Научно-исследовательская работа для РусГидро по теме:

«Экспертные анализ и оценка рекомендаций Банковского ТЭО

Богучанской ГЭС с НПУ 208 м, разработанного фирмой Коин и Белье

(Франция)»

Исполнитель:

независимый эксперт, член Комитета по проектированию плотин

Международной комиссии по большим плотинам (СИГБ),

доктор техн. наук, профессор кафедры гидросооружений РУДН,

Ляпичев Ю.П.

Москва

декабрь 2006 г.

2

Содержание:1. Оценка профессионализма фирмы Коин и Белье…………………………3

1.1. Оценка опыта фирмы Коин и Белье в проектировании плотин и ГЭС в природно-климатических, социально-экологических и энерго-экономических условиях, близких к условиям строительства Богучанской ГЭС……………………3

1. 2. Оценка опыта фирмы в использовании методических указаний по соответствию российских норм по оценке безопасности плотин и ГЭС подобным документам западных стран, Всемирного банка и Международной комиссии по большим плотинам ……………………………………………… 6

1.3. Оценка профессионализма фирмы в использовании новых российских и советских норм проектирования плотин при работе над Банковским ТЭО…7

1.4. Оценка опыта фирмы в использования российского опыта проектирования плотин в природно-климатических, социально-экологических и энерго-экономи-ческих условиях, близких к условиям строительства Богучанской ГЭС…8

2. Оценка обоснованности и достоверности использования фирмой Коин и Бельероссийских и других исходных данных и критериев безопасности……… 102.1. Оценка обоснованности и достоверности использования фирмой российских

исходных расчётных данных, применявшихся в проекте Богучанской ГЭС 10

2.2. Оценка обоснованности и достоверности использования фирмой своих критериев безопасности плотин для условий строительства Богучанской ГЭС, их соответствие критериям российских норм, Всемирного Банка, Международной комиссии по большим плотинам и Корпуса инженеров армии США………13

2.3. Оценка обоснованности использования фирмой расчётной пропускной способности водосбросов при PMF и форсировки уровня ВБ до отметки 213,5 м 17

2.3.1. Метод вероятного максимального паводка (PMF)……………………17

2.3.2. Значение фактора снеготаяния в прогнозе PMF………………………22

2.3.3. Рекомендации Международной комиссии по большим плотинам по оценке PMF

2.3.4. Выводы и рекомендации по оценке применения метода PMF для Богучанской ГЭС…………………………………………………………25

3. Оценка достоверности и обоснованности рекомендаций Банковского ТЭО Богучанской ГЭС с НПУ 208 м, разработанного фирмой Коин и Белье…27

3.1. Надёжность и безопасность каменно-набросной плотины с диафрагмой из литого и /или/ укатанного асфальтобетона………………………………27

3.2. Надёжность и безопасность бетонной плотины при совместной или раздельной работе со зданием ГЭС………………………………………30

3.3. Надёжность и безопасность водосбросных сооружений………………..35

3.4. Надёжность и эффективность работы Богучанской ГЭС в ЕЭС России 38

3.5. Стоимость и эффективность проекта Богучанской ГЭС………………39

ЗАКЛЮЧЕНИЕ И РЕКОМЕНДАЦИИ……………………………………… 42

Список литературы……………………………………………………………….47

1. Оценка профессионализма фирмы Коин и Белье

1.1. Оценка опыта фирмы Коин и Белье в проектировании плотин и ГЭС в

природно-климатических, социально-экологических и энерго-экономических

условиях, близких к условиям строительства Богучанской ГЭС

Французская фирма Коин и Белье, безусловно, одна из ведущих в мире проектно-

изыскательских и научно-исследовательских фирм в области гидротехнического (прежде

всего, гидроэнергетического) строительства. Ее «расцвет», как и других ведущих

западных фирм, приходится на 1950-1980 гг., когда ее талантливые специалисты, в том

числе руководители, в честь которых она названа, были «законодателями мод», прежде

всего, в области проектирования и строительства арочных плотин не только в Западной

Европе, но и в ряде стран Африки, Ближнего Востока, Юго-Восточной Азии и Латинской

Америки.

В этот период фирма Коин и Белье участвовала в техническом сотрудничестве с

институтом Гидропроект, оказывая консультативные услуги на стадии ТЭО при выборе

типа бетонной плотины с учетом геомеханических параметров скального основания при

проектировании таких уникальных плотин, как Ингурская и Саяно-Шушенская арочные

плотины и Токтогульская гравитационная плотина. Автор отчета участвовал в 1967-73 гг.

в проектировании Токтогульской плотины, встречался со специалистами-геомеханиками

этой фирмы и может подтвердить их высокий профессионализм.

Автор с 1992 г. хорошо знает Президента фирмы д-ра Бернарда Тардью и его

заместителя по науке, д-ра Алана Карере по совместной работе над некоторыми

проектами плотин в Эквадоре, Перу, Алжире, Лесото и в Комитете по расчетам плотин в

Международной комиссии по большим плотинам (СИГБ). Поэтому автор хорошо знает

всю «кухню» разработки проектов плотин и ГЭС в этой фирме, методы их научных

исследований и программного обеспечения и может обоснованно оценить выводы и

рекомендации фирмы в ее Банковском отчете по Богучанской ГЭС.

Фирма Коин и Белье имеет большой научно-исследовательский Центр, который

занимается лабораторными, полевыми и натурными исследованиями, разработкой

контрольно-измерительной аппаратуры и программного обеспечения. В научном

обеспечении проектов плотин и ГЭС фирма Коин и Белье является одной из лучшей в

мире, особенно, следует отметить ее достижения в полевых и натурных исследованиях

геомеханических свойств скальных оснований бетонных плотин и разработке численных

4

программ расчетов напряженного состояния, прочности и устойчивости бетонных и

грунтовых плотин.

В таблице 1 приведен список 13 крупных плотин и 10 ГЭС, в проектировании и

строительстве которых участвовала фирма Коин и Белье в последние 20 лет.

Таблица 1 Страна Имя ГЭС, тип и

мощность, МВтТип плотины,

высота, мТип

водосброса, расход, м3/с

Перечень услуг

Бразилия Мачадиньо (П),3х380=1140 МВт

Каменнонасыпная (КНП) с экраном из бетона, 126 м

Подготовка контракта на строительство по схеме EPC, общее руководство проектом,

надзор за строительством Бразилия Ита (П),

5х290=1450 МВтКНП с экраном из

бетона, 145 мПроверка проекта,

выполняемого по схеме EPC, испытание гидромеханич. и

гидроэлектрич. оборудованияБразилия Канья Брава (О),

3х150=450 МВтГравитационная из укатанного

бетона (УБ), 65 м

Водосливная плотина,

17600 м3/с

Помощь в подготовке контракта по схеме EPC ,

общее руководство строительством

Эквадор Пауте Масар (П)4х45=180 МВт

КНП с экраном из бетона, 185 м

Пересмотр схемы строительства, надзор за строительством ГЭС и

туннелейАргентина Потрерильос

(О), 4х26=106 МВт

Каменно-земляная (КЗП),

116 м

Водослив-быстроток, 2500 м3/с

Подготовка проекта для тендера, помощь в надзоре за

строительствомТурция Берке (П),

3х170=510 МВтАрочная,

205 мТЭО, рабочий проект, экологическая оценка,

документы для тендера, рабочие чертежи, надзор за

строительствомТурция Биречик (О),

4х168=672 МВтГравитационная, и грунтовая, 63 м

Консультант проекта, выполняемого по схеме BOT:

проверка ТЭО, проект для тендера, ППР и рабочие

чертежи, надзор за строительством

Иран Карун-4 (П),4х225=900 МВт

Арочная,222 м

ТЭО, помощь в подготовке проекта для тендера

Индия Дул Хасти (П), 3х130=390 МВт

Гравитационная, 70 м

Экспертиза проекта, подготовка проекта для

тендера и ТУ на сооружения, рабочие чертежи, надзор за

стр-вом Индия Тери (П),

4х250=1000МВт Каменно-

земляная (КЗП), 260 м

Экспертиза геологич., гидрологич., сейсмич.

данных, подготовка проекта

5

для тендера, гидравлич. исследования

Алжир Бенит Харун (ирригация)

Гравитационная из УБ, 120 м

Водосливная плотина,

13300 м3/с

Подготовка проекта к тендеру, рабочие чертежи, надзор за строительством

Алжир Тиши Хаф, (ирригация)

Арочная, 84 м, гравитационная

из УБ, 30 м

Водосливная плотина, 6500 м3/с

Рабочие и строительные чертежи, помощь в надзоре за

строительством

Таиланд Та Дан (ирригация)

Гравитационная из УБ, 95 м

Водосливная плотина, 1600 м3/с

Подготовка проекта для тендера, рабочие чертежи, надзор за строительством

Примечания и сокращения в табл. 1: 1. П - подземное здание ГЭС, О - открытое здание ГЭС; КНП- каменно-насыпная плотина; КЗП – каменно-земляная плотина; УБ - укатанный бетон; ТУ – технические условия. 2. Та Дан (Таиланд) – крупнейшая в мире гравитационная плотин из УБ (5,0 млн. м3)3. Биречик (Турция) – одна из крупнейших в мире ГЭС, построенная по схеме BOT или концессии: Build (построить), Operate (эксплуатировать), Transfer (передать Владельцу).4. Схема контракта EPC: Engineering (проектирование), Procurement (поставка оборудования), Construction (строительство) - единый процесс проектирования, поставки технологического оборудования и строительства ГЭС «под ключ», сильно ускоряющий пуск ГЭС.

За последние 20-25 лет на международном рынке проектно-консалтинговых услуг

появились новые заинтересованные участники - крупные проектно-технологические

фирмы Латинской Америки (Бразилии, Колумбии, Мексики, Чили), Ближнего Востока

(Турции, Ирана), Юго-Восточной Азии (Китая, Индии, Вьетнама), которые вытесняют с

активно развивающегося рынка гидроэнергетики все ведущие проектные и строительные

фирмы Западной Европы, США, Канады и Японии.

В связи с этим фирма Коин и Белье перестроила и расширила свои услуги в области

гидроэнергетического строительства, в сторону водохозяйственного, мелиоративного,

природоохранного и дорожно-транспортного строительства, а также предлагая свои

услуги в строительстве не только ГЭС, но и атомных электростанций.

В 1990-1999 гг. фирма участвовала в разработке ТЭО около 30 гидроузлов для целей

ирригации, водоснабжения и энергетики в странах Африки (Тунисе, Алжире, Марокко,

Лесото), Ближнего Востока (Ливане), Юго-Восточной Азии (Таиланде, Индонезии) и

Латинской Америки (Эквадоре, Чили, Венесуэле, Никарагуа).

В последние 20 лет фирма разработала около 20 мастер-планов и ТЭО ГЭС в 15 странах

Африки, Индонезии, Эквадоре и Никарагуа активно работала в консорциумах с участием

региональных фирм в разработке рабочих проектов, тендерской документации, надзоре за

строительством крупных плотин и ГЭС в Бразилии, Эквадоре, Турции, Иране, Индии.

6

Фирма участвовала в подготовке контрактов по схеме EPC на проектирование и

строительство ГЭС, в том числе ГЭС: Ита (1450 МВт) и Канья Брава (450 МВт) в

Бразилии, Дул Хасти (390 МВт) в Индии и Потрерильос (106 Мвт) в Аргентине (табл. 1).

Сейчас фирма участвует в подготовке контрактов по схеме EPC на строительство

крупных водохозяйственных гидросхем и гидроузлов в Перу, Чили, Венесуэле, Тунисе,

Марокко, Филиппинах и ряде других стран.

Фирма также выполнила большое число аудитовских экспертиз для владельцев многих

ГЭС в Бразилии (Сальто Сантьяго, 1420 МВт, Сальто Осорио, 1078 МВт и др.), Чили,

Аргентине, Перу, Панаме, Турции, Индии, Лаосе, Филиппинах, Грузии и др.

Отмечая высокий профессионализм и большой опыт фирмы в проектировании,

исследовании и строительстве крупных бетонных плотин в разных странах мира, кратко

рассмотренный выше, следует все же констатировать, что фирма Коин и Белье не имеет

опыта проектирования и исследования (в т.ч. экспертизу проектов) плотин и ГЭС,

подобных Богучанской ГЭС по своим суровым природно-климатическим и другим

условиям.

Тем не менее, следует отметить, что если опыт фирмы Коин и Белье и ее выводы в

части бетонной плотины Богучанской ГЭС представляют несомненный интерес, то в

части каменно-набросной плотины с асфальтобетонной диафрагмой фирма не имеет

достаточного опыта и поэтому ее анализ этой плотины оказался поверхностным.

По-видимому, Заказчик Банковского ТЭО, компания РусАЛ при отборе кандидата для

ТЭО не собрала подобную информацию по этой и другим фирмам-кандидатам.

По мнению автора лучшим кандидатом для ТЭО была бы канадская

гидроэнергетическая компания HydroQuebec, а по каменно-набросной плотине –

Норвежский геотехнический институт (NGI) в Осло.

Компания HydroQuebec – крупнейшая в мире гидрогенерирущая компания (общая

мощность ГЭС около 40 тыс. МВт), имеющая в своем составе крупный проектно-

исследовательский центр, имеет большой опыт проектирования, строительства и

эксплуатации крупных ГЭС и бетонных плотин, в природно-климатических и других

условиях относительно близких к условиям и параметрами Богучанской ГЭС и бетонной

плотины.

Норвежский геотехнический институт – мировой лидер в проектировании,

исследовании и эксплуатации крупнейших каменно-насыпных плотин с укатываемыми

асфальтобетонными диафрагмами в Норвегии и Китае, что соответствует условиям и

параметрам Богучанской каменно-набросной плотины с асфальтобетонной диафрагмой.

1. 2. Оценка опыта фирмы в использовании методических указаний по

7

соответствию российских норм по оценке безопасности плотин и ГЭС

подобным документам западных стран, Всемирного банка и Международной

комиссии по большим плотинам

Фирма Коин и Белье не имела опыта разработки или использования каких-либо

указаний по соответствию своих или других зарубежных норм российским нормам по

проектированию или оценке безопасности плотин, поскольку не имела опыта совместной

разработки с Гидропроектом каких-либо проектов ГЭС и плотин. К сожалению, заказчик

Банковского ТЭО компания РусАл не предупредила фирму о заметных различиях в

нормах проектирования плотин и ГЭС в России, Франции и США и не подготовила

соответствующие пояснения, подключив к этой работе Гидропроект или российских

экспертов, хорошо знающих эти различия. В то же время сама фирма Коин и Белье во

время работы над ТЭО и посещения Гидропроекта не поставила этот вопрос на

обсуждение.

К сожалению, в самом Гидропроекте, занимающимся более 40 лет проектированием

многих плотин и ГЭС за рубежом не было проведено сравнение российских и западных

норм проектирования гидросооружений, которое можно было бы передать фирме Коин и

Белье. Гидропроект мог бы присоединиться к работе Европейского клуба СИГБ по

сравнению норм проектирования гидросооружений европейских стран (Франции,

Испании, Италии, Швейцарии, Германии, Великобритании, Норвегии) между собой и с

нормами США, Канады, Бразилии, Китая, Индии и Австралии.

Что касается российских норм проектирования гидросооружений [1, 5], то за

исключением СНиП 33-01-2003. Гидросооружения. Основные положения проектирования,

2004 [1], то они юридически отсутствуют, а фактически Гидропроект использует старые

СНиП по проектированию плотин, принятые в СССР в 1983-1986 гг. [2-4], отражающие

советский опыт проектирования плотин до конца 1970-х годов и поэтому сильно

устаревшие.

Учитывая важность сравнения наших и западных норм (Франции и США)

проектирования плотин, используемых в Банковском ТЭО, это сравнение выполнено в

разделе 2.2.

