CC BY
12
Вестник Евразийской науки / The Eurasian Scientific Journal https://esi.today 2020, №3, Том 12 / 2020, No 3, Vol 12 https://esj.today/issue-3-2020.html URL статьи: https://esj.today/PDF/11SAVN320.pdf Ссылка для цитирования этой статьи:
Девяткин С.В., Саинов М.П. Расчётное обоснование конструкции противофильтрационной стены в основании грунтовой плотины ГЭС «Голубое озеро» // Вестник Евразийской науки, 2020 №3, https://esj.today/PDF/11SAVN320.pdf (доступ свободный). Загл. с экрана. Яз. рус., англ.
For citation:
Deviatkin S.V., Sainov M.P. (2020). Design validation of structural design of the seepage-control wall in the foundation of embankment dam "Blue Lake" HPP. The Eurasian Scientific Journal, [online] 3(12). Available at: https://esj. today/PDF/ 11S AVN320.pdf (in Russian)
УДК 624.01, 627.8 ГРНТИ 67.03.03, 67.29.59
Девяткин Сергей Владимирович
ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет»
Москва, Россия Студент
E-mail: [email protected]
Саинов Михаил Петрович
ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет»
Москва, Россия
Доцент кафедры «Гидравлики и гидротехнического строительства»
Кандидат технических наук, доцент E-mail: [email protected] РИНЦ: https://www.elibrary.ru/author_profile.asp?id=427608
Расчётное обоснование конструкции противофильтрационной стены в основании грунтовой плотины ГЭС «Голубое озеро»
Аннотация. Введение. Каменно-земляная плотина высотой 28 м водозаборного гидроузла ГЭС «Голубое озеро» возводится в сложных инженерно-геологических условиях. Район строительства относится к сейсмическим активным, интенсивность максимального расчётного землетрясения составляет 10 баллов (MSK-64). Плотина располагается на мощном слое нескальных грунтов, для борьбы с фильтрацией в основании требуется выполнение глубокой противофильтрационной стены. Одной из задач расчётного обоснования конструкции плотины является расчёт напряжённо-деформированного состояния (НДС) противофильтрационной стены (ПФС) при основном и особом сочетании нагрузок.
Методы. Моделирование НДС и сейсмостойкости плотины осуществлялось методом конечных элементов. При расчётах НДС учитывалась нелинейность деформирования грунтов и контактов между элементами конструкции плотины. Для обеспечения необходимой точности расчётов НДС использовались конечные элементы высокого порядка. Сейсмические нагрузки определялись по линейно-спектральной методике, для чего были определены формы собственных колебаний сооружения.
Результаты. Расчёты НДС при статических нагрузках показали, что благодаря выполнению ПФС не из жёсткого бетона, а из глиноцементобетона, обеспечивается её
прочность при основном сочетании нагрузок. Однако при восприятии сейсмических сил прочность стены может быть не обеспечена. Гребень плотины испытывает сейсмическое ускорение 0,61 g, а ПФС - до 0,35 g. Неравномерность распределения сейсмических сил вызывает в стене дополнительные продольную силу и изгибающий момент. Деформации изгиба могут вызвать образование в стене растягивающих напряжений и нарушение прочности глиноцементобетона на растяжение.
Заключение. Для обеспечения сейсмостойкости ПФС необходимо минимизировать деформации её изгиба. Рекомендуется после устройства стены демонтировать бетонную форшахту, т. к. её жёсткость ограничивает свободу деформаций и провоцирует локальный рост деформаций изгиба.
Ключевые слова: противофильтрационная стена; напряжённо-деформированное состояние; сейсмостойкость; изгибающий момент; продольная сила; прочность
В Кабардино-Балкарской Республике, на реке Черек Балкарский проектируется ГЭС «Голубое озеро». В составе водозаборного гидроузла данной ГЭС предусматривается возведение каменно-земляной плотины высотой до 28 м. Её упорные призмы будут выполнены из гравийно-галечникового грунта полезных выемок, а ядро - из суглинка.
