автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Напряженно-деформированное состояние грунтовых плотин с диафрагмами из асфальтобетона

Введение.

Глава 1. Анализ и обобщение современного опыта расчетов и мониторинга поведения грунтовых плотин с диафрагмами из асфальтобетона.

1.1. Анализ натурных данных по поведению плотины Финстерталь (Австрия).

1.2. Анализ натурных данных по поведению плотины Гросс Дюн (Германия).

1.3. Сравнение способов измерения деформаций в диафрагмах из АФБ.

1.4. Анализ результатов расчётов НДС плотин Финстерталь и Гросс Дюн.

1.4.1. Методика расчетов НДС.

1.4.2. Анализ результатов расчетов НДС плотины Финстерталь (Австрия).

1.4.3. Анализ результатов расчетов НДС плотины Гросс Дюн (Германия).

1.4.4. Обобщение данных расчётов НДС плотин Финстерталь и Гросс Дюн. 31 1.5. Натурные и расчетные данные по НДС плотины Фейстритцбах (Австрия).ЗЗ

1.6. Натурные и расчетные данные по НДС плотины Сторватн (Норвегия).

Глава 2. Анализ и обобщение результатов исследований физикомеханических свойств укатанного асфальтобетона.

2.1. Проектирование состава смесей из АФБ и их основные свойства.

2.2. Анализ данных трехосных испытаний образцов АФБ различного состава.

2.2.1. Методика проведения трехосных испытаний АФБ.

2.2.2. Сравнение результатов трехосных и двухосных испытаний АФБ.

2.2.3. Влияние качества заполнителей на прочность и деформируемость АФБ.

2.2.4. Влияние содержания и вязкости битума на поведение АФБ.

2.2.5. Оптимизации деформативности и прочности диафрагмы на сдвиг.

2.3. Влияние методов уплотнения образцов АФБ на их НДС.

2.3.1. Состав смеси АФБ, используемой в исследовании.

2.3.2. Метод натурного уплотнения образцов АФБ.

2.3.3. Анализ и сравнение результатов трехосных опытов.

2.3.4. Различия в поведении образцов АФБ, уплотненных разными методами

2.3.5. Сравнение полевого и лабораторных методов уплотнения образцов.

Состояние вопроса и актуальность темы диссертации.

Водоупорные элементы грунтовых плотин в виде укатанных асфальтобетонных (АФБ) диафрагм широко применяются в мире благодаря ряду преимуществ АФБ: он гибок, стоек к размыву, практически, водонепроницаем, долговечен, удобоукладыва-ем и обеспечивает непрерывное бесшовное строительство диафрагмы с высоким качеством работ. Кроме того, его вязкоупругие, пластические и текучие свойства обеспечивает его «самозатачиваемость» в случае образования трещин. Все эти свойства АФБ наилучшим образом отвечают самым высоким требованиям надежности плотин.

Легко уплотняемая до пористости не более 3% смесь АФБ содержит (по весу) около 80 % песка и гравия или щебня крупностью до 16 мм, 10% наполнителя и 6-7% битума. Требуемая деформативность АФБ достигается выбором марки и количества битума, соотношением битум-наполнитель и формой частиц заполнителя.

Толщина диафрагмы составляет около 1% напора ВБ, но не менее 0,5 м. Диафрагма может быть вертикальной или в отдельных случаях слабонаклонной.

АФБ уплотняется при температуре 160-180°С тонкими слоями (20 см) в распор и одновременно с укаткой соседних зон такой же толщины, контролируемыми лазером.

Укатка АФБ и фильтров производится 2 легкими (массой 0,8 т) виброкатками, следующими за укладчиком строго попарно, чтобы избежать бокового смещения АФБ.

Другая, так называемая "литая" технология, была разработана в 80-х годах в бывшем СССР, согласно которой смесь литого АФБ с содержанием битума 10-12% в текучем состоянии может применяться для литых (без уплотнения) диафрагм каменно-набросных плотин. Горячий АФБ (при температуре 150-160°С) заливают в стальную опалубку высотой до 1 м, которую распалубивают после остывания АФБ до 45° С. После этого по обеим сторонам блоков АФБ укладывают переходные зоны крупностью до 200 мм. Состав АФБ должен быть адаптирован к грансоставу и плотности переходных зон так, чтобы можно было предотвратить опасное выдавливание битума в эти зоны при наращивании плотины и наполнении ВБ, что почти невозможно.

