Peran Bendungan dan Waduk dalam Keberhasilan Transisi Energi - Boes, Droz & Leroy
(Eds) © 2023 Penulis, ISBN 978-1-032-57668-8
Penerapan FEM yang canggih dan metode yang disederhanakan pada analisis respons seismik bendungan timbunan batuan inti aspal-beton
IKLAN Tzenkov
Gruner Stucky Ltd, Renens, Swiss DS Kisliakov
Universitas Arsitektur, Teknik Sipil dan Geodesi, Sofia, Bulgaria MV Schwager
Kantor Energi Federal Swiss SFOE, Bern, Swiss
ABSTRAK: Meskipun metode analisis dinamik yang canggih telah dikembangkan secara intensif dan penerapannya di bidang rekayasa bendungan selama beberapa dekade terakhir, beberapa metode sederhana yang sudah mapan masih banyak digunakan untuk evaluasi cepat parameter respons tanggul yang paling penting. bendungan di bawah eksitasi gempa. Karya ini berkaitan dengan penerapan analisis FEM yang canggih dan dua metode yang disederhanakan untuk analisis respons seismik bendungan timbunan batu dengan inti beton aspal (ACRD) di Bulgaria. Hasil dari kedua pendekatan tersebut dibandingkan dan diambil kesimpulan mengenai penerapan metode sederhana yang digunakan untuk ACRD pada umumnya.
1 PERKENALAN
Pembangunan bendungan baru yang besar, serta verifikasi bendungan yang sudah ada, memerlukan studi yang bertujuan untuk menentukan keamanan bendungan dalam kaitannya dengan stabilitas struktur lokal dan global. Studi-studi ini melibatkan investigasi lapangan dan laboratorium yang komprehensif, definisi parameter material dan melakukan analisis numerik statis dan seismik tingkat lanjut. Perilaku bendungan timbunan batuan dapat diperkirakan dengan baik melalui model elasto-plastik yang dikaitkan dengan material cangkang bendungan, yang memerlukan pendekatan numerik nonlinier. Akibat beban statis dan seismik, beberapa regangan plastis mungkin terjadi dan merambat di badan bendungan. Dalam kasus gerakan tanah yang kuat, jumlah regangan plastis dan deformasi permanen yang terkait sangat bergantung tidak hanya pada puncak percepatan tanah, namun juga pada riwayat percepatan pondasi bendungan yang disebabkan oleh eksitasi seismik. Oleh karena itu, perlu dilakukan studi spesifik lokasi untuk menentukan secara tepat masukan seismik relevan yang diperlukan untuk analisis numerik. Perbedaan respon struktural yang diperoleh dengan menggunakan sejarah waktu spesifik lokasi dan waktu sintetik mungkin signifikan, tergantung pada ukuran bendungan dan tingkat keparahan dampak seismik yang diselidiki.
Di sisi lain, beberapa metode sederhana banyak digunakan sehingga memungkinkan dilakukannya desain awal atau verifikasi. Metode-metode ini telah terbukti selama bertahun-tahun kemampuannya dalam menentukan parameter respons terpenting bendungan tanggul yang terkena pergerakan tanah yang kuat.
Tujuan dari penelitian ini adalah untuk membandingkan karakteristik perpindahan horizontal di dekat puncak ACRD tipikal yang diperoleh dengan analisis numerik canggih di satu sisi dan dengan dua metode yang disederhanakan di sisi lain untuk menyimpulkan penerapan metode tersebut.
Diterjemahkan dari bahasa Inggris ke bahasa Indonesia - www.onlinedoctranslator.com
DOI: 10.1201/9781003440420-26
229
2 DESKRIPSI BENDUNGAN YANG DISIDIKI
Bendungan yang diselidiki sedang dibangun di Bulgaria Utara dan, bersama dengan bangunan- bangunan lainnya, merupakan bagian dari proyek pasokan air minum untuk sebuah kota sekitar 7,5 km di hilir dan desa-desa terdekat. Ketinggian maksimum bendungan adalah 47,15 m;
puncaknya panjangnya 200 m, dan total volume tanggulnya kira-kira 300.000 meter kubik.
Bendungan ini didirikan di atas batu. Inti aspal-beton berbentuk vertikal dan berada di bagian tengah bendungan. Inti aspal-beton dimulai dari bagian atas galeri grouting yang tertanam pada pondasi batuan.
Menurut kode Bulgaria untuk desain struktur hidrolik, BCA (1983), kelas bendungan adalah III. Yang terakhir ini berhubungan dengan bendungan tanggul setinggi 15 m hingga 50 m yang didirikan di atas batu. Namun, peraturan desain memungkinkan peningkatan kelas bendungan jika kerusakan atau kegagalan bendungan dapat menimbulkan bahaya bagi kehidupan manusia dan/atau menyebabkan dampak bencana terhadap pemukiman dan/atau infrastruktur. Mengingat ketinggian bendungan mendekati batas atas Kelas III 50 m, serta beberapa pemukiman terletak di hilir, maka kelas bendungan tersebut telah dimodifikasi. Oleh karena itu, bendungan dan struktur penyewanya telah dirancang dengan mempertimbangkan kriteria desain Kelas II.
Gambar 1 menunjukkan penampang profil bendungan tertinggi. Zona-zona pada badan bendungan adalah sebagai berikut: Zona 1 merupakan timbunan batuan kasar dari tambang batu kapur dengan diameter maksimum 600 mm, yang dipadatkan dalam lapisan setebal 800 mm;
Zona 2 adalah timbunan batuan halus dari tambang batu kapur yang dikerok setebal 300 mm, dipadatkan dalam lapisan 400 mm; Zona 3 adalah zona transisi setebal satu meter yang terbuat dari kerikil dan pasir bergradasi baik dengan diameter 0-60 mm yang dibangun bersamaan dengan inti; Zona 4 adalah inti aspal-beton yang dibangun berlapis-lapis 200 mm; Zona 5 merupakan rip-rap blok batuan yang diperoleh dari tambang batu kapur dengan ukuran lebih besar dari 400 mm; dan Zona 6 merupakan lapisan timbunan batuan dari material bergradasi baik dengan diameter 400mm.