Строительство плотины осложняется сложными инженерно-геологическими условиями в створе. Во-первых, площадка строительства располагается в сейсмически опасном районе. По СП 14.13330.20141 сейсмичность при проектном землетрясении (ПЗ) составляет 9 баллов по шкале МБК-64, а при максимальном расчётном землетрясении (МРЗ) - 10 баллов. Из-за высоких сейсмических нагрузок проектной организацией (ОАО «Институт Гидропроект») для плотины выбран распластанный профиль (рис. 1). Заложение низового откоса составляет 2,5. Заложение верхового откоса является переменным - в нижней части оно составляет 3, а верхней - 5.
1 - противофильтрационное ядро; 2 - упорная призма; 3 - грунты основания; 4 - верховая перемычка; 5 - переходная зона; 6 - противофильтрационная стена; 7 - крепление верхового откоса.
Во-вторых, в основании плотины залегает мощная толща (глубиной около 30 м) аллювиальных отложений, представленных валунно-галечниковым грунтом с суглинистым и песчаным заполнителем. Для борьбы с фильтрацией в основании плотины предусматривается выполнение противофильтрационной стены (ПФС). Стена имеет глубину 22 ми является
1 СП 14.13330.2014. Строительство в сейсмических районах. Актуализированная редакция СНиП II-7-81*. - М.: ФАУ «ФЦС», 2014. - 126 с.
Страница 2 из 16
Введение
Рисунок 1. Устройство грунтовой плотины ГЭС «Голубое озеро» (разработана ОАО «Институт Гидропроект»)
11savn320
«висячей». Такое решение является традиционным в практике гидротехнического строительства, например, оно применено на плотине Юмагузинского гидроузла [1]. Однако, в отличие от Юмагузинской плотины ПФС сопрягается с ядром плотины не через бетонную галерею, а с помощью консоли высотой почти 3 м. Это объясняется меньшими габаритами и меньшей ответственностью плотины. Учитывая небольшой напор, толщина ПФС была принята равной 0,6 м.
Для уменьшения отличия жёсткости стены от окружающего грунта предусмотрено её выполнение из глиноцементобетона, т. е. бетона, в котором к цементу добавлена бентонитовая глина.
Сложные условия строительства осложняют выбор проектных решений плотины, что обуславливает необходимость выполнения расчётного обоснования конструкции ПФС грунтовой плотины.
Материалы и методы
Исследования НДС грунтовой плотины проводились на основное и особое сочетание нагрузок. Особое сочетание нагрузок включало в себя сейсмические нагрузки на сооружение при максимальном расчётном землетрясении (МРЗ).
Исследования осуществлялись в следующей последовательности:
• Расчёты НДС сооружения при основном сочетании нагрузок (статических сил).
• Расчёты сейсмических сил, действующих на сооружение.
• Расчёты НДС сооружения при особом сочетании нагрузок (с учётом сейсмических сил).
Все исследования проводились методом конечных элементов. Использовались вычислительные программы, составленные к.т.н. Саиновым М.П. Для расчётов НДС использовалась программа [2], а для расчётов сейсмических нагрузок - комплекс
вычислительных программ 8е1вш2.
Модель сооружения
Применённая конечно-элементная модель сооружения включает в себя не только конструкцию грунтовой плотины, но массив грунтов основания (рис. 2). Она состоит из 1122 конечных элементов, которые соединены друг с другом 1156 угловыми узлами. Для возможности учёта проявления нелинейных эффектов на контакте между элементами конструкций в модели сооружения предусмотрены 62 контактных конечных элемента.
Рисунок 2. Конечно-элементная модель плотины (составлена авторами)
Граничные условия принимались в виде отсутствия перемещений по границам блока основания.
При расчётах сейсмических нагрузок в модели сооружения использовались обычные конечные элементы (с квазилинейной аппроксимацией перемещений внутри элемента), а при расчётах НДС - элементы с кубической аппроксимацией перемещений. Общее количество степеней свободы конечно-элементной модели в первом случае составило 2181, а во втором -10763. Использование конечных элементов высокого порядка было необходимо для обеспечения точности расчётов, непрерывности функции распределения напряжения в тонкостенной конструкции стены.
Методика расчёта сейсмических сил
Т. к. рассматриваемая плотина относится к 3 классу сооружений, то в соответствии с СП 358.1325800.2017 2 (п.6.3) для расчёта её сейсмостойкости допускается использовать линейно-спектральную методику.
