автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Консолидация и напряженное состояние каменно-земляных плотин в период строительства и начального наполнения водохранилища

п- -I Государственный Комитет Российской Федерации ' ' ° ' по высшему образованию

Российский Университет Дружбы Народов

УДК 627.824.3'7.012.2 На правах рукописи

Эдмундо Флорес Суньига

КОНСОЛИДАЦИЯ И НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ КАМЕ! 1 НО-ЗЕМЛЯНЫХ ПЛОТИН В ПЕРИОД СТРОИТЕЛЬСТВА И НАЧАЛЬНОГО НАПОЛНЕНИЯ ВОДОХРАНИЛИЩА

(05.23.07 - гидротехническое и мелиоративное строительство)

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва-

1994

Работа выполнена на кафедро гидравлики к гидротехнических сооружений Российского Университета Дружбы Нароцов

Научный руководитель

кандидат технических наук, доцент Ю.П. Ляпичев

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

старший научный сотрудник В.Г. Мельник кандидат технических наук,

старший научный сотрудник М.Е. Грошев

Ведущая организация - Государственный проектно-изыска-тельный и научно-исследовательский институт Гидропроект

Защита ...диссертации состоится " февраля 1994 г. в ""час на заседании специализированного совета К 053.22.21 в Российском Университете Дружбы Народов по адресу: 117302, ГСП-1, Москва, ул. Орджоникидзе, 3.

С диссертацией можно ознакоииться в научной библиотеке Российского Университета Дружбы Народов по адресу: 117198, Москва, ул. Миклухо-Маклая, д. 6.

Автореферат разослан /С? . февраля 1994 г.

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук.

доцент

0Б1ЦАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы и постановка задачи. В последние десятилетия интенсивное плотиностроение в развивающихся странах и, в особенности, в странах Латинской Америки и, в частности, Центральной Америки характеризуется преобладающим (85% случаев) строительством грунтовых плотин в основном средней высоты (40-100 м). Среди этих плотин - камекно-земляные: Чонгон (55 м, Эквадор), Сабанета (60 м, Доминиканская республика), Серрос Гранде (90 м, Сальвадор), Лос Лаурелес (60 м, Гондурас) и др.

В то же время недавно построены и строятся высокие и сверхвысокие каменно-земляные плотины такие как Чикоасен (261 м, Мексика) , Гуавно (245 и, Колумбия), Чивор (237 м, Колумбия), Пуэбло Бьехо (137 м, Гватемала), проектируются - Ворука (236 м, Коста-Рика), Ла Миель (185 м, Колумбия), Наранхито (120 м, Гондурас), Сан Фернандо (113 и, Гондурас) и ряд других грунтовых плотин.

Характерной особенностью большинства из перечисленных ка-менно-земляных плотин является использование в качестве глинистых материалов ядер сильно переувлажненных пластичных раанозер-нистых элювиальных суглинков и супесей (лютитов, салролитоз, ли-молитов, латеритов и др.) - продуктов полного выветривания и разрушения полускальных и скальных пород (песчаников, сланцев, туфов, гранитов, базальтов и др.).

Ввиду этого в глинистых ядрах и экранах этих плотин, часто строящихся без строгого контроля плотности-влажности глинистого грунта и недостаточно хорошо оснащенных контрольно-измерительной аппаратурой, развивается во время строительства высокое поровое давление воды, приводящее к значительному снижению прочности на сдвиг, образованию трещин в ядре и оползанию откосов плотин в конце строительства и начальный период эксплуатации.

Поэтому проблема достоверности расчета порового давления консолидации и напряженно-деформированного состояния (НДС) в каменно-земляных плотинах с ядрами и зонами из переувлажненных пластичных глинистых грунтов в конце их строительства и при начальном наполнении водохранилища является чрезвычайно актуальной задачек для стран Центральной Америки и, в частности, Гондураса.

Достоверность результатов расчетов НДС и порового давления консолидации в таких грунтовых плотинах, оценка трещиностойкости и их устойчивости зависит прежде всего от того, является ли решаемая задача связанной, т.е. решаются ли совместно уравнения неразрывности (консолидации), равновесия и состояния грунта или

определяются ли одновременно норовое давление воды и эффективные напряжения в скелете глинистого грунта. При этом должно учитываться взаимодействие всех трек фаз этого грунта и сжимаемость воздухосодержащей воды, нелинейные деформационные характеристики грунтов всех зон плотины, включая переходные зоны, реальный график возведения плотины и наполнения водохранилищ и т.д.

Критерием достоверности результатов этих расчетов является соответствие их данным натурных наблюдений за поведением камен-но-земляных плотин-аналогов по своим геометрическим, конструктивным и геотехническим параметрам проектируемым плотинам.

Необходимо также учитывать экономическую целесообразность и важность проведения расчетов НДС и консолидации на начальных стадиях проектирования, когда рассматриваются различные варианты плотин, в т.ч. грунтовых, и выбирается основной вариант.

Дель работы. Целью диссертационной работы являются:

а) Оценка достоверности нормативных методов расчета порового давления консолидации в каменно-земляных плотинах и уточнение некоторых расчетных положений для этих плотин.

б) Изучение современных методов и программ расчета НДС и парового давления консолидации в этих плотинах с использованием нелинейных моделей грунтов.

