CC BY
25
ГИДРАВЛИКА.ГЕОТЕХНИКА. ГИДРОТЕХНИЧЕСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО
УДК 626.624.04 DOI: 10.22227/1997-0935.2020.4.569-584
Численные расчеты, проектирование и поведение каменно-насыпных плотин с железобетонными экранами при сейсмических воздействиях
Ю.П. Ляпичев1'2
'Международная комиссия по большим плотинам (СИГБ); г. Париж, Франция; 2Институт Гидропроект; г. Москва, Россия
АННОТАЦИЯ
Введение. В последние 10-20 лет многие каменно-насыпные плотины с железобетонными экранами высотой 140200 м (Мохале в Лесото, Тяньшэнцяо, Зипингпу в Китае и др.) имели проблемы с растрескиванием плит экрана и раскрытием периметральных швов. Большинство плотин построено в высокосейсмичных регионах, что вызывает сомнение в их сейсмостойкости при воздействии максимального расчетного землетрясения интенсивностью 8-9 баллов. Цель исследования — проверка сейсмостойкости некоторых плотин численными расчетами, выявление их поведения при расчетном сейсмическом (динамическом) воздействии, включая повреждение экрана, раскрытие его швов, отслаивание экрана от подэкрановой зоны и т.п.
Материалы и методы. Приведен анализ достоверности и применимости численных методов расчета сейсмостойкости данных плотин. Инциденты показали необходимость тщательной оценки и анализа каждого аспекта нового проекта при экстраполяции его из прецедента.
Результаты. Анализ поведения плотин при первом наполнении водохранилища продемонстрировал, что трещи-нообразование и повреждение экрана происходит в его верхней части. На большей глубине воды следует ожидать ^ п локальных повреждений швов экрана вследствие сжатия и сдвига, раскрытия вертикальных швов экрана, чрезмерной ® ® сжимаемости низовых зон камня, приводящих к протечкам через экран. Даны рекомендации по динамическому рас- ^ н
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: каменно-насыпные плотины, железобетонные экраны, трещинообразование в экране, численные расчеты, сейсмическое воздействие
Numerical analysis, design and behavior of rockfill dams with reinforced concrete faces during seismic actions
чету рассмотренных плотин: по границам расчетной области; условиям прохождения или поглощения сейсмоволн по к *
контактам экрана с переходной зоной и между его плитами; реальные и синтетические акселерограммы приклады- д
вают к нижней границе расчетной области; выбор явного или неявного вычислительного метода, от которого зависит й Г
требуемый шаг решения и он должен быть согласован с шагом оцифровки акселерограмм. с у
Выводы. При проектировании высоких плотин в сейсмоопасных регионах следует использовать, кроме проверенных • .
мировой практикой мер по повышению их статической и сейсмической безопасности, новый эффективный метод по- 0 й
вышения их безопасности путем резкого снижения прогибов экрана с помощью опорной зоны из укатанного бетона ё 2
вместо подэкрановой гравийной переходной зоны на примере плотины Камбаратинская-1 высотой 275 м в Кыргыз- < 9
стане и плотины Согамосо высотой 190 м в Колумбии (обе плотины расположены в сейсмичных регионах). Приведен о 7
успешный опыт Китая в проектировании и строительстве подобных плотин высотой 220-250 м. 30
и 3
о
(
О?
о §
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Ляпичев Ю.П. Численные расчеты, проектирование и поведение каменно-насыпных пло- о й тин с железобетонными экранами при сейсмических воздействиях // Вестник МГСУ. 2020. Т. 15. Вып. 4. С. 569-584. ? ^ DOI: 10.22227/1997-0935.2020.4.569-584 § 2
и 0
3 4
> 6 §
Ф CD
Yury P. Lyapichev1,2 0 T
'International Commission on Large Dams (ICOLD); Paris, France; c |
2Hydroproject Institute; Moscow, Russian Federation O 5
. DO
ABSTRACT I Z
s S
Introduction. Over the last 10-20 years many rockfill dams with reinforced concrete faces that are 140-200 m high (Mohale in Lesotho, Tian Sheng Yao, Zipingpu in China, etc.) have experienced serious problems, including face slab cracking and q £ perimeter joint opening. Most of these dams were built in high seismic hazard areas, and their seismic resistance to the , , maximal earthquake exposure, having the magnitude equal to 8-9, raises doubts. The goal of this research is to employ numerical methods to verify the seismic resistance of dams, to project their behavior in case of the seismic exposure that 2 2 may damage the dam face, cause the face joints to open and the dam face to detach from its toe, etc.
© Ю.П. Ляпичев, 2020
Распространяется на основании Creative Commons Attribution Non-Commercial (CC BY-NC)
Materials and methods. The author offers his analysis of reliability and applicability of numerical methods to the seismic resistance of dams. Incidents have demonstrated the need for a thorough assessment and analysis of each aspect of a new project whenever it is extrapolated from the precedent.
Results. The analysis of the dam behavior in the course of the first reservoir filling has demonstrated face top cracking that causes its damage. Deeper in the water, face joints may be exposed to localized damages due to compression and shear; one should expect vertical face joints to open; excessive compressibility of the downstream rockfill zone may cause the water to leak through the dam face. The author offers recommendations for the performance of the dynamic analysis of dams in respect of the boundaries of the computational domain, given that seismic waves are transmitted or absorbed at the interface between the dam face and the transition zone, on the one hand, and between dam slabs, on the other hand. In furtherance of his recommendations, real and synthetic accelerograms are applied to the bottom boundary of the computational domain; the choice of an explicit or implicit computational method should be made; the author's method pre-sets the intermediate solution which is to comply with the accelerogram digitization pattern.
Conclusions. In addition to internationally established measures for improving the static and seismic safety of dams, the author proposes a new effective dam safety improvement method to be used in the course of designing high dams to be con-structed in high seismic hazard areas. This method improves dam safety by drastically reducing face deflections with the help of a support zone made of roller compacted concrete instead of the gravel transition zone, as exemplified by the 275 m high Kambaratinskaya-1 dam in Kyrgyzstan and the 192 m high Sogamoso dam in Colombia (both dams are located in highly seismic regions). The information on China's successful track record in designing and building similar dams, which are 220-250 m high, is also provided.
KEYWORDS: rockfill dams, reinforced concrete faces, concrete face cracking, numerical analysis, seismic forces
FOR CITATION: Lyapichev Yu.P. Numerical analysis, design and behavior of rockfill dams with reinforced concrete faces during seismic actions. Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture]. 2020; 15(4):569-584. DOI: 10.22227/19970935.2020.4.569-584 (rus.).
О о
N N
О О
tV N *
К <D
U 3
> (Л
с и 2
U in
¡1
<D ф
О ё —' "t^ О
О о
CD <f 8 «
со
CO
о
о
ю со
О)
о
I
О) О)
(Л
ю
¡1 w
■S г
il О in Ф Ф U >
ВВЕДЕНИЕ
В 2018 г. в мире построено более 600 каменно-насыпных плотин (КНП) с железобетонными экранами (ЖБЭ). В конце 2013 г. их было 325 высотой свыше 30 м в Китае и 16 плотин высотой более 200 м во всем мире, из которых 10 — в Китае. Плотина Шуйбуйя в Китае высотой 233 м возведена в 2008 г. и сейчас является самой высокой в мире. Во время эксплуатации ряда этих плотин высотой 140-200 м (Мохале в Лесото, Тяньшэнцяо, Зипингпу в Китае и др.) возникли серьезные проблемы: растрескивание плит экрана, раскрытие периметрального и вертикальных швов, отделение экрана от подэкранового слоя, что привело к опасной фильтрации и высокой стоимости ремонта [1-3]. Большинство данных плотин было построено в сейсмоактивных регионах, что вызывает сомнение в их сейсмостойкости при воздействии максимального расчетного землетрясения интенсивностью 8-9 баллов.
Цель настоящего исследования — проверка сейсмостойкости рассматриваемых плотин с помощью численных расчетов, выявление их поведения при расчетном сейсмическом (динамическом) воздействии, включая повреждение экрана, раскрытие его швов, отслаивание экрана от подэкрановой зоны и т.п.
