутствует совсем).

10. Наибольшими как до, так и после завершения строительства являются смещения верховой стены на участке алевролитов между машинным залом и

монтажной камерой (створы 2-4, верхние участки стены). Это подтверждает значительную степень разгрузки массива на этом участке.

11. На конец 2019 года прирост смещений стен МЗ на участках створов 1 и 2 за 1,5 года после завершения на этих участках строительных работ в среднем составил 21%, а соответствующий прирост смещений стен в створах 3 и 4 за апрель-декабрь 2019 года в среднем получен равным 8%.

12. По последующим наблюдениям по экстензометрам (по состоянию на август 2024г.) выполненным после завершения основных работ по укреплению стен и свода машзала анкерами ПНА и АЖГ/Dywidag, выявлено практическое прекращение смещений стен и свода машзала, что свидетельствуют о высокой эффективности принятых и реализованных на практике решений по креплению стен и свода машинного зала Рогунской ГЭС, выполненной на основании прогнозной оценки смещения стен с учетом крепления ( глава 3 ).

13. Разработана методика определения действующие усилия в анкерах ПНА по данным мониторинга по экстензометрам. В свою очередь, это позволяет своевременно выявить анкера с малым резервом работоспособности и принять соответствующие меры для его восстановления.

ГЛАВА 3. НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ПОДЗЕМНЫХ СООРУЖЕНИЙ РОГУНСКОЙ ГЭС И ВМЕЩАЮЩЕГО МАССИВА НА ОСНОВЕ ЧИСЛЕННЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

3.1 Основные предпосылки моделирования и положения методики

расчетных исследований

Заметному прогрессу в совершенствовании способов оценки состояния и устойчивости подземных выработок способствовали внедрение в практику комплексных методов исследований свойств скальных массивов, совершенствование методов и внедрение новых технологий мониторинга за состоянием скальных массивов, окружающих подземные выработки, развитие численных методов моделирования напряженно-деформированного состояния выработок и др.

Большой вклад в развитие теоретических основ механики горных пород и в совершенствование расчетных моделей «горный массив - подземная выработка» внесли И.В.Баклашов, Б.А.Картозия [2, 3], Н.С.Булычев [4, 5], Э.Г.Газиев [8], Ф.И. Гуртовник [12], Ю.К.Зарецкий [15, 16], М.Г.Зерцалов [1719], О.Н.Золотов [20-22], В.Л.Кубецкий [30], В.В.Орехов [39, 40], И.А.Турчанинов [57]. С.Б.Ухов [58, 59], А.Б. Фадеев [60, 61], С.А.Юфин [64, 65], В.Виттке [7], Ч.Джегер [13], Cundall P.A [70] и др.

Наряду с критерием прочности пород Кулона-Мора, в численных моделях подземных выработок в последнее время широко применяются критерии Хоека-Брауна [75] и Друккера-Прагера [72]. Для воспроизведения свойств трещин в массивах в ряде программных продуктов используется модель Бартона-Бандиса [66, 67].

Результаты выполненных в разные годы (с 1974 г. по 2016г.) исследований по определению геомеханических характеристик скальных грунтов в районе размещения основных подземных сооружений Рогунской ГЭС для применения в расчетных исследованиях проанализированы и обобщены АО «Институт Гидропроект» [25]. Оценка геомеханических характеристик скальных массивов, необходимых для расчетов напряженно-деформированного

состояния скальных массивов, вмещающих крупные камерные выработки под машинный зал ГЭС и трансформаторное помещение на основе упруго-пластических моделей (с упрочнением/разупрочнением в том числе) с применением критерия прочности Мора-Кулона, выполнялась на основе рассмотрения и обобщения следующих материалов и данных:

• материалов, полученных на ранних стадиях проектирования объекта;

• результатов геофизических и геомеханических исследований, выполненных специалистами филиала Гидропроекта-ЦСГНЭО и других организаций после 2006 года [38, 41, 50, 51];

• характеристик свойств песчаников и алевролитов, используемых при численном моделировании напряженно-деформированного состояния скального массива на участке подземного машинного зала [42,].

Следует отметить, что результаты указанных выше расчетов и используемых в них геомеханических характеристик скальных пород показали хорошее соответствие с данными натурных наблюдений.