К началу 2002 г. в мире построено или строится свыше 80 грунтовых плотин с диафрагмами из укатанного АФБ, в том числе 6 высотой свыше 100 м включая построенную в Норвегии в 1977 г. самую высокую (128 м) плотину Сторгломватн. Сейчас в Китае строят 2 грунтовые плотины с диафрагмами из АФБ высотой свыше 100 м: Йеле (125 м) и Маопингкси (104 м) в составе крупнейшей в мире ГЭС Три Ущелья. В ЮАР в 1998 г. построена подобная плотина Грейтер Серее (60 м), в Уганде начато строительство плотины Буджагали (25 м), в Свазиленде намечено строительство плотины Магуга (100 м), в Турции - плотины Копру (139 м). В России в начале строительства до сих пор находятся две плотины с диафрагмами из литого АФБ: Богучан-ская высотой 77 м на р. Ангара и Ирганайская высотой 101 м в Дагестане.

На 16-ом Международном конгрессе по большим плотинам в США в 1988 г. в результате обобщения мирового опыта строительства грунтовых плотин с негрунтовыми водоупорными элементами (вопрос 61) была принята резолюция о том, что «грунтовая плотина с экраном из железобетона и с диафрагмой или экраном из укатанного АФБ является наиболее перспективным типом самых высоких плотин в будущем».

В то же время при проектировании этих плотин в расчетах их напряженно-деформированного состояния (НДС) до сих пор применяют упрощенные модели АФБ и камня, не обоснованные адекватными лабораторными и натурными данными и не отражающие реального поведения этих материалов. Поэтому тема диссертации, посвященная научному обоснованию проектирования этих плотин является весьма актуальной. Цель и задачи работы. Целью работы является исследование надежности диафрагм из АФБ в грунтовых плотинах с помощью решения задач об их НДС на основе уточненных моделей АФБ и камня, обоснованных лабораторными и натурными данными.

Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

1) проанализировать и обобщить обширные натурные данные по поведению ряда крупных построенных грунтовых плотин с диафрагмами из АФБ;

2) проанализировать и обобщить обширные лабораторные и полевые данные по физико-механическим характеристикам укатанного АФБ;

3) расширить возможности нелинейной (гиперболической) модели камня в части учета дилатанции и нелинейности разгрузки-повторной нагрузки;

4) разработать двухфазную модель АФБ (вязкоупругую - для битума и упруго-пластическую - для заполнителя) и упругопластическую модель камня, учитываю' щие основные закономерности деформируемости и прочности этих материалов;

5) выполнить расчеты НДС ряда крупных плотин с диафрагмами из АФБ с использова нием гиперболической модели АФБ и камня и двухфазной модели АФБ и упруго-пластической модели камня и сравнить результаты расчетов с натурными данными;

6) разработать рекомендации по расчету и исследованию грунтовых плотин с диафраг мами из укатанного АФБ. Научная новизна работы. Исследование НДС диафрагм из укатанного и литого АФБ с использованием достоверных моделей АФБ и камня, основанных на их адекватных трехосных испытаниях, является почти неизученной проблемой. Поэтому научная новизна работы состоит в:

1) разработке расширенной гиперболической модели АФБ и камня, учитывающей ди-латанцию и новой двухфазной вязко-упруго-пластической модели АФБ и упруго-пластической модели камня, основанных на их адекватных трехосных испытаниях;

2) выявлении важных особенностей поведения диафрагмы и соседних зон грунта, которые следует учитывать в расчетах, путем анализа натурных данных по поведению ряда плотин с диафрагмами из укатанного АФБ;

3) получении новых расчетных данных по НДС диафрагм и соседних зон грунтов, которые полностью соответствуют натурным данным по их поведению.