ЧИСЛЕННЫЕ РАСЧЕТЫ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ПОВЕДЕНИЕ КНП С ЖБЭ
Численные расчеты КНП с ЖБЭ
Численные расчеты этих плотин отличаются от расчетов КНП с глинистыми ядрами или асфальто-
бетонными диафрагмами, поскольку ЖБЭ без трещин водонепроницаем и воспринимает гидростатическое давление, вызывая высокие сжимающие нагрузки в грунтах в нижней части переходных зон. Поэтому устойчивость верхового откоса КНП часто не проверяется не только в статических и сейсмических расчетах при полном водохранилище, но и при глубокой его сработке, что недопустимо. Поскольку верхняя часть верхового откоса (обычно с заложением 1,4-1,5) с под-экрановой переходной зоной не подвержена высокому гидростатическому давлению, она более чувствительна к максимальному сейсмическому ускорению в верхней части плотины, чем более пологий низовой откос (обычно с заложением 1,6-1,7) с каменной насыпью с большей прочностью на сдвиг.
До недавнего времени считалось необязательным проведение численного расчета КНП с ЖБЭ, и компании, заинтересованные в строительстве этих плотин, утверждали, что их проект был результатом только опыта и эмпирического подхода [4]. Ряд инцидентов затронул несколько недавних высоких КНП с ЖБЭ, что повысило интерес к численным моделям для сохранения контроля над экстраполяцией на более высокие плотины. Так, показано, что не только напряжения растут пропорционально высоте плотины, но и ее устойчивость. Форма долины была определена в качестве важного фактора, который вызывает перемещения каменной насыпи от берега к берегу и очень высокие сжима-ющие напряжения в ЖБЭ.
Эти проблемы сложны для численных расчетов, так как:
1. Проблема в целом трехмерная (3D).
2. Реакция каменной насыпи на нагрузки требует нелинейных определяющих законов с довольно
большими смещениями, включая скольжения вдоль скальных примыканий.
3. Контраст между деформируемой каменной насыпью и тонким ЖБЭ создает численные проблемы, поскольку скольжение может происходить по контакту двух материалов.
На рис. 1 приведен пример модельной сетки с объемными конечными элементами КНП с ЖБЭ Мохале высотой 145 м в Лесото. В случае скального основания его можно исключить из модели из-за очень низкой сжимаемости по сравнению с остальной частью модели.
В этом контексте для 10 рабочего Семинара Ко-
Рис. 1. Конечный элемент 3D-модели КНП с ЖБЭ: 1 — левый конец плотины; 2 — гребень; 3 — правый конец гребня; 4 — ЖБЭ; 5 — форма скального основания Fig. 1. A finite element of a 3D model of a rockfill dam having a reinforced concrete face: 1 — left side of the dam; 2 — dam crest; 3 — right edge of the crest; 4 — reinforced concrete face; 5 — outline of the dam's rock base
митета СИГБ по проектированию больших плотин была предложена Задача 10В «Расчет КНП с ЖБЭ, включая нагрузки и деформации ЖБЭ», основанная на информации о КНП с ЖБЭ Мохале, в которой появились трещины в ЖБЭ. Были представлены 4 решения с результатами по перемещениям и напряжениям в каменной насыпи во время строительства и раскрытиям швов в ЖБЭ. Напряжения, соответствующие повреждениям, наблюдаемым в прототипе, получены в двух решениях. Главной причиной повреждений стала высокая сжимаемость каменной насыпи при высоких нагрузках вследствие дробления частиц камня [5].
За последние 20 лет многие КНП с ЖБЭ высотой 140-200 м (Мохале в Лесото, Агуамильпа в Мексике, Тяньшэнцяо, Зипингпу, Жушукьяо в Китае и др.) имели серьезные проблемы с большим растрескиванием плит ЖБЭ и раскрытием периметральных швов, что привело к опасной фильтрации и последующей высокой стоимости ремонта [6]. Например, в плотине Жушукьяо высотой 156 м при напоре 78 м протечки достигли 2500 л/с, что по-
требовало опорожнения водохранилища и дорогого ремонта. Следует подчеркнуть, что недавние инциденты показали необходимость тщательной оценки и анализа каждого аспекта проекта при экстраполяции его из прецедента. Это должно быть основано на глубокой инженерной оценке и дополнено детальным численным анализом.
Поведение ЖБЭ КНП при первом наполнении водохранилища
Гидростатическое давление воды сжимает ЖБЭ и подстилающие его переходные зоны. Таким образом, сопротивление сдвигу против скольжения ЖБЭ по этим зонам также растет с повышением давления воды. В то же время давление воды предотвращает отделение ЖБЭ от грунта подстилающей его переходной зоны. Трещинообразование и повреждение ЖБЭ, скорее всего, ожидается в его верхней части. На большей глубине воды следует ожидать локальных повреждений швов ЖБЭ вследствие сжатия и сдвига, а также раскрытия вертикальных швов, приводящих к росту протечек через ЖБЭ [7].
До недавнего времени тенденция в проектировании ЖБЭ, основанная на интуиции специалистов, заключалась в большей осторожности на размещение камня ниже плит ЖБЭ и в меньшей осторожности в низовой части плотины (большая толщина слоев, более низкое качество камня и т.д.). В некоторых плотинах появилось много повреждений в плитах ЖБЭ и большие протечки вследствие чрезмерной и неравномерной деформации каменных зон.
Точные модели с нелинейными свойствами каменной насыпи показали неблагоприятное влияние чрезмерной сжимаемости низовой призмы на деформации в ЖБЭ [8]. Влияние значительного упо-лаживания низового откоса также было приведено в качестве доказательства. По-прежнему трудно получить реальные свойства камня в лабораторных испытаниях из-за размера конечных элементов и образцов. Сейчас проводятся исследования, чтобы понять явление пластификации в масштабе блока, цель которого — получение закона экстраполяции, чтобы описать поведение крупного камня из более управляемых его лабораторных образцов только с небольшими блоками [9, 10].
Одной из трудностей, связанных с нелинейным процессом в численных расчетах с помощью метода конечных элементов (МКЭ), является необходимость проверки процесса сходимости. В программном обеспечении (ПО) обычно используется только глобальный критерий сходимости, основанный на доле неуравновешенной энергии по отношению к общей энергии деформации. Этот критерий не работает в ряде особых случаев, например, при раскрытии швов в ЖБЭ. Причина в том, что небольшая неуравновешенная локальная сила может пре-
< п
0 е t с
1 G Г
сС
У
o со
§ СО
У 1
J со
^ I
n °
S> 3 o
zs (
о §
E w § 2
n 0
S 6
r 6 t (
SS ) ii
<D
01
« DO
■ T s □
s У с о
<D Ж ,,
О О 10 10 О О
о о
N N О О
N N * *
¡г Ф
U 3 > (Л С И
U in
¡1 ф <и
о % —■
о
о о со <
8 « 5
(Л
ю
дотвратить разрушение целой структуры (эффект «застежки-молнии») [11]. Только специалист может обнаружить такие критические случаи, и поэтому необходимо, чтобы все ПО имели инструменты для обнаружения (и визуализации) количества локальных неуравновешенных сил на разных этапах численного расчета.
Общая сейсмическая устойчивость КНП с ЖБЭ
Для этих плотин применяются следующие модели разрушения при сейсмовоздействиях:
1) скольжение мелких материалов по плоским поверхностям;
2) клинообразное разрушение или разрушение при глубокой поверхности вращения [4];
3) уязвимость периметральных швов [2], так как шов (защищенный фильтрами) является критическим элементом и вынос грунта должен быть предотвращен в случае протечки;
4) трещинообразование ЖБЭ вследствие высокой сжимаемости верховых переходных зон. Применение в этих зонах хорошо отсортированного и плотного мелкого и крупного грунта с низкой сжимаемостью, и их уплотнение может минимизировать трещинообразование ЖБЭ;
5) длительные осадки хорошо уплотненной каменной насыпи в диапазоне 0,1-0,2 % от высоты плотины. Сильное встряхивание при землетрясении основания плотины может привести к его осадкам в диапазоне около 0,5-1,0 м.