Кроме этого, при назначении характеристик скальных массивов принимались во внимание соответствующие рекомендации российского нормативного документа СП 23.13330.2011 [53]. При назначении характеристик разных свит (толщ) пород учитывался их вещественный состав (процентное содержание алевролитов, аргиллитов и песчаников).

Следует отметить, что в наибольшей степени подтверждены опытными данными деформационные характеристики скальных массивов, полученные по результатам геофизических исследований (выполненных в разные годы) и прессиометрических исследований в скважинах. В первую очередь это относится к породам Нижне-обигармской свиты К^ы и Верхне-обигармской свиты К1Л2, залегающим на участке подземного машинного зала ГЭС. Выполнен также достаточно большой объем лабораторных испытаний физико-механических свойств образцов скальных пород.

Параметры прочности на сдвиг по трещинам были определены на стадии техпроекта экспресс-методом [33], по данным измерений параметров

морфологии поверхностей трещин на многочисленных (более 200) эталонных площадках площадью ~1м2, а также по результатам лабораторных испытаний образцов пород с фрагментами трещин.

При назначении сдвиговых параметров массивов в направлениях, совпадающих с ориентацией трещин, использовались соответствующие характеристики как массивов, так и трещин. При этом принималось достаточно консервативное предположение о том, что длина трещин в 2 раза больше размера межтрещинных скальных целиков междусоседними трещинами.

Отметим, что в 2018-2019гг. в соответствии с Программой дополнительных изысканий на Рогунской ГЭС, были выполнены крупномасштабные (с помощью бетонных штампов) исследования деформационных и сдвиговых характеристик алевролитов К^ы и песчаников К^2. Ранее таких исследований на объекте не проводилось. После выполнения всех опытов и анализа полученных результатов было установлено, что в целом они подтвердили достоверность полученных ранее геомеханических параметров скальных пород и были внесены лищь незначительные коррективы.

В настоящей работе автором с целью сопоставления данных натурных наблюдений с теоретическими в сотрудничестве со специалистами ООО «МИГГ» выполнены расчетные исследования напряженно-деформированного состояния и устойчивости скального массива, вмещающего подземные сооружения Рогунской ГЭС. Для реализации поставленной цели была использована объемная инженерно-геологическая модель участка скального массива размерами 600х500х450 разработанной АО «Гидропроект», в которой представлены зоны тектонических нарушений и вмещающие выработки машинного зала, трансформаторного помещения и других выработок, сопряженных с указанными сооружениями (рис. 3.1). На данном рисунке показано, что участок скального массива состоит из шести инженерно-геологических элементов (ИГЭ). Кроме скальных пород нижне-обигармской свиты К^ы и верхне-обигармской свиты К^2, непосредственно в которых расположены камерные выработки под машинный зал ГЭС и

трансформаторное помещение, на данном участке присутствуют породы мингбатманской свиты К1шё, каракузской K1kr, кызылтышской K1kz и яванской K1jv свит Меловой системы. Зоны тектонических нарушений представлены тремя тектоническими разломами №№ 35, 70 и 273, пересекающих эту область. Обобщенные физико-механические характеристики свойств которых приняты по данным многочисленных многолетних изысканий как на объекте, так и в лабораторных условиях и приведены в табл. 3.1-3.3.

При расчетах учитывались неоднородность скального массива, его природное напряженное состояние, поэтапность раскрытия выработок, устройство железобетонных обделок, нелинейность деформирования скальных пород и снижение параметров прочности скальных пород в зонах развития пластических деформаций.

- Алевролиты К1оЬ1

- Песчаники К1оЬ2

- Песчаннки К1кг

- Песчаники К1кг

- Зона разлома № 35 <

- Зона разлома № 273

- Зона разлома № 70

Рисунок 3.1 - Объемная расчетная геологическая модель участка скального

массива

В центре расчетной области выделен детализированный участок скального массива, непосредственно вмещающий подземные сооружения размерами 275х190х147 м (рис. 3.2, 3.3), который в последующем разбивается на более мелкие конечные элементы.

