CC BY
13
Вестник Евразийской науки / The Eurasian Scientific Journal https://esj.todav 2021, №2, Том 13 / 2021, No 2, Vol 13 https://esj.today/issue-2-2021.html URL статьи: https://esj.today/PDF/11SAVN221.pdf Ссылка для цитирования этой статьи:
Кудрявцев Г.М., Болдин А.А. Расчётное обоснование профиля сверхвысокой каменно-земляной плотины // Вестник Евразийской науки, 2021 №2, https://esj.today/PDF/11SAVN221.pdf (доступ свободный). Загл. с экрана. Яз. рус., англ.
For citation:
Kudryavtsev G.M., Boldin A.A. (2021). Design-basis justification of the ultrahigh earth-and-rockfill dam profile. The Eurasian Scientific Journal, [online] 2(13). Available at: https://esj.today/PDF/11SAVN221.pdf (in Russian)
УДК 626.01; 624.136; 624.137
Кудрявцев Григорий Михайлович
ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет»,
Москва, Россия
Старший преподаватель кафедры «Гидравлики и гидротехнического строительства»
E-mail: gregik@mail.ru РИНЦ: https://elibrary.ru/author_profile.asp?id=689820
Болдин Александр Анатольевич
ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет»,
Москва, Россия Студент магистратуры E-mail: alex.boldin2012@yandex.ru
Расчётное обоснование профиля сверхвысокой каменно-земляной плотины
Аннотация. Сверхвысокие каменно-земляные плотины являются уникальными сооружениями, и их профиль требует тщательного расчётного обоснования.
Для каменно-земляной плотины высотой 330 м нами было выполнено исследование устойчивости откосов по двум методикам. Низовой откос плотины имеет заложение 2, верховой - переменное заложение (2,4 и 2,0). Расчёты были выполнены для двух сочетаний нагрузок: основного и особого, включающего сейсмические нагрузки интенсивностью
9 баллов. Оценка устойчивости откосов осуществлялась по двум методикам расчёта, основанным на методе круглоцилиндрических поверхностей скольжения. Первая методика -это методика Терцаги, в которой силы сопротивления грунта сдвигу определяются только через вертикальные нормальные напряжения. Вторая методика учитывает при определении сил сопротивления сдвигу все компоненты тензора напряжений. Эта методика основана на использовании метода конечных элементов. Она включает в себя следующие расчёты: расчёты напряжённо-деформированного состояния плотины, расчёты сейсмических сил по линейно-спектральной методике с определением частот и форм собственных колебаний, расчёты устойчивости откосов.
Сравнение результатов расчёта по двумя методикам показало, что учёт характера распределения напряжений оказывает существенное влияние на устойчивость откосов сверхвысокой плотины. При использовании второй методики изменение значения коэффициента устойчивости составило около 5 % для основного сочетания нагрузок и около
10 % для особого сочетания нагрузок. При этом при основном сочетании нагрузок происходит
повышение коэффициента устойчивости, а при особом - снижение. Тем не менее, для рассмотренного профиля плотины коэффициенты устойчивости оказались выше нормативных.
Ключевые слова: каменно-земляная плотина; устойчивость откосов; сейсмические нагрузки; напряжённо-деформированное состояние; численное моделирование; сопротивление сдвигу; коэффициент устойчивости
Сверхвысокие грунтовые плотины являются уникальными сооружениями. На данный момент в мире построены лишь 17 грунтовых плотин высотой более 200 м. Ещё несколько плотин строятся или проектируются. Среди них - плотина Рогунской ГЭС, которая строится в Таджикистане. Её проектная высота - 335 м, поэтому после завершения строительства она должна стать самой высокой плотиной в мире. Она превзойдёт по высоте арочную плотину ГЭС Цзиньпин-1 (305 м, Китай) и каменно-земляную плотину Нурекской ГЭС (300 м, Таджикистан) [1].
Конструкции сверхвысоких грунтовых плотин требуют тщательного обоснования. Одной из его важных составляющих является обоснование выбора профиля плотины. С одной стороны, профиль плотины должен быть обеспечивать устойчивость откосов, а с другой - быть наиболее экономичным. Поэтому расчёты устойчивости откосов должны проводится с максимально возможной точностью.
Во-первых, нормативный документ1 требует, чтобы при расчётах устойчивости откосов плотины использовались методы, учитывающие напряжённое состояние сооружения.
