Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ и обобщение современного опыта расчетов и мониторинга поведения грунтовых плотин с диафрагмами из асфальтобетона 7
1.1. Анализ натурных данных по поведению плотины Финстерталь (Австрия)...7
1.2. Анализ натурных данных по поведению плотины Гросс Дюн (Германия). 11
1.3. Сравнение способов измерения деформаций в диафрагмах из АФБ 22
1.4. Анализ результатов расчётов НДС плотин Финстерталь и Гросс Дюн 23
1.4.1. Методика расчетов НДС 23
1.4.2. Анализ результатов расчетов НДС плотины Финстерталь (Австрия)... 25
1.4.3. Анализ результатов расчетов НДС плотины Гросс Дюн (Германия)... 28
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)... 36
Глава 2. Анализ и обобщение результатов исследований физико механических свойств укатанного асфальтобетона 39
2.1. Проектирование состава смесей из АФБ и их основные свойства 39
2.2. Анализ данных трехосных испытаний образцов АФБ различного состава..42
2.2.1. Методика проведения трехосных испытаний АФБ 42
2.2.2. Сравнение результатов трехосных и двухосных испытаний АФБ 42
2.2.3. Влияние качества заполнителей на прочность и деформируемость АФБ.44
2.2.4. Влияние содержания и вязкости битума на поведение АФБ 46
2.2.5. Оптимизации деформативности и прочности диафрагмы на сдвиг 51
2.3. Влияние методов уплотнения образцов АФБ на их НДС 51
2.3.1. Состав смеси АФБ, используемой в исследовании 52
2.3.2. Метод натурного уплотнения образцов АФБ 52
2.3.3. Анализ и сравнение результатов трехосных опытов 53
2.3.4. Различия в поведении образцов АФБ, уплотненных разными методами .55
2.3.5. Сравнение полевого и лабораторных методов уплотнения образцов 56
2.3.6. Выводы и рекомендации по методам уплотнения образцов АФБ 57
2.4. Испытание образцов АФБ на водопроницаемость 58
2.4.1. Приборы и методика испытаний АФБ на водопроницаемость 58
2.4.2. Сопротивление образцов АФБ трещинообразованию при изгибе 60
2.4.3. Оптимизация водонепроницаемости образцов АФБ 61
Глава 3. Программы расчетов НДС грунтовых плотин с диафрагмами из АФБ и математические модели А ФБ и крупнообломочных грунтов 62
3.1. Краткое описание программы NLSTRESS 62
3.2. Учет в программе нелинейности деформационных свойств грунтов 62
3.3. Гиперболическая модель грунта 63
3.4. Расширенная гиперболическая модель грунтов
3.4.1. Учет нелинейности деформирования грунта при нагрузке 69
3.4.2. Учет нелинейности деформирования грунта при разгрузке и повторной нагрузке 74
3.4. 3. Учет дилатанции плотного несвязного грунта 76
3.5. Модификация упруго-пластической модели Кэм-Клей для камня 77
3.5.1. Учет в модели снижения прочности камня на сдвиг с ростом давления.77
3.5.2. Описание в модели упруго-пластических деформаций камня 79
3.6. Учет дополнительной осадки камня вследствие замачивания водой ВБ... 87
Глава 4. Расчеты НДС ряда крупных плотин с диафрагмами из АФБ и сравнение результатов расчетов с натурными данными 88
4.1. Результаты расчетов НДС диафрагмы и плотины Гросс Дюн (Германия)..88
4.1.1. Расчетные случаи и характеристики грунтов и АФБ 88
4.1.2. Анализ результатов расчетов НДС плотины и диафрагмы из АФБ... 90
4.1.3. Строительный случай при переменном коэффициенте Пуассона АФБ..90
4.1.4. Раздельное возведение плотины и наполнение ВБ 94
4.1.5. Сравнение расчетных и натурных данных по НДС плотины Гросс Дюн 95
4.2. Результаты расчетов НДС диафрагмы и плотины Сторватн (Норвегия)... 97
4.2.1. Расчетные случаи и характеристики грунтов и АФБ 97
4.2.2. Анализ результатов расчетов НДС плотины и диафрагмы АФБ 98
4.2.3. Строительный случай (С) 98
4.2.4. Одновременное поэтапное строительство и наполнения ВБ 102
4. 3. Результаты расчета НДС плотины h=200 м, с укатанной диафрагмой... 106