Рисунок 3.2 - Твердотельная модель детализированного участка скального массива, непосредственно вмещающая основные подземные сооружения

Рогунской ГЭС

Рисунок 3.3 - Твердотельная модель подземных выработок и зон разломов в детализированном участке скального массива

Таблица 3.1 - Физико-механические характеристики свойств пород

Геологическая пачка Характеристики пород

Деформационные Прочностные

№

зон

индекс Состав % ЕдефМПА СосЬ МПа ф > ой

вне зоны в зоне вне зоны в зоне вне зоны в зоне вне зоны в зоне

разгрузки разгрузки разгрузки разгрузки разгрузки разгрузки разгрузки разгрузки

I ^ алевролиты 4000 2500 0,30 0,31 1,5 0,2 63 56

II К1кг песчаники-71 алевролиты-29 7000 5000 0,24 0,26 1,5 0,5 63 56

III Кш песчаники-87 алевролиты-13 8000 5500 0,22 0,25 2,0 0,5 67 56

IV песчаники-80 алевролты-2 8000 4000 0,28 0,30 2,0 0,5 67 56

V К10Ы алевролиты-100 5500 4000 0,30 0,31 1,5 0,5 63 60

VI К1оЬ2 песчаники-96 9000 6000 0,15 0,18 2,0 0,5 67 56

№273 Песчаники и 2000 1500 0,30 0,33 0,5 0,1 45 37

VII №70 алевролиты в зоне дробления 2000 1500 0,30 0,33 0,5 0,1 45 37

№35 тектонических разломов 2000 1500 0,30 0,33 0,5 0,1 45 37

Таблица 3.2 - Обобщенные деформационные и прочностные характеристики скальной породы в ненарушенных зонах массива

№№ РГЭ Порода Модуль деформации, Е, МПа Коэф. Пуассона, Угол внутреннего трения, ф°ос! град Сцепление, Сой , МПа

1 Песчаники 9 000 0,22 55 2,0

2 Алевролиты 5 500 0,28 45 1,2

3 Зона разлома 2 000 0,32 37 0,3

Таблица 3.3 - Обобщенные деформационные и прочностные характеристики скальной породы в нарушенных зонах массива

№№ РГЭ Порода Модуль деформации, Е, МПа Коэф. Пуассона, Угол внутреннего трения, фоос1 град Сцепление, Сос1 , МПа

1 Песчаники 3 000 0,30 42 1,0

2 Алевролиты 1 800 0,33 47 0,5

В расчетную область входят следующие основные подземные сооружения (рис. 3.4-3.5):

- помещение машинного зала (размерами 220х21х70 м);

- помещения трансформаторного зала (размерами 200х19х27 м);

- монтажная камера с подводящими трубопроводами;

- отсасывающие трубы;

- токопроводы;

- коллекторы (отводящие трубы).

Рисунок 3.4 - Твердотельная модель основных подземных сооружений Рогунской ГЭС. Вид со стороны ВБ

Рисунок 3.5 - Твердотельная модель основных подземных сооружений Рогунской ГЭС. Вид со стороны плотины

3.2 Геотехническая модель скального массива, вмещающего подземные

камерные выработки

Основные трудности при создании расчетной модели скального массива возникают при выборе адекватной модели деформирования скальной породы и

определении ее параметров, несмотря на то, что закономерности деформирования скальных пород хорошо изучены:

1. Как показывают экспериментальные данные, поведение скальных пород при нагружении существенно нелинейно еще в допредельной стадии, что приводит к перераспределению напряжений в массиве задолго до наступления предельного состояния.

2. Нелинейный характер деформирования скальных пород, обусловленный наличием мелкой трещиноватости, в значительной степени зависит как от величины природного напряженного состояния, так и от вида последующего нагружения. Так, при девиаторном нагружении, характерном для скального массива вокруг выработок, раскрытие микротрещин сопровождается не только увеличением сдвиговых деформаций, но и увеличением объемных деформаций (дилатансия).

3. Натурные данные также свидетельствуют, что деформации скального массива происходят не только в процессе разработки выработки, но и в течение многих лет после его завершения.

Таким образом, деформации массива в окрестности выработки разделяются на условно-мгновенные, которые проявляются непосредственно после раскрытия очередного яруса выработки, и долговременные, обусловленные раскрытием существующих и образованием новых трещин в скальном массиве вокруг выработок.

В настоящее время для описания развития "мгновенных" упругопластических деформаций при численных расчетах используются различные математические модели, сформулированные в рамках теории пластического течения [26].

Простейшие из них - идеально-упругопластические модели Мора-Кулона и Друккера-Прагера предполагают, что развитие пластических деформаций в материале происходит только после перехода его в предельное состояние, а до предельного состояния развиваются только упругие деформации.