Расчёт сейсмических сил производился по формулам, приведённым в СП. Он предусматривает определение сейсмических сил по формам собственных колебаний (ФСК). Для ьтой ФСК сейсмическая сила по направлению ], отнесённая к части к сооружения, определяется по формуле
= К К2 Ку тк А0 ЛИд ,
где К - коэффициент, зависящий от степени повреждений, допускаемых в сооружении при землетрясении;
К2 - коэффициент, учитывающий влияние высоты сооружения на значение узловых инерционных сил;
К у - коэффициент, учитывающий демпфирующие свойства конструкций;
тк - масса части к сооружения (с учетом присоединенной массы воды);
Ао - сейсмическое ускорение основания;
01 - коэффициент динамичности, соответствующий периоду собственных колебаний сооружения по ьй форме колебаний;
Л1к - коэффициент формы собственных колебаний сооружения по ьй форме колебаний для тк и направления j.
В соответствии с СП 358.1325800.2017 (п.6.12) принимались следующие значения коэффициентов: К = 0,30, К2 = 0,8, К у = 0,7.
Коэффициент Л1к) определяется по формуле
Л1к) = и1к] Л ,
где и^ - перемещение в точке к по направлению j по ьтой ФСК;
2 СП 358.1325800.2017. Гидротехнические сооружения. Правила проектирования и строительства в сейсмических районах. - М.: Стандартинформ, 2018. - 58 с.
=
N
Z mn
n=1
ZUmj cos(Umj,Uо) j=1
Л/
N
Z mr
n=1
3
Z
j=1
z u2-
z Umj
Л
где mn - масса части n сооружения;
Ujnj - проекция по направлению j перемещения по i-той ФСК;
cos (j,Uо ) - косинус угла между направлением j и направлением вектора U0 .
Расчётное значение сейсмической силы, действующее на часть k сооружения и учитывающее необходимое количество форм колебаний, определяется по формуле:
Skj = JZ(Sikj f , k=1
где - сейсмическая сила, отнесённая к к-той части сооружения, определённая по ]-той форме собственных колебаний;
д - число учитываемых в расчетах форм собственных колебаний.
Указанная линейно-спектральная методика расчёта подразумевает необходимость определения форм собственных колебаний сооружений. В наших расчётах для определения сейсмических сил определялись 30 низших форм и периодов собственных колебаний сооружений.
Формы собственных колебаний сооружения определялись из решения характеристического уравнения:
[к]{ф}=я[м]{ф}.
Здесь [к], [м] - соответственно матрицы жёсткости и масс;
{ф} - собственный вектор матриц;
X - собственное число матриц.
Собственный вектор соответствует значениям перемещений ФСК, а через собственное число определяется частота ш собственных колебаний ( X = лГш ).
Решение характеристического уравнения осуществлялось методом итераций подпространства собственных матриц векторов матриц масс и жёсткости.
Для расчёта ФСК динамические характеристики грунтов (динамический модуль, коэффициент Пуассона) принимались на основе данных экспериментальных исследований САО Гидропроект, которые приведены в [3]. Они учитывают, что динамический модуль Ед увеличивается с глубиной. Для гравийно-галечникового грунта плотины Ед достигает 1,5 ГПа, а грунта основания - 1,8 ГПа. Динамический модуль суглинка ядра находился в пределах от 0,4 до 1,1 ГПа. Для глиноцементобетона Ед был принят равным 200 МПа.
При расчётах использовалась так называемая «распределённая» матрица масс, учитывающая, что масса сооружения не сосредоточена в степенях свободы, а распределена по объёму, что влечёт за собой взаимное влияние инерционных сил в степенях свободы. Действие воды водохранилища учитывалось в виде присоединённой массы воды в степенях свободы, расположенных на верховом откосе.
В соответствии с СП 358.1325800.2017 (п.6.7) сейсмическое ускорение основания первой категории грунтов при 10 баллах принималось равным 0,48 Направление сейсмического воздействия принималось горизонтальным. Рассматривались два случая: направление ускорения в сторону верхнего бьефа и в сторону нижнего бьефа.
В качестве частей сооружения, для которых определялись сейсмические силы, использовались конечные элементы. Затем силы, определённые для частей сооружения, распределялись по степеням свободы конечно-элементной модели через известные функции формы. Вычисленные для степеней свободы сейсмические силы использовались при расчёте НДС сооружения при особом сочетании нагрузок.