Во-вторых, важную роль играет точность определения сейсмических и фильтрационных сил (при наличии). Для её обеспечения необходимо определять частоты и периоды собственных колебаний для реальной конструкции сооружения.
В данном исследовании нами были выполнены расчёты устойчивости откосов сверхвысокой каменно-земляной плотины с учётом более точного определения сейсмических нагрузок на сооружение и напряжённо-деформированного состояния, а также сравнение их результатов с результатами расчётов по более простой методике.
Исследования проводились для условий плотины Рогунской ГЭС. Рогунская плотина запроектирована как каменно-земляная с ядром. Её упорные призмы выполняются из гравийно-галечникового грунта. На поверхности откосов предусматривается устройство антисейсмической пригрузки из горной массы. Ядро плотины выполняется из суглинка, оно запроектировано наклонным.
Проектный профиль плотины имеет следующие заложения откосов: верхового - 2,4, низового - 2,0. В наших расчётах нижняя часть верхового откоса принималась с заложением 2.
Рогунская плотина возводится в сейсмически опасном районе, его сейсмичность составляет 9 баллов по шкале MSK-64. В соответствии с действующими российскими нормами2 при такой сейсмической балльности ускорение основания составляет 0,32 g.
1 СП 39.13330.2012. Плотины из грунтовых материалов. Актуализированная редакция СНиП 2.06.05-84*. - Москва. ФАУ «ФЦС», 2012. - 86 с.
2 СП 358.1325800.2017. Гидротехнические сооружения. Правила проектирования и строительства в сейсмических районах. - М.: Стандартинформ, 2018. - 58 с.
Страница 2 из 17
Введение
11SAVN221
Материалы и методы
Расчёты устойчивости откосов с учётом напряжённого состояния представляют определённые сложности. Первые предложения по методике расчёта были сделаны в [2] около 40 лет назад. В настоящее время распространение получила методика редукции прочностных свойств в процессе выполнения расчётов напряжённо-деформированного состояния (далее -НДС) методом конечных элементов. Такая возможность реализована в вычислительном программном комплексе PLAXIS. Однако её использование при необходимости учёта сейсмических сил затруднено.
Нами была использована иная методика, разработанной в НИУ МГСУ Саиновым М.П. [3]. Она также основана на численного моделировании и позволяет учитывать напряжённое состояние сооружения при расчётной оценке устойчивости откосов, выполнять расчёты с учётом сейсмических сил. С помощью данной методики были выполнены исследования устойчивости откосов ряда грунтовых плотин [5-9].
Методика предусматривает выполнение расчётов в следующей последовательности:
1. Расчёт НДС плотины при статических нагрузках.
2. Определение параметров деформируемости грунтов при восприятии динамических воздействий.
3. Расчёт частот и форм собственных колебаний плотины.
4. Определение сейсмических нагрузок по частотам и формам собственных колебаний плотины.
5. Расчёт НДС плотины при действии статических и сейсмических нагрузок.
6. Расчёт устойчивости откосов плотины.
Для выполнения всех указанных расчётов применялся комплекс вычислительных программ, составленных Саиновым М.П., обеспечивающий взаимосвязь между собой расчётов НДС, сейсмических нагрузок и устойчивости откосов.
Расчёты рассматриваемого профиля проводились в плоской постановке, для плоского сечения плотины максимальной высоты (330 м без учёта заглубления зуба ядра на 5 м). Для выполнения расчётов была составлена конечно-элементная модель сечения плотины, представленная на рис. 1. Она состоит из 1125 конечных элементов, объединённых 1158 угловыми узлами. Для обеспечения необходимой точности расчётов применялись конечные элементы высокого порядка (с кубической степенью аппроксимации перемещений), а приоткосные зоны были разбиты на элементы особо подробно.
Общее количество степеней свободы конечно-элементной модели составило 11052.
Рисунок 1. Конечно-элементная модель поперечного сечения плотины (составлена авторами)
Методика расчётов напряжённо-деформированного состояния сооружения
В соответствии с требованиями СП 39.1330-20123 расчёты НДС плотины проводились с применением нелинейной модели грунта и с учётом её поэтапности возведения и поэтапности наполнения водохранилища. Расчёты НДС выполнялись с помощью вычислительной программы алгоритм и возможности которой описаны в [10].