4.3.1. Расчетные случаи и характеристики грунтов и АФБ 106
4.3.2. Строительный случай при уплотненных зонах камня вокруг диафрагмы из АФБ 109
4.3.3. Строительный случай при недоуплотненных зонах камня вокруг диафрагмы из АФБ 112
4.3.4. Конец наполнения после строительства плотины при уплотненных вокруг диафрагмы из АФБ 114
4.3.5. Наполнение ВБ после строительства плотины при недоуплотненном камне вокруг укатанной диафрагмы из АФБ 117
Глава 5. Анализ результатов расчетов НДС Богучанской плотины с диафрагмой из укатанного литого и АФБ 122
5.1. Анализ результатов расчетов НДС плотины с укатанной диафрагмой... 122
5.1.1. Расчетные случаи и характеристики грунтов и АФБ 122
5.1.2. Строительный случай при переменном коэффициенте Пуассона АФБ 124
5.1.3. Наполнение ВБ после возведения плотины 127
5.1.4. Одновременное возведение плотины и наполнение ВБ 130
5.2. Анализ результатов расчетов НДС плотины с литой диафрагмой 130
5.2.1. Расчетные случаи и характеристики грунтов и АФБ 130
5.2.2. Строительный случай при уплотненных зонах камня вокруг диафрагмы из литого АФБ 132
5.2..3. Строительный случай при недоуплотненных зонах камня вокруг диафрагмы из литого АФБ 135
5.2.4. Наполнение ВБ после строительства плотины при уплотненном камне вокруг диафрагмы из литого АФБ 138
5.2.5. Наполнение ВБ после строительства плотины при недоуплотненном камне вокруг диафрагмы из литого АФБ 141
5.3. Применение двухфазной вязко-упруго-пластичной модели АФБ
в расчетах НДС Богучанской плотины с диафрагмой из АФБ 144
5.3.1. Новая модель поведения АФБ 144
5.3.2. Сравнение опытных и расчетных результатов 149
5.3.3. Применение новой модели АФБ в расчетах НДС грунтовой плотины 151 Основные выводы и рекомендации 156
Литература 1
- Анализ результатов расчётов НДС плотин Финстерталь и Гросс Дюн
- Влияние содержания и вязкости битума на поведение АФБ
- Учет нелинейности деформирования грунта при нагрузке
- Конец наполнения после строительства плотины при уплотненных вокруг диафрагмы из АФБ
Анализ результатов расчётов НДС плотин Финстерталь и Гросс Дюн
В плотине Финстерталь измерение поперечных деформаций диафрагмы было выполнено методом, при котором АФБ пронизывали магнитным полем между двумя магнитами, соединенными с диафрагмой. Изменение толщины диафрагмы сопровождается изменениями магнитного поля, которые могут быть измерены зондом. Учитывая уменьшающийся расход фильтрации, можно предположить, что только наружные зоны диафрагмы расширяются, в то время как ее центральная часть остаётся без изменения. В этих условиях только наружные зоны диафрагмы будут подвержены ди-латанции, в то время как её середина будет сохранять начальную низкую пористость и водонепроницаемость, что следует учитывать при выборе толщины диафрагмы.
В плотине Гросс Дюн наблюдение за расширением диафрагмы было ограничено её половиной со стороны НБ, с учётом чего оказалось возможным измерить поперечную деформацию АФБ непосредственно. Во время строительства диафрагмы стальной стержень с шаровым наконечником, помещённый в трубу, помещали в ещё горячий АФБ каждый раз, когда достигали проектного уровня установки КИА (рис. 1- 17). Стержень с шаром протягивали до середины диафрагмы, после чего укладывали последующие три слоя АФБ. Когда достигали требуемый уровень насыпи, остывший АФБ снова раскрывали, раскапывая переходную зону на глубину 1 м со стороны НБ для установки измерительной стальной пластины, которую прижимали к диафрагме и прикрепляли к АФБ болтами. От стержня с наконечником и стальной пластины, отводили струны в «плавающую» шахту. Изменение толщины низовой половины диафрагмы измеряли с большой точностью по относительному смещению обеих струн.