Методика расчёта НДС сооружения
Расчёт НДС плотины на основное сочетание нагрузок проводился на нагрузки от собственного веса и нагрузки от давления воды на напорные грани противофильтрационных элементов. На напорную грань ядра прикладывалось гидростатическое давление верхнего бьефа, а на напорные грани ПФС - давление фильтрационных вод.
В соответствии с требованиями СП 39.13330.20123 при расчётах НДС учитывалась последовательность возведения сооружения и приложения к нему нагрузок. При расчётах воспроизводилась следующая схема поэтапности. Сначала возводятся верховая и низовая перемычки, а под их защитой в основании выполняется ПФС. Затем проводится отсыпка плотины горизонтальными слоями. После полного завершения возведения плотины осуществляется наполнение водохранилища, затем - моделируется формирование фильтрационных сил на ПФС. Всего было рассмотрено 35 расчётных этапов. 36-ой этап расчёта моделировал работу плотины при сейсмическом воздействии.
При расчётах НДС для грунта основания и глиноцементобетона стены использовалась модель линейно деформируемой среды. Модуль линейной деформации грунта основания принимался равным 100 МПа, что является некоторой осреднённой оценкой в отсутствие данных натурных измерений. Коэффициент Пуассона грунта основания принимался равным 0,27.
Модуль линейной деформации глиноцементобетона ПФС был принят одинаковым с грунтом основания, т. е. равным 100 МПа. Выбор такого значения обосновывается необходимостью избежать опасности концентрации сжимающих напряжений в ПФС при осадках основания. Принятое значение модуля деформации глиноцементобетона (100 МПа) обеспечивается при содержании в 1 м3: 125-156 кг портландцемента и 120-140 кг бентонита [4]. Прочность глиноцементобетона такого состава при одноосном сжатии составляет 1^2 МПа. Коэффициент Пуассона глиноцементобетона принимался равным 0,3, а плотность - 1,93 т/м3.
Для грунтов тела плотины использовалась модель нелинейного деформирования -модель, предложенная проф. Л.Н. Рассказовым [5] и модифицированная Саиновым М.П. Она устанавливает связь между приращениями напряжений и приращениями деформаций. Модель учитывает снижение деформируемости при повышении бокового обжатия и снижение модуля сдвига по мере накопления энергии формоизменения.
Параметры модели выбирались по аналогам и приведены в табл. 1. Плотность гравийно-галечникового грунта ядра принималась равной 2,19 т/м3.
3 СП 39.13330.2012. Плотины из грунтовых материалов. Актуализированная редакция СНиП 2.06.05-84*. - Москва. ФАУ «ФЦС», 2012. - 86 с.
Таблица 1
Параметры модели для грунтов тела плотины
Наименование грунта Eö [тс/м2] n во,упр Go,nn m
Гравийно-галечниковый грунт 2400 0,75 1000 80 0,65
Суглинок 300 0,52 60 50 0,85
Примечание:
Ео - начальное значение модуля объёмной деформации, соответствующее среднему напряжению а = 1 тс/м2;
Оо,упр - начальное значение модуля сдвига для упругих деформаций, соответствующее напряжению бокового обжатия аз = 1 тс/м2;
Оо,пл - начальное значение модуля сдвига для пластических деформаций, соответствующее напряжению бокового обжатия аз = 1 тс/м2;
п - показатель степени, определяющий рост значений модуля объёмной деформации в зависимости от среднего напряжения;
т - показатели степени, определяющий рост значений модуля сдвига в зависимости от напряжений бокового обжатия
Учитывалось, что при активном нагружении и разгрузки деформируемость грунтов на порядок отличается. При расчётах НДС при кратковременном действии сейсмических сил условно принималось, что деформируемость всех материалов снижается в 2 раза.
При моделировании поведения контактов учитывалась возможность проявления нелинейных эффектов, таких как проскальзывание и отрыв. Нормальная жёсткость контакта ПФС с грунтами принималась равной 100 МПа/м, касательная жёсткость - 40 МПа/м. Для определения сопротивления контакта сдвигу использовалась модель Кулона. Угол внутреннего трения на контакте ПФС с грунтом основания принимался равным 48°.
Использованная методика расчётов НДС сооружения описана в [6].
Результаты
Результаты моделирования работы НДС плотины при основном сочетании нагрузок
Анализ НДС плотины (в т. ч. ПФС) проводился по перемещениям и напряжениям на момент завершения заполнения водохранилища.