Для оценки сейсмического поведения ЖБЭ следует провести расчет воздействия компоненты землетрясения, направленной поперек каньона с тем, чтобы получить реальные значения динамических напряжений в ЖБЭ и его реакцию на эти воздействия. Поведение жесткого ЖБЭ при его движениях в плоскости очень отличается от поведения каменной насыпи, и, таким образом, движение каменной насыпи к гребню будет сдерживаться ЖБЭ. Поэтому при вибрации поперек каньона жесткий ЖБЭ воспринимает сейсмические воздействия от плотины,
что приводит к очень высоким напряжениям в ЖБЭ. Разрушение при сдвиге и/или растрескивание бетона может произойти в сильно напряженных швах.
Анализ повреждений КНП с ЖБЭ Зипингпу (Китай) при мощном землетрясении
В мае 2008 г. серьезные повреждения и интенсивное трещинообразование ЖБЭ были зарегистрированы в Китае на плотине Зипингпу (рис. 2) высотой 156 м, которая была запроектирована на воздействие пикового ускорения основания в 0,26 g [1].
Как видно на рис. 2, материалы плотины (сплошные линии) были отсыпаны до отметки 810 м на первом этапе строительства, до отметки 850 м на втором и 884 м на третьем этапе (пунктиры). Плиты ЖБЭ также бетонировались в 3 этапа. После отсыпки материалов плотины до проектных отметок первого и второго этапов плиты ЖБЭ забетонированы на отметках немного ниже гребня плотины. После завершения третьего этапа плиты были забетонированы на отметке 879,4 м, чтобы соединить их со стенкой парапета. Поэтому два слоя строительных швов имеются в плитах ЖБЭ на отметках 796 и 845 м. Эти строительные горизонтальные швы оказались уязвимы к смещениям при мощном (магнитуда 8.0) землетрясении в Вэньчуань 12 мая 2008 г., от эпицентра которого плотина находилась в 17 км.
Сейсмическая интенсивность на участке плотины в диапазоне 9-10 баллов (китайская сейсмическая шкала) была выше значения, принятого в проекте. Во время землетрясения уровень водохранилища был низким, что стало основной причиной повреждения гребня плотины и трещиноо-бразования ЖБЭ. На гребне замеренные пиковые ускорения превысили 2 д, однако, поскольку поведение бетонных плит и стенки парапета гребня сильно отличалось от поведения насыпи плотины, то бетонные плиты отделились от каменной насыпи плотины, образовав раскрытие (разрыв) в 15-20 см. После землетрясения максимальная осадка на гребне плотины составила 75 см, горизонтальное низовое перемещение — 180 см. Деформация обоих берего-
о
о
ю со
О)
о
I
О) О)
(Л
ю
¡1 w
■S г
il О in Ф Ф U >
Уровень воды
в нормальных условиях / _м/т
Normal water level
Уровень воды при сейсмическом г.- £ -.'м/т воздействии / Earthquake rj KIM.6' м т „„. , water level
^ : :м/т
■ ■ : м/т
.
' '■ м/т
Рис. 2. Типовой поперечный разрез плотины Зипингпу с ЖБЭ Fig. 2. Typical cross-section of Zipingpu CFRD
вых примыканий поперек каньона составила 10 см. Вследствие низкого уровня водохранилища при землетрясении трудно оценить, какое поведение плотины, ЖБЭ и гидроизоляционной системы было бы, если водохранилище было наполнено.
Хотя плотина и запроектирована на воздействие землетрясения с сейсмической интенсивностью 8,0, а пиковое ускорение скального основания с вероятностью превышения 0,02 за 100 лет составило 259,6 см/с2, плотина выдержала землетрясение Вэньчуань, которое имело сейсмическую интенсивность выше 9,0 и пиковое ускорение основания выше 5 м/с2.
Замеренные и незамеренные реакции плотины при землетрясении способствовали численным исследованиям сейсмического напряженно-деформированного (НДС) состояния плотины.
Разрушение при сдвиге строительных швов на отметке 845 м было неблагоприятным следствием распространения раскрытия контакта под плитами ЖБЭ. Результаты численных расчетов показывают, что плиты отделялись от материала подэкрановой зоны постепенно во время землетрясения, и поверхность этого раскрытия имела особый контакт. То есть потенциальная зона раскрытия над отметкой 845 м еще сохраняла контакт, в то время как раскрытие контакта выше этой зоны от сейсмотолчков уже произошло, как показано на рис. 3.
В этих условиях бетонные плиты работали как консольные плиты, которые имели тенденцию поворота около верхней части контактной области под совместным действием гравитационных и сейсмических инерционных сил (рис. 3). Такой поворот приводит к резкому снижению нормального сжимающего напряжения или даже к росту нормального растягивающего напряжения в горизонтальных швах и снижению прочности на сдвиг швов.
Выводы по сейсмостойкости плотины Зипингпу
Плотина Зипингпу является единственной высокой плотиной этого типа, которая когда-либо испытала сильнейшее землетрясение с пиковым ускорением основания около 0,5 g. Данный редкий
Зона раскрытия / Joint opening area
и ценный случай дает богатые данные для исследования и проверки сейсмостойкости плотин с ЖБЭ, с тем чтобы иметь руководство по проектированию и строительству высоких плотин с ЖБЭ в регионах с высокой интенсивностью землетрясений. В этом исследовании был выполнен динамический расчет реакции плотины с помощью МКЭ и использованием вязкоупругой модели для материалов каменной насыпи. Постоянная деформация плотины также изучена с помощью эмпирических формул накопленных деформаций, установленных для материалов каменной насыпи. Следующие выводы можно получить на основе численных результатов и полевых наблюдений:
1. Явное усиление сейсмоколебаний наблюдалось при численном расчете плотины как в продольном (вдоль реки) горизонтальном направлении, так и по вертикали. Возбуждение колебаний не усиливалось в нижней половине плотины. Однако коэффициенты усиления колебаний быстро росли в верхней половине плотины, и коэффициенты горизонтального и вертикального усиления колебаний на гребне плотины достигли, соответственно, 2,2 и 2,4.
Установлено большее ускорение колебаний у откосов плотины, чем по оси плотины. Эти реакции ускорения объясняют разрыхление, качку и падение камней у гребня и по низовому откосу, наблюдаемых при полевых исследованиях после землетрясения.
2. Сейсмические толчки привели к значительной осадке плотины, которая сильно росла по высоте плотины. Это соответствовало опытным данным о том, что образец скальной породы обычно подвергается сокращению объема во время циклического сдвига. Опасным последствием землетрясения, вызывающего осадку плотины, является отделение дорожного покрытия на гребне плотины и плит ЖБЭ от просевших материалов каменной насыпи, что наблюдалось на плотине. В данном исследовании постоянная деформация плотины и соответствующих областей разделения между плитами ЖБЭ
Зона контакта (V845 м) / Contact area (V845 m)
Рис. 3. Механизм разрушения при сдвиге горизонтальных строительных швов: строительные швы на отм. 845 м; зона контакта; область, уязвимая к трещинам; зона раскрытия
Fig. 3. Mechanism of shear failure of horizontal construction joints: construction joints (el. 845 m); contact area; area vulnerable to cracks; joint opening area
< DO
0 е t с
1 H
G Г сС
У
0 с/з § с/з
1 s
y 1
J со
^ I
n °
S 3 o
zs (
о §
§ 2 n g
S 6
A ГО
r 6 t (
SS ) i
<D
01
« DO
■ T
s У
с о
<D *
M 2
О О
10 10
О О
о о
N N
о о
N N
¡г Ф
и 3 > (Л
с «
и ю
¡1 <и <и
о ё —■ ^
о о
со <
8 « 5
<л ю
о О
ю со
О)
о
I
О) О)
(Л
ю
С «
г
О (О Ф Ф
и >
и подэкрановой зоны, воспроизводимыми с помощью моделирования конечными элементами, согласуется с полевыми наблюдениями, что доказывает эффективность применения метода потенциальной деформации и соответствующей модели постоянных деформаций.