Поведение диафрагмы в плотине нельзя оценивать независимо от соседних зон фильтра. На сдвиговые напряжения и деформации диафрагмы заметно влияет развитие напряжений в фильтре и его сдвиговые деформации. Для изучения этого взаимодействия в грунтовой плотине Фейстрицбах высотой 85 м, построенной в Австрии в 1990 г, с частично наклонной центральной диафрагмой, подобной диафрагме плотины Гросс Дюн, было предусмотрено измерение относительного смещения диафрагмы и фильтра, а также напряжений в этой зоне. Данные натурных наблюдений могут внести весомый вклад в совершенствование расчётных методов, изложенных ниже. На основе выше изложенного были предприняты попытки показать развитие НДС вокруг диафрагмы с помощью МКЭ, которые были проверены путём сравнения расчетных и натурных данных поведения плотин Финстерталь и Гросс Дюн [4,5].
Величины смещений и напряжений, измеренные в плотине, зависят от таких факторов, как форма долины, податливость основания плотины и характеристики грунтов. Для обеих отобранных плотин (Финстерталь и Гросс Дюн) использовали МКЭ для расчёта перемещений в плотине в формулировке малых деформаций, подробно описанной в [6,7]. Расчеты НДС были выполнены на главных поперечниках обеих плотин (задача плоской деформации). Главную роль в расчётах НДС грунтовых плотин играет модель грунта. Гиперболическая модель Дункана и Чанга определяет поведение грунта как нелинейно-упругое, в котором зависимость напряжений от деформаций зависит от траектории нагружения [8]. Модель абсолютно справедлива только для монотонных процессов деформации в грунтах, поскольку именно эти процессы происходят в опытах на трехосное сжатие. Грунтовая плотина с диафрагмой из АФБ подчинена монотонному развитию деформаций и поэтому эта модель позволяет достоверно моделировать этапы послойной отсыпки этих плотин, что подтверждено натурными данными. Для немонотонных процессов развития деформаций, которые возникают при отсыпке плотин в узких каньонах, а также при наполнении ВБ, эта модель не вполне достоверна. При изменении траектории нагружения в плотине возникают пластические деформации, которые не могут быть описаны этой моделью.
Возведение плотины моделируется последовательными ступенями нагружения, определяемыми собственным весом каждой ступени. Ступени нагружения размещают на сетке КЭ (рис. 1-18), при этом каждый горизонтальный ряд элементов сетки отражает очередной слой насыпи. Начиная с нижнего слоя, начальное напряженное состояние которого вводят с учётом собственного веса этого слоя и коэффициента бокового давления грунта, плотина последовательно нагружается собственным весом грунта по ступеням, которые соответствуют рядам (КЭ). Продольная нагрузка в каждом из рядов КЭ суммируется в виде сосредоточенных сил, которые прикладываются как внешние в контактных узлах КЭ в вышележащей границе насыпи. Эта процедура расчета, когда приращения нагрузки соответствуют изменениям геометрии плотины,
Плотина Финстерталь, испытания гранодиоритов на трехосное сжатие повторяется до достижения ею полной высоты. После каждой ступени нагрузки расчетные изменения деформаций и напряжений добавляются к ранее полученным их величинам. Подобным образом определяется модуль деформации грунта в КЭ при соответствующих напряжениях в начале каждой ступени нагрузки в плотине.