в) Разработка метода и программы расчета плоской нелинейной и связанной задачи НДС и порового давления консолидации (в рамках деформационной теории пластичности и фильтрационной теории консолидации квазидвухфазного грунта) в каменно-земляных плотинах при действии статических нагрувок в строительный и начальный эксплуатационный периоды.

г) Проведение с помоафю разработанной программы расчетных параметрических исследований влияния основных геометрических и геотехнических параметров материалов ядра, переходных зон и боковых призм и режимов начального наполнения водохранилища на НДС и консолидацию каменно-земляной плотины средней высоты.

Основные задачи работы определялись необходимостью всестороннего исследования следующих вопросов, связанных с решением поставленных целей.

1. В результате анализа и обобщения натурных данных за консолидацией и НДС каменно-аемляных плотин в период строительства и начальной эксплуатации и сравнения этих данных с результатами расчетов порового давления консолидации и устойчивости уточнить некоторые положения нормативных методов расчета консолидации. 2

2. Изучить и прашгалюкропотв содртмшт.«? кеадш й

мы расчета НДС и порового давления консолидации в каменно-земляных плотинах с использованием нелинейных моделей грунтов и выбрать оптимальную модель, наиболее проверенную трехосными опытами и практикой ее использования в подобных расчетах.

3. С помощью отлаженной программы провести расчетные параметрические исследования влияния основных геометрических характеристик ядра (узкое и широкое центральное, наклонное) и геотехнических параметров материала ядра (пластичное или жесткое), переходных зон и боковых пркзм (жесткие или податливые) на НДС и консолидацию каменно-земляной плотины средней высоты с учетом постепенности ее возведения при двух различных режимах наполнения водохранилищ (одновременное со строительством - длительное и после его окончания - быстрое).

Научная: новизна работы. Впервые разработана методика, алгоритм и программа связанного расчета НДС и консолидации грунтовых плотин с использованием нелинейной гиперболической модели грунтов и теории Био-Флорина консолидации квазидвухфазного глинистого грунта с учетом сжимаемости воздухосодержащей воды, различных графиков возведения плотины, наполнения и сработки водохранилища.

В результате расчетных параметрических исследований с помощью разработанной программы исследовано влияние основных геометрических и геотехнических характеристик ядра, переходных зон и боковых призм, режимов наполнения водохранилища на НДС и консолидацию каменно-земляной плотины средней высоты.

Достоверность основных результатов исследований и выводов диссертации подтверждается результатами проведенного анализа и обобщения данных натурных наблюдений за поведение каменно-земляных плотин в период их строительства и начальной эксплуатации.

Практическая ценность работы:

1. Уточнены некоторые ватные расчетные положения нормативных методов расчета консолидации каменно-земляных плотик, позволяющие получить более достоверные результаты расчетов.

2. Разработан достаточно простой и достоверный метод связанного расчета НДС и консолидации грунтовых плотин, позволяющий учитывать основные конструктивно - технологические особенности этих плотин и факторы, влияюлще на поведение грунтовых материалов при действии статических нагрузок при различных графиках

3

строительства плотины, наполнения и опорожнения водохранилища.

3. Разработанная программа может быть использована на более ранних стадиях проектирования плотины, когда применение других более сложных программ с использованием упруго-пластических моделей грунтов затруднено или невозможно. Это позволяет заранее обосновано выбрать рациональную и экономичную конструкцию грунтовой плотины и б дальнейшем провести оптимизацию ее конструкции и технологии возведения с учетом уточненных геотехнических характеристик грунтовых материалов, реальных графиков строительства плотины, начального наполнения и опорожнения водохранилища.

Апробация результатов работы. Материалы диссертации докладывались на XXVII, XXVIII и XXIX конференциях профессорско-преподавательского состава инженерного факультета РУДН (Москва 1991, 1992, 1993 г.г.).

Публикации. По теме диссертационной работы опубликована 1 работа объёмом 0,5 п.л., 1 работа (0,7 п.л.) сдана в издание.

Объём диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов и списка литературы, насчитывающего наименований, в т.ч. иностранных авторов. Работа изложена на страницах машинописного текста, в т.ч. таблиц и рисунков.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации для плотиностроения в условиях Центральной Америки и, в частности, Гондураса, сформулирована основная цель и задачи исследования, показана научная новизна и практическая ценность решаемых задач.

В первой глазе рассматриваются результаты анализа обширного материала по натурным наблюдениям за поровом давлением и НДС в нескольких десятках грунтовых плотин, дополненного каменно-земляными плотинами, построенными в странах Латинской Америки. Получены графики зависимости максимальных величин коэффициентов порового давления воды «=и/гГр'Ь (и-максимальное пороков давление, т/кв.м; тГр-плотность глинистого грунта, т/куб.м; И - высота вышележащего грунта, м) к концу строительства от отклонения влажности грунта при укатке от оптимальной (йа-Шук-«опт) для шести типов грунтовых плотин:

I - земляные однородные плотины из глинистых грунтов без внутреннего дренажа; 4

II, III - земляные однородные плотины из глинистых грунтов с внутренним центральным или наклонным дренажом; грунтовые плотины с широкими глинистыми зонами или ядрами (Вя/НПл > 1,0);

IV, V - каменно-земляные плотины с относительно неширокими ядрами (0,5 < Вя/НПд < 1,0) и земляные однородные плотины из глинистых грунтов с горизонтальными дренажами;

VI - каменно-земляные плотины с узкими ядрами (Вя/НПл<0,п).