11PICAL CAOMBECTION V1,11108 HOPPEYEli
Gambar 1. Penampang melintang tipikal.
3 ANALISIS METODE ELEMEN HINGGA
Bagian pertama dari penelitian ini terdiri dari melakukan analisis metode elemen hingga (FEM) terhadap perilaku statis dan seismik bendungan. Tujuan utamanya adalah untuk memungkinkan perbandingan perpindahan seismik sisa bendungan yang dihitung melalui analisis FEM dengan perpindahan masing-masing yang diperoleh dengan menggunakan metode yang disederhanakan.
Perilaku timbunan timbunan pada umumnya bersifat elastoplastik dan dicirikan oleh ketergantungan tingkat tegangan. Model Pengerasan Tanah memungkinkan simulasi perilaku material gesekan seperti kerikil dan pasir dengan relatif baik. Hal ini didasarkan pada formulasi elasto-plastik dan dapat menangkap sifat-sifat dasar bahan tanah, yaitu kekakuan yang bergantung pada tekanan, hasil geser plastik dengan pengerasan dan dilatansi, serta pra-konsolidasi volumetrik yang tidak dapat diubah. Hal ini mengarah pada apa yang disebut model Pengerasan Ganda.
Permukaan luluhnya ditunjukkan pada Gambar 2. Selain itu, model ini secara opsional memungkinkan pertimbangan nonli-nearitas pada regangan kecil. Rumusan teoritis model dijelaskan dalam Schanz et al. (1999); parameternya dikalibrasi berdasarkan uji geser triaksial dan oedometer (lihat Bagian 4).
230
Perilaku beton aspal pada umumnya bersifat visko-elasto-plastik serta sangat bergantung pada suhu. Meskipun perilaku bagian elasto-plastik diperhitungkan oleh model material yang digunakan itu sendiri, ketergantungan laju dan suhu secara implisit diperhitungkan dengan menurunkan parameter model untuk kondisi laju dan suhu aktual. Parameternya dikalibrasi berdasarkan uji geser triaksial yang dilakukan pada sampel yang diperoleh dari bagian inti yang sudah dibangun (lihat Bagian 4).
qr
Hasil Geser Permukaan
Av 0
Kompresi Topi
PR
P,Ya (a) Permukaan Hasil Geser dan Kompresi di p'-q' Spasi
Gambar 2. Representasi grafis permukaan leleh model Double Hardening.
Diasumsikan bahwa batuan pondasi bendungan, serta beton bertulang galeri grouting merespon secara linier-elastis terhadap pembebanan eksternal. Asumsi ini didasarkan pada sifat bahan tersebut, kondisi kerja dan lokasinya.
Perilaku nonlinier dan non-elastis struktur bergantung pada riwayat pembebanannya. Oleh karena itu, analisis saat ini dilakukan dengan mempertimbangkan urutan konstruksi bendungan dan penampung waduk bendungan.
Dampak seismik dipertimbangkan untuk kondisi dimana reservoir bendungan penuh hingga Tingkat Operasi Maksimum (MOL). Karena perilaku sistem pondasi bendungan yang nonlinier, analisis seismik dilakukan dalam domain waktu dengan integrasi langsung persamaan kesetimbangan dinamis pada setiap langkah waktu. Redaman viskos dari getaran paksa dimodelkan dengan menggunakan metode Rayleigh.
Analisis dilakukan pada model elemen hingga 2D sistem pondasi bendungan-waduk-pondasi dengan menggunakan paket perangkat lunak Rocscience RS2 Versi 11. Analisis dilakukan dengan asumsi kondisi drainase.
3.1 Parameter bahan
3.1.1Material Rockfill dan Zona Transisi 3.1.1.1 Sifat statis
Perilaku material Timbunan Batuan dan Zona Transisi dalam kondisi statis telah diselidiki dengan melakukan uji laboratorium skala besar pada kedua material timbunan tersebut. Untuk tujuan ini, distribusi ukuran butiran Rockfill ditingkatkan menjadi 250 mm.
Kuat geser diperoleh dari uji geser langsung yang dilakukan pada shear box berdimensi 1700 x 1700 x 1000 mm untuk material Rockfill dan 800 x 800 x 1000 mm untuk material Transition Zone. Pengujian dilakukan dalam kondisi kering dan jenuh. Gambar 3 menunjukkan sudut gesekan yang diukur untuk berbagai tingkat tegangan normal yang diterapkan. Sudut gesekan ditemukan lebih tinggi untuk tingkat tegangan yang lebih rendah serta untuk kondisi kering dibandingkan dengan kondisi jenuh. Perbedaan kekuatan geser antara kondisi kering dan jenuh dipertimbangkan dalam analisis dengan menerapkan dua sudut gesekan yang berbeda. Namun, perubahan sudut gesekan akibat tegangan lapisan penutup yang berbeda tidak diperhitungkan dalam analisis. Sudut gesekan yang dipertimbangkan diperoleh dari tingkat tegangan (efektif).
Lapisan penutup sepanjang 20 m yang diasumsikan mewakili keseluruhan tubuh bendungan.
Dengan demikian, sudut gesekan internal diperoleh sebesar 45,5° dan 43° untuk Rockfill masing-masing dalam kondisi kering (yaitu sebelum penimbunan) dan kondisi jenuh (yaitu setelah penimbunan). Untuk material Zona Transisi, sudut gesek internal tetap sama dengan
40,5° baik untuk kondisi kering maupun jenuh karena penurunan sudut gesek akibat pembasahan material sepenuhnya dikompensasi oleh peningkatan sudut gesek akibat tegangan efektif yang lebih rendah. tingkat dalam kondisi jenuh.
231
A) 55 50 45 40 35
100
B) Hai Uji geser langsung (kering) Hai ♦ Uji geser langsung (jenuh
•
Stres normal a [kPa] 1000
55 50
45 40 35
100
0 Uji geser langsung (kering)
♦ Uji geser langsung (jenuh)
Stres biasaA[kPa] 1000
Gambar 3. Sudut gesekan tergantung pada tingkat tegangan normal: a) Timbunan Batuan, b) Zona Transisi.