Для приближения результатов математического прогноза с применением таких моделей к результатам наблюдений используют ряд искусственных приемов: в допредельной стадии деформирования используются модули общей деформации, а не модули упругости; в расчетной схеме вокруг выработок вводятся "зоны разгрузки", с пониженными значениями характеристик породы; выполняется "калибровка" расчетной модели и т.д., что не гарантирует, в общем случае, достоверность последующего математического прогноза.

Вообще, при математическом моделировании поведения скальных массивов с использованием соотношений теории пластического течения целесообразно использовать не горно-геологическую терминологию, а терминологию теории пластического течения, где даются определения нагрузки, нейтрального нагружения и разгрузки [26]. Так, если приращение напряжений сопровождается приращение пластических деформаций, то подобный процесс называется нагружением.

При этом, вблизи разрабатываемых выработок происходит именно нагружение материала, сопровождающееся развитием пластических деформаций на фоне снижения нормальных и увеличения сдвигающих напряжений, а на некотором удалении от выработок происходит разгрузка материала, сопровождающаяся только уменьшением величины упругих деформаций материала на фоне снижения всех компонент тензора напряжений.

Для учета этих факторов обычно используются упругопластические модели с упрочнением и, как показывает практика [40], результаты расчетных исследований в этом случае гораздо лучше соответствуют данным натурных наблюдений, чем при использовании идеальных моделей.

В простейшем случае (при отсутствии экспериментальных зависимостей) диаграммы упругопластического деформирования материала, характеризующие нелинейную зависимость между инвариантами девиатора напряжений и девиатора пластических деформаций, можно представить в виде кусочно-линейных кривых, учитывающих зависимость деформаций сдвига от всестороннего давления и упрочнение материала [18, 68].

При этом поверхность нагружения модели состоит их трех линейных участков / /2 и / (рис. 3.7), а функции упрочнения могут быть заданы в виде соотношений (3.5) [16].

Образец "паспорта прочности" и деформируемости скальной породы для этой модели представлен на рис.3.6. Параметры модели определяются исходя из геотехнических характеристик (табл. 3.3) в предположении, что значение пластического модуля сдвига Ор соответствует естественному напряженному состоянию массива ( рис.3.7), определенному в результате натурных измерений напряжений в районе выработок [40].

Развитие долговременных упругопластических деформаций, обусловленных раскрытием существующих и образованием новых трещин в скальном массиве вокруг выработок,также, очевидно, происходит в зонах нагрузки породы и может быть учтено в расчетах снижением во времени прочностных параметров (рис.3.6) в части скального массива, ограниченной зоной развития пластических деформаций. В этом случае для определения длительных параметров модели используются геотехнические характеристики скальной породы в нарушенных зонах массива (табл.3.3).

Рисунок 3.6 - Образец "паспорта прочности " и деформируемости скальной

породы

Рисунок 3.7 -Текущее положение поверхности нагружения

Для исследования напряженно-деформированного состояния (НДС) больших подземных выработок Рогунской ГЭС использовалась методика [16], основанная на численном решении методом конечных элементов (МКЭ) системы дифференциальных уравнений равновесия совместно с уравнениями состояния грунтов (3.1):

8цР9 = ОЦ.1 (3.1)

где р - плотность грунта; 5 у - символ Кронекера; g - ускорение свободного падения; агу - компоненты тензора напряжений; у -дифференцирование по координате]; ¡,] = 1, 2, 3.

Разрешающая система уравнений, составленная для всей совокупности конечных элементов, аппроксимирующих расчетную область "скальный массив - подземные выработки", с учетом уравнений состояния грунта, начальных и граничных условий полностью характеризуют работу скальных пород при статических воздействиях.

В настоящей работе, для описания деформируемости скальных пород использовалась математическая модель, сформированная в рамках теории пластического течения с упрочением [16].

При этом полные деформации 8у равны:

ец = е<? + е« (3.2)

где е(е) - компоненты тензора упругих деформаций, е^- компоненты тензора пластических деформаций.

Упругие деформации связаны с напряжениями в скелете грунта законом Гука (3.3):

о(П = + 8^Аеи, (3.3)

где ц, X - постоянные Ляме

Приращение пластических деформаций определяется ассоциированным законом Койтера (3.4):

ае^ = ахг , (3.4)

1]

где г - номер регулярного участка поверхности нагружения, X -бесконечно малый скалярный множитель.