Для рассматриваемой плотины, расположенной на большой толще сжимаемых отложений оснований, преобладающим видом деформаций под действием статических сил являются осадки. Максимальная осадка основания (иу) составляет 7,5 см, а максимальная осадка плотины - 15,3 см (рис. 3). Зона высоких осадок располагается чуть ниже центра ядра. Осадки упорных призм примерно в 1,5 раза меньше, чем осадки ядра, и не превышают 12 см.
Горизонтальные смещения (Их) сооружения меньше по величине, чем осадки. Максимальное смещение плотины составляет 6 см (рис. 4). Оно наблюдается на гребне плотины.
Распределение напряжений в теле плотины и основании на момент завершения наполнения водохранилища показано на рис. 5, 6. Оно определяет те условия, в которых работает ПФС.
шкала осадок Uy [см]
-18 -15 -12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 Рисунок 3. Осадки плотины при основном сочетании нагрузок (получены авторами)
шкала горизонтальных смещений Ux [см]
-12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 Рисунок 4. Смещения плотины при основном сочетании нагрузок (получены авторами)
В распределении вертикальных напряжений Оу в теле плотины (рис. 5) можно отметить эффект зависание ядра на упорных призмах плотины. Максимальное напряжение Оу в ядре составляет 0,38 МПа, что меньше давления от собственного веса грунта. Из-за зависания ядра на стену передаётся меньшее по величине вертикальное давление. В верховой упорной призме уровень сжатия меньше, чем в низовой, за счёт взвешивающего действия воды на грунт плотины (рис. 5). По этой причине с верховой стороны от ПФС напряжения Оу в основании меньше, чем с низовой.
шкала напряжений ay [МПа]
-1,0 -0,9 -0,8 -0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25
Рисунок 5. Распределение напряжений Оу при основном сочетании нагрузок (получено авторами)
11savn320
В распределении горизонтальных нормальных напряжений ах в теле и основании плотины (рис. 6) можно отметить, что с верховой стороны от напорных граней (в т. ч. от ПФС) сжимающие напряжения ах меньше, чем с низовой. В верховой упорной призме имеются зоны разуплотнения грунта.
шкала напряжений Ox [МПа]
-0,6 -0,5 -0,4 -0,35 -0,3 -0,25 -0,2 -0,15 -0,1 -0,05 0
0,05 0,1 0,15 0,2 0,25
Рисунок 6. Распределение напряжений ах при основном сочетании нагрузок (получено авторами)
При исследованиях рассматривались 2 варианта устройства ПФС. В варианте 1 учитывалось, что для удобства устройства ПФС в её оголовке предусмотрена бетонная форшахта. В варианте 2 предусматривалась, что указанная форшахта после завершения устройства ПФС демонтируется.
На рис.7 показаны перемещения ПФС на момент завершения наполнения водохранилища. Максимальное горизонтальное смещение Их составляет 3,7^3,8 см (рис. 7а), а осадка - 9,9 или 10,2 см (рис. 7б) в зависимости от варианта.
Горизонтальные смещения ПФС увеличиваются по высоте (рис. 7а). Распределение смещений по высоте свидетельствует о том, что развитие деформаций поперечного изгиба характерно только для верхней части ПФС, где она пересекает границу основания и ядра плотины. В варианте 2 наблюдается более интенсивный и сложный изгиб ПФС, чем в варианте 1. Если в варианте 1 изгиб в основном происходит только в сторону нижнего бьефа, то в варианте 2 развит изгиб ПФС в обе сторону.
а)
-6 -4
б)
Рисунок 7. Перемещения стены (при основном сочетании нагрузок), полученные ею от действия внешних нагрузок (безучёта собственного веса): а - горизонтальные смещения их; б - осадки Ц (получены авторами)
Распределение по высоте осадок ПФС (рис. 7б) говорит о том, она испытывает сжатие в вертикальном направлении. Это сжатие вызвано не только собственным весом стены, но и наличием вертикального давления на её верхнем торце, а также силами трения на боковых поверхностях ПФС.
Наибольшее сжатие в вертикальном направлении испытывает оголовок (консоль) стены, в этой части ПФС через силы трения передаются дополнительные сжимающие напряжения (рис. 8б).