Model konstitutif Hardening-Soil diasumsikan sesuai untuk material timbunan. Parameter selanjutnya yang menggambarkan perilaku deviatorik diperkirakan berdasarkan hasil uji geser langsung dibandingkan dengan uji geser triaksial yang dilakukan pada material timbunan serupa di bendungan lain. Modulus garis potong referensi El, rasio kegagalan Rf dan sudut dilatansi w diberikan pada Tabel 1.
Kekakuan bahan pengisi diperoleh dari uji oedometer yang dilakukan pada kotak geser yang sama dengan yang digunakan pada uji geser langsung. Parameter yang mengatur perilaku volumetrik model Pengerasan-Tanah (yaitu, modulus oedometer referensi ETe'eil, modulus referensi unload-reload Effr dan eksponen m) dikalibrasi berdasarkan perubahan volume yang diukur dalam pengujian oedometer ( lihat Tabel 1). Selain itu, rasio Poisson diasumsikan sama dengan 0,25.
Kepadatan bahan timbunan dihitung berdasarkan pengukuran lapangan yang dilakukan pada timbunan selama konstruksi. Porositas dihitung dengan mengetahui kepadatan partikel padat yang telah ditentukan di laboratorium (lihat Tabel 1).
3.1.1.2 Sifat dinamis
Modulus geser dinamis maksimum bahan pengisi diasumsikan bergantung pada tegangan rata- rata efektif p':
Pergi= G?ef
pi
refe ren si
M (1)
dimana referensi modulus geser maksimum Gr°ef dan eksponen m dikalibrasi terhadap hubungan yang diberikan dalam Kokusho dan Esashi (1981). Hubungan terakhir yang memberikan modulus geser sebagai fungsi rasio rongga untuk batuan pecah dan kerikil bulat diasumsikan mewakili masing-masing Rockfill dan Zona Transisi.
Selama modulus geser dinamis lebih tinggi dari modulus geser yang diberikan oleh model Harden-ing-Soil untuk kondisi statis, peluruhannya dengan regangan geser dipertimbangkan menurut Hardin dan Drnevich (1972).
G Pergi = 1 + a1 kamu (2)
Y0.7
asumsiya7(yaitu regangan geser dimana Gz0,7 Go) sama dengan 0,01% dan a sama dengan 0,385.
Karena model konstitutif yang digunakan memungkinkan pekerjaan plastis, rasio redaman viskosnya saja
0,5% dipertimbangkan untuk mengatasi disipasi pada strain kecil dan potensi dampak laju.
3.1.2 Aspal-beton
3.1.2.1 Pemeriksaan laboratorium
Perilaku material beton aspal telah diselidiki dengan melakukan uji geser triaksial pada sampel silinder (100 x 200 mm) yang diambil dari bagian inti bendungan yang sudah dibangun. Sampel yang mengandung 5,7% bitumen B50 diuji pada suhu 5°C dengan menerapkan laju regangan aksial 2%/jam dan tekanan pengekang 500 kPa. Gambar 4 menunjukkan tegangan deviatorik dan regangan volumetrik yang diukur selama geser.
232
Tabel 1. Parameter material Rockfill dan Zona Transisi.
Parameter Ukuran isi batu Zona Transisi
Erf EV
E.:.f.
Preferensi
di dalam ay C
49
Rf1/1
dari M Y0.7
A
[MPa] 35 22
[MPa] 30 18
[MPa] 240 150
[MPa] 0,1 0,1
[-] 0,35 0,40
El 0,25 0,25
[MPa] 0 0
[0] 45.5/43.0 40.5/40.5
rl 3 0
El 0,9 0,9
[MPa] 410 250
El 0,55 0,60
El 0,0001 0,0001
El 0,385 0,385
Pa [kg/m3] 2000 1800
N [-] 0,25 0,33
Perilaku konstitutif beton aspal bersifat visko-elasto-plastik serta sangat bergantung pada suhu.
Beberapa asumsi dibuat untuk mengurangi kompleksitas perilaku konstitutif dalam analisis.
Pertama, ketergantungan suhu diabaikan karena suhu 5°C saat pengujian laboratorium dilakukan dianggap sesuai atau bahkan konservatif untuk lokasi bendungan. Kedua, perilaku viscous tidak diperhitungkan oleh model konstitutif itu sendiri. Namun, parameter model yang dipertimbangkan untuk analisis statis dan dinamis dipilih secara berbeda dengan mempertimbangkan laju regangan yang berlaku.
Oleh karena itu, perilaku konstitutif elasto-plastik murni yang tersisa bertujuan untuk diperhitungkan dengan model yang agak sederhana, dengan menyadari pengaruh besar dari laju regangan dan suhu yang tidak diperhitungkan oleh model itu sendiri. Sebagai konsekuensinya, ciri-ciri seperti ketergantungan tegangan pada kekakuan dan leleh volumetrik (bahan beton aspal yang hampir tidak dapat dimampatkan) diabaikan karena pengaruhnya relatif kecil.
Model konstitutif elasto-plastik yang dianggap sesuai mencakup elastisitas linier, kriteria keruntuhan Mohr-Coulomb, pengerasan regangan gesekan dengan aturan pengerasan setelah Duncan- Chang dan aturan aliran tidak terkait. Parameternya dikalibrasi terhadap uji geser triaksial yang dilakukan (lihat Gambar 4). Sudut gesekan didapat sebesar 46,5° setelah mengasumsikan kohesi sama dengan 250 kPa. Sudut dilatansi diperoleh 11,5°. Modulus Young, modulus garis potong, dan rasio kegagalan masing-masing ditemukan sebesar 180 MPa, 90 MPa, dan 0,9. Selain itu, rasio Poisson diasumsikan sebesar 0,46 menurut Wang dan Hoeg (2016).
A)
'c71, Q
G
4000 3000 2000
1000
Uji geser triaksial
0
5 10Regangan aksial xi [%]
B) 0 -1 -2 -3
-4 Uji geser triaksial 5
0 5 10
Regangan aksial el [%]
Angka 4. Perbandingan hasil uji geser triaksial yang dilakukan pada sampel beton aspal terhadap perhitungan elemen hingga: a) tegangan deviatorik untuk regangan aksial yang diterapkan, b) regangan volumetrik untuk regangan aksial yang diterapkan.