Используемая модель грунта при статических нагрузках характеризуется сингулярной, кусочно-гладкой поверхностью нагружения (рис. 3.8), а параметрами упрочнения служат инварианты тензора пластических

(р)

деформаций (объемная пластическая деформация е^ и интенсивность пластических деформаций сдвига :

Л = о,-{ о° + ( *;-*?) Ф ( е( )} = 0 /2 = О - { о-(е/) - Р* ( е(\ е(р))} 1дф + о^Ф ( е(р)) = 0 (3.5)

/3 = о(е/) -Р*(е^)) = 0

где о(е о- инварианты тензора эффективных напряжений; о* = с + Ьд р о( - предельное значение о, с , Ь д р - параметры прочности,

гд-ф = + 1д\р°-ф{е[р))

*

Ф, - функции упрочнения,

а0 = с0 + I д ср0 , определяют положение начальной поверхности.

Формулировка поверхности нагружения связана с дополнительными предположениями о расположении площадок преимущественного скольжения. В случае пространственного напряженного состояния пластические сдвиги реализуются по октаэдрическим площадкам.

Рисунок 3.8 - Поверхность нагружения математической модели скальной

породы [39, 40]

Анализ экспериментальных данных показывает, что функции упрочнения могут быть заданы в виде следующих соотношений:

е■

(р)

^ (1 -В)е-+Ве1

(Р)'

ФМ =

е-

(Р)

е1 ~ I

(Р)'

Р* =

(3.6)

(3.7)

(3.8)

где В - постоянный экспериментальный параметр,

- предельное значение интенсивности пластических деформаций , К &) - модуль объемной пластической деформации.

При этом, функция упрочнения Ф описывает диаграмму сдвига, а функция упрочнения Р* описывает диаграмму объемного сжатия в опытах по траекториям раздавливания при стабилометрических испытаниях грунта (так называемый "паспорт" прочности и деформируемости грунта).

Параметры модели имеют четкий физический смысл, определяются стандартными трехосными испытаниями [11] и отражают особенности дилатансионного поведения грунта, существенным образом влияющие на процессы пластического деформирования скальных пород.

В основу алгоритма расчета нелинейно-деформируемых сред при статических воздействиях положен метод конечных элементов с использованием объемных конечных элементов (тетраэдров) для аппроксимации расчетной области.

Для вывода основных соотношений вычислительного алгоритма из системы дифференциальных уравнений равновесия (3.1) используется вариационный принцип и конечно-элементное представление среды. Решение основной системы уравнений производится в форме метода перемещений. Учет развития пластических деформаций в массиве производится на основе использования итерационного процесса, проводимого на каждом этапе расчета.

Поэтапность строительства сооружения - один из основных факторов, учет которого в расчете позволяет получить более полную информацию о формировании напряженно-деформированного состояния системы «сооружение - скальный массив» в процессе строительства. При устройстве выработки ее разработка моделируется простым удалением соответствующих конечных элементов. При устройстве железобетонной обделки выработки на линии контакта со скальным массивом в процессе расчета моделируется условие (3.9):

и? - иг = и* (3.9)

где и* - перемещения контура выработки на к - ом этапе расчета,

Индекс "+" означает, что функция определена для обделки, устраиваемой на к+1 - ом этапе, "-" для контура скальной выработки.

Так при численном моделировании устройства бетонной обделки, используется специальная методика, заключающаяся во введении на границе бетонной обделки со скальными породами разрыва функции перемещений (моделируется условное деформирование обделки со скальными породами) на величину, равную перемещениям рассматриваемой границы до начала бетонирования.

Для оценки напряженного состояния в каждой точке скального массива (по степени приближенности к предельному состоянию) по результатам расчета определяются локальные коэффициента запаса сдвига по зависимости (3.10):

кг =& , (3.10)

Поскольку в расчетах используются нормативные значения расчетных характеристик, предельное значение локального коэффициента запаса соответствует Кз=1.

При поэтапном строительстве различные точки скального массива могут переходить в предельное (по напряжениям) состояние и возвращаться в допредельное состояние. Признаком нахождения материала в предельном состоянии на предыдущих этапах строительства является наличие зон, где значения интенсивности пластических деформаций сдвига превышают предельные значения.