Схема поэтапности возведения плотины и наполнения водохранилища принималась следующей. Сначала моделировалась послойная отсыпка плотины, а затем - постепенное наполнение водохранилища.
Поведение грунтов описывалось упрощённой нелинейной модели. Модель учитывает, что деформируемость грунта различается при разгрузке и при активном нагружении. Модули деформации при разгрузке принимались в 5 раз больше, чем при активном нагружении. Модуль деформации грунта при активном нагружении определялся с учётом влияния напряжений обжатия [9]. В качестве напряжения обжатия использовалось максимальное главное напряжение а3. Для описания эффекта увеличения модуля деформаций при росте напряжений обжатия использовалась степенная зависимость.
Учитывалось, что в предельном состоянии, при потере сопротивления сдвигу модулю сдвига грунта равен 0. Для определения прочности на сдвиг использовалось условие прочности Кулона. Учитывалось, что у крупнообломочных грунтов угол внутреннего трения уменьшается с ростом нормальных напряжений. Параметры модели грунта указаны в табл. 1.
При расчётах НДС при восприятии сейсмических сил принималось, что модули деформации грунтов в 2 раза меньше, чем действии статических сил.
Таблица 1
Параметры модели для расчётов НДС
Наименование грунта Плотность Параметры деформируемости Параметры сдвиговой прочности
Ps [т/м3] Pw [т/м3] Eö,1 [тс/м2] G1 [тс/м2] k ф0 фк СТк [тс/м2] с [тс/м2]
Гравийно-галечниковый грунт 2,20 1,38 2400 1800 0,65 49° 38° 200 -
Горная масса 2,00 1,25 2400 1800 0,65 50° 34° 150 -
Суглинок ядра 1,98 1,23 200 60 0,40 25° 25° 2,0
Грунт переходных зон 1,80 1,20 2000 1500 0,65 39° 39° -
Обозначения:
р^ рм - плотность грунта соответственно в сухом и во взвешенном состоянии;
Eo,l, О] - соответственно модуль объёмной деформации и модуль сдвига грунта при
напряжении бокового обжатия а = 1 тс/м2;
к - показатель степени;
роо, (рк - углы внутреннего трения грунта соответственно при нулевых напряжениях и при сжимающих напряжениях ак и более; с - удельное сцепление.
3 СП 39.13330.2012. Плотины из грунтовых материалов. Актуализированная редакция СНиП 2.06.05-84*. - Москва. ФАУ «ФЦС», 2012. - 86 с.
Методика расчёта сейсмических нагрузок
Расчёт сейсмических сил осуществлялся в соответствии с линейно-спектральной методикой, установленной в СП 358.132580.20174. Сначала определялись 30 низших форм собственных колебаний (ФСК) сооружения, а затем по ним определялись сейсмические ускорения. Подробнее методика расчётов описана в [8].
Частоты и ФСК колебаний определялись для двух случаев - при НПУ 320 м и при УМО 210 м.
При расчётах ФСК учитывалось, что динамические характеристики грунтов (динамический модуль, скорости распространения упругих волн) изменяются по глубине [11]. Условные глубины рассчитывалась по вертикальным напряжениям, определённым из расчёта НДС при действии статических сил. Полученное расчётом распределение значений динамического модуля грунтов показано на рис. 2. В каменной наброске плотины величина динамического модуля достигала: 4,5 ГПа в низовой упорной призме, 4,0 ГПа в низовой упорной призме и 3,3 ГПа в ядре (рис. 2а).
Методика расчётов устойчивости откосов
Расчёты устойчивости откосов проводились методом круглоцилиндрических поверхностей скольжения с помощью двух вычислительных программ: Otkos (составлена к.т.н. Бестужевой А.С.) и Otkos_N (составлена к.т.н. Саиновым М.П.). Обе программ использует формулу Кулона для определения сил сопротивления сдвигу и позволяет учитывать изменение угла внутреннего трения крупнообломочного грунта в зависимости от напряжений. Однако между двумя программами есть существенные различия.
Программа Otkos 5 использует метод Терцаги, в котором сопротивление сдвигу определяется только через вертикальные нормальные напряжения Оу. Для определения сейсмических сил используются 6 форм собственных колебаний однородной плотины-аналога. Периоды собственных колебаний определяются через скорость распространения упругих волн в материале тела плотины. Не учитывается изменение напряжений Оу при действии сейсмических сил.