3. Перед отделением бетонных плит от основных материалов каменной насыпи плиты работают, как плиты на скальном основании. Однако распространение разрыва вдоль разделения между бетонными плитами и материалом подэкрановой зоны изменяет рабочее состояние плит ЖБЭ в консольные плиты, которые поворачиваются по неразделенной области под совместным действием гравитационных и сейсмических инерционных сил. Этот эффект приводит к резкому снижению нормального сжимающего напряжения или даже к значительному растягивающему напряжению вдоль горизонтальной плоскости бетонных плит и вызывает разрушение строительных швов.
4. Поскольку повреждение плит ЖБЭ — результат осадки плотины, одним из самых важных аспектов, который следует учитывать при строительстве этих плотин в сейсмоопасных регионах, может быть снижение постоянной сейсмодефор-мации. Рост плотности материалов каменной насыпи путем повышения критериев их уплотнения, особенно для этих материалов в верхней половине плотины, представляется рациональным.
5. Что касается метода расчета сейсмической реакции плотины, то результаты, полученные в рассматриваемом примере, показывают, что эквивалентный линейный метод, включающий вязкоупру-гую модель для реакции ускорения, а также метод потенциальной деформации для расчета постоянной деформации, весьма полезны в изучении динамичного поведения этих плотин. Однако важно отметить, что предположение, допущенное в расчете, заключается в разложении полных деформаций каменных материалов плотины на циклическую (вяз-коупругую) и постоянную (пластичную) части. Такое упрощение делает прогноз напряжений внутри плит ЖБЭ ненадежным, поскольку на напряжения бетонных плит влияют полные смещения нижележащих каменных материалов плотины. По этой причине невозможно дать количественное объяснение разрушению строительных швов плит ЖБЭ.
6. Для того чтобы достоверно предсказать историю напряжений плит ЖБЭ в данных плотинах, следует иметь определяющую модель, которая может описать гистерезис (рассеивание энергии) и постоянное накопление деформаций в единой модели. Однако таких видов применимых моделей пока нет, хотя в последние десятилетия в этой области уже предприняты значительные усилия использования
различных видов продвинутых определяющих моделей. Определяющее моделирование динамического поведения каменных материалов таких плотин остается сложной задачей, которая требует дальнейших исследований.
Общие рекомендации по динамическому расчету КНП с ЖБЭ
Трехмерная 3D динамическая реакция системы «плотина - основание - водохранилище» влияет на значения раскрытия швов ЖБЭ, состояние контакта плотины с примыканиями, поведение контрольной галереи и общую картину полей перемещений и напряжений.
1. Границы расчетной области основания плотины назначают из условия их достаточной удаленности так, чтобы их влияние на поведение плотины не было значительным. Обоснование длины основания плотины в динамической задаче осложняется необходимостью исключить возможность отражения волны от границ расчетной области [11, 12]. Современные программы, такие как FLAC, ADINA и Abaqus, позволяют на границах выбранной расчетной области применять условия прохождения или поглощения сейсмических волн.
2. Степень достоверности результатов динамических расчетов сильно зависит от достоверности расчетных условий на контактах элементов системы. На контактах ЖБЭ с переходной зоной и между плитами ЖБЭ следует ставить односторонние связи (контакт работает только на сжатие) с учетом трения между ЖБЭ и переходными зонами. Программы FLAC, АЭША и Abaqus позволяют реализовать эти условия.
3. Важным вопросом является выбор моделей материалов системы «плотина - основание». Современные компьютеры и ПО позволяют реализовы-вать в расчетах разные модели материалов плотины: для бетона — упругие модели, для грунтов — нелинейно-упругие, упруго-пластичные, пластичные и т.д. Однако существуют большие трудности в выборе обоснованных параметров материалов системы при динамических воздействиях.
4. В динамическом расчете НДС системы от статических нагрузок (гидростатическое давление верхнего бьефа (ВБ) и собственный вес плотины и ЖБЭ) следует рассматривать как начальное поле напряжений (перемещения нулевые).
5. В расчете плотины динамическим методом рекомендуется прикладывать сейсмическую нагрузку (реальные и синтетические акселерограммы) к нижней границе расчетной области основания. Допустимо прикладывать сейсмическую нагрузку непосредственно на подошву плотины, если в расчетных акселерограммах уже учтено влияние на них плотины.
6. Современное ПО позволяет учитывать в динамическом расчете потерю системой энергии из-за внутреннего трения, вводя в уравнения движения коэффициенты затухания.
7. При полной формулировке задачи (с учетом контактной и материальной нелинейности системы, с включением в расчетную схему области основания) требуется решение методом прямого пошагового интегрирования.
8. В статических расчетах необходимо, чтобы размеры конечных элементов (КЭ) были выбраны так, чтобы в зонах изменений знаков напряжений было бы не меньше чем 5 КЭ.
9. В сейсморасчетах размеры КЭ должны быть не более 1/5 длины кратчайшей волны.
10. Исследователь должен выбрать, если программа позволяет, вычислительный метод (явный или неявный), от которого зависит требуемый шаг решения для его устойчивости или точности. Причем этот шаг решения должен быть согласован с шагом оцифровки акселерограмм. В результате исследований, проведенных при разных проектных параметрах материалов системы, исследователь должен получить всю необходимую информацию для обоснования конструкции плотины и ЖБЭ. При наличии полной информации разработка конструкции плотины является уже проблемой инженерного опыта в подобных плотинах.
Проектные рекомендации по сейсмической безопасности высоких КНП с ЖБЭ
При проектировании высоких КНП с ЖБЭ в высокосейсмичных районах рекомендованы следующие основные меры по улучшению их сейсмической безопасности и поведения:
• уполаживание низового откоса в верхней части плотины (примерно 0,2 Н) для уменьшения ее сейсмических деформаций сдвига;
• достаточное превышение гребня плотины над нормальным уровнем водохранилища (с учетом осадки гребня и высоты гравитационных волн в водохранилище);
• широкий гребень (улучшает безопасность гребневой части плотины и повышает ее сопротивление против перелива от гравитационных волн);
• применение геосеток и других методов укрепления обоих откосов у гребня плотины;
• правильный выбор материалов плотины и их зонирования в теле плотины: хорошо уплотненный гравий или щебень в верховых переходных зонах и галька в центральной части плотины для уменьшения их сжимаемости и прогиба ЖБЭ при наполнении водохранилища, отсыпка твердого камня на низовом откосе с максимальными углами внутреннего трения при сейсмических нагрузках;
• в гравийной насыпи плотины должна быть предусмотрена верховая дренажная зона с горизонтальной частью крупного гравия, защищенного фильтрами, чтобы обеспечить свободное дренирование воды, просочившейся через трещины ЖБЭ, и дальнейшее дренирование воды через гравийную насыпь без ее суффозии;
• новый эффективный метод снижения (до 5055 %) прогиба ЖБЭ с помощью зоны тощего укатанного бетона (УБ) вместо верховой переходной зоны. Этот метод был предложен в проекте КНП с ЖБЭ Камбарата-1 высотой 275 м в Кыргызстане и подобной плотины Согамосо (Н = 190 м) в Колумбии (см. ниже);
• предусмотрение донных водовыпусков для сработки водохранилища при повреждении ЖБЭ или водонепроницаемой системы;
• плиты ЖБЭ с меньшей шириной для снижения их неравномерных деформаций вблизи крутых береговых примыканий;
• расположение арматуры ЖБЭ для повышения его несущей способности в плоскости и вне плоскости и его упругости;
• организация надлежащей системы швов, включая горизонтальные швы, и выбор ширины шва с учетом обратимого характера сейсмической реакции;
• водонепроницаемая система плит ЖБЭ и периметрального шва для учета статических и сейсмических перемещений шва.