Изменение сжимающей продольной силы N по высоте стены происходит следующим образом. На верхнем торце ПФС сила N соответствуют вертикальному давлению грунта плотины. В консоли ПФС сжимающая продольная сила нарастает с глубиной за счёт трения по боковым поверхностям. Затем через трение дополнительное вертикальное сжатие стены передаётся обратно на массив основания, т. е. стена работает как свая. Ниже V 24 м продольная сжимающая сила в ПФС формируется почти только собственным весом глиноцементобетона (рис. 8б).
С точки зрения качественной картины напряжённого состояния в ПФС можно выделить два характерных участка: верхний и нижний (рис. 8а). Это вызвано тем, что верхний участок пересекает границу двух грунтов (ядро и основание), а нижний расположен в однородном по строению массиве грунта. Граница между ними проходит примерно по V 24 м.
Для верхнего участка ПФС характерна концентрация сжимающих вертикальных напряжений Оу и развитием деформаций поперечного изгиба (рис. 8а). Из-за изгиба наблюдается неравномерное распределение напряжений между гранями, однако растягивающих напряжений не образуется.
В нижнем участке ПФС деформации изгиба близки к 0, а напряжения Оу формируются собственным весом глиноцементобетона.
Максимальное значение сжимающих напряжений оу в ПФС не превышает 1 МПа и, соответственно, прочность материала ПФС при основном сочетании нагрузок обеспечивается.
а)
-1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0
— вариант 1:верховая грань
— вариант 1:низовая грань = вариант 2: верховая грань = вариант 2:низовая грань
Y LM]--
ч
= вариант 1 . = вариант 2
[MH] -
-0.8 -0.6 -0.4 -0.2
б)
0.0
32 28 24 20 16 12 8
Рисунок 8. Напряжённое состояние противофильтрационной стены при основном сочетании нагрузок (сучётом собственного веса): а - вертикальные напряжения Оу на гранях стены; б - продольные (вертикальные) силы (получено авторами)
Результаты расчёта сейсмических нагрузок на сооружение
Для определения сейсмических силы были определены 30 низших частот собственных колебаний сооружения (рис. 9). Частота основного тона составляет 2,53 Гц, а 30-ой формы -10,5 Гц. Широкий диапазон частот ФСК обеспечивает требования СП 358.1325800.2017 по количеству ФСК, требуемых для расчёта сейсмических нагрузок.
У[гЦ]
г
, <
<
< ♦ >
н ом ер фс >рп 1Ы
0 10 20 30
Рисунок 9. Низшие частоты собственных колебаний плотины (получено авторами)
На рис.10 показаны 8 низших ФСК сооружения в нормированном виде. На рисунке слева показаны горизонтальные перемещения ФСК, справа - вертикальные перемещения. В примерно половине ФСК преобладающими являются горизонтальные колебания. Первая ФСК является сдвиговой.
На рис. 11 показано полученное расчётом через ФСК распределение сейсмических ускорений плотины. Оно показано для случая, когда ускорение основания составляет 0,48 g и направлено в сторону нижнего бьефа. Расчёт показал, что максимальное ускорение плотины составило 0,61 g. Зона высоких ускорений располагается на верховом откосе вблизи гребня. Максимальное значение ускорения, которое испытывает ПФС, составляет 0,35 g.
Результаты моделирования работы НДС плотины при особом сочетании нагрузок
По полученным сейсмическим силам был проведён расчёт НДС при особом сочетании нагрузок. Он проводился для двух случаев:
• случай 1 - сейсмическое ускорение основания направлено в сторону нижнего бьефа (НБ);
• случай 2 -оно направлено в сторону верхнего бьефа (ВБ).
На рис. 12 показано распределение дополнительных перемещений плотины и основания при действии сейсмических сил (без учёта перемещений при статических силах). Их следует рассматривать как остаточные перемещения сооружения после окончания землетрясения.
Характер и величина смещений плотины различаются в зависимости от направления сейсмического воздействия. При направлении ускорения в сторону нижнего бьефа смещения меньше по величине (случай 1), чем при направлении в сторону верхнего бьефа (случай 2). В первом случае смещение гребня составляет 24 см (рис. 12а), а во втором - 34 см (рис. 12б). Большие смещения в сторону верхнего бьефа объясняются тем, что большая часть грунта испытывает активное нагружение.
