книги из ГПНТБ / Минервина, Е. Е. Переформирование берегов горных водохранилищ методы и примеры прогноза

учетом углов откоса склона и построены частные профили прогноза абразионной переработки берега на трех уровнях эксплуатации (рис. 4-15). Полученные графически размеры абразионных отмелей несколько оличаются от теоретических из-за наличия неразмываемых

Рис. 4-15. Частный профиль прогноза абразионной переработки склона Джварского водохранилища (поп. 2).

3,5 млн. м3, т.е суммарно за 50 лет около 6,7 млн. м3, а отступание кромки берега — от 20—40 до 60—100 м (табл. 4-18).

роятного угла откоса» (Л. 29] естественных углов осыпей, а с пока­

под водой 28o30', над водой 32o30'. На основе графических построе­ ний частных профилей прогноза на поп. 1—6 (рис. 4-16) определены прогнозируемые объемы смещения осыпей и отступания горизонтали затопления. Они выражаются следующими показателями: объем сме­ щения при затоплении I очереди может достигнуть 2,4 млн. м3, а при

склона уположению не подвергнется, средняя уположится в основ­ ном в районе поп. 2, верхняя же — па всем протяжении осыпного

156

158

участка, за исключением лот. 6. Характерно, что в верхней части повсеместно имеются участки !подвижных осыпей.

4. Частный прогноз активизации оползневых явлений в верховьях Худонского оврага выполнялся сравнитель­ но-геологическим методом, ориентируясь на опыт Ладжанурского водохранилища. По аналогии с последним можно считать, что ополз­ невая переработка данного участка протяжением 0,5 км, попадаю­ щего в оползневую область Худонского оврага, будет происходить

Рис. 4-16. Частный профиль прогноза уположения откоса осыпей при затоплении (поп. 4).

I — профиль до затопления; II — профили уположения; III — зона аккумуля­ ции (остальные обозначения см. рис. 4-14).

в периоды высоких уровней путем образования небольших вторичных краевых оползней но фронту затопления и постепенного «стекания» разжиженных масс в водохранилище. Объемы оползневой перера­ ботки по аналогии с Ладжанурским водохранилищем оценены при­ мерно равными Qio= 1,5 млн. м3 и Qso = 5,O млн. л3. Поскольку вза­ мен оползших будут поступать новые оползневые массы с вышеле­ жащего склона, существенного отступания кромки берега не долж­ но быть.

5. Частный прогноз нарушения устойчивости склона водохранилищем выполнен по поп. 5 с помощью стати­ ческих расчетов по (Л. 23, 25] и в соответствии с изложенной

в§ 3-9 схемой.

Вкачестве расчетных избраны две вероятные поверхности

скольжения: поверхность /—I и поверхность II-—II на глубинах соответственно 80 и 90 м (рис. 4-17), представляющие поверхности

159

CM

4

«

а

<3

Расчетные характеристики грунтов (поп. 5)

160

связанных с наполнением и эксплуатацией водохранилища. Расчёт­

вес оползневого блока, тс; фр—угол сопротивления грунта сдвигу при нормальном напряжении р; H — давление (распор) верхнего

Рис. 4-17. Расчетный профиль к прогнозу глубинной устойчивости склона (поп. 5).

1—21 номера расчетных блоков (условные обозначения пород см. рис. 4-14).

блока на вертикальную поверхность нижерасположенного при от­ сутствии в грунте трения и сцепления, тс; T — часть распора Н, воспринимаемая трением и сцеплением, тс; R — не погашенная часть распора, тс.

Степень устойчивости склона оценивается коэффициентом запаса k=ΣT Σ(±H). Угол сопротивления сдвигу фр определяется из изве­ стного [Л. 25] выражения

ψp = arctg Fp;

Fp = tg 1P +

где φ — угол внутреннего трения грунта, град; с—сцепление, τc M!i, пр — нормальное напряжение, tc m2∙.