1.3. Оценка профессионализма фирмы в использовании новых российских и

советских норм проектирования плотин при работе над Банковским ТЭО

Фирма Коин и Белье при работе над Банковским ТЭО, по-видимому, впервые

встретилась с определенными различиями между старыми советскими или новыми

российскими нормами проектирования плотин и западными (Франции и США) нормами.

8

Эти различия заключаются не столько в методах расчетов устойчивости и прочности

плотин, а в применении в наших нормах системы коэффициентов надежности (точнее

безопасности) по ответственности плотин γn, по материалу плотин γm или грунту γg и по

нагрузке γf , а также коэффициента условия работы плотины γс, которые отсутствуют в

нормах Коин и Белье, Корпуса инженеров армии США (USACE)и Бюро мелиорации США

(USBR). В большинстве западных норм, в том числе перечисленных, вместо системы

коэффициентов надежности применяется единый коэффициент безопасности (запаса). В

этом отношении наша дифференцированная система коэффициентов надежности или

безопасности является более прогрессивной, чем западная система единого коэффициента

безопасности.

Однако применение нашей системы коэффициентов надежности при проектировании

плотин еще не означает получения достоверных результатов расчетов и разработки на

этой основе надежного проекта плотины. Одним из главных условий получения

достоверных результатов расчетов плотин является применение достоверных исходных

геомеханических и геотехнических характеристик и, прежде всего, сдвиговых

характеристик скальных грунтов основания бетонных плотин и грунтов каменно-

насыпных плотин, а также фильтрационного противодавления в основании бетонных

плотин.

Выше сказанное в полной мере относится к проекту Богучанской ГЭС, в котором

использовались расчетные заниженные сдвиговые параметры долеритов в основании

бетонной плотины и камня долеритов в каменно-набросной плотине, основанные на

лабораторных испытаниях кернов долеритов и мелкомасштабных трехосных опытах

модельного (мелкого) камня, а не на полевых сдвиговых испытаниях скальных целиков или

бетонных блоков и крупномасштабных трехосных испытаниях реального камня.

Как уже отмечалось в предыдущем разделе Заказчик ТЭО компания РусАл и институт

Гидропроект, передавший РусАл исходную проектную документацию в 5 отчетах, не

проинформировали фирму Коин и Бельер об отличиях нашей системы коэффициентов

надежности (безопасности) от западной, применении расчетных (сниженных на

коэффициент безопасности по бетону, скале или грунту) сдвиговых параметров скалы

основания бетонной плотины и камня грунтовой плотины и сниженной эпюре

противодавления в скальном основании в бетонной плотине и других расчетных

характеристик.

С другой стороны фирма Коин и Бельер, ознакомившись с основными расчетными

положениями проекта Богучанской ГЭС и увидев отличия положений СНиП в части

коэффициентов безопасности по скале основания бетонной плотины и камню грунтовой

9

плотины, расчетном противодавлении и другим характеристикам должна была запросить

РусАл разъяснить эти отличия, если она сама не смогла это сделать.

Суммируя все выше изложенное можно сделать заключение, что фирма Коин и Белье

формально, т.е. непрофессионально отнеслась к исходным расчетным данным проекта,

прежде всего, к расчетным сдвиговым параметров скалы и грунтов, расчетному

противодавлению в скальном основании и другим исходным данным проекта, что

значительно «обесценило» полученные фирмой результаты расчетов, ее выводы и

рекомендации.

1.4. Оценка опыта фирмы в использования российского опыта

проектирования плотин в природно-климатических, социально-экологических

и энерго-экономических условиях, близких к условиям строительства

Богучанской ГЭС

Из опыта проектирования фирмой Коин и Белье плотин и ГЭС в течение последних 20

лет в различных странах мира, обобщенного в разделе 1.1, видно, что фирма не имеет

опыта проектировании плотин и ГЭС в климатических условиях близких к суровым

климатическим условиям строительства Богучанской ГЭС. В этом отношении ни одна

проектная фирма, включая канадские и скандинавские, не обладают таким опытом.

Что касается других важных условий, прежде всего, природных (топографических,

гидрологических, геологических, сейсмических и др.), то фирма Коин и Белье имеет

достаточный опыт проектирования плотин и ГЭС в природных условиях Бразилии,

Турции, Индии и Алжира, достаточно близким к природным условиям Богучанской ГЭС.

В отношении типа и параметров бетонной плотины и ГЭС фирма Коин и Белье

обладает определенным опытом проектирования крупных бетонных и грунтовых плотин и

ГЭС на скальном основании на крупных реках в Бразилии, Турции и Индии.

Что касается социально-экологических и энерго-экономических условий

запроектированных фирмой крупных гидроузлов и ГЭС в Бразилии, Турции, Индии

(табл. 1), то эти условия в этих странах заметно отличаются друг от друга. Тем более

эти условия отличаются от сложных социально-экологических условий Богучанской

ГЭС (прежде всего, большая площадь водохранилища и затопления) и технико-

экономических условий достройки ГЭС (достройка ГЭС после 15-летнего перерыва и

связанных во многом с этим ремонтно-восстановительных работах), энерго-

экономических условий эксплуатации ГЭС (нижняя ступень каскада ГЭС, работа в

базисной части нагрузки энергосистемы, низкая продажная цена и себестоимость

выработки электроэнергии).

10

Вследствие выше изложенного можно сделать заключение, что фирма Коин и

Белье не имеет достаточного опыта проектирования крупных гидроузлов и ГЭС в

социально-экологических и энерго-экономических условиях, близких к перечисленным

условиям строительства Богучанской ГЭС.

Насколько осведомлен автор руководство фирмы Коин и Белье мало знакомо с

советским (российским) опытом проектирования плотин и ГЭС в суровых природно-

климатических условиях, кратко представленных в некоторых докладах руководства

Гидропроекта и ВНИИГ на Международных конгрессах по большим плотинам. Это

естественно, потому, что как уже отмечалось в разделе 1.1, фирма Коин и Белье до сих

пор не привлекалась не только к проектированию наших плотин и ГЭС, но и к

экспертизе наших проектов. Поэтому фирма Коин и Белье (как и любая другая

зарубежная фирма) никогда не использовала в своих проектах советский (российский

не в счет) опыт проектирования плотин и ГЭС.

2. Оценка обоснованности и достоверности использования фирмой Коин и Белье

российских и других исходных данных и критериев безопасности

2.1. Оценка обоснованности и достоверности использования фирмой российских

исходных расчётных данных, применявшихся в проекте Богучанской ГЭС

К сожалению, автору не была предоставлена для экспертизы необходимая проектная

документация включая исходные расчетные данные, собранная РусАл и переданная

фирме Коин и Белье, в 5 отчетах, особый интерес из которых представляли отчеты под

ссылками (1, 4, 5). Поэтому автор вынужден был получать эти исходные данные, в

основном, непосредственно из Банковского ТЭО, а также из других, в том числе своих

источников.

По ряде причин (многократные изменения в проектной документации, недостаточное

финансирование, некорректные исходные данные, представляемые для проведения

исследований и др.) научно-исследовательское обоснование проекта Богучанской КНП

оказалось явно недостаточным, а в значительной мере и бесполезным.

Одним из главных условий получения достоверных результатов расчетов плотин

является применение обоснованных и достоверных исходных геомеханических и

геотехнических характеристик грунтов основания и тела плотин и, прежде всего,

сдвиговых характеристик скальных грунтов основания бетонных плотин и грунтов

каменно-насыпных плотин, а также фильтрационного противодавления в основании

бетонных плотин.

Выше сказанное в полной мере относится к проекту Богучанской ГЭС, в котором

11

использовались расчетные (сниженные на коэффициент безопасности по скале или

грунту) сдвиговые параметры долеритов в основании бетонной плотины и камня

долеритов в боковых призмах каменно-набросной плотины (КНП).

В п. 03.4.3 тома 1 Банковского отчета приведены данные геологических исследований

долеритов в основании бетонной плотины, согласно которым верхняя (разуплотненная)

выветрелая зона B1T прочностью на сжатие Re=30 МПа имеет следующие расчетные

сдвиговые параметры (угол внутреннего трения φ и сцепление С): tgφ=0,60, C=0,1 МПа, а

верхняя сохранная зона B1 с Re=15-50 МПа имеет tgφ=0,65, C=0,1 МПа, что на 10-15%

ниже tgφ и равно С в СНиП 2.02-85 (tgφ=0,7, C=0,1 МПа). Согласно этим же данным

нижние сохранные зоны B2 и С, соответственно, с Re=80 и100 МПа имеют,

соответственно, tgφ=0,70, C=0,13 МПа и tgφ=0,75, C=0,17 МПа, что также на 10-15% ниже

tgφ и равно С в СНиП2.02-85 (tgφ=0,8, C=0,15 М), которые представляют нижний предел

этих параметров.

Фирма Коин и Белье провела оценку параметров сдвига и модуля упругости (E)

долеритов по принятой западной методике Хоека и Брауна, по которой получены для

зоны B1 нормативные значения tgφ=1,28, C=0,16 МПа, E=1680 МПа и зоны B1T tgφ=1,28,

C=0,1 МПа, E=1300 МПа, что соответствует расчетным значениям этих параметров для

зоны B1: tgφ=1,02, C=0,1 МПа, E=1680 МПа и зоны B1T: tgφ=1,02, C=0,06 МПа, E=1300

МПа.

Сравнение расчетных значений параметров сдвига по данным геологических

исследований по СНиП 2.02-85 [4] и методике Хоека и Брауна показывает, что эти

исходные параметры в Банковском отчете существенно занижены по сравнению с

данными по методике Хоека и Брауна и даже с данными СНиП 2.02-85. Это связано в

первую очередь с тем, что они получены из лабораторных испытаний мелких образцов

скалы (кернов и т.п.), а не из полевых испытаний на сдвиг крупных скальных целиков или

блоков, как это было принято на Усть-Илимской, Братской и Красноярской плотинах, по

которым минимальные значения tgφ и С скальных целиков по контакту бетон-скала,

соответственно, в 1,65-3,3 и 2,7-10 раз превысили их проектные значения. При этом важно

отметить, что сопротивление сдвигу скальных целиков по сомкнутым трещинам примерно

на 40-60% ниже, чем по контакту бетон-скала, но все равно остается в 1,25-1,4 раза выше

по tgφ и в 2,3-2,6 раза выше по С по сравнению с данными СНиП [4] для сомкнутых

трещин.

Таким образом, за расчетные параметры (их нижнюю доверительную границу) сдвигу

долеритов Богучанской бетонной плотины следует принять tgφ=1,0 и С=0,3 МПа,

соответствующие полевым испытаниям скальных целиков на сдвиг по сомкнутым

12

трещинам в трещиноватых и выветрелых диабазах (наиболее близким к долеритам) в

зоне их съема на Усть-Илимской плотине [9, 10] и оценке tgφ по методу Хоека и Брауна.

В п. 3.5.5 тома 3 Банковского отчета фирма Коин и Белье «подводя итог имеющихся

документов, посещению объекта своими экспертами и толкованию имеющихся данных по

характеристикам скального основания» приняла следующие расчетные параметры сдвига:

- для секций 1-19 (для зоны долеритов B2): tgφ=0,80, C=0,20 МПа,

- для секций 20-34 (для зоны долеритов B1T): tgφ=0,75, C=0,15 МПа.

Принятые фирмой расчетные параметры сдвига долеритов для контакта бетон-

скала, хотя и повышены на 15% по tgφ и на 50% по С по сравнению с первоначальными

геологическими данными, тем не менее остаются сильно заниженными (на 25% по tgφ и

в 1,5-2 раза по С) по сравнению с рекомендуемыми нами реальными tgφ=1,0 и С=0,3 МПа.

В расчетах устойчивости откосов КНП, выполненных фирмой Коин и Белье,

использовались повышенные по сравнению с проектными значения плотности камня

долеритов, соответственно, равные 2,0 вместо 1,96 т/м3, (пористость 0,3 вместо 0,35),

которые оказываются заметно ниже фактической плотности камня (1,79-1,9 в верховой

призме и 1,9-2,05 т/м3 в низовой), уложенного в плотину без укатки, что не учитывалось в

расчетах.

Наибольшее возражение вызывает сильно заниженное расчетное значение угла

внутреннего трения камня долеритов (370), которое было получено ВННИГ и принято в

проекте в 1985 г. Прочностные и деформационные характеристики камня были

исследованы ВНИИГ на мелких трехосных приборах ПТС-300 (диаметр камеры 300 мм), в

которых могла использоваться только модельная смесь щебня долеритов крупностью до

300/5=60 мм (проектная крупность камня долеритов до 1200 мм) с коэффициентом

неоднородности 2,5-3,0, что не соответствовало фактическому значению от 8 до 120 (в

среднем 40-45).

Поэтому полученные ВНИИГ расчетные сдвиговые параметры камня долеритов и

использованные фирмой Коин и Белье в расчетах устойчивости откосов плотины

являются сильно заниженными и результаты этих расчетов являются недостоверными.

К сожалению, в исходные расчетные данные, переданные РусАЛ фирме Коин и Белье,

не были включены, выполненные автором [6] для БогучанГЭСстроя и переданные

Гидропроекту, обширные исследования устойчивости откосов и напряженно-

деформирован-ного состояния (НДС) Богучанской КНП с исправленными прочностными

и деформационными характеристиками камня долеритов и укатанного и литого

асфальтобетона диафрагмы. В этих исследованиях были получены реальные

прочностные и деформационные характеристики камня долеритов, основанные на

13

крупномасштабных трехосных (с диаметром камеры 1200 мм) испытаниях не модельного

щебня, а реального камня. При этом было учтено реальное снижение прочности камня на

сдвиг с ростом нормальных напряжений к основанию плотины. По этим исследованиям

расчетная величина максимального угла сдвига камня при низких нормальных

напряжениях составит 42,50 (табл. 2).

Опытные (нормативные) и расчетные значения прочности на сдвиг камня долеритов. Табл. 2

Пористость, n

Миним. нап- ряжение σ3, кг/см2

Нормальноенапряжение,

σ, кг/см2

Прочностьна сдвиг, τ

кг/см2

Опытныйугол сдвига,ψнорм, град.

Расчетныйугол сдвига,ψрасч, град.

0,39 0,90 1,55 1,64 46,4 42,5 0,38 1,88 3,21 3,20 45,0 41,0 0,36 4,88 7,95 6,45 39,0 35,2 0,35 9,98 16,0 12,1 37,0 33,5 0,34 16,9 26,7 19,0 35,5 32,0

Фирме Коин и Белье не были переданы результаты наших исследований, в которых

содержалась критика исходных расчетных (проектных) данных и была доказана

опасность применения литого асфальтобетона (АФБ) и необходимость перехода на

укатанный АФБ. В то же время, в материалах проекта КНП 1-й очереди, переданных

фирме Коин и Белье, была принята диафрагма из укатанного АФБ поверх существующей

литой части и тем самым была исключена вероятная критика фирмой проекта КНП с

литой диафрагмой.

Вместо этого, в исходные расчетные данные по проекту Богучанской КНП, переданные

фирме Коин и Белье, были включены результаты расчетов НДС и устойчивости КНП,

выполненные МГСУ, в которых, использовались нереальные деформационно-

прочностные параметры литого и укатанного асфальтобетона и горной массы, что

привело к совершенно нереальной картине НДС, при которой в диафрагме из укатанного

АФБ возникает высокая концентрация вертикальных напряжений, что полностью

противоречит многочисленным натурным данным поведения подобных плотин [7].

Вследствие выше изложенного и отсутствия опыта проектирования каменно-

насыпных плотин с диафрагмами из укатанного АФБ фирма Коин и Белье не смогла

адекватно оценить переданные ей исходные расчетные данные по камню и АФБ, что

привело к ошибочным результатам ее расчетов устойчивости откосов и неправильным

выводам.