Достоверность результатов работы основана на хорошем соответствии результатов расчетов НДС ряда плотин данным их натурного поведения и на применении моделей АФБ и камня, основанных на адекватных трехосных испытаниях этих материалов. Практическая ценность работы:

1) показана надежность работы диафрагм из АФБ, послойно виброукатанных вместе с соседними фильтровыми зонами в грунтовых плотинах высотой до 200 м;

2) показана опасность применения литого АФБ в диафрагме строящейся Богучан-ской плотины и необходимость перехода на укатанные АФБ и фильтровых зон.

3) разработаны рекомендации по проектированию плотин с диафрагмами из АФБ. Результаты исследований НДС Богучанской плотины с диафрагмами из литого и укатанного АФБ использовались в ОАО "БогучанГЭСстрой" при научном обосновании отказа от строительства диафрагмы из литого АФБ и перехода на укатанный АФБ. Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации докладывались и обсуждались на научных конференциях преподавателей инженерного факультета РУДН в 1999-2002 гг. По теме диссертации опубликованы три работы.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основны> выводов и рекомендаций, списка литературы из 73 наименований. Общий объем диссертации - 163 страницы, из которых 104 стр. текста, 59 стр. рисунков и 12 таблиц.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ.

1. В результате анализа натурных данных установлено, что диафрагма из АФБ, практически, не влияет на деформации соседних зон грунта и, наоборот, деформации этих зон сильно влияют на деформации диафрагмы.

2. Деформации сдвига в слабонаклонной диафрагме больше, чем в вертикальной и горизонтальные деформации диафрагмы из АФБ могут быть сведены к минимуму путём интенсивного уплотнения соседних переходных зон грунта.

3. Поведение диафрагмы зависит от горизонтальных напряжений вокруг нее и от её поперечных деформаций в плотине. Натурные данные показывают, что диафрагма упирается в соседние зоны камня и поэтому ее деформации сдвига меньше зависят от расхода вяжущих (битума и наполнителя), а больше от деформируемости этих зон. Глава 2.

1. Лабораторные испытания АФБ с одинаковым содержанием битума и различными грансоставами заполнителей, показывают важность выполнения критериев кривой Фуллера для грансостава заполнителей с допустимыми отклонениями.

2. Для получения достоверных результатов трехосные испытания образцов АФБ диаметром не менее 100 мм (высотой 200 м) следует проводить с контролируемой скоростью осевой деформации (1-2% в час) при постоянной температуре (4-5°С).

3. Согласно современному опыту оптимальное содержание битума марки 70/80 (высокой вязкости) в АФБ должно быть 6-6,5% (по весу) для того, чтобы водонепроницаемость АФБ была обеспечена при всех возможных нагрузках.

4. Различие в качестве заполнителей мало влияет на деформируемость и прочность АФБ, однако, гшастинчатость их формы влияет на содержание битума в АФБ, необходимое для достижение им низкой пористости (до 3%) и водонепроницаемости.

5. В зависимости от типа заполнителя, его пластинчатости, минерального состава и грансостава и вязкости битума минимальное содержание битума составляет 5,5-6,5% от веса АФБ. Более низкое содержание битума приводит к менее удобоукладываемой смеси, плохо укладываемой и уплотняемой, с повышенной водопроницаемостью. Более высокое содержание битума делает смесь мягче, она приобретает вязкопластич-ные свойства, меньшую жёсткость и прочность, но меньшую водопроницаемость.

6. Трехосные испытания АФБ с разным содержанием битума (5-9%) при 2 разных боковых давлениях б3 показали, что с ростом содержания битума дилатанция АФБ (расширение при сдвиге) уменьшается, причем тем заметнее, чем выше б3. При содержании битума 7,5-8% и низком б3 объёмных деформаций АФБ почти не происходит, а с ростом б3 его объёмные деформации немного уменьшаются. С ростом содержания битума до 8% и выше АФБ приобретает свойства идеально пластичного материала с постоянным объемом при деформировании (литого АФБ). При снижении содержания битума ниже 7-7,5% АФБ стремится к дилатанции при снижении а3.

7. Недавние полевые испытания в Норвегии показали, что даже с маловязким мягким битумом (марки В180) и его высоким содержанием в АФБ (7,5-8%), современное укладочное оборудование и виброкатки могут успешно применяться. Однако, когда содержание битума превышает 9-10%, получается перенасыщенный битумом (литой) АФБ, который уже невозможно эффективно уплотнить.