Расчет НДС этой плотины, длина которой по гребню в 4,3 раза превышала ее максимальную высоту, был выполнен для условий плоской деформации. При разбивке плотины на сеть конечных элементов учитывалась диафрагма и переходные зоны, но не гравий, уложенный в часть низовой упорной призмы. Для описания сдвиговых деформаций плотины, расположенной на поверхности скального основания, контактные конечные элементы располагались по всей её длине, а результаты ранее упомянутых крупномасштабных сдвиговых испытаний грунтов на контакте со скалой использовались в качестве начальных исходных данных, которые апроксимировались согласно формулировки, предложенной Клафом и Дунканом [9]. АФБ и грунты плотины были испытаны на трехосное сжатие и результаты в виде кривых «нагрузка-осадка» были введены в расчёт с гиперболической формулировкой модели грунтов Дункана [8]. На рис. 1-19 в качестве примера показаны результаты трёхосных испытаний гранодиоритов, используемых для возведения обеих упорных призм плотины. Эти результаты в виде параметров гиперболической модели материалов даны в табл. 1-1. Безразмерная величина модуля К показывает жёсткость камня, которая как видно из табл. 1-1, в 5-6 раз выше жёсткости АФБ. В расчетах не учитывалась переменность коэффициентов Пуассона камня и АФБ (vt=G), что снизило точность расчетов НДС. Расчётные смещения на конец строительства (рис. 1-ЗВ) сравнили с результатами измерений натурных смещений (рис. 1-ЗА). Фактически, раскалывающее действие скального выступа оказалось более явным, чем предсказанное по расчёту, возможно потому, что жесткая гравийная насыпь выше скального выступа в расчётах не была принята во внимание. В конце строительства диафрагма переместилась в сторону ВБ на основном участке плотины, что показали также и расчёты (рис. 1-4В). Изолинии расчётных вертикальных напряжений (рис. 1-20а) показывает, что диафрагма «зависает» на плотине и ее вес передается на переходные зоны. Вертикальные
Влияние содержания и вязкости битума на поведение АФБ
Стандартные критерии проектирования смесей АФБ были разработаны и использовались с небольшими изменениями для почти всех построенных грунтовых плотин с диафрагмами из АФБ [13]. Грансостав заполнителя отвечает кривой Фуллера (рис. 2-1), улучшенного путем внесения тонкомолотого компонента (наполнителя) с размером зерна менее 0,075 мм. Таким образом, грансостав наполнителя, песка и щебня или природного гравия составляет 0-16 или 0-18 мм. Для улучшения удобоуклады-ваемости и уплотняемости часто добавляют природный окатанный песок с грансо-ставом, который отвечает кривой Фуллера, описываемой уравнением: Pi = (di/dmaf41100% (2-1) где Pt- процент по весу частиц меньших, чем эквивалентный зерновой размер dt. Содержание битума обычно принимают немного большим, чем теоретически необходимое для заполнения пустот между фракциями заполнителя и, таким образом, обеспечивается почти максимальная плотность при уплотнении. Фактически, принимают содержание битума 5,5-6% (от полного веса) и смесь легко укладывается и уплотняется до требуемого содержания воздуха 3% (от полного объема) или меньше.
Лабораторные испытания АФБ с одинаковым содержанием битума, 6,2%, и различными грансоставами заполнителей, показывают важность выполнения критериев кривой Фуллера с допустимыми отклонениями. На рис. 2-1 показаны две кривые, расположенные ниже кривой Фуллера. АФБ с грансоставом кривой 3 не мог быть уплотнен до пористости менее 3%. Это относительно водопроницаемый, хрупкий и наименее прочный из трех АФБ. АФБ с грансоставом по кривой Фуллера и с тем же содержанием битума был, фактически, водонепроницаемым и пластичен, имел наибольшую прочность и способность выдерживать растяжение и деформации сдвига до трещинообразования. Чтобы сделать водонепроницаемым АФБ с грансоставом по кривой 3, необходимо в нем сильно увеличить содержание битума.
Качество заполнителей классифицируют, используя стандартные методы испытаний [14, 15] для определения индексов пластинчатосте (лещадности) и хрупкости. Индексы определяют измеряя формы частиц и их механическую прочность при сбрасывании с определённой высоты. Для этого используют заполнитель размером 8-16 мм. Высокий индекс пластинчатости указывает на удлинённую форму частиц, а высокая сила удара - на хрупкий дробимый заполнитель.