Новые конструкции высоких КНП с ЖБЭ
Многие высокие (свыше 100 м) КНП с ЖБЭ имеют серьезные проблемы с интенсивным тре-щинообразованием ЖБЭ и большими раскрытиями швов, что приводит к опасной фильтрации воды и последующему дорогостоящему ремонту1 [13-16]. Новый эффективный метод предотвращения или смягчения этих проблем был предложен для КНП с ЖБЭ Камбаратинская-1 высотой 275 м в Кыргызстане и подобной плотины Согамосо Н = 190 м в Колумбии, обе плотины расположены в сейсмоопасных регионах.
КНП с ЖБЭ Камбаратинская-1 (вариант проекта, H = 275 м, Кыргызстан (рис. 4)
Плотина была запроектирована в СССР как ка-менно-набросная, построенная путем направленного взрыва скальных берегов плотины. В настоящее время существует острая необходимость в независимой международной экспертизе проекта плотины вследствие ее сложных экологических и технологических проблем, которые включают непредсказуемые последствия большого взрыва скальных берегов плотины.
< п
® ®
¡я с
о Г сС
У
О С/3 § С/3
У 1
о СО
^ I § °
О
=! ( о?
о §
Е м § 2 § 0
2 6 А ГО > 6
£ (
ф ) Г;
ф
(Л
1 ICOLD ВиИейп 141. Сопсге1е Face RockfiU dam: Concepts
йг design аМ сошЬийюп. 2010. Р. 408.
ш а
■ г
(Л п (Я у с о
Ф X ,,
2 2 О О 2 2 О О
о о
N N
о о
N N *
К <D U 3 > (Л С И
U in
¡1 <и <и
о S —■
о о
со <
s = 8 «
<л ю
о О
ю со
СП
о
I
СП СП
(Л
ю
га с з о
-1
>
.с
ч— С
о
С W
■s il
Ïi
о (П
ш Ф со >
Узел А / Node A
Разрез 2-2 / Section 2-2 М 1:2000 /M 1:2000
Ж/Б экран/ Reinforced concrete face
Узел Б/Node В
Рис. 4. Продольное сечение и поперечный разрез КНП с ЖБЭ Камбаратинская-1 (H = 275 м) Fig. 4. Longitudinal section and cross-section of Kambaratinskaya-1 CFRD (H = 275 m)
С учетом этих проблем автором статьи разработан новый вариант проекта КНП с ЖБЭ высотой 275 м с проверенной на месте строительства технологией ее возведения. Так как высота плотины на 40 м больше высоты (235 м) самой высокой в мире подобной плотины Шубуя в Китае и она расположена в сейс-моопасном регионе (9 баллов по шкале MSK-64), была разработана специальная мера по сокращению прогибов ЖБЭ (нормального к ЖБЭ) — верховая переходная гравийная зона толщиной
3 м вверху и 6 м внизу заменяется тощим УБ с низкой сжимаемостью.
Численный расчет (при плоской деформации 2D) НДС по программе ADINA с упруго-пластичной моделью Мора - Кулона и зоной УБ с различными схемами строительства плотины и наполнения водохранилища показал, что максимальный прогиб ЖБЭ можно снизить вдвое по сравнению с обычным вариантом верховой гравийной зоны, что значительно повысит безопасность пло-
Рис. 5. Сетка КЭ для трех этапов строительства Fig. 5. F.E. mesh for 3 stages of construction
Рис. 6. Сетка КЭ для пяти этапов строительства Fig. 6. F.E. mesh for 5 stages of construction
тины (рис. 5, 6). Обжатый профиль плотины и высокая скорость ее строительства обеспечат большие технологические, экономические и экологические преимущества этого варианта по сравнению со старым проектом взрывонабросной плотины.
А. Результаты статического расчета НДС КНП с ЖБЭ Камбаратинская-1 (Н = 275 м) с верховой подэкрановой переходной зоной 2В.
Результаты 2D статического анализа при пяти этапах строительства плотины (рис. 7-10) показали, что вертикальные сжимающие напряжения равномерно распределены по высоте плотины, достигая 6 МПа в напорной пяте плотины. В верховой переходной гравийной зоне под ЖБЭ наблюдается концентрация сжимающих напряжений от 0,6 до 2,6 МПа.
В. Результаты 2D статического расчета НДС КНП с ЖБЭ Камбаратинская-1 (Н = 275 м) с верховой опорной зоной из тощего УБ (рис. 11-14).
Эффективность снижения прогиба ЖБЭ Кам-баратинская-1 с помощью зоны УБ
Снижение прогиба ЖБЭ с помощью опорной зоны из тощего УБ является эффективным: максимальный прогиб ЖБЭ составляет всего 50 см или в 2,4 раза меньше, чем прогиб ЖБЭ с гравийной переходной зоной. Вариант КНП Камбаратинская-1 с тощим УБ в качестве опорной зоны для ЖБЭ обеспечивает большое сокращение стоимости и сроков строительства плотины по сравнению с КНП взрывного типа. Таким образом, этот вариант должен быть рассмотрен, как один из основных в окончательном проекте.
Рис. 7. Горизонтальные перемещения, м Fig. 7. Horizontal displacements, m
Рис. 8. Вертикальные перемещения, м Fig. 8. Vertical diplacements, m
Рис. 9. Горизонтальные напряжения, МПа Fig. 9. Horizontal stresses, MPa
Рис. 10. Вертикальные напряжения, МПа Fig. 10. Vertical stresses, MPa
Рис. 11. Горизонтальные перемещения, м Fig. 11. Horizontal displacements, m
Рис. 12. Вертикальные перемещения, м Fig. 12. Vertical diplacements, m
Рис. 13. Горизонтальные напряжения, МПа Fig. 13. Horizontal stresses, MPa
Рис. 14. Вертикальные напряжения, МПа Fig. 14. Vertical stresses, MPa
d ) jj
<D
(Л
№ DO
■ T
s У
с о
<D *
2 2
О О
2 2
О О
КНП с ЖБЭ Согамоса И = 190 м (Колумбия, построена) на скальном основании
Расчет НДС плотины (плоская задача 2D) выполнен с помощью программы АЭША с использованием упругопластической модели с критерием Мора - Кулона (табл. 1). Было получено большое влияние поэтапности строительства плотины и наполнения водохранилища на НДС плотины (рис. 15-18).
Для этой плотины автором статьи разработан новый эффективный метод снижения на 40-55 % прогиба экрана путем включения опорной зоны УБ толщиной 6-3 м вместо верховой подэкрановой переходной зоны гравия 2В (рис. 15).
Эффективность снижения прогиба ЖБЭ плотины Согамоса с помощью опорной зоны УБ
1. При пяти этапах строительства плотины и наполнения водохранилища максимальный прогиб ЖБЭ с основной 2В переходной гравийной зоной (3-6 м в ширину) может достигать 180 см.
2. В случае замены переходной зоны 2В на УБ шириной 3-6 м максимальный прогиб ЖБЭ соста-
вит всего 95 см, что значительно повысит трещино-стойкость экрана.
Последние достижения в проектировании и строительстве КНП с ЖБЭ Н = 200-250 м
Стандарты контроля безопасности и методы оценки
На основе анализа исследований плотин высотой порядка 200 м, построенных в Китае и других странах, в сочетании с исследованиями по последним 4 проектам в Китае: Гушуй, Румей, Сихаксиа и Меджи можно сформулировать ключевые принципы контроля безопасности этих высоких плотин, охватывающие меры по контролю наводнений, сейсмическому критерию, превышению гребня плотины над уровнем ВБ, деформациям плотины, деформациям и напряжениям плиты экрана, деформациям швов, устойчивости откосов плотины, фильтрации в плотине и др., с тем, чтобы обеспечить основу для оценки безопасности и контроля плотин высотой 250-300 м.