40 70 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 400 500 1000
4 СП 358.1325800.2017. Гидротехнические сооружения. Правила проектирования и строительства в сейсмических районах. - М.: Стандартинформ, 2018. - 58 с.
5 Рассказов Л.Н., Бестужева А.С., Малаханов В.В. Расчет устойчивости откосов НА ЭВМ ЕС-1033. Методические указания к выполнению курсового и дипломного проектов / Москва, 1988. Том Часть 1.
0,15 0,2 0,3 0,3 0,32 0,33 0,34 0,35 0,36 0,37 0,38 0,39 0,40 0,41 0,42 0,43
Рисунок 2. Динамические характеристики грунтов (при НПУ): а - динамический модуль; б - коэффициент Пуассона (получено авторами)
Программа 01коБ_К использует результаты НДС для определения сил по формуле Кулона, а результаты расчёта ФСК - для определения сейсмических сил [8]. Программа позволяет определять напряжения по площадке скольжения через все компоненты тензора напряжений. Они принимаются постоянными в рамках одного конечного элемента, поэтому каждый из конечных элементов в модели, использованной в расчётах НДС, разбивался на 25 частей. Общее количество конечных элементов модели, использованной в расчётах устойчивости, составило 28125.
В соответствии с требованиями СП 39.1330-2012 расчёты устойчивости низового откоса проводились при максимальном напоре. Уровень верхнего бьефа принимался равным НПУ 320 м. Расчёты устойчивости верхового откоса проводились при сработанном водохранилище до УМО 210 м.
Результаты
Результаты расчёта НДС при статических нагрузках
Результаты расчёта НДС при статических нагрузках показаны на рис. 3-5 для двух случаев - водохранилище наполнено до НПУ 320 м и до УМО 210 м.
Распределение осадок Иу (рис. 3) и горизонтальных смещений Их (рис. 4) плотины учитывает последовательность формирования НДС при строительстве и наполнении водохранилища.
Максимальные осадки наблюдаются в центре ядра плотины, а в низовой упорной призме они значительно меньше (рис. 3). При УМО осадки ядра достигают 360 см, а низовой упорной призмы 160 см (рис. 3 а).
При УМО НДС плотины формируется преимущественно собственным весом, влияние гидростатического давления мало. После наполнения водохранилища до УМО до НПУ происходит существенный рост горизонтальных смещений. Они увеличиваются с 75 см (рис. 4а) до 126 см (рис. 4б).
Рост смещений сопровождается формирование призмы обрушения в верховой упорной призме. Осадки на поверхности верхового откоса возрастают до 180 см, а осадки ядра - до 430 см (рис. 3б).
-400 -350 -300 -250 -200 -160 -120 -80 -40 0 40 80 120 160 200 240
Рисунок 3. Осадки плотины при статических нагрузках: а - при наполнении водохранилища до УМО; б - при наполнении водохранилища до НПУ (получены авторами)
Таким образом, максимальная осадка плотины составляет 1,3 % от высоты плотины. По своей величине осадка ядра и низовой упорной призме близка к тем, которые наблюдались в Нурекской плотине [1]. В сравнении с результатами моделирования плотины Рогунской ГЭС, выполненным Ореховым В.В. [12], расчётные перемещения плотины несколько меньше.
-180 -160 -140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 130
Рисунок 4. Смещения плотины от статических нагрузок: а - при наполнении водохранилища до УМО; б - при наполнении водохранилища до НПУ (получены авторами)
Полученное путём численного моделирования распределение напряжений показано на рис. 5 (ay) и рис. 6 (ax).
Для распределения вертикальных нормальных напряжений Оу характерно «зависание» ядра на упорных призмах (рис. 5), когда напряжения в ядре существенно меньше, чем в упорных призмах. После полного наполнения водохранилища в верховой упорной призме наблюдается существенное падение напряжений Оу за счёт перехода грунтов во взвешенное состояние (рис. 5б). Также заметно падение напряжений на границе массива обрушения.