В грунтовых плотинах I типа повышение влажности глинистого грунта при укатке выше оптимальной ка приводит к увеличению коэффициента норового давления а в среднем вдвое (с 0,3-0,4 до 0,6-0,8) и к опасности сползания откосов плотины. Устройство в этих плотинах внутреннего центрального дренажа (т.е. переход с I типа на II тип) позволяет снизить коэффициент а в среднем с 0,6-0,8 до 0,3-0,5, т.е. до относительно безопасных величин.

Наибольшее рассеивание пороЕсго давления ив в земляных однородных плотинах из глинистых переувлажненных грунтов (тип 1,11) достигается при устройстве в верховой и низовой призмах горизонтальных дренажей с шагом 6-10 и по высоте (т.е. переход на тип V). В этом случае ив снижается в 4-5 раза по сравнению с однородной плотиной без дренажей (тип I) и в 1,5-2 раза по сравнению с плотиной с центральным внутренним дренажом (тип II). Переувлажнение глинистого грунта в земляной плотине с горизонталькыш дренажами (тип V) может допускаться до +(5-6)% при этом коэффициент а не превысит 0,5.

В каменно-земляных плотинах с относительно широкими глинистыми ядрами (тип IV) увеличение влажности глинистого грунта при укатке выше оптимальной на (1-2)% приводит к увеличению коэффициента а в среднем с 0,2-0,3 до 0,4-0,6. Такое же переувлажнение грунта в узких ядрах (тип VI) приводит к значительно меньшему увеличении коэффициента а в среднем с 0,1-0,2 до 0,3-0,35. Однако, с учетом значительного арочного эффекта в ядрах коэффициент а, отнесенный к вертикальному полному напряжению 6У, т.е. ос(бу)- и/бу возрастает по сравнению с л-и/Тгр'Ь в узких ядрах в 1.5-1,7 раза, а в относительно широких з 1,2-1,5 раза.

Установлено решающее влияние отклонения влажности й&> на весь характер изменения ив в процессе возведения плотины: при влажности грунта Шук^спт неширокого ядра (тип IV) коэффициент а в шишей половине ядра в начале строительства составляет 0,70,9 и затем снижается до 0,5-0,6 несмотря на то, что скорость роста плотины по высоте к концу строительства увеличивается.

Установлено, что консолидация центральной части и нижней половины узких и относительно широких ядер (при Вя/НПл < 1,0) при влажности грунта о>ук>о)опг происходит в условиях, близких к закрытой системе, вследствие быстрого дренирования поровой воды из наружньк зон ядра, где вертикальные напряжения бу в 1,4-1,6 раза превышают 6У напряжения в центральной части ядра. Это приводит к уменьшению коэффициента фильтрации в наружных зонах ядра в 3-5 раз, вследствие уменьшения пористости грунта и резкому замедлению дренирования поровой воды из центральной части ядра.

На основе обобщения натурных данных и проведенных в главе 2 расчетов устойчивости ряда грунтовых плотин с использованием натурных значений ив составлена таблица допустимых переувлажнений ( Дш-шук-ыопт ) различных глинистых грунтов в грунтовых плотинах различного типа для получения требуемых коэффициентов уплотнения грунта при допустимом поровом давлении консолидации.

Влияние начального наполнения водохранилища на цв консолидации тем больше, чем больше установившееся фильтрационное давление Рф превышает паровое давление ив на рассматриваемой отметке ядра. Это влияние Рф выражается в постепенном (в течение 1-3 месяцев) повышении ив до Р® в зависимости от коэффициента фильтрации грунта ядра. В тех плотинах, в которых до наполнения водохранилища уже возникло высокое ив , превышающее Рф, влияние водохранилища выражается в увеличении горизонтальных напряжений бх в верховой узкой зоне ядра и увеличении значений ив до Рф.

Натурные данные указывают на значительную фильтрационную анизотропность послойно укатанных глинистых ядер, выражающуюся в 5-25-кратном превышении коэффициента фильтрации в горизонтальном направлении по сравнению с вертикальным, т.е. Кх/Ку - 5-25. Эта анизотропность относится к центральной части ядра, что увеличивает разницу между отношением Кх центральной части и наружных зон, которая достигает 10 и замедляет дренирование поровой воды из центральной зоны не только узких, но и широких ядер.

В главе 2 на основе ранее выполненного обобщения натурных данных проанализированы основные расчетные положения нормативных и ведомственных методов расчета порового давления консолидации ив (методов ЛПЙ - Флорина, ВОДГЕО, НИС Гидропроекта, ВНМИГ). Показано, что основным недостатком этих методов является допущение о равномерном законе распределения полных вертикальных напряжений бу-Ггр" Ь, что не имеет ничего общего с реальной картиной распределения бу не только в узких, но и в широких ядрах, харак-6

теризующихся значительным арочным эффектом и значительным ухудшением условий дренирования поровой воды из ядра.