Зонирование материалов и профиля плотины
о о
N N О О
N N *
К <D U 3
> (Л
с и to in
¡1 ф <и
о ё
Табл. 1. Проектные параметры Мора - Кулона упругопластической модели материалов плотины Table 1. Design parameters of Mohr - Coulomb elastoplastic model for dam materials
Параметр / Prameter Зона ЗА / Zone ЗА Зона 2B (УБ ) / Zone 2B (RCC) Перемычка (УБ) / Cofferdam (RCC) Зона 3D / Zone 3D Зона 3B / Zone 3B Зона 3C / Zone 3C
Модуль деформации, МПа / Deformation modulus, MPa 50 5000 5000 20 40 30
Коэффициент Пуассона / Poison Coefficient 0,3 0,2 0,2 0,33 0,32 0,33
Плотность сухого грунта, т/м3 / Dry density of soil, t/m3 2,0 2,35 2,35 1,93 2,04 1,83
Угол внутреннего трения фо / Angle of inner friction фо 42 40 40 35 44 35
Сцепление, МПа / Cohesion, MPa — 0,1 0,1 — — —
о
о _
g<
о
CO
™ О
о
го
о
о
о
ю со
СП
о
I
СП СП
s
(Л °
г
ïl
О (0 ф ф
СО >
Рис. 15. Поперечный разрез КНП Согамосо (Н = 190 м) с верховой перемычкой из УБ (h = 36 м) Fig. 15. Cross-section of Sogamoso CFRD (190 m) with upstream RCC coffer-dam (h = 36 m)
Рис. 16. Сетка 846 КЭ в статическом расчете НДС плотины
Fig. 16. Finite element mesh (846 elements) in static dam analysis of stress-strain state
Рис. 17. Горизонтальные смещения, м, плотины с опорной зоной из УБ под ЖБЭ Fig. 17. Horizontal displacements, m, in dam with RCC support zone under concrete face
Рис. 18. Вертикальные смещения, м, плотины с опорной зоной из УБ под ЖБЭ Fig. 18. Vertical displacements, m, in dam with RCC support zone under concrete face
Высота упомянутых проектируемых четырех высоких плотин (Гушуй, Румей, Сихаксиа и Меджи) колеблется от 240 до 315 м. В проектах используются средне- и высокопрочные камни (или песчаный гравий) с хорошим грансоставом, которые уплотняются до высокой плотности. Рекомендуемый диапазон наклонов откосов плотины 1:1,4-1:1,7 — более пологий, чем у плотин высотой 200 м. С учетом специальных условий строительства каждой плотины предлагаются высокие требования по уплотнению каменной насыпи в плотине высотой 300 м. Пористость камня насыпи должна быть 17-20 %, а относительная плотность песчано-гравийных материалов — 0,95-0,98. Пористость верховых и низо-
вых зон камня должна составить 18 % для плотины Гушуй, 19 % для Румей и 19-20 % для Меджи. По сравнению с плотинами высотой 200 м требования по уплотнению этих четырех высоких плотин, как правило, увеличиваются. Если взять, как пример, плотину Гушуй, типичное зонирование материалов этой плотины показано на рис. 19.
Технология испытаний материалов плотины
Для дальнейшего снижения масштабных эффектов в лабораторных испытаниях Китайский институт водных ресурсов и гидроэнергетики (IWHR) и некоторые другие научно-исследовательские институты разрабатывают установку трехосного сжатия с вертикальной нагрузкой 1500 т, что позволит
< п
ф е t с
iH
G Г
сС
У
0 со § СО
1 s
У 1
J со
^ I
n °
S> 3 o
zs (
о §
E w § 2
n 0
S 6
r 6 t (
SS ) ¡1
<D
01
« DO
■ T
s У с о <D Ж ,,
О О 10 10 О О
Рис. 19. Профиль зонирования материалов плотины Гушуй (отметки в м) Fig. 19. Material zoning profile of the Gushui CFRD (unit: m)
о о
N N О О tv N
¡г <1J U 3 > 1Л
с и to in
¡1 <u <u
О £
---' "t^
о
о <£ CD <f
8 «
со
CO
о
о
ю со
О)
о
I
О) О)
(Л
ю
■S г
О tn Ф Ф U >
увеличить диаметр опытного образца с 300 до 1000 мм, тем самым заложив основу для будущих исследований масштабных эффектов.
Недавно исследования [17] представили два механизма, связанных с размером мезоскопических механизмов, для описания дробления частиц камня в насыпи. Один из них заключается в том, что крупные частицы камня легко дробятся, в результате чего параметры модуля деформаций крупных образцов меньше, чем у мелких образцов; другой заключается в том, что блокировка (зацепление) крупных частиц камня сильнее, чем у мелких частиц, в результате чего параметры модуля деформаций крупных образцов превышают параметры мелких образцов. Эти два механизма существуют и действуют альтернативно. Структура зоны камня подвержена всестороннему давлению вследствие вибрационного уплотнения, собственного веса и гидростатической нагрузки. При относительно низком всестороннем давлении блокировка (зацепление) частиц камня (эффект скелета) поддерживает устойчивость структуры; когда всестороннее давление превышает предельную несущую способность структуры каменной насыпи, частицы камня дробятся и структура изменяется и превращается в новое устойчивое состояние. Эти два действия повторяются альтернативно до тех пор, пока структура каменной насыпи не достигнет устойчивого состояния равновесия. В данном процессе контраст между блокировкой и дроблением частиц камня определяет масштабные эффекты.
Для современных высоких плотин дробление частиц камня неизбежно произойдет в процессе его уплотнения при применении тяжелых виброкатков. Во время строительства и наполнения ВБ происходит вторичное дробление частиц камня под совместным действием собственного веса каменной насыпи и гидростатической нагрузки и размягчением камня, в результате его смачивания еще больше усилится дробление камня, а затем увеличится
деформация плотины. Таким образом, эффект дробления частиц камня в целом сильнее, чем эффект скелета. В настоящее время из-за ограниченного размера образцов при лабораторных трехосных испытаниях возникают трудности с воспроизведением реального рабочего состояния каменных материалов в высоких плотинах. Это объясняет, почему замеренные деформации высоких плотин превышают расчетные значения и почему фактические параметры деформаций каменных материалов в высоких плотинах ниже, чем те, которые получены в ходе лабораторных трехосных испытаний.
Изучение закономерностей деформации — напряжения сверхвысоких КНП с ЖБЭ
Анализ с помощью вычислительных моделей показывает, что деформация насыпи и плиты экрана удваивается, когда высота плотины возрастает с 200 до 300 м и напряжения в каменной насыпи и плите экрана также сильно возрастают [18].
Недавние исследования показали, что макроскопическим фактором разрушения плиты экрана вдоль вертикальных швов в высоких плотинах является чрезмерная деформация каменной насыпи, а прямой причиной служит поступательное сжатие и вращательное выдавливание плит экрана вдоль вертикального шва [18] (рис. 20), локальная стрела прогиба плиты лица — причина разрушения плиты экрана вблизи горизонтальных швов.
Последние результаты показывают, что, поскольку материалы подэкрановой зоны, переходных и каменных зон — гранулированные материалы, их механическое поведение имеет явные прерывистые и анизотропные характеристики; поэтому их деформация может быть разделена на две части: макроскопическую и мезоскопическую деформации. Макроскопическая деформация — деформация по шкале плотины может быть оценена с помощью определяющих моделей, описывающих макроскопическое механическое поведение. Мезоскопиче-ская деформация — деформация по шкале частиц
требует для ее описания мезоскопических механических моделей. Неравномерная сила контакта между плитой экрана, подэкрановой и переходными зонами является одним из факторов локального компрессионного повреждения плиты экрана, в то время как распределение размера частиц и толщина подэкрановой и переходных зон влияют на локальное напряженное состояние в плите экрана. Мезоскопический процесс передачи силы от плиты экрана через подэкрановую зону на переходную зону смоделирован с помощью метода дискретного элемента, было установлено, что неоднородность контактной силы падает с ростом толщины подэкрановой и переходных зон [19]. За пример можно взять плотину Гушуй, где минимальные толщины подэкрановой и переходных зон свыше 2 и 4 м, а неравномерный коэффициент контактной силы между плитой экрана и подэкрановой зоной стремится к сходимости.