АФБ в диафрагме плотин, особенно высоких, воспринимает очень высокое вертикальное давление собственного веса и большое давление ВБ. В сухой смеси АФБ с содержанием битума менее 5% контактные напряжения между заполнителями низкой прочности могут служить причиной трещинообразования и водопроницаемости диафрагмы. В перенасыщенной смеси с содержанием битума более 7% количество контактов между зёрнами заполнителя уменьшается и поэтому качество заполнителя и увеличение водопроницаемости диафрагмы не вызывают особого беспокойства [16].
Для оценки пригодности смесей АФБ используется стандартный метод Маршалла [14, 15], применяемый при проектировании покрытий дорог. Однако образцы АФБ имеют значительно большую высоту (200 мм 64 мм) при диаметре 102 мм и изготавливаются согласно по специальной процедуре нагревания, смешивания и уплотнения битумно-щебёночных смесей в формах. Главные цели этого метода: анализ плотности-пористости и испытание устойчивости-текучести уплотненного образца.
Анализ плотности-пористости смеси АФБ подобен опыту Проктора по определению плотности-влажности в глинистых грунтах. Нагрузку на образец в виде диска прикладывают при постоянной скорости смещения 51 мм/мин до потери устойчивости. Показатель устойчивости - сопротивление максимальной нагрузке, записанной в единицах силы (Н). Величина текучести - полная радиальная деформация образца с момента отсутствия нагрузки до момента максимального сопротивления нагрузке. Г0С, - /g 100 t- X CD 80
Типичные результаты испытаний смесей АФБ по методу Маршалла: плотность (г/см3)-пористость (%) и устойчивость (Н)-текучесть(мм) в зависимости от содержания битума (%) Типичные результаты по методу Маршалла представлены на рис. 2-2 в виде графиков зависимости плотности-пористости, устойчивости-текучести от содержания битума. Эти результаты получены при испытании смеси АФБ с заполнителем из габбро высокого качества, приведенного ниже в таблице 2.1. Лабораторные испытания по Маршаллу при подборе состава смеси АФБ проводят при пористости менее 2%, чтобы компенсировать различие в степени уплотнения в лаборатории и натуре [17].
Трехосные испытания выполняют для оценки деформативности и прочности АФБ. В Норвежском геотехническим институте (NGI) применяют образцы диаметром 100 и высотой 200 мм [16]. Заполнители для смеси сначала подогревают в течение 4 часов при 160С, а битум - в течение 2 часов при 145С. При температуре 150-160С смесь укладывают слоями толщиной 5 см в подогретую трёхосную форму диаметром 100 мм. Каждый слой уплотняют в течение 1А минуты подобно методу приготовления образцов по Маршаллу. Указанные температуры применяют для битума марки В60. Для битумов с более низкой вязкостью (В 180) эти температуры немного понижаются. Опыты проводят с контролируемой скоростью осевой деформации (2% в час) и заданной температурой (5С). Большинство опытов выполняют при осевом сжатии, но могут быть использованы разные пути нагружения для наилучшего моделирования натурных условий НДС диафрагмы. Данные опытов представляют в виде зависимостей напряжения-деформации, дилатанции от сдвиговых напряжений и деформаций, предела прочности на сдвиг от боковых напряжений, деформации сдвига при достижении предела прочности и показывает ли образец вязкое или хрупкое поведение.
Учет нелинейности деформирования грунта при нагрузке
В этом разделе рассмотрены 4 лабораторных методов уплотнения образцов АФБ. Вращательный уплотнитель был разработан для лучшего моделирования перемешивания фракций, которое возникает при полевой виброукатке АФБ. Однако, этот метод уплотнения создает образцы АФБ, поведение которых полностью отличается от поведения кернов АФБ. Вращательно уплотненные образцы АФБ - жесткие, прочные и хрупкие, что противоречит гибким, намного менее прочным и текучим кернов АФБ при одной и той же начальной плотности АФБ, отобранных из диафрагмы.