2.2. Оценка обоснованности и достоверности использования фирмой Коин и Белье

своих критериев безопасности плотин для условий строительства Богучанской

ГЭС, их соответствие критериям российских норм, Всемирного Банка,

Международной комиссии по большим плотинам и Корпуса инженеров армии

14

США

В настоящее время в России действуют ведомственные (РАО ЕЭС России) нормы по

определению или учету критериев безопасности гидросооружений (плотин):

1. Методика определения критериев безопасности гидросооружений (РД 153-34.2-

21.342-00). РАО ЭЕС России (ОАО НИИЭС). М.: 2001, 24 с.

2. Пособие к Методике определения критериев безопасности гидросооружений (РД

153-34.2-21.342-00). РАО ЭЕС России (ОАО НИИЭС). М.: 2004, 96 с.

Кроме того, в раздел 5.3 нового СНиП 33-01-2003. Гидросооружения. Основные

положения проектирования (Госстрой РФ. М., 2004) включены самые общие положения по

учету безопасности при проектировании гидросооружений [4].

Таким образом, в настоящее время в России отсутствуют федеральные нормативные

документы по определению безопасности плотин и имеется лишь ведомственная (РАЭ

ЕЭС-НИИЭС) методика определения этих критериев, что не позволяет формально

юридически выполнить полноценную оценку безопасности (надежности) Богучанской

ГЭС.

В настоящее время ВНИИГ продолжает без особого успеха готовить официальный

Регламент (указания) по безопасности гидросооружений в России, в который он пытается

включить все старые СНиП, за что его подвергли жесткой критике на расширенном

совещании НТС по гидроэнергетике в РАО ЕЭС России в мае 2006 г.

Что касается документов Всемирного Банка (ВБ) по безопасности плотин, то их можно

найти на сайте ВБ (www . worldbank . org ): Оперативная политика МБ (OP 4.37:

Безопасность плотин, 2001 и Процедуры МБ (BP4.37: Безопасность плотин, 2001). В этих

документах даны самые общие указания ВБ по безопасности плотин, предназначенные в

основном для заемщиков ВБ и международных финансовых институтов, в нем

отсутствует информация по критериям безопасности плотин и поэтому здесь они не

рассматриваются.

Рекомендации Международной комиссии по большим плотинам (СИГБ) по

безопасности плотин изложены в следующих Бюллетенях СИГБ [20-22]:

- Бюллетень СИГБ № 59 (1987). Безопасность плотин – руководящие указания [20],

- Бюллетень СИГБ № 61 (1988). Критерии проектирования плотин - философия выбора,

- Бюллетень СИГБ № 130 (2005). Оценка риска при обеспечении безопасности плотин.

Поиск выгод, методов и текущих применений [22].

В этих бюллетенях СИГБ дана общая информация по оценке безопасности плотин, по

нормам их проектирования, но нет никакой информации по сравнению зарубежных норм

проектирования плотин между собой, не говоря об их сравнении с российскими нормами.

15

К сожалению, в число рассмотренных СИГБ норм и критериев безопасности плотин

наши СНиП не попали ввиду неэффективности работы руководства РНК СИГБ.

Учитывая это и важность сравнения наших и западных норм (Франции и США)

проектирования плотин, используемых в Банковском ТЭО, ниже выполнено это

сравнение.

В Банковском ТЭО расчеты устойчивости и прочности бетонной плотины выполнены

по методам фирмы Коин и Белье и Корпуса инженеров армии США (USACE) (табл. 3).

Метод Бюро мелиорации США (USBR) не использовался ввиду его чрезмерной

консервативности, с чем можно согласиться. В то же время был исключен и российский

СНиП 2.06.06-85, как «наименее консервативный» и слишком «смелый», что не

соответствует действительности, о чем будет сказано ниже. Перечисленные два метода

США используются во многих странах мира, однако, ряд ведущих в плотиностроении

стран, как Китай, Бразилия, Канада, Япония, Индия, Россия и ряд стран Европы

(Германия, Франция, Италия, Испания, Норвегия) используют свои нормы (методы)

проектирования плотин, впрочем, кардинально не отличающиеся от норм,

использованных в Банковском отчете.

Таким образом, утверждение фирмы Коин и Белье, что применяемые ей методы и

критерии безопасности плотин (самой фирмы и USACE) являются «международными»

(т.е. общепринятыми и самыми достоверными), является голословным, что подтверждают

рекомендации Международной комиссии по большим плотинам (Бюллетени №61, 1988 и

№130, 2005), в которых нет ничего подобного и, наоборот, показано разнообразие норм.

В разделе 3.6 тома 3 отчета изложены основные расчетные положения и критерии

безопасности плотин в используемых двух методах (Коин и Белье и USACE) расчета

устойчивости и прочности гравитационных плотин на скальном основании.

В этих двух методах (табл. 3) используют один критерий устойчивости (на плоский

сдвиг по контакту бетон-скала и горизонтальному строительному шву в плотине) и два

критерия прочности (на опрокидывание или раскрытие контакта бетон-скала и на

максимально допустимое сжатие по этому контакту и горизонтальному строительному

шву).

Как видно из табл. 3 и 4 в методе фирмы Коин и Белье расчетные значения tgφ и С, в

значениях которых согласно СНиП [4] уже заложены коэффициенты безопасности

(запаса), равные, соответственно, 1,25 и 1,65, еще раз делятся на высокие коэффициенты

запаса, равные для основного сочетаний нагрузок, соответственно, 1,5 и 3,0, что приводит

к росту суммарных коэффициентов безопасности по tgφ и С, соответственно, в 2 и 5 раз.

16

Коэффициенты запаса по параметрам сдвига и прочности на сжатие фирмы Коин и Белье Таблица 4

Сочетание нагрузок Устойчивость на сдвиг Прочность основания на сжатиесжатиеFφ Fc fs

Основное 1.50 3.0 3Особое 1.2 2.0 2

Экстремальное 1 1.0 1

Для «компенсации» высоких коэффициентов запаса по сдвиговым параметрам скалы

допустимые коэффициенты устойчивости плотины на сдвиг принимаются одинаковыми и

предельно минимальными (1,0) для всех сочетаний нагрузок, что не принято в нормах

США, Канады, РФ и других стран, так как это противоречит концепции этих расчетов.

Таким образом, двухразовое занижение параметров сдвига скалы в основании

бетонной плотины по методу фирмы Коин и Белье приводит к необоснованному

завышению более чем в 1,5 раза коэффициентов безопасности бетонной плотины на

сдвиг для основного сочетаний нагрузок, вследствие чего выводы фирмы о

недостаточной устойчивости Богучанской бетонной плотины на сдвиг по ее методу

являются неправомерными.

В методе USACE в отличие от метода Коин и Белье не заложены свои коэффициенты

запаса по сдвиговым параметрам скального основания и поэтому при использовании

наших расчетных значений коэффициентов безопасности (запаса) по tgφ и С, равных,

соответственно, 1,25 и 1,65, это также приводит к завышению в среднем примерно в 1,5

раза коэффициентов безопасности бетонной плотины на сдвиг, вследствие чего что

выводы фирмы о недостаточной устойчивости Богучанской бетонной плотины на сдвиг

по методу USACE являются необоснованными или, по крайней мере, требующими

проверки.

USACE использует три критерия безопасности: один критерий устойчивости - на сдвиг

по контакту бетон-скала и горизонтальному строительному шву и два критерия прочности

– на допустимое сжатие бетона плотины и скального основания и на опрокидывание или

раскрытие контакта бетон-скала (табл. 5).

Коэффициенты запаса USАСЕ Таблица 5

Сочетание нагрузок

Устойчивость на сдвиг по:

Прочность на сжатие плотины и основания

Опрокидывания нет, если равнодействующая всех вертикальных сил лежит в пределах…...(контакта)

контакту шву

Основное 2.0 2.0 3.33 центральной третиОсобое 1.7 1.7 2.00 центральной половины

17

Экстремальное 1.3 1.3 1.11 внутри контакта

Нормальные вертикальные напряжения в нормах Коин и Белье и USACE определяются,

как и в СНиП 2.06.06-85 [2], для основного сочетания нагрузок периода эксплуатации при

сокращенном составе нагрузок (без температурных) методом сопромата и также как в

СНиП (табл. 12 в [2]) в контакте бетон-скала с напорной грани не допускается

растяжение.

В нормах Коин и Белье и USACE при учете температурных нагрузок в период

эксплуатации образование трещины от растяжения бетона или раскрытие контакта бетон-

скала с напорной грани допускается на глубину dt (в обозначениях СНиП) или L (в

обозначениях Коин и Белье и USACE) не более расстояния дренажа от напорной грани

(a1) или 25% ширины основания плотины (bd), что существенно превышает критерии

(табл. 11 СНиП [2]) по ограничению глубины зоны растяжения dt в контакте (но не его

раскрытия) в предположении работы бетона на растяжение (dt≤0,3a2, где a2 - расстояние до

цемзавесы).

Следует отметить, что в отличие от СНиП [2] в методах Коин и Белье и USACE расчет

контактных вертикальных напряжений в случае появления трещины от растяжения или

раскрытия контакта определяется для закрытой части контакта L (см. примечания к табл.

3) или за вычетом из полной ширины контакта глубины его раскрытия контакта

(трещины). При этом принимается, что в пределах этой трещины или раскрытого контакта

действует полная (равномерная) эпюра фильтрационной части противодавления, что

ухудшает безопасность бетонной плотины. В этом отношении нормы Коин и Белье и US-

ACE существенно более «смелые», чем упомянутый советский СНиП 2.06.06-85 [2].

Предположение о работе бетона на растяжение и недопущении раскрытия контакта

бетон-скала в СНиП 2.06.06-85 является не обоснованным для суровых климатических

условий Богучанской бетонной плотины и противоречит случаям раскрытия контакта в

основании Братской, Усть-Илимской, Красноярской и других плотин и связанного с этим

снижения эффективности работы цемзавесы и заметного роста противодавления [6,7].

Выше рассмотренные различия в критериях безопасности по контакту бетон-скала во

многом предопределили и большие различия в принимаемых Коин и Белье и USACE и

СНиП эпюрах противодавления в скальном основании гравитационных плотин (рис.1, 2).

Во всех западных (США, Канада, Франция и др.) нормах проектирования

гравитационных плотин в отличие от СНиП [2] не учитывается работа цементационной

завесы. В нормах Коин и Белье и USACE противодавление в скальном основании

плотины (сумма фильтрационного и взвешивающего давлений), принимается в отличие от

18

СНиП [2] при допущении выхода из работы цемзавесы вследствие раскрытия контакта

бетон-скала, что представляется более обоснованным, особенно, для Богучанской

плотины. При этом на участке раскрытия контакта (с учетом температурных воздействий)

принимается полное противодавление, что с последующим его снижением в дренаже до

остаточного значения Pdr, равного 1/3 фильтрационного давления, что выше, чем 1/5 в

табл.5 СНиП 2.06.06-85.

Рис. 1. Эпюра противодавления в скальном основании гравитационной плотины по

СНиП 2.06.06-85

Рис. 2. Эпюра противодавления в скальном основании гравитационной плотины по нормам фирмы Коин и Белье и Корпуса инженеров армии США (USACE)

В связи с этим можно заключить, что для Богучанской плотины в случае растяжения

или раскрытия контакта бетон-скала противодавление по СНиП занижено примерно на

20%, а по методам Коин и Белье и USACE - завышено примерно на 10% по сравнению с

натурными данными по Братской, Усть-Илимской и Красноярской плотинам [9, 10].

Более точное решение можно получить, если выполнить совместный трехмерный

расчет (методом конечных элементов) напряженно-деформированного состояния (НДС)

и фильтрационного давления (порового давления воды) в системе плотина-основание,

основанной на достоверной геомеханической модели основания, что до сих пор не

выполнено в проекте и поэтому остается актуальной задачей корректировки проекта.

19

2.3. Оценка обоснованности использования фирмой Коин и Белье расчётной

пропускной способности водосбросов при PMF и форсировки уровня ВБ до отм. 213,5

м

2.3.1. Метод вероятного максимального паводка (PMF)

Учитывая особую важность оценки максимального расчетного расхода по методу PMF

для безопасности Богучанской ГЭС и отсутствие его применения в отечественной

практике ниже дан краткий анализ основных положений метода, его применимость и

достоверность.

Одним из наиболее распространенных в зарубежной проектной практике является метод

вероятного максимального паводка (PMF) [13-15], в котором повторяемость экстремальных

расходов воды связывают с повторяемостью экстремальных осадков, оцениваемой на основании

статистического анализа с использованием распределения Гумбеля [16].

Метод PMF разработан Гидрологическим инженерным центром (HEC) Корпуса инженеров

армии США (USAEC) в 1972 г. и с тех пор применяется в США, а позднее и ряде стран Юго-

Восточной Азии (Индии, Китае, Вьетнаме, Японии), Латинской Америки, Австралии и

Великобритании. Следует отметить, что метод PMF не используется в северных

штатах США, Канаде, вол многих странах Европы, в России и других странах.

Метод PMF используется в особо важных проектах, требующих полной

безопасности плотин и водосбросов при любом потенциальном ливневом паводке.

В России этот метод целесообразно использовать наряду с последними нормами СНиП

[1, 5] для проверки безопасности гидросооружений в зоне ливневых паводков на Дальнем

Востоке и Северном Кавказе и при проектировании гидроузлов в странах Юго-Восточной Азии.

Основные термины и понятия, применяемые при определении PMF, следующие:

- PMF (probable maximum flood) или МВП (максимальный вероятный паводок) – это

паводок, ожидаемый при наиболее неблагоприятном сочетании критических

метеорологических и гидрологических условий, возможных в рассматриваемом

бассейне.

- РМР (probable maximum precipitation) или MBO (максимальные вероятные осадки) -

это наибольший теоретически возможный слой осадков заданной

продолжительности на площади водосбора заданного размера в определенном

географическом районе в определенный период года.

PMF образуется расчетным ливнем, т. е. возможными максимальными осадками в

сочетании с гидрологическими условиями бассейна, наиболее благоприятными для

формирования максимального стока (при минимальной инфильтрации).

20

Для построения гидрографа PMF обычно используется метод единичного гидрографа.

Принцип единичного гидрографа изложен Л. Шерманом в 1932 году и основан на том,

что паводки, вызванные дождями с продолжительностью их эффективной, или

действующей, части примерно одни сутки, имеет примерно одинаковую продолжительность.

Ординаты таких паводков после срезки базисного стока пропорциональны слою стока за

паводок.

Очевидно, что гидрографы таких паводков в одном каком-либо бассейне, вызванные

односуточными или единичными дождями и построенные в относительном масштабе, будут

совмещаться и дадут средний или единичный гидрограф паводка для данного бассейна.

Ординаты таких единичных гидрографов паводков приводятся по отношению к

стандартному слою стока 1 дюйм (25,4 мм). Таким образом, единичный гидрограф

трактуется как гидрограф от 1 дюйма прямого стока в результате избыточных

(эффективных) осадков «rainfall excess» (часть общих осадков, которые превращаются в

сток после потерь).

До сих пор дискуссионным в теории единичного гидрографа является его применимость к

водосборам с различным диапазоном площадей. Долгое время считалось, что метод

единичного гидрографа дает приемлемые результаты для бассейнов с площадями водосборов

свыше 5000 км2, однако исследованиями Д. Л. Соколовского [17] показано, что критерием

применимости метода единичного гидрографа является не размер бассейна, а отношение

Тв/τп (продолжительность эффективной части ливня ко времени добегания от наиболее

удаленной точки бассейна). Основные параметры, определяющие время добегания,

оцениваются по формулам, связывающим зависимость параметров единичного гидрографа с

морфометрическими характеристиками бассейнов или подгонкой к данным наблюдений.

Так как для большинства дождевых паводков на больших и средних

водосборах (5000-20000 км2 ) время добегания от наиболее удаленной точки бассейна τп

свыше 2-3 суток и выполняется условие Тв ≤ τп, то они относятся к единичным. Таким

образом, метод единичного гидрографа, применим и для весьма больших бассейнов.