Фильтрационная устойчивость и контроль фильтрации
Как вторая защитная линия системы контроля фильтрации плотины, принцип проекта подэкрановой зоны заключается в том, что разрушение плотины от фильтрации не произойдет, даже если плита экрана полностью разрушена. Коэффициент фильтрации порядка 10-4 см/с рекомендуется для материалов подэкрановой зоны, используемых в плотинах высотой 300 м. На основе экспериментальных исследований распределение грансостава материалов подэкрановой зоны предложено в виде: ёшах = = 40-100 мм, содержание мелких частиц ё < 5 мм должно быть 35-50 %, содержание мелких частиц ё < 1 мм должно быть 20-32 % и ё20 = 0,35.. .1 мм. Учитывая однородность качества строительства, деформацию плотины и допустимый гидравлический градиент, горизонтальная ширина подэкрановой зоны в плотине высотой 300 м должна быть не менее 5 м. Переходная зона должна служить фильтром к подэкрановой зоне и запроектирована согласно критериям фильтра.
Антисейсмические инженерные мероприятия
Предложено принять ряд всесторонних мер по повышению сейсмостойкости плотины, таких, как разработка достаточно сложной компоновки сооружений, выбор прочного основания плотины и плотных строительных материалов плотины, резервирование превышения гребня плотины над нормальным подпорным уровнем (НПУ), уполаживание откосов плотины в ее верхней части, армирование откосов в их верхней части, установка каркаса из бетонных балок и укрепление плиты экрана и герметизирующей структуры. Для плотины Гушуй приняты такие меры, как уполаживание верхней части низового откоса и укрепление гребня плотины стальными
стержнями (рис. 20). Недавно Даляньский технологический университет предложил способ по снятию динамических напряжений плиты экрана при землетрясении путем размещения местных постоянных горизонтальных швов, как показано на рис. 21. Удобная и эффективная область для размещения горизонтальных швов была определена посредством расчета реакции динамических напряжений в плите экрана [20]. Рекомендуемая область (0,75-0,85) Н (где Н — максимальная высота плотины) на отметке с допустимым расширением 0,05 Н и горизонтальной длиной 0,3 L (где L — длина плотины по ее оси). Предлагается также использовать бетон с добавлением стального волокна в зонах высокого динамического напряжения в плите экрана для повышения его трещиностойкости при землетрясении.
Рис. 20. Схема поступательного сжатия и вращательного выдавливания плит экрана
Fig. 20. Scheme of translational compression and rotational extrusion of face slabs
Зона установки горизонтальных швов / Area of horizontal joints
1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0
/
V0,85H
V0,75H
\ / . . i ь
0,3L iX /1
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
< DO
<d е
t с
i H
G Г сС
У
0 сл n с/з
1 z У 1
J to
^ I
n °
S> 3 o
zs ( O?
о n
СЛ
It —
u СЛ о ел
Рис. 21. Схема размещения постоянных горизонтальных швов
Fig. 21. Schematic diagram of placement of permanent horizontal joints
Краткие выводы по опыту Китая в строительстве сверхвысоких плотин с ЖБЭ
За 20 лет Китай приобрел успешный опыт в проектировании и строительстве плотин высотой 200-250 м. Недавно там проведены детальные исследования по применимости и ключевым технологиям строительства таких плотин высотой 250-300 м. Были получены ценные результаты, которые демон-
n 2
со о
r § о
о
0)
о
on
SS ) ii
<D
(Л
№ DO
■ Т
s У
с о
<D *
2 2
О О
2 2
О О
о о
N N
о о
N N *
* 01
U 3 > (Л
С И
m in
¡I ф ф
О % —■
о
о «J со <
8 «
от от
о
о
ю со
О)
о
I
О) О)
от от
¡1 W
Г ES
о (ñ ш Ф со >
стрируют безопасность этих плотин в сейсмоопас-ных регионах и эффективность принятых конструктивно-технологических решений.
Последующие исследования будут сосредоточены на определяющих моделях каменной насыпи и масштабных эффектах, расчетах напряжений и деформаций плотины на основе мезомеханики, механизме передачи неравномерной деформации в подэкрановой и переходных зонах, механизме выдавливания плиты экрана и мерах его контроля, крупномасштабных технологиях испытаний материалов и практических инструментах мониторинга безопасности подобных плотин. По мере прогресса предварительных исследований по проектам плотин Гушуй и Сихаксиа технология строительства этих плотин в Китае успешно выходит в диапазон высот 250-300 м.
ВЫВОДЫ
При проектировании высоких КНП в сейсмоо-пасных регионах целесообразно рассматривать новый метод значительного снижения прогибов ЖБЭ с помощью опорной зоны из УБ вместо подэкра-
новой гравийной переходной зоны, как показали примеры плотины Камбаратинская-1 высотой 275 м в Кыргызстане и плотины Согамосо высотой 190 м в Колумбии.
При проектировании и строительстве высоких КНП с ЖБЭ в сейсмоопасных регионах следует использовать успешный опыт Китая в проектировании и строительстве плотин высотой 250-300 м.
Согласно перспективному плану развития гидроэнергетики России до 2020 г. главными регионами строительства новых ГЭС и плотин являются Северный Кавказ, Сибирь и Дальний Восток [21]. Природные условия для строительства КНП с ЖБЭ могут быть особенно пригодными на Северном Кавказе и в ряде стран СНГ (Таджикистане и Кыргызстане). Относительно строительства этих плотин в Сибири и на Дальнем Востоке могут возникнуть некоторые проблемы, в частности, в поведении ЖБЭ в его верхней гребневой части при воздействии экстремально низких температур. Однако успешный опыт строительства таких плотин в Норвегии и Исландии указывает на возможность решения данных проблем и хорошие перспективы строительства подобных плотин.
ЛИТЕРАТУРА
1. Xu Z. Performance of Zipingpu CFRD during the strong earthquake // Proceedings of 10th Intern Symposium on Landslides and Engineered Slopes, Xian, China, June 30 to July 4, 2008. Pp. 481-496.
2. WielandM., Brenner R.P. Earthquake aspects of concrete faced rockfill dams, diaphragm walls and grout curtains // Int. Journal Water Power and Dam Construction, April. 2007. Pp. 42-51.
3. Chen S., Fu Z, Han H. Seismic responses of high concrete face rockfill dams: A case study // Water Science and Engineering. 2016. Vol. 9. Issue 3. Pp. 195-204. DOI: 10.1016/j.wse.2016.09.002
4. Seed H.B., Seed R.B., Lai S.S., Khamene-hpour B. Seismic design of concrete faced rockfill dams. CFRDs — Design, Construction and Performance, American Society of Civil Engineers, N-Y, 1985. Pp. 459-478.
5. Anthinianc P., Carrere A., Develay D. The contribution of numerical analysis to the design of CFRD // Hydropower and Dams. 2002. Vol. 9. Issue 4.
6. Coyne et Bellier. Proceedings of the 10th Benchmark Workshop on Numerical Analysis of Dams. Gennevilliers, France, 2009.
7. Wieland M. Safety Aspects of Sustainable Storage Dams and Earthquake Safety of Existing Dams // Engineering. 2016. Vol. 2. Issue 3. Pp. 325-331. DOI: 10.1016/j.eng.2016.03.011
8. Pinto N.L.S. Very high CFRDs: Behaviour and design features // Proceedings of the 3rd Symposium on CFRDs. 2007. Oct. 25-27; Florianopolis, Brazil, 2007. Pp. 3-16.
9. Hunter G., Fell R. Rockfill modulus and settlement of concrete face rockfill dams // Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 2003. Vol. 129. No. 10. Pp. 909-917. DOI: 10.1061/ (ASCE)1090-0241(2003)129:10(909)
10. Dakoulas P. Nonlinear seismic response of tall concrete-faced rockfill dams in narrow canyons // Soil Dynamics and Earthquake Engineering. 2012. Vol. 34. Issue 1. Pp. 11-24. DOI: 10.1016/j.soildyn.2011.09.004
11. Carrere A., Lyapichev Yu., Mazza G., Popovici A., Zenz G. Guidelines for use of numerical models in dam engineering // ICOLD Bulletin 155. 2013. 150 p.
12. Lysmer J., Kuhlemeyer R.L. Finite Dynamic Model for Infinite Media // Journal of Engineering Mechanics Divivision, ASCE. 1969. Vol. 95. No. EM4.