Сравнение результатов расчетов иа в глинистых ядрах некоторых плотин, при и)уК)0)опт по методу ВОДГЕО и НИС Гидропроекта по схеме трехфазного грунта при бу-гГр'Ь, с данными натурных наблюдений ив в этих плотинах показало, что натурные значения ив существенно превышают расчетные значения ив. Это подтверждает необходимость учета в расчетах ав, НДС ядра и соседних зон и замедления дренирования поровой воды из центральной части ядра вследствие быстрого ее оттока из узких наружных зон ядра, их уплотнения и уменьшения коэффициента фильтрации. Несколько меньшее расхождение результатов расчетов ив по этим методам и натурных данных наблюдается в случае глинистых ядер при «ук<Цзпт-

Учет натурных значений напряжений бу в ядре в обеих случаях влажности грунта (выше или ниже оптиума) в расчетах иа по методам ВОДГЕО, НИС Гидропроекта, ЛПИ приводит, в целом, к сближению натурных и расчетных значений ив.

Вышеизложенное подтверждается данными натурных наблюдений за ив в глинистых ядрах многих плотин, уложенных при влажности <1>ук?ь)олт (Ерайен, Селсет, Мангда, Чарвачская, Нурекская и др.). Консолидация ядер этих плотик происходила в условиях близких к закрытой системе и коэффициент ог в нижней половине ядра течение всего периода строительства сохранялся равным 0,6-0,9. Поэтому результаты расчетов иЕ в этих плотинах по вышеуказанны!,! методам не соответствовали натурным значениям ив.

Ввиду вышеизложенного вводится понятие о коэффициенте сопротивления горизонтальному оттоку поровой воды из ядра ша. С помощью метода конечных разностей (МКР) решается плоская задача фильтрационной консолидации двухфазного грунта ядра. Получены графики зависимости степени консолидации ядра во времени при различных соотношениях ¡сирины и высоты ядра и различном коэффициенте сопротивления горизонтальному оттоку поровой воды.

В связи с тем, что перечисленные методы расчета, в целом, занижают значения и-я, были рассмотрены условия применимости схемы закрытой системы в расчетах ив в глинистых ядрах, уложенных при влажности грунта равной или выше оптимальней.

Показано, что условия закрытой системы (а '} 0,8) выполняются для центральной зоны ядра шириной 0,8 8Я при уменьшении коэффициента фильтрации Кх в наружных зонах ядра шириной по 0,1 Вя в среднем в 5 раз по сравнению с Кх центральной зоны при вели-

7

чине критерия консолидации С<0,02 для широких и CAO,Об для узких ядер, что заметно выше нормированного значения С-0,015.

Установлено также, что учет проницаемости скального основания плотины в расчетах консолидации ядра следует производить, если коэффициент фильтрации основания в вертикальном направлении Ку не менее чем в 10 раз превышает Ку грунта ядра.

С целью общей оценки влияния коэффициента порового давления й на минимальный коэффициент запаса устойчивости Ка(мин) каменно- земляных плотин с широкими ядрами к концу их строительства для ряда зтйл плотин были выполнены контрольные расчеты устойчивости низовых откосов по методу А.А.Ничипоровича с учетом натурных значений порового давления ив и фактических расчетных характеристик грунтов. Полученная зависимость K3(mhh)-í(а) показывает большое влияние коэффициента а в переувлажненных глинистых грунтах широких ядер каменно-земляных плотин на устойчивость их откосов в конце строительства.

Повышение коэффициента ос в среднем на 20Х в диапазоне его изменения от 0,2 до 0,6 (ас учетом арочного аффекта в ядре с 0,3 до 0,9) приводит к снижению К3(мин) в среднем на 10-15%.

В главе 3 выполнена оценка современных методов расчета НДС и консолидации каменно-земляных плотин и математических моделей грунтов в рамках деформационной теории пластичности. Основы теории консолидации были заложены в 1925 г. К.Терцаги и получили дальнейшее развитие в работах М.Био, Н.М.Герсеванова, А.Л.Голь-дина, Л.В.Горелика, Р.Джибсона, Ю.К.Зарецкого, З.Г.Тер-Мартиро-сяна, В.А.Флорина, Н.А.Цьгтовича, А.Шифмана, С.Хванга и др.

Дана общая оценка современного состояния фильтрационной теории консолидации глинистых грунтов в постановке Био - Флорина. Использование теории консолидации Био - Флорина в настоящее время значительно расширилось в связи с появившимися возможностями решения связанных аадач теории упругости и консолидации численными методами и, прежде всего, методом конечных элементов (МКЭ).

Впервые расчет НДС грунтовых плотин с помощью МКЭ (плоская линейная задача) был выполнен Р.Клафом и Р.Вудвардом в 1967 г. В дальнейшем расчеты НДС грунтовых плотин производились в основном с использованием моделей нелинейно деформируемого грунта.