шкала напряжений ay [МПа]
-6 -5 -4 -3. -3.0 -2.5 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
Рисунок 5. Вертикальные нормальные напряжения Оу в поперечном сечении плотины при статических нагрузках: а - при наполнении водохранилища до УМО; б - при наполнении водохранилища до НПУ (получены авторами)
Для распределения горизонтальных напряжений Ox характерно различие напряжённого состояния между верховой упорной призмой, с одной стороны, и ядром, низовой упорной призмой, с другой стороны (рис. 6). Ядро и низовая упорная призма сжата по напряжениям Ox, а в верховой упорной призме уровень сжатия мал (рис. 6б).
Результаты определения сейсмических нагрузок
По распределению напряжений Оу при статических нагрузках были определения динамические характеристики грунтов тела плотины (рис. 2).
Для определения сейсмических сил были определены 50 низших частот собственных колебаний (рис. 7) и соответствующие им ФСК (рис. 8). Частота основного тона составила 0,69^0,71 Гц. Такая низкая частота объясняется большой высотой плотины. Основной тон соответствует сдвиговыми колебаниям (рис. 8). При УМО частоты собственных колебаний несколько выше, чем при НПУ (рис. 7).
По формам и периодам собственных колебаний в соответствии с линейно спектральной методикой, установленной в нормативном документе, были определены ускорения при горизонтальном сейсмическом воздействии.
шкала напряжений Ox [МПа]
-4,0 -3,6 -3,2 -2,
-2,4 -2,0 -1,6 -1,2 -0,8 -0,4
0 0,4 0,
1,2 1,6 2,0
Рисунок 6. Горизонтальные нормальные напряжения ах в поперечном сечении плотины при статических нагрузках: а - при наполнении водохранилища до УМО; б - при наполнении водохранилища до НПУ (получены авторами)
Для расчёта были приняты следующие исходные данные. Ускорение основания было принято равным 0,32 Коэффициент кг = 0,30, к2 = 1, к^ = 0,7. При НПУ было принято, что сейсмическое ускорение основания направлено в сторону нижнего бьефа, а при УМО - в сторону верхнего бьефа.
При принятых условиях в обоих случаях (при НПУ и УМО) максимальное ускорение в теле плотины составило 0,24 g (рис. 9). Оно наблюдается на гребне плотины, а также на верховом откосе.
Рисунок 7. Частоты собственных колебаний плотины (получены авторами)
а) 1-ая ФСК
б) 2-ая ФСК
в) 3-ья ФСК
г) 4-ая ФСК
д) 5-ая ФСК
е) 6-ая ФСК шкала значений форм колебаний
-0,99 -0,8 -0,6 -0,4
-0,2
0
Рисунок 8. Первые 6 форм собственных колебаний поперечного сечения плотины (получены авторами)
0,2 0,4 0,6 0,8 0,99
Результаты расчёта НДС с учётом сейсмического воздействия
Для определения НДС при землетрясении полученные сейсмические силы были приложены к сооружению. Принималось, что при восприятии этих сил грунт ведёт себя
упруго-пластически. По результатам расчёта были определены остаточные перемещения плотины после землетрясения. При направлении сейсмических сил в сторону нижнего бьефа максимальное смещение составило 81 см (рис. 10а), а при направлении в сторону верхнего бьефа - 58 см (рис. 10б).
шкала ускорений [м/с2]
-3.6 -3.2 -2.8 -2.4 -2.0 -1.6 -1.2 -0.8 -0.4 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4
Рисунок 9. Горизонтальные ускорения поперечного сечения плотины: а - при направлении сейсмических сил в сторону нижнего бьефа и НПУ; б - при направлении сейсмических сил в сторону верхнего бьефа и УМО (получены авторами)
V320
V330
шкала смещений Ux [см]
-135 -120 -105 -90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90
Рисунок 10. Остаточные горизонтальные смещения поперечного сечения плотины после землетрясения: а - при направлении сейсмических сил в сторону нижнего бьефа и НПУ; б - при направлении сейсмических сил в сторону верхнего бьефа и УМО (получены авторами)
Было определено также напряжённое состояние плотины для обоих случаев. Полученное напряжённое состояние было использовано при расчётах устойчивости откосов для определения сил сопротивления сдвигу.
Результаты расчёта устойчивости откосов
При расчётах устойчивости откосов учитывалось, что угол внутреннего трения ф крупнообломочных грунтов (горной массы, гравийно-галечниковых грунтов) зависит от величины напряжений а. Принятая зависимость ф = Да) показана на рис. 11.