8. Деформируемость и прочность АФБ сильно зависят от его состава и физических свойств компонентов, а также, что мало известно, от методов уплотнения образцов АФБ. Опыты показали, что образцы, приготовленные различными методами уплотнения, проявляют очень разную деформируемость (реже прочность), хотя они и выполнены из одного состава смеси и уплотнены до одной и той же плотности.

9. Керны АФБ показали поведение наиболее близкое к поведению образцов, уплотненных по Маршаллу, но они были более гибкими и текучими. Максимальная осевая деформация достигла 18% в кернах и 14% в образцах, уплотненных по Маршаллу.

10. Упаковка частиц заполнителей и степень их взаимного защемления (структура скелета) после уплотнения были очень различными в зависимости от метода уплотнения, чем объясняется и разница в поведении образцов.

11. Статический, вращательный и вибрационный методы нельзя применять для приготовления образцов АФБ. Метод Маршалла и модифицированный метод Маршалла обеспечивают приготовление образцов, чье поведение подобно поведению кернов.

12. Хотя объемное расширение образцов АФБ (дилатанция) равно лишь 1-2%, коэффициент их фильтрации возрастает в 104раз, что можно объяснить тем, что образовалась система пересекающихся трещин. Водопроницаемость возросла тогда, когда эти трещины раскрылись при деформациях сдвига, близких к разрушающим. Роста водопроницаемости АФБ не произошло до достижения им 80% прочности на сдвиг.

1. Гиперболическая модель АФБ и камня вполне достоверно прогнозируют НДС диафрагмы и соседних зон грунта при послойной равномерной отсыпке плотины, однако, при последующем быстром наполнении ВБ точность прогноза НДС снижается.

2. В расширенном варианте модели вместо 3 параметров коэффициента Пуассона используется модуль объемной деформации Кв, а дилатанция учитывается параметром (углом) дилатанции, зависящим от уровня напряжений и плотности грунта.

3. На параметры гиперболической модели камня влияют его грансостав и крупность. С ростом коэффициента неоднородности камня возрастают начальные значения модулей Юнга Ке и объемной деформации Kh. Результаты трехосных опытов Марса-лом, показывают, что параметры гиперболической модели реальных грунтов зависят от отношения максимальной крупности реального и модельного грунта.

4. Для определения нагрузки или разгрузки грунта можно использовать два разных критерия: уровень напряжений (Sr) и напряженное состояние (SS), разделяющие «упругую» область (разгрузка-повторная нагрузка) от «пластической» (первичной нагрузки). Критерий SE соответствует линии постоянного отношения главных напряжений и равен отношению текущей и предельной разницы этих напряжений.

5. Другое уточнение этой модели состоит в введении постепенного перехода между различающимися модулями разгрузки-повторной нагрузки и нагрузки, отношение между ними может достигать 20, что приведет к неустойчивости пошагового расчета. В программе используется как модуль разгрузки по обычной модели, так и переходный модуль по новой. Последняя является более точной, когда переходный модуль учитывается на участке повторной нагрузки, а не при разгрузке-повторной нагрузке.

6. В новом варианте модели может также учитываться нелинейность деформирования грунта при разгрузке-повторной нагрузке, и, главное, дилатанция грунта, в виде параметра (угла) дилатанции, зависящего от уровня напряжений и плотности грунта.

7. С целью точного прогноза упруго-пластических деформаций камня при произвольной траектории нагружения в модели Кэм-Клей с эллиптической поверхностью нагружения была учтена криволинейность предельной поверхности камня в виде степенной зависимости его прочности на сдвиг от нормального напряжения.

1. Результаты расчета НДС плотины Гросс Дюн полностью соответствуют натурным данным, что указывает на достоверность методики расчета по программе 1ЧЬ8Т11Е88 и расчетных параметров гиперболической модели АФБ и камня. Расчетные и натурные данные не показали заметного улучшения НДС верхней наклонной части диафрагмы и переходных зон, что следует учесть при проектировании подобных плотин.