Изучению закономерностей нелинейного характера деформируемости глинистых, песчаных и гравелистых грунтов в том числе ди-латансии (разуплотнения при сдвиге), неоднозначности связи между напряжениями к деформациями (Елияние траектории нагружения и ви-8

да напряженного состояния) посвящены работы ряда отечественных ученых (Э.й.Воронцов, С.С.Вялов, Ю.К.Зарецкий, Б.И.Дидух, И.Н.Иващенко, В.А.Иоселевич, А.Л.Крыжановский, Г.М.Ломиве, Ю.П.Ляпичев, В.Г.Мельник, Л.Н.Рассказов, Б.Д.Чумичев и др.) и зарубежных (А.Бишоп, Д.Дункан, К.Роско, R.Ckot, А.Скофилд и др).

С использованием нелинейных моделей грунтов, а т.ч. упруго-пластических, было выполнено большое число расчетов НДС грунтовых плотин. Среди этих работ следует отметить отечественные работы (в хронологическом порядке) Л.Н.Рассказова, М.В.Витенберга, А.К.Бугрова, А.Л.Гольдина, Ю.К.Ззрецкого, В.И.Ломбардо, В.В.Орехова, М.5.Трошева, Д.И.Олимпиева, Ю.П.Ляпичева и других. Среди зарубежных работ следует отметить работы А.Десая, Дж.Дункана и Ч.Чанга, Ф.Кулхау и Т.Гуртовски, М.Долежаловой, Д.Нейлора, Д.Пе-нмана, Н.Скермера, X.Шарма и Г.Наяка и других.

Значительно меньшее число работ было посвящено решению связанных задач НДС и консолидации глинистых ядер (квазидвухфазных или двухфазных грунтов), выполненных (в хронологическом порядке) З.Эйзенштейном и C.Roy, К.Спиросом и Х.Кааре, А.Л.Гольдиным, Дж. Дунканом и Ч.Чангом, Ю.К.Зарецким и В.И.Ломбардо, В.В.Ореховым, Д.Н.Олимпиевым, Ю.П.Ляпичевым и другими учеными.

Учет консолидации глинистых ядер в связанных задачах расчета НДС каменно-земляных плотин позволяет получить значительно более достоверную картину НДС этих плотин в конце строительного периода и наполнении водохранилища. Согласно официальной статистике СКГБ по авариям грунтовых плотин именно в этот период происходит их наибольшее количество аварий и разрушений.

Все выаерассмотренные методы и программы расчета обладают своими достоинствами и недостатками. Наиболее совершенными являются методы, основанные на совместном решении уравнений равновесия и неразрывности и уравнений, описывающих фильтрацию перовой воды в пластически деформируемой среде.

В этой связи наиболее перспективными моделями грунтовых материалов являются модели, основанные на теории упрочняющейся пластической среды с ассоциированным законом течения: модели критического состояния грунта с купольной поверхностью нагруже-ния и, прежде всего, модель Кзм-Хлей группы К.Роско из Кэмбридяа и модель Ю.К.Зарецкого и В.И.Ломбардо с сингулярной кусочко-гладкой поверхностью нагружения. Однако, применение этих более сложных моделей на более ранних стадиях проектирования плотины затруднено или невозможно ввиду отсутствия данных специальных

9

трехосных испытаний грунтов и недостаточно большого объема накопленных экспериментальных данных. Поэтому в настоящей работе была использована проверенная экспериментами и практикой расчетов нелинейная гиперболическая модель, что позволит использовать разработанный метод связанного расчета НДС и консолидации грунтовых плотин на более ранних стадиях их проектирования.

В главе 4 излагаются методика и алгоритм связанного расчета НДС и консолидаци порового давления грунтовых плотин, построенные на основе решения полной системы дифференциальных уравнений теории консолидации Био-Флорина, квазидвухфазных частично водо-насьаценных глинистых грунтов. Эта система уравнений состоит из уравнений равновесия и неразрывности в тензорной форме:

о[е/\ + + Р*\

I5,3 13 ,3. г *

О, (1,/=1,2)

7

РМ 1

0 + „Ые) Р

М

(1)

,(е/)

где и ¿у ' - компоненты тензора эффективных напряжений: Р("" - по-ровое давление воды; Г - компоненты вектора массовых сил; р -плотность грунта; Кф - коэффициент фильтрации; е - объёмная деформация скелета грунта; п - пористость; а - модуль объёмной сжимаемости смеси воды-воздух; ,j - дифференцирование по координате /; - символ Кронекера; (•) - производные по времени.

Для решения краевой задачи система уравнений (1) дополняется начальными и граничными условиями, геометрическими соотношениями Ковш и уравнениями состояния всех фаз грунта.

Модуль объёмной сжимаемости смеск вода-воздух опре-

ляется через степень водонасыщения грунта, с помопгью зависимости, полученной на основе законов Бойля-Мариотта и Генри:

! /а

(ад)

1/Р

Ы

(2)

где т) - постоянная растворимости воздуха в воде; ж - постоянная закона Бойля-Мариотта; р;1' - поровое давление воды.

В качестве нелинейной модели грунта используем гиперболические зависимости, описывающие изменения модуля Юнга и коэффициента Пуассона в процессе деформирования грунта.