Однако следует отметить, что на больших площадях при разных ливнях, обычно, не

наблюдается аналогичного распределения осадков во времени и по площади. Для бассейнов

необычной формы (длинных и узких), распределение осадков по площади неравномерно и в

этих условиях использование единичного гидрографа приводит к определенным

погрешностям.

Техника построения единичного гидрографа подробно описана в [13, 14]. Для

применения в проектной практике разработаны компьютерные программы (HEC-1 и

другие), позволяющие получать единичные гидрографы по наблюденным паводкам.

21

Совмещенные гидрографы наблюденных паводков и гистограммы паводкообразующих

осадков (пиковой части ливней) дают возможность калибровать (тестировать) модели

расчетных гидрографов паводков и выбранных наблюденных паводков.

Для сложных много модальных паводков р. Ангара процедура выделения эффективных

(паводкообразующих) осадков, являющихся исходными данными для расчета PMF, весьма

условная и очень сложная. Поэтому осреднение вычисленных единичных гидрографов в

этих условиях является нецелесообразным.

На основании общего анализа проведенных расчетов отбираются единичные

гидрографы, представляющие результат более надежных приближений расчетных и

наблюденных паводков и являющимися типовыми по форме.

Пересчет вероятных максимальных осадков (расчетного ливня) в PMF проводится

по выбранным единичным гидрографам в соответствии с концепцией метода

единичного гидрографа. Ординаты единичного гидрографа умножаются на

соответствующий слой избыточных осадков расчетного ливня со сдвигом на время

образования максимального расхода в конце расчетного интервала.

Определение PMF состоит из следующих процедур:

- предварительное ознакомление с объектом (его параметрами и техническими

решениями), водосборным бассейном (включая вышерасположенные гидроузлы), его

физико-географическими характеристиками и гидрометеорологической изученностью;

- анализ информации о происшедших штормах и паводках (максимальных расходах

и объемах), синхронных максимальных осадках, температуре воздуха и запасе воды в

снежном покрове, а также материалов предшествующих проектных работ;

- калибровка и построение единичного гидрографа с учетом времени добегания и

водопоглощения на водосборе (и разбивкой бассейна на суббассейны), а также

инфильтрационных характеристик бассейна и/или его частей, в том числе

потенциально промерзающие зоны, трансформации паводков, формирующихся в

суббассейнах в результате их руслового регулирования и распластывания в

долинах рек;

- построение собственно PMF с учетом распределения во времени и по территории

штормовых осадков, а также совпадающего со штормом снеготаяния (при 1%-й

обеспеченности площади снежного покрова и запаса воды в нем), потерь воды на

насыщение водосбора при высоком предшествующем увлажнении.

При применении метода PMF исходят из метеорологических соображений и

вычисляют максимальные осадки, вероятные в данном регионе. С учетом некоторого

числа бассейновых параметров отсюда определяется максимальный вероятный или

22

даже предельно возможный в данном месте (на данном водосборе) паводок.

Надежность оценки величины PMF зависит как от возможностей задания предельных

значений гидрометеорологического воздействия на водосбор, так и от точности

самой модели, преобразующей эти воздействия в дождевой сток, в особенности при

экстремальных ситуациях.

Метод PMF предполагает наличие верхней границы паводкового расхода воды,

которая не может быть превышена в рассматриваемом створе. Обычные вероятностные

методы предполагают, что сколь угодно большое значение паводка может быть

превышено. Чтобы избежать этого физически неприемлемого вывода, верхняя ветвь

кривой распределения ограничивается расходами воды с достаточно низкими

вероятностями превышения, например, 0,001 или 0,0001 (Р=0,1-0,01%).

Многочисленные неопределенности и необходимость использования ряда гипотез

делают метод PMF достаточно субъективным [18]. Считается, что два самых опытных

синоптика на основе одних и тех же данных метеорологических наблюдений дадут два

сильно различающихся варианта максимального вероятного ливня, на основе которого

определяется PMF. Однако в ряде ситуаций и регионах мира применение PMF может

быть обоснованно при отсутствии достаточно длинного ряда измеренных

максимальных расходов воды и наличии более длинного плювиометрического ряда.

Следует отметить, что по данным ряда сопоставительных расчетов, выполненных

для рек, по которым имеются как гидрологические, так и метеорологические наблюдения за

несколько десятилетий, значение PMF обычно находится между Qмакс 0,1% и Qмакс

0,01% , а

иногда и превосходит больший из указанных расходов воды.

В ряде стран и в США в последние годы предпочитают определение PMF по

метеорологическим данным с переходом от него к стандартному (расчетному) паводку (40-

60% PMF).

Поэтому представляет интерес сопоставить эти два различных подхода к определению

расчетных максимальных расходов воды. Такое сопоставление по ряду гидрометрических

створов США с многолетними рядами наблюдений было выполнено Гидрологическим

инженерным центром (HEC) Корпуса инженеров армии США (USAEC) и приведено в

табл. 6 [19].

Как видно из этих сопоставлений, значения PMF в большинстве случаев (70%)

находятся в диапазоне между расчетными расходами воды повторяемостью 1/1000 и

1/10000, используемыми в российской практике гидрологического обоснования

безопасности гидросооружений I класса, хотя в отдельных случаях они могут отличаться

почти в 2 раза.

23

Сравнение максимальных расчетных и наблюдаемых расходов ряда рек США. Таблица 6

Река Плотина Площадь водосбора, км2

Максимальный расход, м3/с

Наблю-даемый

СРП PMF Расчетный расход Срок наблюдения, лет0,01% 0,001%

ВОСТОЧНЫЙ РАЙОН США

Сасквуэханна

Харисбург 62416 31100 21600 50900 38200 70800 185

Шенандоа Фронт Ройал

4242 3680 7080 11900 12700 30000 45

Делавэр Токс Айленд

9912 7070 11100 22200 13000 21800 100

Шулилкилл Филадельфия

4903 3820 5660 12200 7360 12700 45

Чаттахучи Джорди Эндрюс

21263 5740 8290 17800 6510 8490 80

Талпехокен Блу Марш 453 453 1530 3650 1980 3960 39ЦЕНТРАЛЬНЫЙ РАЙОН США

Неошо Джон Редмонд

7809 11500 9900 18100 13700 29200 50

Вулф Бойyайт

Вулф Бойю 27960 10100 10100 40800 18100 23800 40

Тринити Обрей 1792 1220 7070 12600 7080 13200 21Арканзас Ко 17228 5060 12200 21400 8490 11900 40

Майнтейн Форк

Броукен Боу 1953 2860 8240 16500 6510 9060 34

Сандерс-Крик

Пэт Мейерс 453 566 2600 5260 990 1270 25

ЗАПАДНЫЙ РАЙОН СШАСтанислаус Нью

Мелоунс2543 2890 4190 10000 9900 28300 50

Кингз Пайн Флэт 3994 3170 5380 12500 9900 22640 60

Фитер Оровилл 9352 7070 12500 20400 14700 21200 20Хумбольт Девилз Гэйт 2305 311 1050 2320 2550 8490 38

Милл-Крик Моаб 194 142 651 2090 877 1700 30

Примечания к таблице 6: 1. СРП - стандартный расчетный паводок, являющийся результатом комбинации неблагопри-

ятных метеорологических и гидрологических условий, характерных для данного района. 2. PMF - вероятный максимальный паводок - паводок, который может явиться результатом

комбинации крайне неблагоприятных метеорологических и гидрологических условий, возможных в данном районе. Расход СРП составляет 40 - 60% PMF (для одного бассейна реки).

2.3.2. Значение фактора снеготаяния в прогнозе PMF.

До сих пор не разработаны приемлемые критерии и методы расчета стандартного

проектного и максимального возможного паводка от снеготаяния. Проблема усложняется

тем, что глубокий упакованный (уплотненный) снег стремится замедлить высокие

скорости стока воды и, как следствие, максимальный потенциальный вероятный паводок

24

от снеготаяния не соответствует максимальной глубине уплотненного снега или

эквивалентному слою воды. Толщины уплотненного и рыхлого таящегося снега различны

на разных отметках, тем самым еще более усложняя проблему достоверной оценки

паводка.

В случае критически короткой продолжительности проектного паводка высокие

температуры воздуха при умеренной толщине уплотненного снега после небольшого

снеготаяния приводят к наиболее критическому стоку. В противоположном случае

длительного проектного паводка, более обычного случая прогноза паводка от

снеготаяния, длительные периоды высоких температур или теплых дождей при большой

толщине тяжелого плотного снега приводят к критическим трудно прогнозируемым

условиям стока.

Общая процедура расчета гипотетических паводков от снеготаяния должна включать

начальную толщину плотного снега в критический период снеготаяния. В расчете PMF

должны учитываться условия образования наиболее критического плотного снега и они

должны быть значительно более критическими (толщина плотного снега наибольшая),

чем условия стандартного проектного плотного снега. Распределение температур воздуха

выбирается из их гистограммы, соответствующей максимальным возможным

температурам периода снеготаяния и паводка. Одновременно должен учитываться вклад

возможных максимальных дождевых осадков в период максимального снеготаяния. В

расчетах должны учитываться также такие факторы, как солнечная радиация, испарение,

теплопроводность воздуха, зависящие от его температуры, потери стока на

инфильтрацию, наличие оврагов и некоторые другие факторы.

Учет в прогнозе PMF от снеготаяния всех перечисленных сложных факторов снижает

его достоверность и поэтому он не нашел широкого применения в северных штатах

США, Канаде, скандинавских странах и некоторых других странах.

Ввиду выше изложенного прогноз PMF фирмой Коин и Белье, основанный на весеннем

паводке от снеготаяния и не учитывающий эти факторы, является недостоверным.

2.3.3. Рекомендации Международной комиссии по большим плотинам по оценке

PMF

В рекомендациях Международной комиссии по большим плотинам (ICOLD, 1992 г.) [23]

по оценке PMF отмечается, что обоснованный выбор максимального расчетного расхода

определяется степенью риска, принятой допускаемой в случае его превышения. Обычно

максимальные расчетные расходы принимают в диапазоне повторяемости 1 раз в 100 и 1000

лет.

В последние 20-30 лет опыт эксплуатации гидроузлов во многих странах,

25

сопровождающийся разрушением плотин (особенно, земляных и каменно-земляных) при

переливе через них экстремальных паводков (40% всех случаев разрушения этих плотин),

показал, что методика определения максимальных расчетных расходов нуждается в

совершенствовании. Поэтому во многих странах были разработаны новые критерии

определения максимальных расчетных расходов и правила их пропуска через водосбросные

сооружения гидроузла.

В настоящее время для особо ответственных гидроузлов, прежде всего, с земляными и

каменно-земляными плотинами определение максимальных расчетных расходов определяют

по методу PMF или из условия их повторяемости 1 раз в 10 000 лет (Бюллетень ICOLD,

№125, 2003) [24]. Все большее число развитых стран стали использовать оценку риска

разрушения плотины при пропуске максимального паводка. Учет риска при различных

сценариях пропуска этого паводка дает возможность получить ценную информацию для

выработки надежного и одновременно экономически оптимального проекта водосбросов с

учетом оценки социально-экономического ущерба и последствий в НБ при пропуске этого

паводка.

Во многих странах проводят различия между безопасностью плотины и пропускной

способностью водосбросов, что на практике приводит к двум расчетным паводкам,

учитывающим гидрологический риск: «безопасному контрольному (экстремальному)

паводку» (safety check flood), часто принимаемого равным PMF при недопущении его

перелива через грунтовые плотины и допустимом тонкослойном его переливе через

бетонные плотины при ФПУ и «проектному паводку» (design flood), на который

проектируют водосбросы и принимаемому обычно равным 40-60% PMF при расчетном

превышении гребня плотины над НПУ.

Например, в нормах Германии DIN 19700 (2004 г.) гидрологический риск учитывается при

проектировании плотин введением расчетного паводка повторяемостью 1 раз в 1000-10000

лет и в ряде случаев более высокого расхода, повторяемостью реже, чем 1 раз в 10000 лет.

В последних рекомендациях СИГБ (Бюллетень №125, 2003) [24] приведены выше

указанные критерии выбора проектного и контрольного безопасного паводков (табл. 7). В

этих рекомендациях плотины разделены на 3 категории в зависимости от степени риска при

пропуске через них паводка: высокий, значительный и низкий риск людских потерь (от 1 до

20 жертв), качественной оценки (степени) экономического, экологического и социального

ущербов (чрезмерный, значительный и минимальный).

Выбор расчетного паводка для разных категорий плотин с учетом риска (СИГБ, 2003) Табл. 7

Категория плотины по

Людские потери, чел

Степень экономического,

Проектныйпаводок

Контрольныйбезопасный паводок

26

степени риска экологического и социального ущербов

Высокая Свыше 20 Чрезмерная % PMF или1/1000-1/5000

PMF или1/5000-1/10000

Значительная 0-20 Значительная % PMF или1/500-1/1000 или

по расчету эконо-

мического риска

% PMF или1/1000-1/5000 или

по расчету экономи-

ческого рискаНизкая 0 Минимальная 1/100 1/100 -1/150

Для Богучанской каменно-набросной и бетонной плотин, относящихся к 1-й категории

плотин, проектный паводок составит часть PMF (обычно50% PMF) или паводок

повторяемостью 1 раз в 1000-5000 лет, что соответствует действующим российским

нормам. Контрольный безопасный паводок согласно табл. 2 для Богучанского гидроузла

составит PMF или паводок повторяемостью 1 раз в 5000-10000 лет (последняя цифра

относится к грунтовым плотинам), что также соответствует российским нормам.

Другим примером является новая методика Гидрологического центра США (HEC)

определения PMF (максимального вероятного расхода) и IDF (inflow design flood) или

притока расчетного паводка с учетом BSC (основного условия безопасности), при котором

разрушение плотины вследствие превышения IDF не приведет к существенному росту

экономического и социального ущерба (людских жертв) по сравнению со случаем не

разрушения плотины при пропуске этого паводка. Для определения BSC при различных

значениях расчетного паводка (от 0,1 до 1,0 PMF) оценивается рост экономического и

социального ущерба в НБ при разрушении плотины по сравнению со случаем его отсутствия,

на основании чего определяется минимальное значение IDF или расчетный максимальный

паводок. В этой методике самым неопределенным является оценка социального ущерба

(людских потерь) и поэтому в ней обязательно учитывается плотность населения в зоне

прохождения волны прорыва в НБ, наличие систем оповещения населения, время его

эвакуации и т.д.

Новая методика Гидрологического центра США в последние годы была применена для

оценки гидрологической безопасности ряда построенных гидроузлов и плотин согласно

федеральной программе обеспечения безопасности плотин США, принятой в 1972 г.

Например, для каменно-земляной плотины White Rock высотой 5 м и длиной 4,4 км с

бетонным водосливом пропускной способностью 300 м3/с был определен расчетный паводок

IDF, равный 50% PMF (0,5х4814 м3/с).

Для земляной плотины Homme высотой 20 и длиной 260 м с бетонным водосливом

длиной 65 м и пропускной способностью, равной 44% PMF, был определен расчетный

27

паводок IDF, равный 100% PMF, для чего потребовалось строительство нового водосброса.

Для земляной плотины Pine River длиной 350 м с бетонным водосливом пропускной

способностью, равной 39% PMF, был определен расчетный паводок IDF, равный 70% PMF,

для чего потребовалось строительство нового водосброса.

Выбор в качестве расчетного максимального расхода PMF или паводка повторяемостью 1

раз в 10 000 лет обеспечивает высокую гидрологическую безопасность новых плотин, но

создает определенные проблемы для существующих плотин, которые должны

соответствовать новым повышенным значениям расчетного максимального расхода, для

безопасного пропуска которого потребуется дополнительные инвестиции в повышение

безопасности плотины, определяемые с учетом степени риска (ICOLD Bulletin 125, 2003

[24]).