233
3.1.2.2 Sifat statis
Laju regangan pada inti aspal selama proses konstruksi dan penimbunan diperkirakan sekitar empat kali lipat lebih rendah dibandingkan laju regangan pada uji laboratorium yang telah dilakukan. Karena komponen kental dari kekakuan beton aspal, inti beton aspal seharusnya jauh lebih lunak selama konstruksi dan penyitaan dibandingkan dengan yang diukur di laboratorium. Untuk memperhitungkan pengaruh laju regangan yang berbeda, parameter kekakuan (yaitu modulus YoungEdan modulus potongan E50) dibagi dengan faktor 3. Faktor koreksi ini diperkirakan berdasarkan data yang diberikan oleh Wang dan H8eg (2016) dengan mempertimbangkan bahwa di bawah laju regangan rendah tertentu, tidak ada penurunan modulus lebih lanjut yang teramati. Faktor koreksi yang diterapkan dikonfirmasi oleh pengujian yang dilakukan pada laju regangan yang berbeda pada sampel inti bendungan lain.
Kekuatan geser dan aliran plastis seharusnya tidak dipengaruhi oleh laju regangan yang berbeda. Parameter material yang dihasilkan yang dipertimbangkan untuk analisis statis diberikan pada Tabel 2.
3.1.2.3 Sifat dinamis
Laju regangan pada inti aspal selama gempa bumi diperkirakan sekitar tiga hingga empat kali lipat lebih tinggi dibandingkan laju regangan pada uji laboratorium yang telah dilakukan. Oleh karena itu, inti diperkirakan menjadi lebih kaku ketika terkena eksitasi seismik dibandingkan yang diukur di laboratorium. Kekakuan dinamis diperkirakan berdasarkan hasil uji geser triaksial siklik yang dilakukan pada suhu 5°C pada sampel dengan kandungan aspal serupa yang sebanding yang diberikan oleh Feizi-Khankandi dkk. (2008). Faktor koreksi yang akan diterapkan pada parameter kekakuan (yaitu modulus YoungEdan modulus garis potong E50) ditemukan sekitar 30.
Parameter material yang dipertimbangkan untuk analisis dinamik diberikan pada Tabel 2.
Tabel 2. Parameter material beton aspal.
Parameter Satuan Sifat statis Properti dinamis
E [MPa] 60 5'400
E50 [MPa] 30 2'700
ay El 0,46 0,46
C [MPa] 0,25 0,25
9 [0] 46.5 46.5
jika II 11.5 11.5
Rf El 0,9 0,9
Pd [kg/m3] 2430 2430
N [-] 0,025 0,025
3.1.3Dasar
Fondasinya tersusun dari batuan (konglomerat) yang diasumsikan homogen, isotropik dan berperilaku konstitutif elastis linier. Nilai berat satuan, modulus Young dan rasio Poisson diasumsikan masing-masing sebesar 26 kN/m3 1 500 MPa dan 0,33.
3.2 Definisi sejarah waktu percepatan
Analisis model bendungan yang dikembangkan dalam kondisi eksitasi gempa dilakukan dalam domain waktu dengan menggunakan dua rangkaian sejarah waktu percepatan untuk komponen horizontal dan vertikal, sebagaimana dijelaskan secara lebih rinci di bawah.
Kumpulan pertama adalah kumpulan sintetik yang dihasilkan sehubungan dengan spektrum respons target tertentu. PGA komponen eksitasi horizontal adalah 0,15g. Komponen vertikal diskalakan sehingga PGA-nya adalah 2/3 dari PGA komponen horizontal.
Karena lokasi bendungan terletak di Bulgaria Utara, rangkaian masukan sejarah waktu percepatan kedua diambil dari kumpulan rekor nyata dari Vrancea yang mewakili sumber paling menentukan untuk bagian Bulgaria ini. Komponen horizontal dan vertikal diskalakan
234
dengan nilai PGA di atas. Karena kumpulan ini digunakan untuk tujuan perbandingan, spektrum respons dari rekaman ini secara alami berbeda secara signifikan dari spektrum respons desain yang digunakan dalam menghasilkan sejarah waktu percepatan buatan.
3.2.1 Riwayat waktu percepatan yang dihasilkan secara artifisial
Seperti telah disebutkan di atas, eksitasi seismik pada bendungan direpresentasikan dalam salah satu model FEM untuk masukan seismik dengan dua riwayat waktu percepatan sintetik yang kompatibel dengan spektrum respons yang diberikan. Salah satu riwayat waktu percepatan diterapkan pada arah horizontal dan yang lainnya diterapkan pada arah vertikal.
Riwayat waktu percepatan untuk kedua komponen spasial diambil dari database Kantor Energi Federal Swiss, BWG (2003), yang juga bertanggung jawab atas keamanan bendungan.
Riwayat waktu percepatan sintetik ini memenuhi persyaratan berikut:
— Panjang waktu bagian stasioner dari sejarah waktu percepatan adalah:
T3 = 10 + 50 — 1) (3)
dimana T3,,,,„ =10 detik
— Perbedaan antara spektrum respons target yang diberikan dan spektrum respons yang dihasilkanakselerogram sintetik tidak boleh lebih besar dari 10%; terlebih lagi, spesifikasi respons yang dihasilkan trum dari accelerogram yang dihasilkan harus selalu berada di atas target yang mendominasi rentang frekuensi eigen dari struktur tertentu yang dipertimbangkan.
Intensitas Arias dari komponen horizontal eksitasi yang dihasilkan secara artifisial adalah 0,54 m/s.
3.2.2 Riwayat waktu percepatan spesifik lokasi
Seperti disebutkan di atas, kumpulan catatan percepatan yang digunakan di sini mewakili catatan gempa bumi Vrancea yang sebenarnya pada tanggal 4 Maret 1977, 19:21, IZIIS (1977), karena sumber pegunungan Vrancea di Rumania mempunyai pengaruh yang menentukan terhadap gempa bumi. situasi seismologis di Bulgaria Utara.