Для решения системы дифференциальных уравнений (1) ислоль-

зован МКЭ ка основе подхода Галеркина-Бубнова с использованием треугольных элементов второго порядка. Принимая, что скорость изменения объёмной деформации грунта и скорость изменения норового давления меняются линейно за достаточно малый промежуток времени А? , после интегрирования по области плотины и конечным элементам получим систему матричных уравнений:

i+Дt г+Иь

ПШб} + [СКР} = -Ш - [КаНа} ,

[С]Г{<3}- [[Я]— + [*]]{Р} = (3)

ь ( кг , t = [С]т{е> + ([Я]— - [й]](Р} ,

где {6} - вектор перемещений узлов области; [Р] - вектор величин порового давления в узлах области; (?) - вектор узловых сил.

я я т

[Я] = 2 -Г вТ1)МА • [С] = 2 / [^зт{Йг}2] т^йл ,

1 А 1 А

я * п

1Н] = Ц ВТ1Кф]МА , [И] = I / — Ш^Ю,^ , (4)

1 А !

N

[Я0] = ^ X ВтагОА , В = [АНЮг , В = [СНЮ, 1 -А

N - число элементов в области; А - площадь элемента; -СМ} - функция формы элемента; [В] - матрица геометрических размеров элемента; [0] - матрица деформационных характеристик.

Решение системы матричных уравнений (4) производится с помощью МКЭ с использованием треугольных элементов второго порядка. Для ускорения сходимости решения и уменьшения времени счета используется комбинация методов тангенциальной жесткости и начакь-ных напряжений. При этом на первых шагах итерации корректируются деформационные характеристики грунта, а ка последующих - корректируется правая часть первого уравнения системы (4) . На каждом шаге по времени учитываются изменения водонасыщенного грунта и объёмного модуля сжимаемости смеси поровой воды и воздуха в зависимости от величины порового давления.

Процесс возведения плотины в пределах каждого расчетного этапа строительства моделируется постепенно возрастающей во времени нагрузкой от собственного веса грунта, достигающей полной

11

величины к моменту возведения плотины до расчетной отметки этапа.

При наполнении водохранилища в соответствии с его графиком в расчетах учитывается взвешивание грунта и увеличение гидростатического давления воды, задаваемого в виде усилий и граничных значений порового давления на верховой грани ядра.

Изложенная методика и алгоритм реализованы при составлении вычислительной программы NLCONS на языке ФОРТРАН 5.0 для PC-AT-386. С помощью программы NLC0NS были выполнены обширные параметрические расчетные исследования, состоящие из 54 вариантов расчетов каменно-земляной плотины высотой 60 м. Эти варианты включают различные сочетания 3-х геометрических вариантов ядра (А-узкое центральное; B-узкое наклонное; С-широкое центральное), 3-х вариантов пластичности (жесткости) ядра (PL.-пластичное, R-жесткое, М-полужесткое), 3 вариантов жесткости переходных и боковых призм (жесткие, полужесткие и податливые), 3-х вариантов сочетаний вышеперечисленных типов ядра и призм (Z0, ZI, Z2), 1 варианта графика строительства плотины (О) и 2-х вариантов графика начального наполнения водохранилища (OW, W2).

В результате расчетов установлено большое взаимное влияние порового давления консолидации и НДС 6 рассмотренных вариантов ядра (А-PL, B-PL, C-PL, A-R, B-R, C-R) при любых типах переходных зон и боковых призм (жестких или податливых).

Наибольший арочный эффект наблюдается в варианте плотины с узким центральным пластичным ядром (A-PL) и жесткими боковыми призмами (Z2) в конце строительства и при последующем бастром наполнении водохранилища (QW) (рис.1). В этом случае соотношения вертикальных эффективных напряжений бу в центр&тьной части ядра, по контактам: ядро - переходные зоны и переходные зоны - боковые призмы составляют в основании ядра, соответственно: 1-1,8-2,3, посредине ядра: 1-1,3-1,8 и на уровне 2/3 Н: 1-1,2-1,5.

Таким образом, наибольший арочный эффект возникает ниже 2/3 высоты ядра, где наблюдаются условия близкие к закрытой системе и норовое давление воды рассеивается медленно. Вследствие максимального арочного эффекта в варианте плотины с узким пластичным ядром и жесткими призмами возникает неблагоприятная картина использования прочности грунтов или распределения коэффициентов запаса их прочности в конце строительства и во время последующего наполнения водохранилища (рис.2).

В случае одновременного строительства плотины и наполнения водохранилища (с запаздыванием на 3 месяца) арочный эффект 12

в этом наиболее неблагоприятном варианте сочетания пластичности (жесткости) ядра и призм (пластичное ядро и жесткие призмы) существенно снижается особенно в верховой части ядра и улучшается распределение коэффициентов запаса прочности грунтов плотины (рис.3). В соответствии с распределением эффективных нормальных напряжений в профиле плотины происходит распределение и относительных объемных деформаций. Максимальные их величины (2-2,5%) возникают в узких наружных зонах ядра, где они в 1,5-2 раза выше чем в центральной основной части ядра. Это приводит к уменьшению пористости грунта, коэффициентов фильтрации и консолидации грунта (последний уменьшается в 5-10 раз) по сравнению с основной центральной зоной ядра.