Изложенная выше методика расчета и математическая модель поведения скального массива были реализованы в вычислительной программе <^ЕО-MIGG» [52], разработанной коллективом авторов под руководством Зарецкого Ю.К. в программной среде ANSYS, основанной на методе конечных элементов (МКЭ).

3.3 Расчетная модель скального массива, вмещающего подземные

камерные выработки

Как было указано выше, основой расчетной модели скального массива, вмещающего подземные выработки ГЭС, явилась новая объемная инженерно -геологическая модель участка скального массива, учитывающая его геологическое строение, размерами 600 х 500 х 450 м.

Аппроксимация конечными элементами детализированного участка скального массива выполнялась объемными конечными элементами с размером стороны не более 10 м, со сгущением сетки конечных элементов вокруг выработок (до максимального размера стороны конечного элемента - 4 м). За пределами детализированного участка выполнялась боле крупная аппроксимация скального массива конечными элементами (максимальный размер стороны конечного элемента - 20 м).

Общее количество конечных элементов (тетраэдров) в расчетной области составило 867123, узлов - 147103 (рис. 3.9). При этом детализированный участок скального массива был аппроксимирован 550199 конечными элементами, а число узлов составило - 93121 (рис. 3.10).

Рисунок 3.9 - Общий вид конечно-элементной модели расчетной области

размерами 600 х 500 х 450 м

Рисунок 3.10 - Общий вид конечно-элементной модели детализированного участка расчетной области размерами 275х190х147 м

Для представительного моделирования всего процесса строительства подземного машзала Рогунской ГЭС была принята следующая последовательность 35 расчетных этапов (табл. 3.4 ) исследований напряженно деформированного состояния скального массива (рис. 3.9). Таблица 3.4 Последовательность расчетных этапов

№ этапов Этапы

1-2 Природное напряженно-деформированное состояние скального массива до начало строительства

3 Разработка машинного зала (МЗ) до отм. 992 м

4 Устройство бетонной обделки свода МЗ и разработка МЗ до отм. 986 м и монтажной камеры (МК) до отм. 1001.5 м

5 Разработка МЗ до отм. 973 м и МК до отм. 985.0 м

6 Разработки МЗ до отм. 964.2 м и трансформаторного помещения (ТП) до отм. 1012,5 м

7 Устройство обделки свода и разработка ТП до отм. 1008,85 м

Таблица 3.4 (Продолжение)

№ этапов Этапы

8 Разработка ТП до отм. 1004,3 м

9 Проходка временных турбинных водоводов от МК до МЗ

10 Длительная консервация подземных выработок в скальном массиве

11 Разработка ТП до отм. 997

12 Разработка ТП до отм. 986,7 м Проходка токопровода 6 агр

13 Бетонирование обделки токопровода 6 агр. Проходка токопровода 5 агр

14 Бетонирование обделки токопровода 5 агр и проходка токопровода 4 агр

15 Бетонирование обделки токопровода 4 агр, Устройство распорных балок агрегатов №№ 6 -:- 4 и разработка ТП до отм. 983,2 м

16 Проходка токопровода 3 агр. Проходка коллекторных (отводящих) труб 6-4 агрегатов,

17 Бетонирование обделки токопровода 3агр. Бетонирование обделки коллекторных (отводящих) труб 6-4 агрегатов, Проходка токопроводов 1 и 2 агр

18 Бетонирование обделки токопроводов 1 и 2 агр. Проходка коллекторных (отводящих) труб 3-1 агрегатов

19 Бетонирование обделки коллекторных (отводящих) труб 3-1 агрегатов, Разработка ТП до отм. 966.4 м

20 Разработка МЗ 5 агр. до отм. 946,9 м,

21 Бетонирование МЗ 5 агр. до отм. 946,9 м Разработка МЗ 6 агр. до отм. 946,9 м

22 Бетонирование МЗ 6 агр. до отм. 946,9 м; Разработка МЗ за 6 агр. до отм. 946,9 м; Разработка МЗ 5 агр. до отм. 932,5 м и

23 Бетонирование МЗ за 6 агр. до отм. 946,9 м Бетонирование МЗ 5 агр. до отм. 932,5 м Проходка отсасывающей трубы 5 агр

24 Бетонирование обделки отсасывающей трубы 5 агр. Разработка МЗ 6 агр. до отм. 932,5 м

Таблица 3.4 (Продолжение)

№ этапов Этапы

25 Бетонирование МЗ 6 агр. до отм. 932,5 м Проходка отсасывающей трубы 6 агр.