55 ф [°]
Рисунок 11. Зависимость угла внутреннего трения крупнообломочных грунтов от нормальных напряжений (принята авторами)
Результаты расчёта устойчивости откосов методом Терцаги по программе Otkos показаны на рис. 12-15. При основном сочетании нагрузок коэффициент устойчивости низового откоса составил 1,67 (рис. 12), а верхового - 1,62 (рис. 13). Наиболее опасные кривые обрушения проходят через гравийно-галечниковый грунт. Кривые обрушения верхового откоса затрагивают наклонное ядро. При особом сочетании нагрузок (с учётом сейсмических нагрузок) коэффициент устойчивости низового откоса составил 1,34 (рис. 14), а верхового -1,20 (рис. 15).
Рисунок 12. Результаты расчёта методом Терцаги устойчивости низового откоса при основном сочетании нагрузок (получены авторами)
Рисунок 13. Результаты расчёта методом Терцаги устойчивости верхового откоса при основном сочетании нагрузок (получены авторами)
Рисунок 14. Результаты расчёта методом Терцаги устойчивости низового откоса при особом сочетании нагрузок (получены авторами)
Результаты расчёта устойчивости откосов с учётом напряжённого состояния по программе 01коБ_К показаны на рис. 16-17. При основном сочетании коэффициенты устойчивости составили: низового - 1,755 (рис. 16), верхового - 1,739 (рис. 17). В сравнении с результатами расчёта методом Терцаги полученные коэффициенты устойчивости примерно на 0,10^0,12 единиц больше. В процентном отношении увеличение невелико - примерно на 6^7 %
больше. Эффект повышения коэффициента устойчивости на основное сочетание нагрузок при учёте напряжённого состояния был обнаружен ранее в работах [6; 7].
Рисунок 15. Результаты расчёта методом Терцаги устойчивости верхового откоса при особом сочетании нагрузок (получены авторами)
При особом сочетании коэффициенты устойчивости составили: низового - 1,212 (рис. 16), верхового - 1,339 (рис. 17). Кривые скольжения заглублены в тело плотины и затрагивают ядро. В обоих случаях коэффициенты устойчивости оказались больше нормативного для особого сочетания нагрузок (1,14).
В сравнении с методом Терцаги коэффициент устойчивости низового откоса уменьшился (с 1,34 до 1,21), а верхового - увеличился (с 1,20 до 1,34). Отличия довольно существенны - около 10 %.
Рисунок 16. Результаты расчёта устойчивости низового откоса с учётом напряжённого состояния (получены авторами)
Одной из причин отличий является учёт изменений напряжённого состояния, произошедших при восприятии сейсмических сил. Расчёт устойчивости откосов по напряжённому состоянию, соответствующему НДС при действии статических сил, показал
следующие результаты: коэффициент устойчивости низового откоса - 1,39, верхового откоса 1,42.
Рисунок 17. Результаты расчёта устойчивости верхового откоса с учётом напряжённого состояния (получены авторами)
Обсуждение
По результатам расчётов были сделаны следующие условия:
1. Характер напряжённого состояния сверхвысокой каменно-земляной плотины оказывает заметное влияние на величину коэффициента устойчивости её откосов. При основном сочетании нагрузок его учёт позволяет выявить дополнительный запас устойчивости, а при особом - наоборот.
2. Расчёты позволили оценить погрешность метода Терцаги по определению запаса устойчивости откосов в 5^10 %.
ЗТ*к чу ЧУ ЧУ
. Рассмотренный профиль сверхвысокой каменно-земляной плотины высотой 330 м обладает необходимым запасом устойчивости.
ЛИТЕРАТУРА
1. Соколов И.Б., Марчук А.Н., Царев А.И., Алипов В.В., Кузьмин К.К., Кузнецов В.С., Александровская Э.К., Павлов В.Л. Напряженное состояние плотин при поэтапном вводе в эксплуатацию Саяно-Шушенской и Нурекской ГЭС // Гидротехническое строительство. 1986. №1. С. 12-16.
2. Ломбардо В.Н., Грошев М.Е., Олимпиев Д.Н. Учет напряженно-деформированного состояния при расчетах устойчивости откосов грунтовых плотин // Гидротехническое строительство. 1986. №7. С. 16-18.