Total durasi rekor untuk semua komponen adalah 43,4 detik. PGA horizontal maksimum adalah 0,44403 m/s2. Untuk tujuan perbandingan analisis yang dilakukan di sini, diperlukan penskalaan sinyal input sehingga PGA horizontal maksimum menjadi 0,15g. Dengan demikian, faktor skala sebesar 3,31396 diterapkan pada semua catatan komponen. Ditekankan bahwa rekaman komponen gempa vertikal berskala dengan faktor yang sama tanpa mempertimbangkan rasio tertentu (misalnya 2/3) antara PGA maksimum rekaman vertikal dan horizontal. Intensitas Arias dari komponen horizontal eksitasi spesifik lokasi adalah 0,55 m/s.
3.3 Model FEM
Analisis dilakukan pada model FEM dua dimensi dari sistem bendungan — pondasi — waduk.
Geometri bendungan yang ditunjukkan pada Gambar 1 sedikit disederhanakan dengan mengasumsikan permukaan pondasi horizontal pada lokasi penampang tipikal. Galeri grouting di bagian bawah inti, serta dinding penahan di puncak bendungan diabaikan. Bagian pondasi yang dimodelkan memiliki kedalaman 50 m dan 100 m ke hulu dan hilir dari masing-masing kaki bendungan. Mesh FEM terdiri dari 3200 elemen segi empat dengan delapan node, ukuran maksimumnya sesuai dengan spesifikasi model dan tujuan penelitian ini.
Sebagaimana telah disebutkan, karena respons nonlinier sistem pondasi bendungan terhadap beban eksternal, analisis dilakukan dengan memodelkan riwayat pembebanan secara realistis.
Setelah menentukan keadaan awal pondasi, beban statis dari berat sendiri timbunan bendungan diterapkan dalam sembilan langkah selanjutnya. Beban akibat aliran air tanah dan tekanan hidrostatis selanjutnya dimodelkan dengan mensimulasikan tanggul bendungan ke MOL dalam sembilan tahap berturut-turut. Pada setiap tahap penyitaan, analisis dilakukan dalam dua langkah
yang tidak digabungkan. Pada langkah pertama, analisis rembesan kondisi tunak dilakukan untuk menentukan medan tekanan air pori. Pada langkah kedua, perhitungan tekanan air pori digunakan dalam analisis mekanis untuk menentukan perpindahan, regangan, dan tegangan sistem pondasi bendungan. Pada bagian akhir, gerakan tanah yang kuat akibat dampak gempa bumi dijelaskan.
235
Kondisi batas mekanis yang berbeda diterapkan dalam analisis statis dan dinamis.
Dalam analisis statis, batasan kinematik ditetapkan dalam arah tegak lurus terhadap batas vertikal dan batas bawah pondasi batuan.
Kondisi batas dinamis terdiri dari batas transmisi sepanjang ekstremitas vertikal dan batas serapan sepanjang dasar bagian pondasi batuan yang dimodelkan. Basis pondasi ditentukan sebagai basis yang sesuai dan opsi koreksi penyimpangan RS2 juga digunakan. Masukan seismik ditetapkan sebagai sejarah waktu kecepatan horizontal dan vertikal yang diterapkan pada bagian dasar pondasi batuan yang dimodelkan. Riwayat waktu kecepatan ditentukan dengan mendekonvolusi riwayat waktu percepatan singkapan yang disediakan. Jala elemen hingga dan kondisi batas dinamis diberikan pada Gambar 5.
Gambar 5. Model FEM dan kondisi batas dinamis dalam analisis seismik.
3.4 Hasil analisis FEM 3.4.1Hasil analisis statis
Gambar 6 dan 7 menunjukkan kontur perpindahan horizontal dan vertikal pada akhir konstruksi (EoC) dan kontur perpindahan akhir pada penampung (EoI). Penurunan maksimum akibat proses konstruksi terjadi di bagian tengah badan bendungan sebesar 0,13 m. Pada akhir tanggul, perpindahan horizontal di zona tengah badan bendungan meningkat dan mencapai 0,06 m, yang disebabkan oleh pengaruh inti kedap air. Pada saat yang sama, di bagian hulu dari inti, permukiman meningkat menjadi0,16 m.
, :.._
Gambar 6. Perpindahan horizontal dan vertikal akhir konstruksi, m.
Gambar 7. Pergeseran horizontal dan vertikal di akhir tanggul,M.
Gambar 8 dan 9 menunjukkan kontur tegangan efektif horizontal dan vertikal EoC dan EoI.
Kontur tegangan vertikal EoC sejajar dengan kontur luar bendungan, yaitu poligon yang dibentuk oleh muka hulu, puncak, dan muka hilir bendungan. Akibat penimbunan tersebut, tegangan efektif horizontal dan vertikal berkurang pada cangkang hulu, yang dibarengi dengan peningkatan signifikan pada tegangan horizontal pada cangkang hilir.
Gambar 8. Tegangan efektif horizontal (di sebelah kiri) dan vertikal (di sebelah kanan) akhir konstruksi,
kPa. 236
Gambar 9. Tegangan efektif horisontal akhir (di sebelah kiri) dan vertikal (di sebelah kanan), kPa.
3.4.2 Hasil analisis dinamis
Untuk dua jenis input seismik yang diteliti, yaitu, sejarah waktu percepatan yang dihasilkan secara artifisial dan spesifik lokasi, perpindahan dinamis horizontal maksimum terjadi pada lereng hilir, pada ketinggian sekitar 10 meter di bawah puncak, sedangkan maksimum Perpindahan dinamis vertikal terjadi di bagian hulu cangkang, pada zona yang juga berada 10 meter di bawah puncak, namun berada di tengah-tengah antara lereng hulu dan inti. Gambar 10 dan 11 menunjukkan sejarah waktu perpindahan dinamis di lokasi-lokasi ini untuk kedua jenis masukan seismik (hasil sejarah waktu percepatan yang dihasilkan secara artifisial ditunjukkan pada gambar di sebelah kiri). Seperti dapat dilihat pada gambar-gambar ini, dalam hal perpindahan, respons seismik bendungan terhadap masukan seismik yang dihasilkan secara buatan jauh lebih tinggi dibandingkan dengan masukan seismik spesifik lokasi. Perpindahan horizontal dan vertikal permanen maksimum pada akhir gerakan tanah kuat masing-masing adalah 6 cm dan 16 cm untuk gerakan pertama versus 3 cm dan 8 cm untuk gerakan tanah terakhir. Artinya, masukan yang dihasilkan secara artifisial memberikan perpindahan permanen maksimum dua kali lebih tinggi dari masukan spesifik lokasi.