13. Lysmer J., Waas G. Shear Waves in Plane Infinite Structures // Journal of Engineering Mechanics Division, ASCE. 1972. Vol. 98. No. EM.
14. Marulanda A., Pinto N. Recent experience on design, construction and performance of CFRD dams // International Conference on Case Histories in Geotechnical Engineering. August, 2008. P. 9.
URL: https://scholarsmine.mst.edu/cgi/viewcontent. cgi?referer=https://www.google.com/&httpsredir= 1&a rticle=2949&context=icchge
15. Ляпичев Ю.П. Проектирование и строительство современных высоких плотин. Гл. 7, 8. Palmarium Academic Publishing, 2013. 370 с.
16. Freitas M.S. Concepts on CFRDs leakage control — cases and current experiences // ISSMGE Bulletin. 2009.Vol. 3 (4). Pp. 11-18.
17. Wen L, Chai J., Xu Z. Statistical review of the behaviour of concrete face rockfill dams based on case histories // Géotechnique. 2018. Vol. 68. No. 9. Pp. 749-771. DOI: 10.1680/jgeot.17.p.095
18. Deng G., WangX. Study on conceptualization method of deformation pattern and horizontal breakage
of face slab of CFRDs // Journal of Hydraulic Engineering. 2015. Vol. 46. No. 4. Pp. 396-404. (in Chinese).
19. Ma H.Q, Cao K.M. Key technical problems of extra-high concrete face rockfill dam. Science in China // Series Engineering: Technological Sciences. 2014. Vol. 50. No. S1. Pp. 20-33. (in Chinese).
20. Deng G, WangX., Wen Y.., Yu S., Chen R. Study on conceptualization method of deformation pattern and horizontal breakage of face slab of concrete faced rockfill dam // Journ. Hydraulic Eng. 2015. Vol. 46. Issue 4. Pp. 396-404.
21. Лащенов С.Я., Саакян В.А., Салимое Ю.Т. Программа достройки ГЭС. Основные положения прогноза развития гидроэнергетики до 2015 г. // Гидротехническое строительство. 2001. .№ 11. С. 13-21.
Поступила в редакцию 10 февраля 2020 г. Принята в доработанном виде 4 марта 2020 г. Одобрена для публикации 29 марта 2020 г.
Об авторе: Юрий Петрович Ляпичев — член Международной Комиссии по большим плотинам (СИГБ); Франция, 75016, г. Париж, Авеню Клебер, 61; доктор технических наук, профессор, внештатный консультант и эксперт по зарубежным проектам; Институт Гидропроект; 125993, г Москва, Волоколамское шоссе, д. 2; ORCID: 0000-0003-3750-3165; [email protected].
REFERENCES
1. Xu Z. Performance of Zipingpu CFRD during the strong earthquake. Proceedings of 10th Intern. Symposium on Landslides and Engineered Slopes, Xian, China, June 30 to July 4, 2008; 481-496.
2. Wieland M., Brenner R.P. Earthquake aspects of concrete faced rockfill dams, diaphragm walls and grout curtains. Int. Journal Water Power and Dam Construction, April. 2007; 42-51.
3. Chen S., Fu Z., Han H. Seismic responses of high concrete face rockfill dams: A case study. Water Science and Engineering. 2016; 9(3):195-204. DOI: 10.1016/j.wse.2016.09.002
4. Seed H.B., Seed R.B., Lai S.S., Khamene-hpour B. Seismic design of concrete faced rockfill dams. CFRDs — Design, Construction and Performance, American Society of Civil Engineers, N-Y, 1985; 459-478.
5. Anthinianc P., Carrere A., Develay D. The contribution of numerical analysis to the design of CFRD.
Hydropower and Dams. 2002; 9(4).
6. Coyne et Bellier. Proceedings of the10th Benchmark Workshop on Numerical Analysis of Dams. Genn-evilliers, France, 2009.
7. Wieland M. Safety Aspects of Sustainable Storage Dams and Earth-quake Safety of Existing Dams. Engineering. 2016; 2(3):325-331. DOI: 10.1016/j. eng.2016.03.011
8. Pinto N.L.S. Very high CFRDs: Behaviour and design features. Proceedings of the 3rd Symposium on CFRDs. 2007. Oct. 25-27. Florianopolis, Brazil, 2007; 3-16.
9. Hunter G., Fell R. Rockfill modulus and settlement of concrete face rockfill dams. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. 2003; 129:10:909-917. DOI: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2003)129:10(909)
10. Dakoulas P. Nonlinear seismic response of tall concrete-faced rockfill dams in narrow canyons. Soil Dynamics and Earthquake Engineering. 2012; 34(1): 11-24. DOI: 10.1016/j.soildyn.2011.09.004
11. Carrere A., Lyapichev Yu., Mazza G., Popo-vici A., Zenz G. Guide-lines for use of numerical models in dam engineering. ICOLD Bulletin 155. 2013; 150.
12. Lysmer J., Kuhlemeyer R.L. Finite Dynamic Model for Infinite Media. Journal of Engineering Mechanics Divivision, ASCE. 1969; 95(EM4).
13. Lysmer J., Waas G. Shear Waves in Plane Infinite Structures. Journal of Engineering Mechanics Division, ASCE. 1972; 98(EM).
14. Marulanda A., Pinto N. Recent experience on design, construction and performance of CFRD dams. International Conference on Case Histories in Geotechnical Engineering. August, 2008; 9. URL: https://scholarsmine. mst.edu/cgi/viewcontent.cgi?referer=https://www.google. com/&httpsredir=1&article=2949&context=icchge
< DO
<d е
t с
i H
G Г сС
У
0 с/з § с/з
1 z y 1
J со
^ I
n °
Ü 3 o
=¡ ( oi
o §
u c/3
§ 2
n 0
r 6 t (
ÜÜ ) ií
<D
OI
« DO ■ £
s □
s У с о
<D X ,,
2 2 О О 2 2 О О
15. Lyapichev Yu., P. Design and Construction of Modern High Dams (Chapters 7, 8). Palmarium Academic Publishing, 2013; 370. (rus.).
16. Freitas M.S. Concepts on CFRDs leakage control — cases and current experiences. ISSMGE Bulletin. 2009; 3(4):11-18.
17. Wen L., Chai J., Xu Z. Statistical review of the behaviour of concrete face rockfill dams based on case histories. Géotechnique. 2018; 68:9:749-771. DOI: 10.1680/jgeot.17.p.095
18. Deng G., Wang X. Study on conceptualization method of deformation pattern and horizontal breakage of face slab of CFRDs. Journal of Hydraulic Engineering. 2015; 46(4): 396-404. (in Chinese).
19. Ma H.Q., Cao K.M. Key technical problems of extra-high concrete face rockfill dam. Science in China. Series Engineering: Technological Sciences. 2014; 50 S1:20-33 (in Chinese).
20. Deng G., Wang X., Wen Y., Yu S., Chen R. Study on conceptualization method of deformation pattern and horizontal breakage of face slab of concrete faced rockfill dam. Journ. Hydraulic Eng. 2015; 46(4):396-404.
21. Laschenov S.Ya., Saakyan V.A., Salimov Yu.T. Program of completion of hydropower plants (in Russian) Fundamentals of hydropower plants forcast up to 2015. Hydrotechnical construction. 2001; 11: 13-21. (rus.).
o o
N N
o o
CU N
n ai
U 3 > in E M
oa in
m 0
¡I
<D <u
o £
---' "t^
o
o CJ CD <f Í-I
S =
cm g
ÍD
o O
LO CO CD O i
CD CD
ÍD
I
o iñ
o a
ta >
Received February 10, 2020.
Adopted in a revised form on March 4, 2020.
Approved for publication March 29, 2020.
BioNOTBs: Yury P. Lyapichev — member of the International Commission on Large Dams (ICOLD);
61 Avenue Kleber, Paris, 75016, France; Doctor of Technical Sciences, Professor, freelance consultant and expert for foreign project; Hydroproject Institute; 2 Volokolamskoe shosse, Moscow, 125993, Russian Federation; ORCID: 0000-0003-3750-3165; [email protected].