2. Расчетные данные по НДС плотины Сторватн (90 м) с наклонной диафрагмой (1:0,2), в целом, соответствуют натурным данным по этой плотине и по подобным плотинам с наклонными диафрагмами (Финстерталь, 90 м и Фейстритсбах, 85 м). Слабый наклон всей диафрагмы не привел к заметному улучшению ее НДС, а лишь увеличил ее стоимость из-за роста объема диафрагмы и усложнения ее строительства.

3. Вертикальные и горизонтальные перемещения вертикальной диафрагмы высотой 200 м при строительстве и наполнении ВБ сильно зависят от деформируемости переходных и соседних центральных зон камня. Горизонтальные растягивающие деформации в диафрагме после строительства не должны превышать 2%, что гарантирует ее сплошность и герметичность после наполнения ВБ и сейсмического воздействия.

4. В целом, сравнительные расчеты НДС сверхвысокой плотины и диафрагмы при уплотненных и недоуплотненных соседних зонах камня показали необходимость интенсивного уплотнения переходных зон и соседних зон камня центральной части профиля для обеспечения надежной работы всей плотины и диафрагмы.

Глава 5.

1. Результаты расчетов НДС Богучанской плотины с диафрагмой из укатанного АФБ с использованием гиперболической модели материалов, в целом, соответствуют данным натурных наблюдений за такими плотинами в Австрии, Германии, Норвегии.

2. Литая диафрагма, в отличие от укатанной, к концу строительства нестабильна (подвижна), она сильно расширяется в обе стороны даже при хорошо уплотненных переходных зонах, коэффициент бокового давления АФБ превышает 0,9, в нем возникают высокие растягивающие горизонтальные деформации, что создает опасность нарушения сплошности (герметичности) диафрагмы перед наполнением ВБ и никакое самозалечивание литого АФБ не предотвратит потерю ее сплошности .

3. При наполнении ВБ в верхней части верховой переходной зоны и примыкающей к ней боковой призме возникает обширная зона предельного состояния грунта, которая выходит на верховой откос. При сейсмическом воздействии эта зона расширится и захватит верхнюю часть верховой призмы, что может привести к аварии плотины.

4. Картина вертикальных и горизонтальных перемещений в плотине и диафрагме при наполнении ВБ сильно зависит от деформируемости (плотности) переходных и соседних боковых зон. Недоуплотнение камня переходных зон после наполнения ВБ приводит к резкому росту (вдвое) максимальной осадки посредине литой диафрагмы и такому же росту максимального горизонтального перемещения ее гребня.

5. Горизонтальные деформации диафрагмы определяются типом АФБ: в литой диафрагме горизонтальные деформации как в период строительства, так и после наполнения ВБ всегда растягивающие и очень высокие, что приведет к нарушению ее сплошности. В укатанной диафрагме горизонтальные деформации сжимающие, что гарантирует ее сплошность после наполнения ВБ и при сейсмических воздействиях.

6. Нынешний проект Богучанской плотины с диафрагмой из литого АФБ является недопустимым с точки зрения безопасности плотины и несостоятельным с точки зрения технологичности и сроков ее строительства. Необходимо полностью отказаться от порочной концепции литой диафрагмы и принять надежную конструкцию и проверенную технологию виброукатанных диафрагмы и соседних переходных зон.

7. Двухфазная вязко-упруго-пластическая модель АФБ адекватно отображает его физико-механические свойства, в котором битум является высоковязкой жидкостью, чем объясняется рост сопротивления АФБ сдвигу с ростом скорости деформаций.

8. Учет возможной дилатанции заполнителя АФБ приводит к изменению порового давления в битуме. Степень насыщения АФБ битумом влияет на кажущийся угол трения АФБ, который снижается с ростом его насыщения битумом. Определив напряжения в битуме и заполнителе можно получить много полезной информации о поведении каждой из этих фаз и их влиянии на общее поведение АФБ и диафрагмы.

9. Двухфазная модель АФБ поможет инженерам достовернее прогнозировать НДС диафрагмы при строительстве и эксплуатации, что позволит путем сравнения разных составов АФБ получить его оптимальный состав и оптимальный проект плотины.

10. После калибровки параметров этой модели путем сравнения расчетных данных с данными мониторинга поведения реальной плотины можно намного точнее предсказать поведение диафрагмы в плотине для более поздних этапов ее эксплуатации.