3. Саинов М.П. Методика расчета устойчивости откосов по пространственным поверхностям скольжения в виде эллипсоида вращения // Вестник МГСУ. 2013. №4. С. 188-200.
4. Саинов М.П., Карбивник Н.А. Устойчивость откосов грунтовой плотины с учётом пространственных условий восприятия нагрузок // Гидротехническое строительство. 2010. №11. С. 20-22.
5. Саинов М.П. Исследование устойчивости откоса плотины по пространственным поверхностям скольжения // Гидротехническое строительство. 2013. №2. С. 2228.
6. Саинов М.П., Гапеев Д.С., Кудрявцев Г.М. Влияние напряжённого состояния каменно-земляной плотины на устойчивость её откосов // Интернет-журнал «Науковедение». 2017. 9(6). https://naukovedenie.ru/PDF/72TVN617.pdf.
7. Кудрявцев Г.М., Саинов М.П., Куксов А.С., Пасечник К.Д. Влияние напряжённого состояния каменно-набросной плотины с тонким экраном на устойчивость её откосов // Интернет-журнал «Науковедение». 2017. 9(6). URL: https://naukovedenie.ru/PDF/158TVN617.pdf.
8. Саинов М.П., Девяткин С.В. Расчётное обоснование конструкции противофильтрационной стены в основании грунтовой плотины ГЭС «Голубое озеро» // Вестник Евразийской науки. 2020. №3. https://esj .today/PDF/11SAVN320.pdf.
9. Подвысоцкий А.А., Саинов М.П., Волков Д.В. Работоспособность конструкции каменнонабросной плотины с бетонным экраном для условий Пскемской ГЭС // Строительство: наука и образование. 2020. Т.10. Вып.1. Ст.3. URL: http://nso-journal.ru. DOI: 10.22227/2305-5502.2020.1.3.
10. Саинов М.П. Авторская вычислительная программа для исследований напряжённо-деформированного состояния грунтовых плотин // Вестник Евразийской науки. 2020. №3. https://esj.today/PDF/77SAVN320.pdf.
11. Саинов М.П. Влияние скорости распространения упругих волн в основании грунтовых плотин на сейсмические нагрузки // Вестник МГСУ. 2006. №2. С. 5362.
12. Орехов В.В., Алексеев Г.В. Оценка безопасности плотины из грунтовых материалов // Строительные материалы и изделия. 2019. №2(4). С. 45-49. DOI: 10.34031/2618-7183-2019-2-4-45-49.
Kudryavtsev Grigoriy Mikhaylovich
Moscow state university of civil engineering (national research university), Moscow, Russia
E-mail: gregik@mail.ru PHH^ https://elibrary.ru/author_profile.asp?id=689820
Boldin Aleksandr Anatolyevich
Moscow state university of civil engineering (national research university), Moscow, Russia
E-mail: alex.boldin2012@yandex.ru
Design-basis justification of the ultrahigh earth-and-rockfill dam profile
Abstract. Ultrahigh earth-and-rockfill dams are unique structures, and their profile requires careful design justification.
For an earth-and-rockfill dam with a height of 330 m, we carried out a slope stability study using two methods. The lower slope of the dam has a position of 2, the upper slope has a variable position (2.4 and 2.0). The calculations were performed for two load combinations: main and special, including seismic loads with an intensity of 9 points. The slope stability assessment was carried out according to two calculation methods based on the circular-cylindrical sliding surfaces method. The first technique is the Terzaghi technique, in this technique the shear resistance forces of the soil are determined only through vertical normal stresses. The second technique takes into account all stress tensor components when determining the shear resistance forces. This technique is based on the finite element method. It includes the following calculations: dam stress-strain state calculations, seismic forces calculations using the linear-spectral method with the determination of frequencies and modes of natural vibrations, slope stability calculations.
Comparison of the calculation results using the two methods showed that taking into account the stress distribution nature has a significant effect on the ultrahigh dam slopes stability. When using the second technique, the change in the stability coefficient value was about 5 % for the main loads' combination and about 10 % for a special loads' combination. In this case, with the main loads' combination, the stability coefficient increases, and decreases with a special combination. Nevertheless, for the considered dam profile, the stability coefficients turned out to be higher than the normative ones.
Keywords: earth-and-rockfill dam; slope stability; seismic loads; stress-strain state; numerical modeling; shear resistance; stability coefficient