Regangan geser maksimum pada badan bendungan pada akhir gempa bumi dibandingkan pada Gambar 12. Regangan geser tersebut mencapai 2,2% untuk masukan seismik buatan dan 1,5% untuk masukan seismik spesifik lokasi. Perbandingan regangan geser maksimum ini menegaskan pengamatan bahwa respons bendungan jauh lebih tinggi untuk sejarah waktu percepatan yang dihasilkan secara buatan.
0,2 0 2
0,18 0,18
0,16 0,16
._, 0,14E 0,12 0,1 g ''.12'1 n0.1
saya N1.610.020,08Hai
1. itu.
A 0g" 0,02 Illkii1 Saya SAYA SAYA
A.02 5 10 15 20 25 30
0,06 Tillie isi -0,02
-0 000,04
SAYA ! Waktu Di20 30 4050
Gambar 10. Riwayat waktu perpindahan horizontal di zona kritis dekat puncak bendungan.
E1 G1
-°:0°.7 -'0'.11:0,12
-pada
Waktu adalah]
0E-.08V 0.11 -0,12 .1 .0.16 6. 0,18
° -0,22
.0.26 Waktu adalah/
Gambar 11. Riwayat waktu perpindahan vertikal di zona kritis dekat puncak bendungan.
Gambar 12. Kontur regangan geser maksimum.
4 ESTIMASI DEFORMASI MENGGUNAKAN METODE SEDERHANA
Sebagai perbandingan, deformasi akibat gempa diestimasi dengan menggunakan dua metode sederhana yang tidak memerlukan pemodelan elemen hingga. Deformasi geser dihitung dengan menggunakan metode dekopel Makdisi dan Seed (1978) dan metode kopel Bray dan Travasarou (2007). Kedua metode ini didasarkan pada korelasi yang memungkinkan memperkirakan jumlah
237
deformasi geser tergantung pada apa yang disebut koefisien seismik kritis (atau luluh) kr percepatan spektral Sa untuk mode eigen berbeda dan besaran gempa M.Koefisien seismik kritis diperoleh melalui analisis stabilitas lereng. Agar hasil dari berbagai metode dapat dibandingkan satu sama lain, sudut gesek, densitas, dan geometri yang diasumsikan sama dengan yang digunakan dalam analisis FEM. Mekanisme determinan ditemukan terbentuk sekitar 5 m di bawah permukaan hulu dan berkisar dari puncak hingga tanggul hulu. Patut dicatat bahwa lokasi mekanisme kritis bertepatan dengan regangan geser utama yang dihitung dalam analisis FEM (lihat Gambar 12).
Koefisien seismik horizontal kritis diperoleh sebesar 0,12 bila diterapkan juga koefisien seismik vertikal sebesar kv=2/3*ky=0,08.
Percepatan spektral untuk mode eigen yang berbeda diperoleh dengan mempertimbangkan kelas tanah A dan rasio redaman sebesar 5% menurut kode yang relevan (BCA, 1985). Periode fundamental bendungan diperkirakan 0,33 detik berdasarkan solusi analitik Sarma (1979) dengan asumsi kekakuan regangan kecil seperti yang diberikan pada Bagian 3.1.1.2. Akselerasi spektral yang sesuai Sal diperoleh sebesar 0,26g, yang juga sama untuk mode eigen kedua dan ketiga karena dataran tinggi dalam spektrum respons. Percepatan spektral untuk periode 1,5*Sai sama dengan 0,19g.
Besaran determinan M diasumsikan sebesar 7,5 karena gempa bumi seperti gempa Vrancea tahun 1977 dianggap berkontribusi terutama terhadap bahaya seismik lokal.Berdasarkan asumsi ini, metode Makdisi dan Seed (1978) serta Bray dan Tra-vasarou (2007) menghasilkan perkiraan median untuk perpindahan geser masing-masing sebesar 6 cm dan 2 cm. Estimasi setelah Makdisi dan Seed (1978) ditemukan sangat dekat dengan perpindahan horizontal yang diperoleh dalam analisis elemen hingga pada tingkat puncak (lihat Tabel 3).
Tabel 3. Perbandingan perpindahan horizontal yang dihitung dengan berbagai metode.
Makdisi & Bray & Trava- Analisis FE dengan sin- Analisis FE dengan metode Benih (1978) sarou (2007) percepatan tetik percepatan yang tercatat
Perpindahan 6 cm 2 cm 6 cm 3 cm
Jangkauan 1cm — 15cm 1cm — 3cm
Jenis jangkauan min — maks 84% — 16% kecuali. -
Lebih jauh lagi, estimasi yang dibuat oleh Bray dan Travasarou (2007) ternyata lebih rendah dibandingkan estimasi setelah Makdisi dan Seed (1978). Perbandingan yang dilakukan masing- masing oleh Rathje dan Bray (1999) menunjukkan bahwa perbedaan ini disebabkan oleh sifat kedua pendekatan yang digabungkan dan tidak digabungkan. Untuk pendekatan tak berpasangan, diasumsikan bahwa respons seismik tidak dipengaruhi oleh respons geser dan hilangnya kekakuan, sedangkan pendekatan berpasangan memperhitungkan interaksi ini. Untuk kasus yang diteliti (dengan rasio antara periode fundamental bendungan dan periode rata-rata dari rangkaian waktu percepatan yang diterapkan sebesar 0,8 dan 0,3 dan dengan rasio antara percepatan kritis dan percepatan maksimum sekitar
0,44), pendekatan terpisah seperti yang dilakukan Makdisi dan Seed (1978) diperkirakan akan menghasilkan perpindahan yang lebih tinggi (Rathje dan Bray, 1999). Namun, perlu dicatat bahwa hal ini juga bisa terjadi sebaliknya untuk kasus yang berbeda dengan rasio yang berbeda.