1. Kramer, R. W.: „Embankment Dams: Impervious Elements other than Clay Cores" General Report Q.61, 16th Congress on Large Dams, San Francisco, 1988

2. Pircher, W.; Schwab H.: „Der Staudamm Finstertal der Kraftwerksgruppe Sellrain-Silz in Tirol", Wasserwirtschaft Jg. 70, Heft 3,1980

3. Schwab H., Pircher, W.: „Monitoring and Alarm Equipment at the Finstertal and Gepatsc'h Rockfill Dams", 14th Congress on Large Dams, Rio de Janeiro, R. 64-0.52, 1982

4. Schwab, H.; Pircher, W.: „Structural Behaviour of a High Rockfill Dam, Comprehensive Interpretation of Measurements and Conclusions on Stress-Strain-Relationships", 15th Congress on Large Dams, Lausanne, R.67-Q.56, 1985

5. Asphaltic Concrete for Hydraulic Structures. Asphaltic Concrete Cores for Earth and Rockf Dams.-Strabag Bau-AG/- Schiftenreihe, Nr. 45.-1990.-C. 150.

6. Bathe K.J.: „Finite Element Procedures in Engineering Analysis"; Prentice Hall. Inc., 1982

7. Zienkiewicz, O.C.: The Finite Element Method, 3-rd Edition McGraw-Hill Com. U.K., 1977

8. Duncan J.M.; Chang, C.Y.: „Nonlinear Analysis of Stress and Strain in Soils" J. Soil Mech. Found. Div., ASCE, Vol. 96. SM 5, pp. 1629-1653,1970

9. Clough G.W.; Duncan, J.M.: „Finite Element Analysis of Retaining Wall Behaviour", J. Soil Mech. Found. Div„ ASCE, Vol. 97, SM 12, pp. 1657-1673,1971

10. Nackler K., Tschernutter P.: "Austria's second highest central asphaltic membrane at Feistritzbach dam", Water Power & Dam Constr., July, No. 7, pp. 36-42, 1992

11. Norwegian Geotechnical Institute, Storvatn Dam. Laboratory investigations of stress-strain behavior of rockfill materials. Project Report No. 68611-58, 1984.- Oslo.

12. K. Hoeg, G.S. Adikari, T. Valstad, B. Kjaernsli: Behaviour of Storvatn Dam, Norway. A case of prediction versus performance. Norwegian Geotechnical Institute, Publ. No. 173, 1988-Oslo.

13. ICOLD. Bituminous Cores for Earth and Rockfill Dams.- ICOLD Bulletin 84.-Paris.-l992.

14. Asphalt Institute. Mix design methods for asphalt concrete and other hot-mix types. Manual Series No. 2, The Asphalt Institute, College Park, Maryland.-1979.

15. S. Vegvesen. Laboratory investigations, Design Manual 014 (in Norwegian), Oslo.- 1983.

16. Norwegian Geotechnical Institute. Asphaltic concrete cores for embankment dams laboratory triaxial tests. NGI Report 530106, Oslo.-1992.

17. Hoeg K. Asphaltic concrete cores for embankment dams.- NGI.- Oslo,- 1993.

18. Breth, h., Schwab.: Zur Eignung des Asphaltbetons fur die Innendichtung von Staudammen,

19. Wasserwirtschaft 69, Helt 11. 1979.

20. Asphaltic Concrete Cores for Rockfill Dams in Norway.-NORCOLD.-Oslo.1994.-C.90.

21. Hoeg K. Asphalt-concrete core embankment dams.-NGI Publication, No. 201.-Oslo,-1997.

22. Hoeg K., Wang W. Effects of compaction method on engineering properties of asphaltic concrete for hydraulic structures. Intern. Journ. of Dam Engineering, No 1, January, 2002.

23. Meitjes, H., Jones, G. Dynamic Analysis of the New Ceres dam.- Proc. 12nd Regional SMGE Conf. For Africa, Durban, Oct. 1999, Balkema Publ.,- 1999.