Аналогичное замедление консолидации наблюдается и в других вариантах плотины с пластичными ядрами ( широким центральным и узким наклонным ) при жестких и полужестких переходных зонах и боковых призмах. Б случае минимально возможной разницы в геотехнических характеристиках ядра, переходных зон и боковых призм (пластичное ядро и податливые соседние зоны) НДС ядра и соседних зон, распределение коэффициента прочности грунтов существенно улучшаются (рис.4). Увеличение вдвое ширины узкого пластичного ядра при жестких соседних зонах увеличивает коэффициент порового давления консолидации в конце строительства не в 4 раза, а всего в 1,5-2 раза за счет уменьшения в 2 раза степени арочного эффекта з широком пластичном ядре по сравнению с аналогичным узким.

Во всех вариантах расчета с центральным ядром, пластичным и жестким, максимум осадок ядра наблюдается на уровне (0,6-0,65) его высоты и составляет к концу строительства, соответственно, 1,1-1,2% и 1,4-1,5%, что соответствует натурным данным. В варианте с пластичным узким ядром и податливыми переходными зонами и боковыми призмами осадки ядра в конце строительства без или с наполнением водохранилища увеличиваются примерно на 20-25% по сравнению с вариантом того же ядра, но с жесткими соседними зонами, что объясняется увеличением эффективных нормальных напряжений в ядре при уменьшении жесткости соседних зон.

Влияние на поровое давление в пластичном ядре, узком или широком, соотношения жесткости ядра и соседних зон при схеме одновременного строительства и наполнения водохранилища значительно снижается по сравнению со строительным случаем без влияния водохранилища. Быстрое наполнение водохранилища после окончания строительства плотины в вариантах с пластичным и жестким ядрами,

13

центральными или наклонными, приводит к более высоким градиентам неустановившегося парового (фильтрационного) давления воды и удлинению периода установления стационарного фильтрационного режима в ядре по сравнению со схемой одновременного строительства и наполнения водохранилища.

Использование в любом ядре (узком, широком или наклонном) более жестких и низкопластичных скелетно-глинистых грунтов существенно улучшает НДС консолидацию ядра и соседних зон, что приводит к благоприятному распределению коэффициентов запаса прочности грунтов плотины, особенно, если в боковых призмах и переходных зонах используется менее жесткий материал (вместо горной масса - гравийко-галечниковый грунт).

Наиболее благоприятные НДС, консолидация и распределение коэффициента запаса прочности грунтов в плотине могут быть пол-дучены в варианте жесткого широкого центрального ядра (С-Р) при относительно податливых переходных зонах и боковых призмах (10) при одновременном строительстве и наполнении водохранилища.

В случае необходимости использования в ядре пластичных переувлажненных глинистых грунтов целесообразно принимать наклонное ядро при податливых соседних зонах и при одновременном строительстве и начальном наполнении водохранилища.

Установлено больше влияние на НДС и консолидацию ядра любого типа соотношений жесткости (податливости) и ширины ядра и переходных зон. Сближение десткости этих зон и ядра и увеличение их ширины существенно снижает арочный эффект в ядре, ускоряет его консолидацию и улучшает распределение коэффициентов запаса

Основные выводы по диссертации:

1. В результате анализа многочисленных натурных данных установлено, что наиболее важными факторами, влияющими на степень консолидации грунтовых плотин из переувлажненных глинистых грунтов являются: тип противофильтрационного и дренажных элементов, величина переувлажнения глинистого грунта относительно оптиума, степень арочного эффекта в глинистом элементе, зависящая от его размера и соотношения пластичности или жесткости ядра и соседних переходных зон и боковых призм, скорость возведения плотины, включая перерывы, схема наполнения водохранилжца (одновременная и последующая), фильтрационная анизотропность глинистых ядер.

2. Установлено, что наибольшая консолидация грунтовых плотин средней высоты из переувлажненных пластичных глинистых грун-14

тоз можно достигнуть в результате устройства с верховой и низовой сторон профиля плотины горизонтальных дренажных слоев с ¡лагом 5-10 м по высоте плотины. Это позволяет в 4-5 раз снизить перовое давление консолидации по сравнению с однородной земляной плотиной без дренажей и в 1,5-2 раза - по сравнению с плотиной с внутренним центральным дренажом.

3. В каменно-земляных плотинах с переувлажненными глинистыми грунтами ядер (на 2% гыше оптиума) коэффициент порового давления в нижней половине узких ядер увеличивается в среднем с 0,1-0,2 (при о>ук-(!>спт) Д° 0,3-0,4 и в широких - с 0,2-0,3 до 0,4-0,6. С учетом арочного эффекта в этих ядрах коэффициент л увеличивается в среднем, соответственно, до 0,5-0,7 и 0,6-0,9.

4. Установлено, что консолидация нижней половины ядер при влажности грунта (1)ук>^опт происходит в условиях близких к закрытой системе вследствие значительного арочного эффекта в ядре, быстого дренирования поровой воды из наружных узких зон ядра, их уплотнения, уменьшения водопроницаемости в 3-5 раз и резкого замедления дренирования поровой воды из центральной зоны ядра.

5. Вышеизложенное обуславливает большое занижение результатов расчета порового давления консолидации при влажности грунта «ук><--'опт по нормативным методам по сравнению с натурными данными. Использование в этих расчетах коэффициента сопротивления горизонтальному оттоку поровой воды из ядра сближает результаты расчетов и натурных наблюдений. Условия закрытой системы (а > 0,8) практически возникают в широких ядрах (Вя/НПл > 0,5) при величине критерия консолидации С<0,02 и в узких ядрах (Вя/Нпл < 0,5) при С<0,08, что существенно выше нормативного значения С-0,015.