В Китае после ряда серьезных случаев разрушения плотин в 1970-х годах вследствие

экстремальных ливневых осадков вероятные максимальные расходы (PMF) для крупных

плотин были пересчитаны и гидрологическая безопасность большинства из них была

повышена в результате повышения отметок гребня плотин и пропускной способности

водосбросов.

В прогнозе PMF фирмы Coyne et Bellier не учитывались последние рекомендации

Международной комиссии по большим плотинам и Гидрологического центра США по оценке

гидрологической безопасности, позволяющие обоснованно выбрать расчетное значение

PMF.

2.3.4. Рекомендации по оценке применения PMF для Богучанской ГЭС

1. Метод PMF основан на оценке возможных максимальных ливневых осадков в

сочетании с гидрологическими условиями бассейна, наиболее благоприятными для

формирования максимального стока (при минимальной его инфильтрации) и

применяется при недостаточно длинных рядах наблюдения максимальных расходов. Он

нашел применение в США, Великобритании, ряде стран Юго-Восточной Азии (Индии,

Китае, Вьетнаме, Японии), Латинской Америки. Однако этот метод не используется в

северных штатах США, Канаде, во всех странах Европы, России и ряде других

стран, где формирование максимальных паводков происходит в основном за счет

снеготаяния.

В РФ этот метод можно использовать наряду с новыми нормами СНиП [1, 2] для

оценки безопасности гидроузлов в зоне ливневых паводков на Дальнем Востоке и Северном

Кавказе

2. Современная гидрологическая практика, представленная в трудах 27-го

28

Международного конгресса по большим плотинам (вопрос 87) в Барселоне (июнь

2006), показывает, что расчет PMF на основе метода единичного гидрографа,

использованного Coyne et Bellier, в своей методологической основе менее

достоверен, чем использование известных имитационных гидрологических

моделей SSARK, IMH и других.

3. Ввиду большой площади водосбора р. Ангара к замыкающему створу Богучанской ГЭС

применение метода единичного гидрографа, как уже указывалось, приводит к заметным

погрешностям, и поэтому нужно было выполнить расчеты этих гидрографов по всем притокам

р. Ангара с последующим суммированием и с учетом их трансформации к створу Богучанской

ГЭС и при минимальной форсировке НПУ в Братском и Усть-Илимском водохранилищам.

4. Неполнота исходных гидрометеорологических данных по ливневым и снеговым осадкам

(отсутствие подробных карт изогнет осадков, применение непроверенных поправок к

максимальным суточным расходам после 1979 г., повысивших их в среднем на 40%, и

др.), затрудняет получение надежных результатов расчетов единичного гидрографа и PMF.

Поэтому результаты расчетов, выполненных с использованием этих неполных данных, в

частности по снеговым осадкам на участке бассейна между Богучанской и Усть-Илимской

ГЭС, могут служить лишь для предварительной оценки верхнего (завышенного) предела

PMF.

5. Прогноз PMF, основанный на весеннем паводке от снеготаяния, не учитывает важное

влияние большой толщи плотного снега, замедляющего формирование высокого стока

воды, и потерь стока на инфильтрацию, и поэтому дает завышенный почти вдвое PMF

(14000 м3/с) в водосборном бассейне между Усть-Илимским и Богучанским

водохранилищами по сравнению с расчетным максимальным расходом повторяемостью

1/10000 (7690 м3/с), что не соответствует выше приведенным данным соотношений между

обоими расходами (табл. 6).

6. Условие III сброса PMF=30800 м3/с (Усть-Илимский паводок, 17500+боковой приток,

14000!) через Богучанский гидроузел принято в отличие от условий сброса PMF через

Усть-Илимский и Братский гидроузлы без учета возможности сброса примерно 4400 м3/с

через 8 из 9 турбин Богучанской ГЭС, что соответствует п. 5.4.3 СНиП 33-01-2003 [1].

Таким образом, с учетом более достоверного бокового притока

повторяемостью1/10000 равного 7700 м3/с величина PMF составит примерно 24500 м3/с,

который с учетом пропуска 4400 м3/с через 8 турбин ГЭС, потребует форсировки верхнего

бьефа не выше отметки 209.5 м, допустимой по условиям затопления нижнего бьефа Усть-

Илимской ГЭС.

29

7 . В целом, методика прогноза PMF от снеготаяния, принятая в Банковском отчете

фирмы Коин и Белье, является недостоверной для природно-климатических условий

сибирских рек и особенно, хорошо зарегулированной р. Ангары, и поэтому не может

быть принята для оценки гидрологической безопасности Богучанской ГЭС.

8. Для более достоверной оценки максимального расчетного расхода Богучанского

гидроузла целесообразно использовать последние (2003 г.) рекомендации Международной

комиссии по большим плотинам (СИГБ) [24] и Гидрологического центра США по оценке

гидрологической безопасности плотин с учетом допускаемой степени риска.

9. Согласно рекомендациям СИГБ (2003 г.) [24] для Богучанской каменно-набросной и

бетонной плотин, относящихся к 1-й категории плотин, проектный паводок (бокового

притока) составит часть PMF (обычно 50% PMF, т.е. 7000 м3/с) или паводок повторяемостью

1 раз в 1000-5000 лет, что соответствует действующим российским нормам. Контрольный

безопасный паводок составит PMF или паводок повторяемостью 1 раз в 5000-10000 лет

(последняя цифра относится к грунтовым плотинам), что также соответствует нашим нормам

[1, 2].

3. Оценка достоверности и обоснованности рекомендаций Банковского ТЭО

Богучанской ГЭС с НПУ 208 м, разработанного фирмой Коин и Белье, в части:

3.1. Надёжность и безопасность каменно-набросной плотины с диафрагмой из

укатанного и литого асфальтобетона

Как показано в разделе 2.1 в расчетах устойчивости откосов каменно-набросной

Богучанской плотины (КНП), выполненных фирмой Коин и Белье, использовали сильно

зани-женное расчетное значение угла внутреннего трения φ=370 камня боковых призм

плотины. Кроме того, не учитывалась зависимость угла внутреннего трения φ или угла

сдвига ψ камня от уровня вертикальных напряжений в боковых призмах.

В расчетах устойчивости откосов по круглоцилиндрическим поверхностям

скольжения использовался метод Бишопа, в котором в отличие от принятых у нас и в

большинстве других стран методов Терцаги и Крея, силы сопротивления сдвигу по

поверхности скольжения дополнительно делятся на коэффициент запаса F, равный 1,5,

что приводит при прочих равных условиях к повышению коэффициента запаса

статической устойчивости в среднем на 7-10% по сравнению с методом Терцаги, что

создает еще один лишний запас устойчивости, кроме заниженного и постоянного угла

внутреннего трения камня.

Фирма также необоснованно вводит в расчет устойчивости по круглоцилиндрическим

поверхностям скольжения основание осадочных пород с заниженным углом внутреннего

30

трения (200) и коэффициентом порового давления воды Ru=0,3. Подобные расчеты

необходимо было проводить по плоским, а не по круглоцилиндрическим поверхностям

сдвига, совпадающим с зарегистрированными трещинами или зонами разуплотнения

пород.

Но даже при таких условиях фирма Коин и Белье получила для полного профиля

плотины допустимые коэффициенты запаса устойчивости низового откоса при

статических и сейсмических воздействиях и лишь для поверхностных круговых

поверхностей скольжения на верховом откосе при статических нагрузках коэффициент

запаса устойчивости составил 1,36, что на 10% ниже требуемых по нормам фирмы 1,5.

На основании результатов этих расчетов фирма делает необоснованный вывод о

уполаживании откосов с заложения 1,4 между бермами до 1,6 выше отметки 151,0 на

верховом откосе и выше отметки 157,0 м – на низовом. При этом в расчетах

устойчивости откосов уположенного профиля фирма уже использует более высокий угол

внутреннего трения камня, равный 400, не давая никаких обоснований использования

этой величины.

Таким образом, фирма Коин и Белье совершенно необоснованно делает вывод о

недостаточной устойчивости откосов плотины и необходимости уполаживания ее

откосов.

Как уже отмечалось в разделе 2.1 в исходные расчетные данные, собранные

Гидропроектом и переданные через РусАЛ фирме Коин и Белье, не были включены,

выполненные автором, обширные исследования устойчивости откосов Богучанской КНП

с исправленными (реальными) прочностными и деформационными характеристиками

камня долеритов, представленные в отчетах БогучанГЭСстроя [6] и переданные

Гидропроекту.

Согласно этим исследованиям расчетная величина максимального угла сдвига камня

при низких нормальных напряжениях составит 42,50 (табл. 8).

Приведенные в табл. 8 нелинейные зависимости прочности на сдвиг, τ, камня

долеритов хорошо описываются следующей степенной зависимостью:

(1)

В выполненных автором расчетах статической и сейсмической устойчивости откосов

плотины по программе UST (метод Терцаги) с учетом расчетного переменного угла

сдвигу камня (табл. 8) минимальные коэффициенты безопасности (запаса) статической и

сейсмической устойчивости откосов, соответствующие пологим поверхностям

скольжения, возрастают в среднем на 10% по сравнению со случаем не учета этого

фактора, а средние коэффициенты устойчивости, соответствующие глубоким

31

поверхностям скольжения, наоборот, снижаются примерно настолько же, оставаясь выше

допустимых значений, т.е. происходит благоприятное выравнивание коэффициентов

устойчивости.

В таблице 3 даны минимальные значения коэффициентов безопасности,

соответствующие пологим поверхностям скольжения, по результатам расчетов

статической и сейсмической устойчивости откосов с учетом нелинейности зависимости

прочности на сдвиг камня с ростом давления.

Минимальные коэффициенты безопасности устойчивости откосов Богучанской плотины с учетом нелинейности зависимости прочности на сдвиг камня с ростом давления.

Таблица 8Профильплотины

Участокоснования

Откосы Кустмин

(статика)Куст

мин

(сейсмика)

Полный Долериты НизовойВерховой

1,30 (1,23)1,35 (1,38)

1,18 (1,11)1,18 (1,20)

Полный Осадочные НизовойВерховой

1,31 (1,23)1,35 (1,38)

1,20 (1,17)1,18 (1,20)

Примечание: в скобках даны величины Кустмин для статики и сейсмики при постоянном угле

сдвига или угла внутреннего трения камня, равном 400.

Автором также рекомендована оптимизация профиля плотины за счет использования

камня менее сохранных пород внутри боковых призм и более сохранного и крупного

камня ближе к откосам, включая устройство антисейсмической пригрузки обеих откосов

крупным камнем толщиной 5-10 м. Рекомендована также послойная виброукатка двух

переходных зон и зон камня боковых призм до относительной плотности не менее 0,9.

Как отмечалось в разделе 2.1, в исходные расчетные данные по проекту Богучанской

КНП, переданные фирме Коин и Белье, были включены результаты расчетов напряженно-

деформированного состояния (НДС) и устойчивости, выполненные МГСУ, в которых,

использовались нереальные деформационно-прочностные параметры литого и укатанного

асфальтобетона (АФБ) и камня, что привело к нереальной картине НДС, при которой в

диафрагме из укатанного АФБ возникает высокая концентрация вертикальных

напряжений, что противоречит обширным натурным данным поведения таких плотин [7].

К сожалению, Гидропроект не передал через РусАЛ фирме Коин и Белье результаты

наших исследований НДС и устойчивости КНП, в которых содержалась критика

исходных расчетных данных и была доказана опасность применения литого АФБ и

необходимость перехода на укатанный АФБ с цементацией переходных зон вокруг литой

части диафрагмы. В то же время, в материалах (чертежах) проекта КНП 1-й очереди,

переданных фирме Коин и Белье, была принята диафрагма из укатанного АФБ и тем

32

самым была исключена вероятная критика фирмой проекта КНП с диафрагмой из литого

АФБ.

Вследствие выше изложенного и, частично, виду отсутствия достаточного опыта

проектирования каменно-насыпных плотин с диафрагмами из укатанного АФБ фирма

Коин и Белье не смогла адекватно оценить переданные ей исходные расчетные данные по

камню и АФБ, результаты расчетов НДС и устойчивости КНП, выполненных МГСУ, что

привело к ошибочным результатам ее расчетов устойчивости откосов, выполненных

фирмой, и необоснованным рекомендациям по уполаживанию обоих откосов.

Несмотря на это фирма справедливо отметила три ниже перечисленных дефекта

опирания диафрагмы на скальное основание и ее примыкания к бетонной плотине,

принятые в проекте Богучанской КНП, на которые автор указывал в 2003 г. [6, 8].

1. Нет контроля состояния нижней (литой) части диафрагмы ниже отм. 145.0 ввиду

ее опирания не на специальное седловидное перекрытие цементационной галереи, как это

обычно принимается в подобных крупных плотинах, а на отдельную бетонную плиту.

2. В связи с тем, что цемзавеса устроена в основании галереи, а не в опорной плите

диафрагмы давление верхнего бьефа будет подведено к ее основанию, что при

отсутствии уплотнений шва между блоком галереи и бетонной плитой диафрагмы

может привести к опасной фильтрации через этот шов.

3. Примыкание диафрагмы к вертикальной стенке бетонной плотины (уклон 20:1) без

устройства в ней седловидного углубления и невозможности контроля контакта АФБ-

бетон через контрольную шахту в примыкании с низовой стороны диафрагмы является

местом возможной бесконтрольной контактной фильтрации диафрагмы.

3.2. Надёжность и безопасность бетонной плотины при совместной или

раздельной работе со зданием ГЭС

В отчете (1) переданном на экспертизу фирме Коин и Белье, приведен расчет

Богучанской бетонной плотины на устойчивость и прочность методом сопромата на

сокращенный сос- тав нагрузок; который выполняют на предварительных стадиях проекта, к

которой не относится текущая стадия - корректировка проекта ГЭС. Тем не менее, в этих

расчетах уже было получено растяжение в контакте бетон-скала на глубину 6,5 м, т.е. включая

цемзавесу.

В отчетах (1-3), переданных фирме, приведены упрощенные расчеты (плоская упругая задача,

без учета раскрытия и нелинейности работы межстолбчатых и строительных швов в плотине и

трещин в основании, поля фильтрационных давлений в основании и т.д.) методом конечных

элементов (МКЭ) напряженно-деформированного (НДС) состояния станционной секции 16 и

33

секции 21 дополнительного водосброса. В этих расчетах учитывалось лишь снижение модуля

упругости скального основания вследствие его разуплотнения. В расчетах использован полный

состав нагрузок, включая температурные (зима-лето) и сейсмические (максимальная

сейсмичность - VI и пиковое ускорение 0,05g), определенные по приближенной линейно-

спектральной схеме.

В части учета сейсмических воздействий в расчетах Богучанской плотины на нынешней

стадии проекта следует отметить, что, несмотря на то, что по данным микро сейсмо-

районирования площадки строительства, выполненного Центром службы геодинамических

наблюдений ЦСГНЭО, сейсмичность площадки составляет 6 баллов, никто не отменял принятую

карту сейсмичности СР-97 (максимально возможных землетрясений РФ), по которой

сейсмичность площадки составляет 7 баллов, что для II категории грунтов основания

соответствует пиковому ускорению 0,05g.

В отчете (1), переданном фирме и на который она ссылается (п. 2.3.2 том 3), коэффициенты

безопасности секций 16 и 23 на устойчивость на сдвиг по контакту при основном сочетании

нагрузок составили, соответственно, 1,24 и 1,27 , что ниже нормативного (1,31).