Статический, вибрационный и маршалловский методы уплотнения не производят перемешивания фракций и не приводят к переориентации оси напряжения при уплотнении смеси АФБ. В этом смысде эти методы не моделируют воздействие виброкатка в полевых условиях. Из этих методов метод Маршалла создает образцы, деформируемость и прочность которых ближе всего к кернам АФБ. Однако в исследованиях, выполненных с АФБ плотины Грейтес Серее [22], данные трехосных опытов показали большую разницу между кернами и образцами, уплотненных по Маршаллу. Последние дали модуль Юнга при осевой деформации 1% в 3 раза, превышающий модули кернов, однако прочность на сжатие была только на 20% выше.
Опыты Бисада [24] показали, что индекс устойчивости по Маршаллу, который является мерой жесткости, увеличивается с ростом числа ударов до 50 при уплотнении. В маршаловском образце удары прикладываются к его верхней и нижней плоскостям.
В диафрагме из АФБ, уплотненном виброкатком, двигающимся вдоль оси плотины, возникает различная степень взаимозащемления заполнителей (кернов), выбуренных вертикально, горизонтально вдоль оси плотины и горизонтально нормально к оси. Это наблюдалось на срезах кернов, отобранных из опытной секции диафрагмы из АФБ плотины Маопингси. Трехосный опыт был выполнен на образце, выбуренном горизонтально по нормали к оси плотины. Жесткость горизонтального образца оказалась намного более высокой, чем вертикального образца, что указывает на более вы 57 сокую взаимозащемления и значительную анизотропность АФБ. Более прочное взаимозащемление создано виброкатком в поперечном, чем в вертикальном направлении.
В NGI с 1999 г. применяют модифицированный метод Маршалла уплотнения образцов АФБ, в котором достигнуто лучшее моделирование условий полевой укатки [25]. 2.3.6. Выводы и рекомендации по методам уплотнения образцов АФБ.
1)Хотя образцы АФБ и были изготовлены из одной смеси АФБ и были уплотнены до примерно одинаковой плотности, результирующие кривые зависимости деформаций от напряжений оказались очень различными, как видно из рис. 2-10. Секущий модуль Юнга при осевой деформации в 1% для образца, уплотненного центробежным методом, в 7 раз превысил соответствующий модуль образца, уплотненного по Маршаллу.
2) Хотя все лабораторные образцы АФБ показали совершенно различные кривые деформации-напряжения, они достигли примерно одинакового уровня прочности.
3) Керны АФБ показали поведение наиболее близкое к поведению образцов, уплотненных по Маршаллу, но они были более гибкими и текучими. Максимальная осевая деформация достигла 18%, для полевых образцов, 14% для образцов, уплотненных по Маршалла, и лишь 3% для образцов, приготовленных вращательным методом.
4) 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.
5) Статический и вращательный методы не следует использовать для приготовления образцов АФБ. Метод Маршалла и модифицированный метод Маршалла обеспечивают приготовление образцов АФБ, чье поведение подобно поведению кернов АФБ.
6) Диафрагма из АФБ должна проявлять гибкость и текучесть и быть способной приспосабливаться к различным осадкам или сдвиговым смещениям в плотине без образования трещин и увеличения водопроницаемости. Переуплотнение АФБ может привести к чрезмерному взаимозащемлению заполнителя и относительно хрупкому поведению материала, в котором затем могут появиться трещины.
7)Расчеты НДС диафрагм из АФБ дают нереальные напряжения и деформации, если в них используют данные трехосных опытов статически или вращательно уплотненных образцов, а не данные трехосных испытаний маршалловских образцов или кернов АФБ. Нереально требовать, чтобданные испытаний кернов соответствовали результатам трехосных опытов лабораторных образцов (в т.ч. по Маршаллу).
Типичные результаты испытаний АФБ на водопроницаемость показаны на рис. 2-9. При пористости менее 3%, как показали лабораторные испытания, АФБ, практически, водонепроницаем даже при высоком давлении воды [26-28]. При пористости более 3% водопроницаемость возрастает достаточно быстро и при 6% коэффициент фильтрации составляет около 10" м/с (рис. 2-9).