В случае 1 максимум смещений наблюдается в верховой упорной призме и составляет 34 см. В случае 2 максимальное смещение составляет 36 см. Для этого случая характерно
образование зоны разуплотнения грунта в верховой переходной зоне, что является неблагоприятным с точки зрения обеспечения устойчивости плотины.
а) 1-ая форма
V 57,8
V 59,4
V 57,8
V 59,4
V 0
б) 2-ая форма
V 57,8
в) 3-ья форма
V 57,8
д) 5-ая форма
V 57,8
е) 6-ая форма
ж) 7-ая форма
V 57.8
з) 8-ая форма
V 57,8
V 59,4
V 59,4
V 0
г) 4-ая форма
V 57,8 V 59,4
V 59,4
V 59,4
V 57,8
// г ~
V 0
V 57,8
V 57.8
шкала перемещении
V 0
V 57,8 V 59,4
V 0
V 57,8 V 59,4
1 \\1 1
V 0
V 59,4
V59,4
V 0
i r iv .
V 0
-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Рисунок 10. Низшие формы собственных колебаний сооружения (получены авторами)
шкала относительных ускорений (в долях от g)
-0,9 -0,8 -0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Рисунок 11. Горизонтальные ускорения при землетрясении интенсивностью 10 баллов (направление воздействия в сторону нижнего бьефа) (получено авторами) V 57.8_59,4
а)
-30 -25 -20 -15 -10 0 5 10 15 20 25 30
Рисунок 12. Горизонтальные смещения плотины при сейсмическом воздействии: а - при направлении сейсмического воздействия в сторону нижнего бьефа, б - при направлении сейсмического воздействия в сторону верхнего бьефа (получены авторами)
Горизонтальные смещения ПФС при действии сейсмических сил показаны на рис. 13. Они существенно больше, чем смещения при основном сочетании нагрузок. Максимальное смещение составляет в зависимости от варианта: в сторону нижнего бьефа - 13,8^14 см, в сторону нижнего бьефа - 9,2^9,8 см. Следует отметить, что для варианта 1 характерны более интенсивные деформации изгиба, т. к. бетонная форшахта ограничивает свободу смещений.
Из-за деформаций изгиба для верхней части ПФС характерны резкие скачки напряжений на гранях стены (рис. 14). В варианте 1 наблюдается образование растягивающих напряжений в верхней части ПФС (рис. 14а). Они достигают почти 1 МПа на верховой грани стены при сейсмическом воздействии в сторону НБ. При этом на низовой грани сжимающие напряжения
достигают 2,5 МПа. Таким образом, в этом варианте прочность конструкции ПФС не обеспечивается.
-10 -5 0 5 10 15
— вариант 1 (в НБ) —вариант 1 (в ВБ)
— вариант 2 (в НБ) — вариант 2 (в ВБ)
Рисунок 13. Перемещения противофильтрационной стены при сейсмическом воздействии (получены авторами)
В варианте 2 деформации изгиба не столь велики, поэтому растягивающих напряжений в ПФС не возникает, а сжимающие напряжения не превышают 1,6 МПа (рис. 14б). Его можно рекомендовать к применению.
У Гм1т36
-y .mj
с [мпа] f —i—i—ь4
-3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5
— в ВБ: верховая грань
— в ВБ: низовая грань = в НБ: верховая грань = в НБ: низовая грань
0 0.5 1 -1.6 -1.2 -0.8 -0.4
а) вариант 1 б) вариант 2
Рисунок 14. Вертикальные напряжения в противофильтрационной стене при разных случаях сейсмического воздействия и вариантах устройства стены (получены авторами)
Необходимо отметить, что направление сейсмического воздействия по-разному влияет на НДС ПФС. Это выражается в изменении продольных сил. При сейсмическом воздействии в сторону нижнего бьефа в нижней части наблюдается рост сжимающих продольных сил в ПФС, а при направлении в сторону верхнего бьефа - их уменьшение. Аналогичный эффект был обнаружен при исследовании сейсмостойкости диафрагмы перемычки [7]. Его влияние существенно, но не изменяет оценку прочности ПФС. Прочность нижней части ПФС обеспечивается в любом из рассмотренных случаев и вариантов.