В отчете (1), переданном фирме, при основном сочетании нагрузок (статика+термика) в

основании напорной грани секции 21 была получена большая зона растяжение глубиной 5,0 м, что

значительно превысило допустимое значение dt≤0,3a2,=0,3х6,5=2,0м (a2-расстояние до

цемзавесы от напорной грани) по табл. 11 СНиП 2.06.06-85 [2]

В связи с этим возникает вопрос, как эти нарушения СНиП могли быть допущены в проекте и

почему они были переданы фирме на экспертизу без их перерасчета.

По нашим расчетам, если принять рекомендованные нами (п. 3.2) достоверные расчетные

параметры сопротивления сдвигу секций 16 и 23 (tgφ=1,0 и С=0,3 МПа) вместо заниженных

параметров сдвигу, принятых фирмой (tgφ=0,80, C=0,20 МПа для секции 16 и tgφ=0,75,

C=0,15 МПа для секции 23), то коэффициент безопасности на устойчивость обеих секций

увеличиться примерно на 30-35%, т.е. до 1,6-1,7, что намного превысит нормируемое 1,31.

На основе расчетов в переданном отчете (1) и своих расчетов фирма Коин и Белье делает

необоснованный вывод о «губительном воздействии зимних температур на зону растяжения в

основании напорной грани», не имея своего опыта проектирования и строительства подобных

плотин в суровых климатических условиях.

Опыт эксплуатации подобных бетонных плотин Братской, Усть-Илимской и

Красноярской, на подобных скальных основаниях в близких климатических условиях

показал, что, несмотря на заметное раскрытие (больше нормативного) контакта бетон-скала,

заметно возрастает противодавление в основании плотин, но их безопасность все же остается

нормативной.

34

Однако это не означает, что на нынешней стадии корректировки проекта можно нарушать

критерии СНиП 2.06.06-85, в части ограничения зоны растяжения или, фактически, раскрытия

контакта бетон-скала вглубь до цемзавесы, что приведет в росту противодавления и

дальнейшему раскрытию контакта с непредсказуемыми последствиями для безопасности

плотины.

На основе ранее отмеченных заниженных сдвиговых параметров скалы фирма Коин и Белье

выполнила упрощенные расчеты устойчивости и прочности (методом сопромата) на основное

сочетание нагрузок (статика+термика) , а также НДС упомянутых секций 16 и 21, а также 23

(глухая секция) и 25 (водосливная секция), что привело к занижению коэффициентов запаса

устойчивости плотины по основанию и к ухудшению ее НДС (появлению глубоких зон

растяжения в контакте бетон-скала, его раскрытию и т.д.).

В расчетах НДС перечисленных секций фирма использовала свою программу COBEF, в

которой решалась плоская упругая задача без учета раскрытия и нелинейности работы

межстолбчатых и строительных швов в плотине и трещин в основании, поля фильтрационных

давлений в основании и т.д., т.е. фактически, в той же упрощенной постановке, что и в проекте,

что недостаточно для получения достоверных результатов и разработке рекомендаций по

проекту.

В расчетах устойчивости глухой секции 23 по контакту фирма использовала заниженные

расчетные параметры сдвига долеритов зоны B1T (tgφ=0,75, C=0,15 МПа). Если пересчитать

эти расчетные параметры в нормативные или средние, которые используются фирмой, то

эти параметры для долеритов зоны B1T возрастут до tgφ=0,94 и C=0,25 МПа.

Коэффициент устойчивости секции 23 на сдвиг по методу фирмы Коин и Белье с учетом

нормативных параметров сдвига возрастет c 0,83 до 1,1, что на 10% выше требуемого 1,0,

а по методу USACE возрастет c 1,43 до 1,88, что на 6% ниже требуемого 2,0.

По нашим расчетам, если принять рекомендованные нами (п. 3.2) достоверные нормативные

параметры сопротивления сдвигу секции 23 (tgφ=1,25, С=0,5 МПа) вместо заниженных

нормативных параметров сдвигу, то коэффициент безопасности на устойчивость секции

23 увеличится по методу Коин и Белье с 1,1 до 1,53, что на 50% выше требуемого 1,0, а по

методу USACE с 1,88 до 2,6, что на 30% выше требуемого 2,0.

В расчетах устойчивости секции 21 (дополнительный водосброс) фирма использовала те же

заниженные расчетные параметры сдвига долеритов зоны B1T (tgφ=0,75, C=0,15 МПа),

нормативные (средние) параметры этой зоны составляют: tgφ=0,94 и C=0,25 МПа.

Коэффициент устойчивости секции 21 по методу Коин и Белье (п.7.2.2)с учетом

нормативных параметров сдвига возрастет c 0,71 до 0,96, что лишь на 4% ниже

требуемого 1,0, а по методу USACE возрастет c 1,27 до 2,0, что совпадает с требуемым

35

2,0.

По нашим расчетам, если принять рекомендованные (п. 3.2) достоверные нормативные

параметры сопротивления сдвигу секции 21 (tgφ=1,25, С=0,5 МПа) вместо заниженных

нормативных параметров сдвигу, то коэффициент безопасности на устойчивость секции

21 увеличится по методу Коин и Белье с 0,96 до 1,34, что на 34% выше требуемого 1,0, а

по методу USACE с 2,0 до 2,7, что на 35% выше требуемого 2,0.

В расчетах устойчивости станционной секции 16 фирма использовала заниженные расчетные

параметры сдвига долеритов зоны B2 (tgφ=0,80, C=0,20 МПа), нормативные (средние)

параметры этой зоны составляют: tgφ=1,0 и C=0,33 МПа.

Коэффициент устойчивости секции 16 по методу фирмы Коин и Белье с учетом

нормативных параметров сдвига возрастет c 0,81 до 1,05, что на 5% выше требуемого 1,0,

а по методу USACE возрастает с 1,4 до 1,87, что на 7% ниже требуемого 2,0.

По нашим расчетам, если принять рекомендованные (п. 3.2) достоверные нормативные

параметры сопротивления сдвигу секции 16 (tgφ=1,25, С=0,5 МПа) вместо заниженных

нормативных параметров сдвигу, то коэффициент безопасности на устойчивость секции

16 увеличится по методу Коин и Белье с 1,05 до 1,4, что на 40% выше требуемого 1,0, а по

методу USACE с 1,87 до 2,5, что на 25% выше требуемого 2,0.

В расчетах устойчивости водосливной секции 25 фирма использовала заниженные расчетные

параметры сдвига долеритов зоны B2 (tgφ=0,80, C=0,20 МПа), нормативные (средние)

параметры этой зоны составляют: tgφ=1,0 и C=0,33 МПа.

Коэффициент устойчивости секции 25 по методу Коин и Белье с учетом нормативных

параметров сдвига возрастет c 0,81 до 1,05, что на 5% выше требуемого 1,0, а по методу

USACE возрастает с 1,38 до 1,85, что на 8% ниже требуемого 2,0.

По нашим расчетам, если принять рекомендованные (п. 3.2) достоверные нормативные

параметры сопротивления сдвигу секции 25 (tgφ=1,25, С=0,5 МПа) вместо заниженных

нормативных параметров сдвигу, то коэффициент безопасности на устойчивость секции

25 увеличится по методу Коин и Белье с 1,05 до 1,4, что на 40% выше требуемого 1,0, а по

методу USACE с 1,85 до 2,46, что на 23% выше требуемого 2,0.

Из результатов расчетов устойчивости видно, что метод USACE является примерно на

20% более «смелым», чем метод Коин и Белье и лишь на 5-10% «уступает» СНиП.

В расчетах устойчивости станционной секции 16 в связи с устройством постоянного

деформационного шва между секцией и зданием ГЭС влияние последней не учитывалась.

Устойчивость здания ГЭС была проверена отдельно на всплывание от взвешивающего давления

при максимальном уровне НБ. Следует отметить, влияние здания ГЭС учитывалось в

температурных расчетах секции 16, в связи с уменьшением открытой поверхности низовой грани

36

этой секции.

Таким образом, из приведенных результатов расчетов устойчивости всех 4 секций

бетонной плотины на сдвиг по контакту бетон-скала при основном сочетании нагрузок с

учетом нормативных параметров сопротивления долеритов сдвигу следует, что все

секции, практически, соответствуют критериям устойчивости по методам Коин и Белье и

USACE (отклонения ниже требуемых значений (4-8)% и выше этих значений (5-10)%).

С учетом более достоверных нормативных параметров сопротивления сдвигу,

полученных из полевых испытаний скальных целиков на Усть-Илимской, Братской и

Красноярской ГЭС и по методу Хоека Брауна, все 4 секции бетонной плотины имеют

большой (25-50%) запас устойчивости по сравнению с требуемыми по методам Коин и

Белье и USACE.

Таким образом, нет серьезных оснований увеличивать объем бетона плотины для

обеспечения ее устойчивости, как это рекомендовано в Банковском ТЭО фирмы Коин и

Белье.

Тем не менее, некоторые полезные замечания и рекомендации фирмы Коин и Белье по

безопасности бетонной плотины следует тщательно проверить в результате рекомендуемых

детальных расчетов НДС системы плотина-основание-водохранилище, с учетом всех главных

факторов:

1. Отрицательное влияние не зацементированных межстолбчатых швов на состояние контакта

бетон-скала у напорной грани, в связи с чем следует тщательно исследовать состояние

межстолбчатых швов и выполнить их повторную цементацию.

2. Наличие вертикальных растягивающих напряжений в контакте бетон-скала

напорной грани секции 21 и его раскрытие на глубину 5 м может привести к нарушению

работы цемзавесы, росту противодавления и росту глубины раскрытия контакта до

цемзавесы.

3. Возникновение вертикальных растягивающих нормальных напряжений зимой на

открытых низовых и верховых гранях плотины приводит к раскрытию горизонтальных

строительных швов (характерное явление для всех подобных плотин в Сибири).

Для глубокой и достоверной оценки безопасности достраиваемой бетонной плотины с учетом

ее нынешнего состояния необходима разработка с помощью программного комплекса ANSYS-10

пространственной конечно-элементной модели системы плотина-основание-водохранилище или

отдельных типовых секций плотины, включая геомеханическую модель основания, основанную

на последних геологических исследованиях.

На основе этой МКЭ-модели необходимо провести совместные расчеты НДС плотины и

основания с учетом последовательности возведения и достройки плотины, графика наполнения

37

водохранилища, воздействия наружной температуры, раскрытия и нелинейности работы

межстолбчатых и строительных швов в плотине, геомеханических параметров основания,

включая трещины, зоны разуплотнения и объемных фильтрационных сил (порового давления

воды) в основании.

Следует также, провести подобные расчеты для ряда отдельных секций (16, 21, 23, 25).

Эти детальные расчеты НДС бетонной плотины с помощью этих моделей позволят достоверно

оценить безопасность достраиваемой плотины и внести в ее проект обоснованные изменения.

Во время достройки плотины и наполнения водохранилища эти модели бетонной плотины и

отдельных ее секций должны корректироваться (калиброваться) по данным натурных

наблюдений с тем, чтобы на стадии начальной эксплуатации плотины эти откалиброванные

модели могли достоверно прогнозировать реальное поведение плотины на длительный период ее

эксплуатации.

Аналогичная пространственная МКЭ-модель системы плотина-основание-водохранилище, а

также две плоские модели (на осадочных породах и долеритах) должны быть разработаны и для

Богучанской КНП с диафрагмой из укатанного асфальтобетона, уложенного на существующую

литую диафрагму, заключенную в зацементированную обойму переходных зон.

В этих расчетах особое внимание следует обратить на применение проверенных автором

гиперболической или двухфазной вязко-упругой модели асфальтобетона, упруго-пластических

моделей переходных зон и камня боковых призм с учетом их замачивания при наполнении

водохранилища, на учет последовательности возведения центральной зоны и боковых призм с

ограничением опережающей их отсыпки относительно диафрагмы и ряд других важных

факторов.

Как и для бетонной плотины, детальные расчеты НДС и устойчивости КНП позволят

достоверно оценить безопасность достраиваемой КНП и внести в ее проект обоснованные

изменения.

Во время достройки КНП и наполнения ВБ эти модели КНП должны калиброваться по

данным натурных наблюдений с тем, чтобы на стадии начальной эксплуатации эти

откалиброванные модели могли достоверно прогнозировать поведение КНП на длительный

период ее эксплуатации.

3.3. Надёжность и безопасность водосбросных сооружений

Оценка пропускной способности водосбросов Богучанской ГЭС при НПУ на отметке

208.0 м представлена в разделе 7.2.2-1 тома 3 Банковского ТЭО. При этом эксперты

фирмы Коин и Белье не рассматривали возможность изменения проекта основного

водосброса 1, а в отношении дополнительного водосброса 2 «выдвинули гипотезу»,

согласно которой расстояние между гребнем водосброса на отметке 190.0 м и НПУ

38

остается постоянным.

Оценка общей пропускной способности водосбросов проводилась при полностью

открытых 10 отверстий водосброса 1 и 5 отверстий водосброса 2, а также 9 турбин ГЭС,

что соответствовала требованиям старого СНиП 2.06.01-86, действующего при разработке

первоначального проекта, и нового СНиП 33-01-2003 [1] при пропуске поверочного

расчетного расхода 0,01% вероятностью превышения.

К результатам расчетов пропускной способности водосбросов нет возражений, за

исключением отсутствия корректировки коэффициентов расходов водосбросов 1 и 2 при

переходе от безнапорного режима работы к напорному, что, впрочем, не влияет на их

максимальную пропускную способность.

К сожалению, в Банковском отчете нет сравнения результатов расчетов пропускной

способности водосбросов с проектными данными Гидропроекта, что указывает, по-

видимому, на незначительные их различия.

Следует также отметить, что в расчетах общей пропускной способности водосбросов

не рассматривалась возможность использования хотя 1-2 из 5 временных водосбросных

отверстий в секциях 24-28, используемых для пропуска строительных расходов реки, хотя

сам расчет пропускной способности всех 5 отверстий при НПУ представлен.

Этот вариант переоборудования под постоянные 1-2 временных водосбросных

отверстий фирма Коин и Белье должна была бы рассмотреть при пропуске

рекомендованного ей максимально возможного паводка 30800 м3/с с тем, чтобы

отказаться от необоснованной форсировки НПУ до ФПУ 213,5 м и дорогого варианта

перестройки водосброса 2.

Фирма Коин и Белье проверила проектный водобойный колодец водосброса 2 при

пропуске проектного максимального расчетного расхода 14650 м3/с повторяемостью 0,1%

(меньше принятого в разделе 8.2.2.3 тома 1 уточненного расхода 16400 м3/с

повторяемостью 0,1%) через все открытые отверстия водосбросов 1 и 2 (без учета сброса

через турбины), что потребовало форсировки ВБ на 4 м выше НПУ 208,0 м (раздел

07.2.2.2 том 1). При этих неправомерных условиях фирма рекомендовала удлинить и

заглубить колодец.

Этот вариант пропуска максимального расчетного расхода 14650 м3/с 0,1%

повторяемости противоречит требованиям п. 5.4.3 СНиП 33-01-2003, в котором

допускается учитывать пропускную способность до 8 из 9 турбин, 9 из 10 отверстий

водосброса 1 и всех 5 отверстий водосброса 2, что обеспечит пропуск примерно 16900 м3/с

при НПУ без какой-либо его форсировки. Поэтому рекомендации фирмы по усилению

водобойного колодца водосброса 2 в этих условиях можно рассматривать как

39

необоснованные, за исключением полезной рекомендации установить в водобойной плите

анкеры длиной 14,5 м, что повысит устойчивость плиты от гидродинамического

противодавления при пропуске паводка.

В связи с новыми гидрологическими данными расчетные максимальные расходы

повторяемостью 0,1 и 0,01% возросли, соответственно до 16400 и 21700 м3/с, что можно

считать правильным. Фирма Коин и Белье определила распределение этих расходов

между 9 отверстиями водосброса 1 и 5 отверстиями водосброса 2 и 8 турбинами (условия

I и II в таблице 8.2.2.-5, том 1), что соответствует требованиям п. 5.4.3 СНиП 33-01-2003

[1].