Принципиальная схема пермеаметра (прибора для опытов на водопроницаемость) показана на рис. 2-Ю, где контакт образца со стенками контейнера герметизируют слоем битума, а сам образец опирается на пористую основу. Имеются более сложные приборы, где образец при испытании на водопроницаемость подвержен также горизонтальным и вертикальным напряжениям как в трехосных опытах [23].
Как уже отмечалось, дилатанция АФБ приводит к повышению его водопроницаемости вследствие раскрытия мелких трещин, хотя видимые трещины могут и не появиться. Поэтому рост водопроницаемости может быть намного больше, чем рост объёмной деформации АФБ, так как деформации сдвига и вызванная ими дилатанция могут привести к образованию взаимосвязанных трещин, что было продемонстрировано испытаниями на водопроницаемость образцов, вначале испытанных на трехосное сжатие [23]. В зоне больших сдвиговых деформаций по плоскости разрушения из образцов, испытанных на трёхосное сжатие, были вырезаны меньшие образцы, которые были в свою очередь испытаны на водопроницаемость. Хотя объемные деформации расширения образцов при дилатанции составили только 1-2%, коэффициент их фильтрации возрос в 103-105 раз. Этот скачок можно объяснить только тем, что образовалась система пересекающихся трещин. Однако, водопроницаемость возросла только тогда, когда эти трещины раскрылись при деформациях сдвига, близких к уровню разрушения АФБ. Никакого заметного роста водопроницаемости образцов не было получено до достижения ими 80% прочности на сдвиг.
Степень и скорость самозалечивания и снижения водопроницаемости АФБ во времени вследствие его вязкопластичной текучести могут быть изучены в зависимости от содержания и типа битума.
Конец наполнения после строительства плотины при уплотненных вокруг диафрагмы из АФБ
Правило знаков: сжатие (+), растяжение (-). Как видно, из рис. 4-7, в нижней и средней части диафрагмы наблюдаются небольшие растягивающие горизонтальные деформации sx 0,7-0,2%, в верхней части диафрагмы - очень низкие растягивающие и сжимающие деформации. Таким образом, диафрагма вполне стабильна, что исключает образование в ней трещин в строительный период перед наполнением ВБ.
Касательные деформации уху в диафрагме изменяются от 0,17% в основании, 0,27 в середине до 0,02% на гребне. Распределение абсолютных (см) вертикальных (осадок) dy и горизонтальных перемещений dx по высоте диафрагмы показано на рис. 4-6, из которого видно, что максимальное перемещение dx (в сторону ВБ) не превышает 1,6 см, а максимальная осадка dy (посредине диафрагмы) составляет 29,2 см. Изолинии вертикальных (dy) и горизонтальных (dx) перемещений (в м) в плотине, соответственно, показаны на рис. 4-4 и 4-5.
По результатам этого расчета были определены пределы изменения коэффициента Пуассона (от 0,32 до 0,42) по высоте диафрагмы в конце строительства плотины. С учетом этого был выполнен расчет НДС плотины при постоянном коэффициенте Пуассона (г =0,35) диафрагмы из укатанного АФБ. Результаты этого расчета НДС диафрагмы оказались отличными (в худшую сторону) от данных расчета НДС диафрагмы с учетом переменности коэффициента Пуассона, что указывает на необходимость учета переменности коэффициента Пуассона АФБ.
Случай раздельного возведения плотины и последующего поэтапного наполнения ВБ полностью соответствует реальной схеме строительства и наполнения ВБ этой плотины, подробно рассмотренной в главе 1. Этот случай по сравнению со случаем параллельного строительства и наполнения ВБ оказался менее благоприятным для НДС диафрагмы. Расчетные параметры материалов принимались такие же, как в предыдущем строительном случае (табл. 4.1).
В верховой призме напряжения су снижаются вследствие взвешивания камня призмы. Поэтому вокруг диафрагмы наблюдается несимметричная картина большой разгрузки (снижения) напряжений ау с их передачей на соседние зоны. При этом напряжения оу в нижней части диафрагмы оказались на 5-7% выше, чем в конце строительства, что соответственно снизило арочный эффект в диафрагме и вокруг нее. Горизонтальные напряжения ох после наполнения ВБ в низовой призме возросли, в верховой - немного снизились. При этом резкое возрастание этих напряжений происходит в диафрагме и низовой переходной зоне.