24. Pircher, W.; Schwab H.: „Design Construction and Behaviour of the Asphaltic Concrete Core Wall of the Finstertal Dam", 16th Congress on Large Dams, USA, R. 49-Q 61, 1988

25. Bissada, A. Resistance to compaction of asphalt paving mixtures and its relationship to stiffness. Placement and compaction of asphalt mixtures, ASTM SPT 829, Wager, Ed.,- 1984.

26. Norwegian Geotechnical Institute. Asphalt core embankment dams.- Effects of compaction method on stress-strain-strength characteristics of asphalt concrete.-NGI Report 983023-1, 1999

27. Norwegian Geotechnical Institute. Rockfill Dams. Design & Construction.-NGI.-Oslo,- 1992.

28. Bikar, R., Haas H. Untersuchungen fiber den Einfluss der Dichte auf Wasserdurchlassigkeit von Asphaltbetonen. Strabag, Schriftenreihe №. 9, 1973.- Cologne.

29. Kjaemsli, В., etc. Laboratory tests on asphaltic concrete for an impervious membrane on the Venemo rockfill dam. Norwegian Geotechnical Institute Publication No. 69, 1966, -Oslo.

30. Creegan, P. Asphalt-concrete water barriers for embankment dams, ASCE Press, N-Y, 1996.

31. Hoeg, K. Asphalt core embankment dams. Int. Journ. of Dam Engineering, Vol. 9, No. 3, 1998

32. Schonian, E. The shell bitumen hydraulic engineering handbook, Shell Int. Petrol. Co., 1999

33. ICOLD Bulletin No. 122. Reliability and applicability of numerical procedures for dam engineering. (Guiseppetti, Tardieu, Liapichev, etc.).-Paris.-200l.-C. 148.

34. Ляпичев Ю.П. Применение метода конечных элементов в расчетах плотин из грунтовых материалов. РУДН, М.-1982

35. Duncan, J. Hyperbolic stress-stain parameters for nonlinear finite element analysis of stress and strain in soil masses. Rep. No. TE-74-3, Dept. Civil Eng., Univ. California, USA, 1974

36. Duncan, J., Ozawa, O. FEADAM: Computer program for finite element analysis of static of dams. Report No. UCB/GT/80-02, Dept. Civil Eng., Univ. of California, Berkeley, USA, 1980

37. Numerical models in engineering practice (ed. Dungar). Balkema, Netherlands,- 1982,- 420p.

38. Numerical Methods in Geotechnical Engineering (ed. Desai). McGraw-Hill, N-Y, 1977.-366p.

39. Pande, G., Zienkiewicz, O. Soil Mechanics Transient and Cyclic Loads. Wiley.-1982.-264 p.

40. Developments in Soil Mechanics and Foundation Engineering. Vol.2. Stress-strain modelling of soils (ed. Banerjee P.). Elsevier Appl. Sc. Publ.-N-Y, 1985. -285 p.

41. Naylor, D., Pande G. Finite Element in Geotechnical Engineering.-Swansea, U.K.-1981.-245p.

42. Burland, J., Roscoe, R„ Schofield, A. Critical State Soil. Cambridge Univ. Press. 1970.-278 p.

43. Charles, J. Influence of confining pressure on shear of rockfill.-Geotecnique,-1980.-N 4.

44. Mello, V. Reflection on design decisions of practical significance to embankments dams.-Geotechnique,- 1977,-N 3.

45. Marsal, Sherard, etc. Embankment Dam Engineering Casagrande Volume.-N-Y.-l973.-454p.

46. Advanced Dam Engineering for Design, Construction and Rehabilitation (ed. Jansen), -N-Y.-1988.- 811 p.

47. Duncan, J. Stress-strain behavior of non-cohesive soils.- ASCE, J. Geotech. Eng.-1976,-GT1.

48. Marsal, R., Rezendiz, D. Presas de Tierra у Enrocamiento.- Mexico,-1979.-540p.

49. Marsal, R. Mechanical properties of rockfill soil mixtures, ICOLD, 12nd Congress, Mexico,-1976, Vol. 1, Q. 36, R. 10.