Что касается экстремального условия III в табл. 8.2.2-5 то, как показано в разделе 2.3

этого отчета, условие III пропуска PMF=30800 м3/с с форсировкой ВБ до отм. 213,5 м

необоснованно и неприемлемо и вместо него можно рекомендовать новое (поверочное)

условие III пропуска уточненного и достоверного PMF=24500 м3/с при допускаемой

форсировке ВБ примерно до отм. 209,5 м, что повысит безопасность Богучанской ГЭС.

С учетом вышеизложенного все 3 условия пропуска максимальных расчетных расходов

через водосбросные сооружения Богучанской ГЭС приведены в табл. 9 и 10.

Таблица 9

Условие

Паводок с вероятностью превышения

Условие пропуска паводка через: Максим..уровень ВБТурбины Водосброс 1 Водосброс 2

I 0,1% 8 из 9 турбин

9 из 10 отверстий 5 из 5 отверстий 208,0 м

II 0,01% 8 из 9 турбин

9 из 10 отверстий 5 из 5 отверстий 208, 06 м

III Уточненный PMF

8 из 9 турбин

10 из 10 отверстий

5 из 5 отверстий 209,5 м

Условия I и II в табл. 9 и 10 приняты такими же, как в табл. 8.2.2.2-4 и 5 тома 1 Банковского отчета, за исключением условия III, в котором при пропуске уточненного PMF, примерно равного 24500 м3/с, форсировка ВБ не превысит 209,5 м, что допустимо по условиям затопления НБ Усть-Илимской ГЭС.

Таблица 10

Условие Приток паводка,

м3/с

Пропуск паводка через: Максим..уровень

ВБТурбины

м3/сВодосброс 1

м3/сВодосброс 2

м3/сОбщий расходм3/с

I 16400 4400 6400 5600 16400 208,0 м

II 21700 4160 6420 10840 21420 208, 06 м

III 24500 4400 6700 11200 22300 209,5 м

40

Рекомендация фирмы Коин и Белье по перестройке водосброса 2 при условии III (PMF)

для пропуска 12000 м3/с (удельный расход 160 м2/с, напор 70 м) заключается в удлинении

водосброса и устройстве массивного носка-трамплина с отлетом струи в яму размыва. В

связи с образованием большой ямы размыва и опасностью подмыва водобойного колодца

водосброса 1 фирма Коин и Белье вынуждена была принять эту схему гашения потока и

для водосброса 1, в котором удельный расход в 2 раза ниже (75 м2/с), при котором

принятая в проекте схема гашения с затопленным прыжком в колодце вполне

рациональна.

Предложенные фирмой Коин и Белье решения по водосбросам 1 и 2 со схемой гашения

отлетом струи в яму размыва, ввиду общеизвестной непредсказуемости глубины и

размеров ямы размыва в блочно-трещиноватых скальных породах, создают опасность

подмыва примыкания низового откоса каменно-насыпной плотины, разрушения

сопрягающих стен и существующих водобойных плит водосбросов 1 и 2 и затрудняют

отвод воды из соседних секций станционной плотины, т.е. снижают безопасность

Богучанской ГЭС.

Ввиду вышеизложенного рекомендации фирмы Коин и Белье по перестройке

водосбросов 1 и 2 под схему гашения потока с отлетом струи с носка–трамплина в

нижний бьеф и с неконтролируемым образованием глубокой воронки размыва следует

признать нежелательными с точки зрения обеспечения безопасности Богучанской ГЭС.

Более надежным с точки зрения безопасности Богучанской ГЭС будет сохранение

принятой в проекте 1-й очереди при НПУ 185,0 м схемы гашения потока в водобойном

колодце водосброса 1 (с возможным его удлинением) и применение удлиненного носка-

трамплина в водосбросе 2 с тем, чтобы его удлиненный носок (лоток) вышел бы за

пределы соседнего водобоя водосброса 1, а носок-трамплин водосброса 2 обеспечил бы

отлет струи в яму размыва достаточно далеко от носка и соседних секций ГЭС для

предотвращения поступления продуктов размыва к отсасывающим трубам ГЭС.

Относительно небольшой объём продуктов выноса при больших глубинах р. Ангары и

большой ширине русла недостаточен для создания подпора ГЭС с нижнего бьефа.

Проект перестройки водосброса 2 при НПУ 208,0 м следует разработать на пропуск

максимального расчетного расхода 10840 м3/с повторяемостью 0,01%. Оптимизация

проекта водосброса 2 должна проводиться на пространственной гидравлической модели.

Исходной схемой-моделью для удлинённого носка-трамплина может служить водосброс

гидроузла Сан-Симао в Бразилии (высота бетонной плотины 85 м) пропускной

способностью 24100 м3/с и удельным расходом 170 м2/с, что соответствует параметрам

41

водосброса 2 (143 м2/с). За 28 лет эксплуатации этого водосброса размывы в нижнем

бьефе практически отсутствовали (в основании залегали трещиноватые базальты).

Для водосброса 1, рассчитываемого на пропуск максимального расхода 6400 м3/с

повторяемостью 0,01%, удельный расход составит 64 м2/с, что потребует проверки

существующего водобойного колодца с возможным его удлинением, для чего потребуется

также проведение модельных гидравлических исследований на общей пространственной

гидравлической модели водосбросов 2 и 1.

3.4. Надёжность и эффективность работы Богучанской ГЭС в ЕЭС России

Вопросы надежности и эффективности работы Богучанской ГЭС в Единой

Энергетической Системе в Банковском отчете фирмы Коин и Белье не анализировались.

В главе 5 «Исследование рынка электроэнергии» Банковского отчета отмечена лишь

известная роль Богучанской ГЭС в Сибирской энергетической системе:

1. Гидроэнергия, вырабатываемая на Богучанской ГЭС, может быть всегда

использована Сибирской энергетической системой.

2. Значительная часть выработки ГЭС будет потребляться находящимся в 80 км от ГЭС

алюминиевым заводом РусАл, который требует непрерывной подачи питания в 1120 МВт

с коэффициентом резервирования один (100% времени), для чего должен быть

предусмотрен соответствующий резерв для обеспечения непрерывности подачи эл-

энергии.

3. Работа Богучанской ГЭС характеризуется исключительно высоким коэффициентом

использования от ее установленной мощности (3000 МВт) вследствие высокого

регулирования расхода озером Байкал, находящимся выше по течению.

4. Более короткая линия электропередач напряжением 500 кВ к г.Тайшет является

предпочтительным вариантом передачи энергии в Сибирскую энергосистему 500кВ.

Кроме того, можно добавить, что среднегодовая выработка электроэнергии на ГЭС

составит 17,4 млрд. кВт-час, что при мощности 3000МВт будет соответствовать 5800 час

работы ГЭС в год, что существенно выше лучших показателей в 5000 час для крупных

ГЭС.

Эти характеристики роли Богучанской ГЭС в Сибирской и Российской энергетической

системы хорошо известны специалистам и не требуют комментариев.

Можно сделать вывод, что надежность и эффективность работы Богучанской ГЭС

в ЕЭС России будет не ниже, чем вышерасположенных Усть-Илимской и Братской ГЭС.

3.5. Стоимость и эффективность проекта Богучанской ГЭС

Сметная стоимость 3-х вариантов проекта Богучанской ГЭС при НПУ 185, 197 и 208

42

м, а также принятого фирмой Коин и Белье варианта ГЭС при НПУ 208,0 м с

форсировкой до 213,5 м при пропуске PMF=30800 м3/с и с существенным увеличением

объема бетонной плотины, определялась на основе разработанных 18 укрупненных

единичных расценок (УЕР) на оставшиеся основные 90% строительных работ.

Причем УЕР в рублях 1991 г. были пересчитаны в доллары 2002 г., что не

соответствует цене доллара в 2005 г. УЕР на 10% основных строительных работ были

подсчитаны на основе окончательного проекта и пересчитаны в доллары 2005 г., что

также не соответствует цене доллара 2002 г. Таким образом, УЕР на 90% основных

строительных работ приведены в ценах доллара 2002 г., т.е. занижены на величину

падения курсовой стоимости доллара к рублю за период 2005-2002 г., которая

составляет примерно 12%.

В УЕР были включены прямые затраты и накладные расходы, а также смежные

затраты: затраты на подготовку строительства (административные здания, коммуникации,

дороги и т.д.) и местные издержки (отопление, транспорт и т.д.). На следующих этапах

расчета производилась переоценка УЕР с учетом текущих местных цен на поставку

строительных материалов на объект (цемент, арматура, ГСМ, ВВ и т.д.), стоимости

трудозатрат и использования машин и механизмов. К прямым затратам подрядчика

добавлялись затраты на подготовку строительства и местные издержки, а также

накладные расходы подрядчика: страховка - 2%, соцпакет - 4%, заемные - 1% и

административные расходы - 5%.

Полные единичные расценки (ПЕР) на основные строительные работы, на основании

которых определялась полная стоимость строительства, определялись умножением УЕР

на переходной коэффициент, равный 1,05, учитывающий неполноту расчета УЕР.

Непредвиденные расходы в расчетах полной стоимости строительных работ

оцениваются в 10%, что для суровых климатических условий Богучанской ГЭС

недостаточно.

Для косвенного подтверждения правильности стоимости строительных работ для

варианта проекта с НПУ 185,0 м, составившей 447 млн. долларов, произведена ее оценка с

помощью «международных» полных единичных расценок (ПЕР), пересчитанных по

индексу USBR (Бюро Мелиорации США) в долларах 2005 г. Полная стоимость

строительных работ по «международным» ПЕР для всех вариантов проекта, включая

проект с НПУ на 208,0 м, отличалась не более, чем на 1%, на основании чего делается

вывод о совместимости и достоверности расчета стоимости строительных работ.

Сравнение международных ПЕР с ПЕР в сметном расчете показывает, однако

большие их различия, соответственно, от (-80%) до (+40%), что говорит о

43

неправомочности подобной оценки достоверности расчета сметной стоимости

строительных работ.

Следует отметить, что ПЕР в сметном расчете по сравнению с международными ПЕР

оказались выше на 30% для асфальтобетонной укатанной диафрагмы, что объясняется

использованием повышенной расценки для существующей литой диафрагмы, на 40% -

для укладки боковых призм и переходных зон, что представляется обоснованным ввиду

суровых климатических условий. Наоборот, на все цементационные работы эти расценки

оказались заниженными на 80% и на монолитный бетон - на 15%, что указывает на явную

недооценку бетонных и цементационных работ в суровых климатических условиях.

В целом, полная сметная стоимость основных строительных работ занижена

примерно на 25-30%, в основном, за счет не учета их удорожания в зимнее время и не

учета ремонтно-восстановительных работ, в основном, по каменно-насыпной плотине.

По нашим расчетам сметная стоимость основных строительных работ составит

580 млн. долларов в ценах 2005 г. (в расчетах Банковского ТЭО 447 млн. долларов).

Стоимость ранее выполненных строительных работ на 01.01.2004 при использовании

расценок 2005 г. составит около 400 млн. долларов. Таким образом, стоимость всех

выполненных и предстоящих строительных работ составит 980 млн. долларов в ценах

2005 г.

Полная сметная стоимость гидросилового и электромеханического оборудования

Богучанской ГЭС в ценах доллара 2005 г. составила 707 млн. долларов (табл. 7.3.11 том

1), из которых 574 млн. долларов приходится на гидросиловое оборудование, реальная

стоимость которого на последние подобные крупные проекты ГЭС является закрытой и

поэтому ее невозможно проверить. В то же время в связи с удорожанием международных

цен на сталь и медь коммерческие предложения в 2005 г. на ряд крупных ГЭС в Бразилии,

Китае и других странах возросли примерно на 18%. Однако этот факт не нашел отражение

в величине непредвиденных расходов на гидросиловое и гидромеханическое

оборудование, которая была принята равной 5%, С учетом выше изложенного более

достоверной величиной было бы 7%, что приведет к повышению сметной стоимости

гидросилового и гидромеханического оборудования с 707 до 721 млн. долларов.

Стоимость природоохранных и социальных мероприятий в зоне водохранилища

переоценить весьма сложно, в отличие от стоимости ЛЭП 500кВ, и эти статьи расходов

обычно не учитываются в расчетах экономической эффективности строительства ГЭС.

Косвенные издержки на строительство (администрирование - 4%, проектирование –

3% и страхование – 1,5%), особенно, на проектирование представляются заниженными.

Учитывая необходимость корректировки (переделки) проекта бетонного водосливной

44

плотины с проведением модельных гидравлических исследований и каменно-насыпной

плотины с асфальтобетонной укатанной диафрагмой, проведения комплекса расчетных

исследований по бетонной и каменно-насыпной плотинам, проекта установки КИА и

другое, косвенные издержки на проектирование должны составлять 6-7%, что

соответствует практике проектирования современных крупных плотин и ГЭС.

Учитывая выше указанные поправки общая стоимость варианта проекта при НПУ на

208 м с 9 турбинами составит 1475 млн. долларов (в Банковском отчете 1282 млн.), из

которых на прямые издержки (без учета ЛЭП и водохранилища) приходится 1300 млн. и

на косвенные - 175 млн. долларов. С учетом стоимости ранее выполненных

строительных работ на 01.01.2004 общая стоимость этого варианта проекта

составит 1875 млн. долларов, из которых на прямые издержки (без учета ЛЭП и

водохранилища) приходится 1700 млн. долларов и косвенные – 175 млн. долларов.

Удельные капиталовложения (без ЛЭП и водохранилища) на 1 МВт установленной

мощности Богучанской ГЭС с учетом стоимости ранее выполненных строительных

работ составит всего 625 долларов, а с учетом ЛЭП и водохранилища – 740 долларов,

что, по крайней мере, в 1,5 раза ниже этих показателей для крупных недавно

построенных ГЭС в Бразилии и Китае, где намного более благоприятные климатические

условия и меньше стоимость рабочей силы, и не менее чем в 2 раза ниже этих

показателей крупных ГЭС Канады, построенных в 1980-х годах, когда цена доллара была

намного выше.

Продажная цена 1 кВт-ч электроэнергии Богучанской ГЭС с учетом развития рынка

электроэнергии определялась при трех различных сценариях развития цен:

оптимистическом, среднем и пессимистическом. Ее величина, определенная в пределах

15-30 центов/МВт, оказалась низкой из-за очень низкого уровня цен на газ и мазут на

тепловых электростанциях Сибирского региона, которые будет заменять энергия

Богучанской ГЭС. Низкий доход на 1 МВт электроэнергии Богучанской ГЭС будет

компенсироваться большим объемом ее годовой выработки.

Большая неопределенность дохода Богучанской ГЭС зависит от неопределенности

следующих параметров:

- рыночные или административные методы регулирования цен на топливо;

- возможные высокие расходы, связанные с экспортом электроэнергии из Сибири;

- необходимостью выполнения требований Киотского протокола по уровню выброса

парниковых газов.

Оптимальная конфигурация проекта ГЭС при НПУ 208,0 м была определена из

предельного соотношения прибыли к затратам (коэффициент рентабельности) и

45

соответствовала пуску 6 турбин на первой стадии к 2011 г. и 9 турбин к 2021 г. в

соответствии с потребностью развития рынка электроэнергии.

Рентабельность проекта (экономическая ставка доходности) при трех сценариях

развития тарифов на рынке электроэнергии составила 21,3% (оптимистический сценарий),

16,1 (средний) и 11,2 (пессимистический), что указывает на высокую доходность

Богучанской ГЭС даже при неблагоприятном развитии рынка электроэнергии, которая, в

целом, соответствует уровню доходности других ГЭС каскада (Братской и Усть-

Илимской ГЭС) и существенно выше доходности подобных крупных ГЭС в Канаде,

Бразилии и Китае.

ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

Выводы фирмы Коин и Белье о недостаточной устойчивости и прочности

бетонной и каменно-набросной плотин Богучанской ГЭС в значительной степени

вызваны:

1) Плохой подготовкой 5 российских отчетов с исходными расчетными и проектными

данными, многие из которых устарели, в которых есть не только непроверенные, но и

недостоверные данные и результаты расчетов, и в то же время не включены важные

результаты исследований по каменно-насыпной плотине с литой и укатанной

диафрагмами, выполненными автором, что затруднило фирме достоверно оценить

безопасность бетонной и каменно-набросной плотин.

2) Незнанием фирмой Коин и Белье методов проектирования крупных плотин и

нормативных критериев их безопасности (устойчивости и прочности), положенных в

основу действующих СНиП, разным подходом к назначению этих критериев за рубежом и

в России, которые кажутся более «смелыми» в России, что далеко не всегда верно.

3) Разными методами определения параметров сопротивления сдвигу в СНиП и

нормативных документах фирмы Коин и Белье и Корпуса инженеров армии США (US-

ACE); использованные французской фирмой в своих расчетах расчетные параметры

сопротивления сдвигу скального основания и каменной наброски согласно СНиП содержат

существенные коэффициенты безопасности (запаса) грунтов по параметрам сдвига

относительно их нормативных (средних) значений, полученных из трехосных или

сдвиговых опытов.

4) В нормах Коин и Белье используются свои расчетные параметры сопротивления

сдвигу, содержащие свои, еще более высокие, чем в СНиП, коэффициенты запаса грунтов

по параметрам сдвига, что вместе и приводит к значительному снижению нормативных

(средних значений) угла внутреннего трения скального основания бетонной плотины при

46

основном сочетании нагрузок - в 2 раза, а сцепления - почти в 5 раз, при которых уже

невозможно наступление предельного состояния (потери несущей способности). Однако

при этом коэффициенты запаса устойчивости бетонной плотины на сдвиг приняты

предельно минимальными (1,0), что не принято в нормах РФ, США, Канады, Китай,

Бразилия и др.

5) Использованием фирмой Коин и Белье упрощенных методов расчета устойчивости

бетонной и каменно-набросной плотины (КНП) (элементарный метод или метод

сопромата в расчете бетонной плотины, метод Бишопа в расчете КНП без учета

переменности сопротивления сдвигу камня и др.) с заниженными параметрами

сопротивления сдвигу скального основания бетонной плотины и камня КНП.

6) Использованием фирмой Коин и Белье упрощенных методов расчета напряженно –

деформированного состояния (НДС) и прочности бетонной плотины: (плоская упругая

задача без учета раскрытия и нелинейности работы межстолбчатых и строительных швов в

плотине и трещин в основании, объемных фильтрационных сил в основании и др.), т.е.

фактически, в той же упрощенной постановке, что и в проекте, с заниженными параметрами

сопротивления сдвигу скального основания.

7) В связи с выше изложенным нет никаких оснований увеличивать объем бетонной

плотины для обеспечения ее устойчивости и прочности, как это рекомендовано в

Банковском ТЭО фирмы Коин и Белье.

8) Некоторые полезные замечания и рекомендации фирмы Коин и Белье по безопасности

бетонной плотины следует тщательно проверить в результате рекомендуемых ниже

детальных расчетов НДС системы плотина-основание, с учетом следующих главных факторов:

- отрицательное влияние не зацементированных межстолбчатых швов на состояние контакта

бетон-скала у напорной грани, в связи с чем следует тщательно исследовать состояние

межстолбчатых швов и выполнить их повторную цементацию.

- наличие вертикальных растягивающих напряжений в контакте бетон-скала напорной

грани секции 21 и его раскрытие на глубину 5 м может привести к нарушению работы

цемзавесы, росту противодавления и росту глубины раскрытия контакта до цемзавесы.

- возникновение вертикальных растягивающих нормальных напряжений зимой на

открытых низовых и верховых гранях плотины приводит к раскрытию горизонтальных

строительных швов (характерное явление для большинства подобных плотин в Сибири).

9) Заказчику Банковского ТЭО были переданы во многом необоснованные и неверные

исходные расчетные данные по каменно-набросной плотине (КНП), не были переданы

результаты исследований, выполненных автором по устойчивости КНП и сравнительному

47

поведению КНП с диафрагмой из укатанного и литого асфальтобетона, в которых была

показана опасность применения литой диафрагмы и необходимость перехода на

укатанную и были отмечены, как и фирмой три дефекта в проекте опирания диафрагмы

(п. 11).

10) Вследствие выше изложенного фирма Коин и Белье не смогла адекватно оценить

переданные ей исходные расчетные данные по камню и АФБ, результаты расчетов НДС и

устойчивости КНП, выполненных МГСУ, что привело к ошибочным результатам расчетов

устойчивости откосов КНП, выполненных фирмой, и необоснованным ее рекомендациям

по уполаживанию обоих откосов.

11) Несмотря на это фирма справедливо отметила три ниже перечисленных дефекта

опирания диафрагмы на скальное основание и ее примыкания к бетонной плотине,

принятые в проекте Богучанской КНП, на которые автор указывал еще в 2001 г. :[6].

а) нет контроля состояния нижней литой части диафрагмы ниже отм. 145,0

ввиду ее опирания не на специальное седловидное перекрытие цементационной галереи,

как это обычно принимается в подобных крупных плотинах, а на отдельную бетонную

плиту;

- б) в связи с тем, что цементационная завеса устроена в основании галереи, а не в

опорной плите диафрагмы давление верхнего бьефа будет подведено к ее основанию,

что при отсутствии здесь цемзавесы и уплотнений шва между блоком галереи и бетонной

плитой диафрагмы может привести к опасной фильтрации через этот шов;

- в) примыкание диафрагмы к вертикальной стенке бетонной плотины без устройства в

ней седловидного углубления и невозможности контроля контакта асфальтобетон-бетон

через контрольную шахту в примыкании с низовой стороны диафрагмы является местом

раскрытия контакта и бесконтрольной контактной фильтрации.

12) Для предотвращения указанной в п. 11 (б) контактной фильтрации в

основании литой части диафрагмы необходимо с поверхности зацементированной

верховой переходной зоны следует выполнить короткую наклонную (в сторону НБ)

цемзавесу, замкнутую на существующую цемзавесу в основании галереи, создав тем

самым замкнутый контур цемзавесы в основании диафрагмы. Одновременно из

галереи следует пробурить контрольные скважины в шов между блоком галереи и

опорной плитой диафрагмы для контроля возможной фильтрации через шов и его

цементациии.

13) Следует выполнить плотную цементацию (глино-цементными растворами)

низовой переходной зоны Усть-Кута в нижней литой части диафрагмы, создав

плотную обойму вокруг литой части диафрагмы, что предотвратит ее расширение и

48

возможную через нее фильтрацию и снимет вопрос об отсутствии контроля в литой части

диафрагмы.

14) Для предотвращения указанной в п. 11(в) контактной фильтрации в примыкании

литой и укатанной частей диафрагмы к бетонной плотине с низовой стороны диафрагмы

следует выполнить бетонную шахту для контроля состояния контакта.

15) Методика прогноза PMF от снеготаяния, принятая в Банковском отчете Коин

и Белье, является недостоверной для природно-климатических условий

зарегулированной р. Ангары и не может быть принята для оценки пропускной

способности водосбросов Богучанской ГЭС.

16) Условие III пропуска PMF=30800 м3/с с форсировкой ВБ до отм. 213,5 м

необоснованно и неприемлемо и вместо него можно дополнительно рассмотреть новое

(поверочное) условие III пропуска уточненного PMF=24500 м3/с при допускаемой

форсировке ВБ примерно до отм. 209,5 м, что повысит безопасность Богучанской ГЭС.

17) Рекомендации фирмы Коин и Белье по перестройке водосбросов 1 и 2 под схему

гашения потока с отлетом струи с носка–трамплина в нижний бьеф и с

неконтролируемым образованием глубокой воронки размыва следует признать

неприемлемыми с точки зрения обеспечения безопасности Богучанской ГЭС.

18) Более надежным с точки зрения безопасности Богучанской ГЭС будет

сохранение принятой в проекте при НПУ 185,0 м схемы гашения потока в

водобойном колодце водосброса 1 (с возможным его удлинением) и применение

удлиненного носка-трамплина в водосбросе 2 с тем, чтобы его удлиненный носок

(лоток) вышел бы за пределы соседнего водобоя водосброса 1, а носок-трамплин

водосброса 2 обеспечил бы отлет струи в яму размыва достаточно далеко от носка и

соседних секций ГЭС для предотвращения поступления продуктов размыва к

отсасывающим трубам ГЭС.

19) Для проекта Богучанской ГЭС с НПУ 208,0 м следует разработать проект

перестройки водосброса 2 при пропуске максимального расчетного расхода 10840 м3/с

повторяемостью 0,01% с учетом применения удлиненного носка (лотка) и отлетом

струи с носка-трамплина и ее гашением в яме размыва в НБ, для чего потребуется

проведение гидравлических модельных исследований.

20) Для водосброса 1, рассчитанного на пропуск максимального расхода 6400 м3/с

повторяемостью 0,01%, необходима проверка существующего водобойного колодца с

возможным его удлинением, для чего потребуется проведение гидравлических модельных

исследований на пространственной гидравлической модели водосброса 2 и 1.

49

21) Нет никаких оснований считать, что проблема обоснования надежности

плотин Богучанской ГЭС решена. Полученные фирмой Коин и Белье результаты и их

экспертная оценка показывают необходимость тщательного анализа:

- критериев безопасности плотин USACE, фирмы Коин и Белье, а также последних (2006)

критериев безопасности плотин CAD (Канадской Ассоциации плотин), включая значения

коэффициентов запаса прочности и устойчивости, расчетных методов исследования

устойчивости, напряженно-деформированного состояния и прочности бетонных и

каменно-набросных плотин на скальных основаниях;

- исследований, выполненных в Гидропроекте и других организациях при обосновании

надежности плотин, и изменений физико-механических характеристик материалов

плотины и скального основания в связи с затянувшимся строительством Богучанской

ГЭС.

22) Очевидна необходимость проведения новых расчетных исследований с учетом

изменения физико-механических характеристик материалов плотин и скального

основания, корректировки проекта плотин с использованием новых натурных данных

по состоянию плотин и их оснований и современных методов и программ численных

расчетов напряженно-деформированного состояния, прочности и устойчивости

бетонной и каменно-набросной плотин, которые отсутствовали при разработке

технического проекта Богучанской ГЭС.

В заключении приведены основные выводы по экономической части Банковского ТЭО:

1) По нашей оценке сметная стоимость основных строительных работ составит около 600

млн. долларов в ценах 2005 г. (в расчетах Банковского ТЭО 447 млн. долларов).

Стоимость ранее выполненных строительных работ на 01.01.2004 при использовании

расценок 2005 г. составит примерно 400 млн. долларов. Таким образом, стоимость всех

выполненных и предстоящих строительных работ составит около 1 млрд. долларов в

ценах 2005 г.

2) Общая стоимость проекта при НПУ на 208 м с 9 турбинами составит около 1,5 млрд.

долларов (в Банковском отчете 1282 млн.), из которых на прямые издержки (без учета

ЛЭП и водохранилища) приходится 1300 и косвенные - около 200 млн. долларов. С

учетом стоимости ранее выполненных строительных работ на 01.01.2004 общая стоимость

проекта составит около 1,9 млрд. долларов, из которых на прямые издержки (без учета

ЛЭП и водохранилища) приходится 1,7 млрд. долларов и косвенные – 200 млн. долларов.

3) Удельные капиталовложения (без ЛЭП и водохранилища) на 1 МВт установленной

мощности Богучанской ГЭС с учетом стоимости ранее выполненных строительных работ

50

составит всего 635 долларов, а с учетом ЛЭП и водохранилища – 750 долларов, что, как

минимум, в 1,5 раза ниже этих показателей для крупных недавно построенных ГЭС в

Бразилии и Китае, где намного более благоприятные климатические условия и меньше

стоимость рабочей силы, и не менее чем в 2 раза ниже этих показателей для крупных ГЭС

Канады, построенных в 1980-х годах, когда цена доллара была намного выше, чем в 2005

г.

4) Рентабельность (экономическая ставка доходности) проекта Богучанской ГЭС при

трех сценариях развития тарифов на рынке электроэнергии оценена в Банковском ТЭО, в

целом, достоверно, что указывает на высокую доходность проекта ГЭС даже при

неблагоприятном развитии рынка электроэнергии, что, в целом, соответствует уровню

доходности других ГЭС каскада (Братской и Усть-Илимской ГЭС) и заметно выше

доходности подобных крупных ГЭС в Канаде, Бразилии и Китае.

Список использованной литературы

1. СНиП 33-01-2003. Гидротехнические сооружения. Основные положения. – М.: Госстрой РФ, 2004.2. СНиП 2.06.06-85. Плотины бетонные и железобетонные.– М.: Госстрой СССР, 1986.3. СНиП 2.06.05-84*. Плотины из грунтовых материалов. – М.: Госстрой СССР, 1998.4. СНиП 2.02.02-85.Основания гидротехнических сооружений. М:Госстрой СССР,19885. СП 33-101. Расчетные гидрологические характеристики. – М.: Госстрой РФ, 2001.6. Ляпичев Ю.П. Сводное заключение по НИР: «Исследование НДС и устойчивости

каменно-набросной плотины Богучанской ГЭС и разработка рекомендаций по повышению ее безопасности». Отчет для ОАО БогучанГЭСстрой, 2003.

7. Ляпичев Ю.П. Проектирование и строительство современных высоких плотин (Пособие для инженеров и студентов вузов). Изд-во РУДН, Москва, 2004 г., 275 с.

8. Ляпичев Ю.П. Проблема безопасности Богучанской каменно-набросной плотины. Международный Конгресс по большим плотинам, Барселона, Испания, 21 июня 2006. Презентация по Вопросу 86, том. 5.

9. А.Н. Марчук. Статическая работа бетонных плотин. – М.: Энергоатомиздат, 1983.10. В.Н. Дурчева. Натурные исследования монолитности высоких бетонных плотин,.

Библиотека гидротехника, Выпуск 90.-М.: Энергоатомиздат, 1988.11. Методика определения критериев безопасности гидросооружений (РД 153-34.2-

21.342-00). РАО ЭЕС России (ОАО НИИЭС). М.: 2001, 24 с.12. Пособие к Методике определения критериев безопасности гидросооружений (РД

153-34.2-21.342-00). РАО ЭЕС России (ОАО НИИЭС). М.: 2004, 96 с. 13. EM 1110 -2-1417. Flood Hydrograph Package, HEC-1. Hydrologic Engineering Center,

U.S. Army Corps of Engineers (USACE), California, 1990.14. 1110 -2-1420. Hydrological Engineering Requirements for Reservoirs. USACE, 1997.

51

15. Gudworth A.G. Flood Hydrology manual, Bureau of Reclamation. Denver, USA, 1989. 16. Гумбель Э. Статистика экстремальных значений. М. Мир, 1965.

17. Соколовский Д. Л. Речной сток. Изд. 3-е. Л.: Гидрометеоиздат, 1968.18. Картвелишвили Н. А. Стохастическая гидрология. Л.: Гидрометеоиздат, 1975.19. Международное руководство по методам расчета основных гидрологических

характеристик. Л., Гидрометеоиздат, 1984.20. Бюллетень СИГБ № 59 (1987). Безопасность плотин – руководящие указания.

21. Бюллетень СИГБ № 61 (1988). Критерии проектирования плотин- философия выбора22. Бюллетень СИГБ № 130 (2005). Оценка риска при обеспечении безопасности

плотин. Поиск преимуществ оценки, ее методов и существующих применений.23. Бюллетень СИГБ № 82 (1992). Выбор проектного паводка – существующие методы. 24. Бюллетень СИГБ № 125 (2003). Плотины и паводки – руководящие указания и

примеры из практики.

52