Выводы
В условиях высокой сейсмичности основную опасность для работоспособности противофильтрационной стены в основании грунтовой плотины ГЭС «Голубые озёра» представляет угроза потери прочности материала стены на растяжение. Прочность стены может быть обеспечена только при выполнении ряда рекомендаций, которые направлены на уменьшение моментной составляющей в распределении напряжений по толщине.
Во-первых, ПФС должна быть выполнена из глиноцементобетона, близкого по деформируемости к грунту основания. Во-вторых, рекомендуется принять толщину стены минимально возможной (0,6 м). В-третьих, узел сопряжения ПФС с телом грунтовой плотины не должен ограничивать свободу её деформаций во избежание неравномерных деформаций (включая деформации поперечного изгиба). Рекомендуется после устройства стены демонтировать бетонную форшахту.
ЛИТЕРАТУРА
1. Баранов А.Е. Из опыта проектирования и строительства Юмагузинского гидроузла на р. Белой // Вестник МГСУ. 2006. №2. С. 112-122.
2. Саинов М.П. Вычислительная программа по расчету напряжённо-деформированного состояния грунтовых плотин: опыт создания, методики и алгоритмы // International Journal for Computational Civil and Structural Engineering. 2013. Т.9. № 4. С. 208-225.
3. Саинов М.П. Влияние скорости распространения упругих волн в основании на сейсмические нагрузки грунтовых плотин // Вестник МГСУ. 2006. №2. С. 53-62.
4. Grishin, V.A., Deryugin, L.M. Experience in the use of bentonite-cement concrete for repairing the core of the earthfill dam of Kureiskaya HPP // Power Technology and Engineering. March 2006. Volume 40. Issue 2. pp. 90-95.
5. Рассказов Л.Н., Джха Дж. Деформируемость и прочность грунта при расчете высоких грунтовых плотин // Гидротехническое строительство. 1987. №7. С. 3136.
6. Саинов М.П. Методика моделирования нелинейного деформирования грунтов плотины // Вестник Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета. Серия: Строительство и архитектура. 2019. Вып.2(75). С. 20-36.
7. Саинов М.П., Шаймярдянов И.Р. Исследование сейсмостойкости грунтовой перемычки с бетонной диафрагмой // Вестник Евразийской науки. 2018. Том 10. № 3. URL: https://esj.today/PDF/03SAVN318.pdf.
Deviatkin Sergei Vladimirovich
Moscow state university of civil engineering (national research university), Moscow, Russia
E-mail: [email protected]
Sainov Mikhail Petrovich
Moscow state university of civil engineering (national research university), Moscow, Russia
E-mail: [email protected]
Design validation of structural design of the seepage-control wall in the foundation of embankment dam "Blue Lake" HPP
Abstract. Introduction. Rock-earthfill dam 28 m high of water catchment hydro project «Blue Lake» is constructed in complicated engineering-geological conditions. The construction area is referred to seismic active areas; the intensity of maximum design earthquake is 10 points (MSK-64). The dam is rested on a thick layer of soil; seepage-control wall is required to combat with seepage in the foundation. One of the tasks in design validation of the dam structure is analysis of stress-strain state (SSS) of the seepage-control wall (SCW) at usual and unusual load combinations.
Methods. Modeling SSS and seismic stability of the dam was carried out with the aid of the finite-element method. At SSS analysis there was taken into account the non-linearity of soil deformation and contacts between the dam structure elements. High-order finite elements were used to provide the required accuracy of SSS analysis. Seismic loads were determined by linear-spectral methodology, for which the modes of the structure self-oscillations were determined.
Results. SSS analysis at static loads showed that due to construction of SCW not of stiff concrete but of clay-cement concrete its strength is provided at usual load combination. However, at perceiving seismic forces the wall strength may not be provided. The dam crest is subject to seismic acceleration 0.61 g, and SCW up to 0.35 g. Non-uniform distribution of seismic forces causes an additional longitudinal force and a bending moment in the wall. Bending deformations may cause development of tensile stresses in the wall and failure of clay-cement concrete tensile strength.
Conclusion. To provide SCW seismic stability it is necessary to minimize its bending deformations. It is recommended after the wall arrangement to dismantle the concrete foreshaft, because its stiffness restricts free deformations and induces local growth of bending deformations.
Keywords: seepage-control wall; stress-strain state; seismic stability; bending moment; longitudinal force; strength