5. KESIMPULAN
Studi ini menyajikan perbandingan hasil karakteristik perpindahan horizontal seismik ACRD tipikal yang diperoleh dengan metode FEM di satu sisi dan dengan dua metode yang disederhanakan di sisi lain.
Terlihat bahwa jika pendekatan gabungan diterapkan pada analisis FEM dan perhitungan yang disederhanakan, hasil dari kedua metode tersebut hampir sama untuk analisis dengan masukan seismik spesifik lokasi. Di sisi lain, perhitungan sederhana yang tidak digabungkan dan analisis FEM yang digabungkan dengan masukan percepatan sintetik menghasilkan respons seismik yang lebih tinggi dari bendungan yang diselidiki.
238
Kesimpulannya, metode yang disederhanakan memungkinkan estimasi cepat parameter respons seismik tertentu untuk digunakan pada tahap desain/verifikasi awal. Namun, analisis FEM menghasilkan informasi yang lebih komprehensif mengenai perilaku seismik ACRD.
REFERENSI
BCA 1985. Norma Bulgaria untuk desain struktur hidrolik.
Bray, JD & Travasarou, T. 2007. Prosedur yang disederhanakan untuk memperkirakan deviatorik akibat gempaperpindahan lereng. Jurnal teknik geoteknik dan geolingkungan 133(4): 381-392. Bundesamt für Wasser dan Geologie BWG (2003). Beschleunigungszeitverldule di Ubereinstimmung mitder BWG Richtlinie zur Erdbebensicherheit von Stauanlagen.
Feizi-Khankandi, S., Mirghasemi, AA, Ghalandarzadeh, A. & Hoeg, K. 2008. Tes triaksial siklik pada beton aspal sebagai penahan air tanggul bendungan. Tanah dan Fondasi 48(3): 319-332. Hardin, BO &
Drnevich, VP 1972. Modulus geser dan redaman tanah: Persamaan dan kurva desain.
J. Mekanisme Tanah. Ditemukan. Divisi. ASCE98(7): 667-692.
IZIIS, Skopje, 1977. Publikasi no. 55.
Kokusho, T. & Esashi, Y. 1981. Uji triaksial siklik pada pasir dan material kasar. Prosiding tanggal 10 konferensi internasional tentang mekanika tanah dan teknik pondasi, Stockholm,15-19 Juni 1981.
Balkema, Rotterdam.
Mahabadi, SG, Roosta, RM, Analisis seismik dan desain tanggul inti beton aspal bendungan, Pembangkit Listrik Tenaga Air & Bendungan, Edisi Enam, 2002, hal.75-78.
Makdisi, FI, & Benih, HB 1978. Prosedur yang disederhanakan untuk memperkirakan bendungan dan tanggul deformasi akibat gempa. Jurnal Divisi Teknik Geoteknik 104(7): 849-867.
Rathje, EM, & Bray, JD 1999. Pemeriksaan prosedur perpindahan akibat gempa yang disederhanakan ures untuk struktur bumi. Jurnal Geoteknik Kanada 36(1): 72-87.
Schanz, T., Vermeer, PA & Bonnier PG 1999. Model pengerasan tanah: Formulasi dan verifikasi.Melampaui tahun 2000 dalam Geoteknik Komputasi.Balkema, Rotterdam.
Valstad, T., Selnes, PB, Nadim, F., Aspen, B., Respon seismik bendungan timbunan batu dengan kondisi aspal inti beton, Tenaga Air & Konstruksi Bendungan, April 1991, hal.22-27
Wang, W. & Hoeg, K. 2016. Model material yang disederhanakan untuk analisis inti aspal pada bendungan tanggul.Konstruksi dan Bahan Bangunan124: 199-207.
239
Peran Bendungan dan Waduk dalam Keberhasilan Transisi Energi - Boes, Droz & Leroy
(Eds) © 2023 Penulis, ISBN 978-1-032-57668-8
Bendungan Trift Arch — peluang untuk pembangkit listrik tenaga air karena menyusutnya gletser
IKLAN Tzenkov, 0. Vallotton & A. Mellal Gruner Stucky Ltd, Renens, Swiss
ABSTRAK: Artikel ini menyajikan konsep pembangunan bendungan lengkung di bekas ujung hilir Gletser Trift yang menyusut di Swiss. Panduan ini menjelaskan konteks proyek, pendekatan yang digunakan untuk menentukan dan mengoptimalkan bentuk bendungan lengkung, serta analisis struktur statis dan dinamis yang dilakukan untuk memverifikasi keamanan bendungan.
1 PERKENALAN 1.1 Retret gletser
Dengan adanya pemanasan global, mencairnya gletser di Swiss mempunyai berbagai dampak terhadap pengoperasian pembangkit listrik tenaga air. Ada pula yang bersifat negatif, seperti peningkatan permukaan yang mudah terkikis atau runtuhnya morain, yang dapat menyebabkan peningkatan sedimen. Negara-negara lain memberikan dampak positif terhadap produksi pembangkit listrik tenaga air, karena mencairnya gletser untuk sementara waktu meningkatkan pasokan air. Hilangnya gletser juga menciptakan permukaan baru, beberapa di antaranya mungkin cocok untuk pengembangan baru. Mundurnya Gletser Trift dengan cepat di Gadmertal di Bernese Oberland menciptakan pada tahun 1998 sebuah danau alami baru di pintu masuk ngarai sempit pada ketinggian 1650 m.
Analisis terhadap peta topografi nasional membuktikan hal ini. Dalam 150 tahun, penyusutan bagian depan gletser sejauh hampir 4 km merupakan hal yang spektakuler, lihat Gambar 1.
Mungkin yang lebih mengesankan adalah bahwa 150 tahun yang lalu ketebalan gletser di lokasi danau alami baru saat ini adalah lebih dari 300 m.