50. Liapichev, Yu. Diseno у Construccion de Presas de Escollera. Univ. Politecn. de Madrid у CEDEX, -1992.-720p.

51. Marachi, etc. Evaluation of properties of rockfill materials.-ASCE, J. Soil Mech.- SMI,-1972

52. Barton, N. Shear strength of rockfill. ASCE, J. Geotech. Eng., Vol.107, GT7,-1981.

53. Leps, T. Review of shearing strength of rockfill. ASCE, J. Soil Mech., Vol. 96, SM4,-1970.

54. Fumagali, E., etc. Laboratory tests on materials and static models for rockfill dams, ICOLD, 10th. Congress, Montreal,- 1970, Vol. 1, O. 36, R.31.

55. Радченко В., Петров Г. Крупнообломочные грунты в гидротехническом строительстве.-ВНИИГ им. Веденеева.-Санкт-Петербургю-1995,-270с.

56. Гольдин И.Л., Рассказов Л.Н. Проектирование грунтовых плотин. М.: 2001.-300с.

57. Розанов Н.Н. Плотины из грунтовых материалов. Стройиздат. М.: 1983.-295с.

58. Зарецкий Ю.К. Вязкопластичность грунтов и расчеты сооружений.-М.: 1988.-353 с.

59. Hayashi М. Progressive submerging settlement during water loading to rockfill dam. Proc. Int. Symp. "Criteria and assumptions for numerical analysis of dams.-Swansea, UK.-1980/

60. Tanzini M. Design and performance of Chew Larn embankment dam (Thailand). Water Power & Dam Constr., 1982,-N3.

61. Щавелев Н.Ф., Тамбов Т.Ю. О проектировании и расчете диафрагм из асфальтобетона в грунтовых плотинах.- Известия ВНИИГ, 1982, т. 157, с. 22-29.

62. Dam Engineering, Technical Reports, STRABAG, Brochure No. 52,- 1994.

63. Давиденко Г. А., Давиденко B.M. Исследование напряженно-деформированного состояния асфальтобетонной диафрагмы грунтовых плотин при статических нагрузках.- Известия ВНИИГ, 1982, т. 157, с. 30-33.

64. Таибов Т.Ю. Применение упругой модели для расчетов грунтовой плотины с асфальтобетонной диафрагмой.- Известия ВНИИГ, 1983, т. 167, с. 17-22.

65. Чукин Б.А. Напряженно-деформированное состояние и устойчивость грунтовых плотин с асфальтобетонной диафрагмой: Автореф. дис. канд. техн. наук.-М., 1983 г.

66. Касаткин Ю.Н., Лядов Ю.Н. Возведение асфальтобетонной диафрагмы Богучанской ГЭС. "Гидротехническое строительство", №6, 1996.

67. Бестужева А.С., Шеримбетов Х.С. Исследование напряженно-деформированного состояния грунтовых плотин с диафрагмой,- Негрунтовые противофильтрационные конструкции энергетических сооружений,- Сб.трудов. Л-д.-1990.-с. 33-36.

68. Результаты обработки и анализа данных геотехконтроля возведения Богучанской ка-меннонабросной плотины за период 1984-1997 гг., "Институт Гидропроект", М., 1999.

69. Ляпичев Ю.П. Модификация упруго-пластической модели Кэм-Клей для описания поведения грунтовых материалов плотин./ /Строительная механика инженерных конструкций и сооружений./Межвуз. сб. научи, трудов. Вып. 4.-М,: РУДН, 1996.-С.65-75.

70. Гольдштейн М.Н. Механические свойства грунтов. Часть 1.-М.: Стройиздат, 1971.-360с.

71. Liapichev Yu. Fully coupled static elasto-plastic analysis of stress-strain state and consolidation of embankment dams // 3-rd ICOLD Benchmark Workshop on numerical analysis of dam.-Paris, Sept.29-30, 1994.

72. Haas, H. Zur Eignung und Optimierung von Asphaltbeton fur Kemdichtungen in Staudammen. Bitumen, Heft 3, pp. 97-106, 1983,- Hamburg.

73. Шеримбетов Х.С. Напряженно-деформированное состояние асфальтобетонных диафрагм каменных плотин. Автореф. дис. канд. техн. наук.-М., 1990 г.

74. Рассказов Л.Н., Шеримбетов Х.С. Свойства асфальтобетона диафрагм и экранов каменных плотин,- Гидротехническое строительство, 1989, №5.