26 Бетонирование обделки отсасывающей трубы 6 агр. Устройство распорных балок агрегатов №№ 1 -:- 3 Разработка МЗ 4 агр. до отм. 946,9 м

27 Бетонирование МЗ 4 агр. до отм. 946,9 м. Разработка МЗ 2 агр. до отм. 946,9 м. Разработка МЗ 4 агр. до отм. 932,5.

28 Бетонирование МЗ 2 агр. до отм. 946,9 м. Бетонирование МЗ 4 агр. до отм. 932,5 м. Проходка отсасывающей трубы 4 агр.

29 Бетонирование обделки отсасывающей трубы 4 агр. Разработка МЗ 2 агр. до отм. 932,5 м Разработка МЗ 3 агр. до отм. 946,9 м

30 Бетонирование МЗ 2 агр. до отм. 932,5 м Бетонирование МЗ 3 агр. до отм. 946,9 м Проходка отсасывающей трубы 2 агр.

31 Бетонирование обделки отсасывающей трубы 2 агр. Разработка МЗ 3 агр. до отм. 932,5 м Разработка МЗ 1 агр. до отм. 946,9 м

32 Бетонирование МЗ 3 агр. до отм. 932,5 м Бетонирование МЗ 1 агр. до отм. 946,9 м Проходка отсасывающей трубы 3 агр.

33 Бетонирование обделки отсасывающей трубы 3 агр. Разработка МЗ 1 агр. до отм. 932,5 м

34 Бетонирование МЗ 1 агр. до отм. 932,5 м Проходка отсасывающей трубы 1 агр.

35 Бетонирование обделки отсасывающей трубы 1 агр.

В расчетах учитывалось устройство железобетонных обделок части выработок. В тоже время, анкеры крепления железобетонных обделок к массиву в расчетах не учитывались, так как они не оказывают существенного влияния на НДС скального массива и служат лишь для крепления стен выработок от возможного вывала фрагментов трещиноватой породы. В

расчетах для учета влияния анкерного крепления массива (железобетонных пассивных анкеров АЖГ и преднапряженных анкеров ПНА), в скальном массиве вокруг подземных выработок выделяются зоны, где располагаются анкера (на глубину 16-20 м от железобетонной обделки выработки). В этой зоне деформационные характеристики разуплотненных (ослабленных) скальных пород заменяются с приведенными деформационными характеристиками, определенными с учетом модулей металлических анкеров АЖГ. Более подробно процедура определения приведенных деформационных характеристик скального массива с анкерами описана в разделе 3.5.

Для фиксации расчетной области в пространстве на части границ расчетной области задавались условия отсутствия перемещений по нормали к граничной поверхности. При этом, на противоположных границах задавались естественные напряжения, обусловленным современной тектонической деятельностью.

Величина тектонических напряжений, прикладываемых к границам расчетной области, определялись на основе ранее проведенных геофизических исследований.

Ориентировка главных нормальных напряжений принята таким образом, что а1 ориентировано практически вертикально, то есть является вертикальным главным нормальным напряжением - ау. Следовательно, а2 и а3 располагаются в горизонтальной плоскости, причем а2, максимальное горизонтальное главное нормальное напряжение - а^^, ориентировано в юго-западном направлении практически по простиранию Ионахшского разлома и преобладающему направлению слоистости. Соответственно, а3, горизонтальное минимальное главное нормальное напряжение - а^т, ориентировано практически по направлению падения Ионахшского разлома и перпендикулярно преобладающему направлению слоистости.

Вычисленные значения главных нормальных напряжений для центров граней геологической модели приведены в таблице 3.5.

Таблица 3.5 - Главные нормальные напряжения на центрах граней геологической модели

Расчет. точка № точки на модели Координаты точек Глубина от поверхности, м Гравитац. составл., МПа < = МПа <2 = Сг max, МПа <2 = МПа

x у z

верх 1 27673 23278 1230 170 4.4 9.7 11.6 7.4

низ 2 27673 23278 781 619 16.1 21.4 15.2 9.7

к реке 3 27381 23278 1005 165 4.3 9.6 11.6 7.4

от реки 4 27967 23278 1005 465 12.1 17.4 14.0 8.9

нижни й бьеф 5 27673 23035 1005 295 7.7 13.0 12.6 8.1