В середине верховой переходной зоны и примыкающей к ней боковой призме возникает замкнутая зона предельного состояния грунта. В самой диафрагме коэффициенты использования прочности материалов SLmax намного меньше 1.0.
Коэффициент бокового давления диафрагмы, K=a3/(Ji, равный отношению главных напряжений, в результате наполнения ВБ повысился в нижней половине диафрагмы до 0,65 и почти не изменился в верхней половине.
Касательные напряжения тху в диафрагме заметно возрастают и составляют в се-редине 6 т/м , в верхней части почти не меняются. Вследствие горизонтального давления ВБ, приложенного к напорной грани диафрагмы, растягивающие горизонтальные деформации єх уменьшились с 0,7 до 0,53%, а сжимающие вертикальные деформации єус 1,7 до 1,5% в основании (рис. 4-8).
Распределение абсолютных (см) вертикальных (осадок) dy и горизонтальных перемещений dx по высоте диафрагмы показано на рис. 4-9, из которого видно, что максимальное перемещение dx ее верха (в сторону НБ) составляет 7,2 см, а максимальная осадка dy (посредине диафрагмы) - 18 см.
Натурные данные поведения этой плотины подробно рассмотрены в главе 1. По натурным данным максимальная осадка насыпи в 31 см наблюдалась в конце строительства посередине оси плотины (контрольной шахты). Чуть более низкие строительные осадки (30 см) наблюдались по оси диафрагмы, смещенной от оси плотины на 6 м в сторону ВБ. После 4-х летнего периода "отдыха" плотины, сопровождавшегося равными осадками ползучести (22-40 мм) диафрагмы и соседних зон камня, последующее (в течение 2-х лет) наполнение ВБ вызывало рост осадок еще на 5-10 мм. По оси плотины расчетная максимальная строительная осадка насыпи составила 30 см, т.е. совпала с натурной величиной (30 см). Там же после наполнения ВБ расчетная осадка выросла до 33 см, что немного ниже натурной осадки 35 см. По расчетным и натурным данным осадки диафрагмы и соседних зон камня были близкими. Максимальное горизонтальное смещение (42 мм) в конце строительства наблюдалось на высоте 17 м над основанием примерно посредине между осью плотины и ни -15
В основании диафрагмы максимальное вертикальное напряжение в конце строительства по данным измерений составило 86 т/м2 (65% веса диафрагмы), в низовой пере-ходной зоне - 95 т/м , и там же горизонтальные напряжения составили около 50% вертикальных. Максимальные расчетные вертикальные напряжения (рис. 4-2), практически, совпали с натурными величинами, а горизонтальные напряжения (рис. 4-3) оказались заметно ниже натурных. "Спокойный" период не принес заметного роста обеих напряжений. Наполнение ВБ почти не повлияло на натурные и расчетные вертикальные напряжения в диафрагме и соседней низовой зоне, но сильно увеличило здесь рост горизонтальных напряжений, которые на высоте 17 м составили 55 т/м2. По расчету здесь было получено почти такое же напряжение (52 т/м2).
В конце строительства максимальное расширение диафрагмы в 5,6 мм было зафиксировано на высоте 4 м от ее основания, которое возросло до 6,8 мм после наполнения ВБ. Расчетные расширения диафрагмы, соответственно, составили 7,2 и 5,8 мм. В целом, НДС (конец строительства и наполнения ВБ) плотины Гросс Дюн с диафрагмой из АФБ очень хорошо соответствует результатам натурных наблюдений, что указывает на достоверность методики расчета с помощью программы NLSTRESS и расчетных параметров гиперболической модели АФБ и камня.
Кроме того, следует отметить, что расчетные и, частично, натурные данные не показали заметного улучшения НДС верхней наклонной части диафрагмы и соседних переходных зон, что следует учесть при проектировании подобных плотин.