кривой скольжения напряжения в основании расчетных блоков и соэтветствующие им значения угла фр. В ней значения у, φ и с по разновидностям грунтов, слагающих блок по высоте, взяты из первых граф табл. 4-20, а для контактной зоны, где возможно повы­ шение концентрации влаги на кровле подстилающих гипсоносных глин, — из второй части таблицы (водонасыщенное состояние). Ана­ логичные расчеты выполнены для кривой скольжения II—II. В обоих

161

162

случаях получен запас устойчивости склона, выразившийся значени­ ями коэффициента устойчивости соответственно 1,22 и 1,27 (см. табл. 4-23). Эти цифры корреспондируют с современным состоянием склона, что подтверждает соответствие расчетной схемы и принятых

затопленным почти на половину высоты. Ход расчета остается тем же, только веса блоков и напряжения в их основании подсчитаны с учетом взвешивания грунтов частей блоков, погруженных в воду. Соответственно с этим и снижением сопротивления сдвигу от водонасыщепия определены новые значения углов сопротивления сдвигу фр (табл. 4-22), вводимые в расчет. Расчетами по кривым скольже­ ния /—/ и II—Il установлена необеспеченная устойчивость склона при наполнении водохранилища до отметок 1 очереди (табл. 4-23).

Третья группа аналогичных расчетов выполнена для условий н а и о л неценного водохранилища до НПУ (на глубину 256 л«). При таком глубоком затоплении почти весь потенциально оползневый клин между линией откоса и кривой скольжения оказы­ вается взвешенным. Как видно из расчетов, фактор взвешивания в этом случае одинаково отражается на удерживающих и сдвигаю­ щих силах, благодаря чему изменение их соотношения не влечет нарушения равновесия, коэффициенты устойчивости- 1,18 и 1,25 (табл. 4-23) остаются близкими к значениям их в природном со­ стоянии.

Четвертая группа расчетов выполнена для наиболее опасного случая быстр 0.Й сработки уровня на 90 м с отметок НПУ до УС. Для данного случая резкого спада уровня воды в омываю­ щем водоеме учет гидродинамического фактора произведен по «ме­ тоду фиктивного угла трения» (см. [Л. 23, гл. XXIII, пп. 133 и 134]).

Величины фиктивных углов <pφ и ψpφ подсчитаны в табл. 4-22 для тех частей блока, которые расположены выше уровня сработки (например, блоки 1—14, кривая скольжения I—I, рис. 4-17), путем

Предварительного ВЫЧИСЛеНИЯ ПО КаЖДОМу блоку ОТНОШеНИЯ Рвзв/Р

(соответствующие значения Рвав и P содержатся в основных табли­ цах третьей и первой групп расчета). Блокам ниже уровня сработки (14—17) отвечают значения фр, равнозначные подсчитанным для условий заполненного водохранилища. Расчетами для обеих кривых скольжения получены коэффициенты устойчивости, равные соответст­

б лет после наполнения I очереди. За этот срок согласно прогнозам (см. выше) значительная часть верхних блоков должна быть размы­ та в результате абразии на отметках I очереди. C учетом размыва

163

164

верхней '(давящей) части оползневого тела установлено более высо­ кое значение коэффициента устойчивости It= 1,02 при тех же усло­ виях сработки уровня на 90 м (табл. 4-23).

Таблица 4-23

Изменение коэффициента устойчивости левобережного склона при разных условиях эксплуатации водохранилища (поп. 5)

сейсмического коэффициента Kc =0,1 обоснована микросейсмическими условиями местности. Расчеты выполнены для случаев наполненного водохранилища для отметок 1 очереди и НПУ, которые с сейсмиче­ ской точки зрения являются менее благоприятными.

Величина сейсмической инерционной силы P0 определена по фор­ муле [Л. 44]

P0- κ^P^l>.K0P,

где P — вес пород потенциально оползневой части склона, а осталь­ ные обозначения см. в § 3-12.

165