6.Учет консолидации глинистых ядер в связанных задачах расчета НДС каменка-земляных плотин позволяет получить значительно более достоверную картину НДС этих плотин в конце строительства и при начальном наполнении водохранилища, когда наблюдается наибольшее число аварий и разрушений этих плотин.

7. Применение в разработанном методе связанного расчета НДС и консолидации каменно-земляных плотин простой и проверенной многими трехосными испытаниями нелинейной гиперболической модели грунтоз поаволяет использовать этот метод и программу КЪСОКЗ на более ранних стадиях проектирования плотины, что обеспечит обоснованный выбор оптимального варианта грунтовой плотины.

8. Согласно результатам проведенных расчетов наибольший арочный эффект возникает в нижних 2/3 высоты узкого пластичного

15

центрального ядра при жестких переходных и боковых зонах в конце строительства и при последующем быстром наполнении водохранилища. В этом случае возникает неблагоприятное распределение коэффициентов запаса прочности грунтов с образованием зон предельного состояния в переходных зонах.

9. Увеличение жесткости узкого центрального ядра при одновременном снижении жесткости переходных зон и боковых призм при наполнении водохранилища во время строительства плотины приводит к существенному уменьшению арочного эффекта в ядре, ускорению его консолидации и улучшению НДС и распределения коэффициентов запаса прочности грунтов во всей плотине.

10. Наиболее благоприятные НДС, консолидация и распределение коэффициентов запаса прочности грунтов наблюдается в широком жестком центральном ядре при минимально жестких (податливых) переходных зонах и боковых призмах.

11. В случае необходимости использования в ядре сильно переувлажненных пластичных глинистых грунтов целесообразно принимать узкое наклонное ядро из этого грунта при широких минимально жестких переходных зонах и более жестких боковых призмах. Наполнение водохранилища целесообразно начинать во время строительства при минимальном его запаздывании (не более 3-х месяцев).

12. Таким образом, параметрические расчеты с помощью программы МЬСОМЗ позволяют исследовать большое число вариантов ядра, переходных зон и боковых призм с различными геотехническими характеристиками грунтов и различными графиками строительства плотины и наполнения водохранилища. Результаты расчетов вариантов каменно-земляной плотины средней высоты соответствуют рассмотренным данным натурных наблюдений за поведением подобных плотин.

По теме диссертации опубликованы следующие работы:

1. Здмундо Флорес, Ляпичев Ю.П. Методика совместного расчета напряженно-деформированного состояния и консолидации каменно-земляных плотин. // Расчет и проектирование гражданских, промышленных и гидротехнических сооружений: Межвузовский сборник научных трудов, выпуск З.-М.: Кзд-во МБК БИОконтроль,1994.-С.95-104.

2. Ляпичев Ю.П., Здмундо Флорес. Расчет консолидации глинистого ядра и напряженно-деформированного состояния грунтовой плотины в строительный период.-М.,1994-17 с.-Деп. в ВИНИТИ .02.94,М

Edmundo Flores Zuniga ( Honduras )

Consolidation and stress-strain state of earth and rockfill dams during construction and initial filling of reservoir

The Biot.'s theory of consolidation is extended to partly saturated compacted clay soils and formulated for the 2-dimensional finite element analysis. This formulation coupled the effects of both stress and flow. A concept of homogenized pore fluid is assumed to simulate the air-water mixture in the pores of partly saturated clay soils so that the three-phase clay soils can be treated phenomenologically as a quasi two-phase soil.

The compressibility of homogenized pore fluid is derived using Boyle's and Henry's Laws. The formation takes account of variations of the permeability of the compacted clays and compressibility of pore fluid with changes in void ratio and saturation degree and nonlinear stress-strain behavior of compacted clays.

The nonlinear hyperbolic model of soil materials is used for modelling the stress-strain behavior of dam materials.

The computer program NLSTRESS ( F.E. with 6 nodes triangle elements and Fortran V) based on these formulations is developed at the University of Russia. The program is used to study the static stress-strain state and consolidation of the 60 m high earth and rockfill dam. The results of these studies indicate that- the behavior of the embankment dam with clay cores during construction and initial filling of reservoir is closely related to the stiffness, degree of saturation and permeability of the /

7

Рис. i. Изолинии вертикальных эффективных напряжений, <o'u, ,т/кв.м.

Пластичное ягеро - жесткие призм

(коней строительства)

17

Пластичное ядро - жесткие призмы ■заполнение водохранилища в точение трех м-цев после стр-ва)

.'-Рбшггг

Рис. 2, Изолинии коэффициентов запаса прочности грунта плотины, Е\

Пластичное ядро - жесткие призмы (одновременное строительство и наполнение водохранилища)

Рис.

Изолинии коэффициентов запаса прочности грунта плотины, р. & . .

Пластичное ядро - податливые призмы ( нснеи строительства)

Рис. А Изолинии коэффициентов запаса прочности гтэунта плотины, Р, 3,

3,02.94г.-

0£ъец1п, л, Тир^ОО

Тип» ЬУДЙ, 0рджб'никидз#7~о—

Зак. 39