Mundurnya gletser bahkan nampaknya semakin cepat, karena kurang dari 50 tahun yang lalu, ketebalan es di atas danau masa depan masih 150 m dan gletser mencapai ngarai.
1.2 Pembangunan pembangkit listrik tenaga air baru
Saat ini, kombinasi jurang yang sempit dan pelebaran lembah yang signifikan di bagian hulu menawarkan peluang ideal untuk pembuatan reservoir baru seluas 85 juta m3. Waduk ini tidak hanya akan menampung air dari daerah tangkapan airnya sendiri, khususnya air lelehan dari Gletser Trift, tetapi juga, melalui saluran air baru, dari lembah-lembah di sekitarnya. Air dari waduk ini akan dialirkan ke pembangkit listrik tenaga air baru dengan tinggi hidrolik 425 m.
Kapasitas terpasang pembangkit ini sebesar 80 MW dan produksi listrik yang diharapkan sebesar 145 GWh/tahun. Setelah pembangkit listrik tenaga air, air akan dialirkan ke skema KWO yang sudah ada dan sangat kompleks (lihat Gambar 2) untuk memanfaatkan potensi lain, sehingga menghasilkan kapasitas keseluruhan untuk menghasilkan 215 GWh pada periode musim dingin.
Untuk meminimalkan dampak fasilitas baru terhadap lanskap, KWO telah memilih untuk membangun pembangkit listrik tenaga air baru di bawah tanah. Semua akses ke pabrik dan bendungan juga akan berada di bawah tanah. Akhirnya hanya bendungan yang akan terlihat.
1.3 Bendungan Trift
Situs Bendungan Trift muncul hanya beberapa tahun yang lalu sebagai akibat dari mencairnya gletser dengan nama yang sama. Pembangunan struktur retensi ini dikombinasikan dengan pembangkit listrik baru, yang semuanya terhubung dengan skema pembangkit listrik tenaga air KWO yang ada, akan memungkinkan
DOI: 10.1201/9781003440420-27
240
rthro, vi.rhm
1873 1923
11'51406
lc0 4
21037 4147"
• Aduh!
(A"efk
ekg
-61,7 'TfT' 1973
Gambar 1. Perkembangan mundurnya gletser Trift dan penampakan danau alami (© swisstopo).
DDR11
= Saluran masuk penstock U Tempat tangkapan air
• Ruang lonjakan
Gambar 2. Skema profil memanjang pengembangan KWO dengan cabang Trift baru yang dilingkari merah (© KWO).
241
menghasilkan lebih banyak listrik dari bahan bakar non-fosil. Hal ini juga akan menawarkan potensi yang signifikan untuk produksi musim dingin, yang saat ini banyak diminati di Swiss.
Gambar 3.Montase foto bendungan dan waduk Trift (© KWO).
2 DEFINISI LOKASI DAN BENTUK BENDUNGAN 2.1 Definisi lokasi bendungan
Mengingat kondisi topografi dan geologi yang teridentifikasi, telah diputuskan bahwa lokasi terbaik dari rencana Bendungan Trift adalah di ambang batu danau saat ini, yaitu pada transisi antara bendungan terakhir dan lembah hilir. Pada lokasi ini, situs berbentuk V, relatif sempit, agak asimetris, dengan abutment curam dan tersusun dari batuan padat. Kondisi seperti ini sebagian besar menentukan bendungan lengkung berlengkung ganda sebagai jenis bendungan yang optimal untuk diterapkan.
Menempatkan bendungan di lokasi ini, dan bukan di hulu ambang danau, memungkinkan menghindari penggalian sedimen danau yang sebagian besar jenuh air. Di sisi lain, kemungkinan lokasi bendungan di bagian hilir ambang batas lebih luas secara signifikan. Oleh karena itu, lokasi yang dipilih memberikan ketinggian bendungan dan volume beton yang optimal, kondisi topografi yang baik, dan pondasi batuan yang kuat.
2.2 Definisi awal bentuk bendungan
Bentuk bendungan lengkung ganda yang direncanakan telah ditentukan dengan parabola horizontal. Prosedur optimasi bentuk berulang telah diikuti dengan menggunakan alat desain berbantuan komputer internal yang khusus dikembangkan untuk aplikasi bendungan lengkung.
Kriteria berikut untuk definisi bentuk yang sukses telah diterapkan:
• Distribusi tegangan tekan yang baik harus disediakan dan maksimum tegangan tekan tidak boleh melebihi sepertiga kuat tekan beton.
• Tegangan tarik vertikal pada titik terendah antarmuka beton-batuan harus dihindariuntuk kombinasi beban dasar berat sendiri dan tekanan hidrostatis pada reservoir penuh. Tegangan tarik horisontal pada muka hulu dari penyangga lengkung dan pada muka bawah permukaan aliran dari kantilever lengkung harus dijaga serendah mungkin.
242
• Kantilever lateral yang menjorok ke hulu harus dikontrol untuk menghindari tegangan tarik selama konstruksi, serta untuk meminimalkan komponen gaya hidrostatik ke atas.
• Bagian hilir yang menjorok pada kantilever tengah dikontrol untuk menghindari tarikan stres selama konstruksi.
• Profil bendungan yang mulus harus disediakan.
• Optimalisasi bentuk bendungan mengupayakan volume beton yang cukup rendah.
Berdasarkan kriteria desain dan batasan yang disajikan di atas, geometri tepat dari lengkungan parabola bendungan yang dipilih ditentukan untuk profil kantilever mahkota, parabola utama, dan tapak bendungan.
Ciri-ciri utama bendungan jika dilihat dari penggalian di tepiannya adalah sebagai berikut:
• Ketinggian bendungan: 125 m.
• Panjang puncak dan lebar puncak: masing-masing 350 m dan 5,40 m.
• Lebar dasar bendungan: 17,44 m.
• Lebar lengkungan maksimum pada abutmen: 19,7 m.
• Luas muka hulu dan hilir: masing-masing 20'500 m2 dan 19'580 m2.
• Total volume bendungan: 243'750 m3.
• Koefisien kelangsingan: 13,8 .
BAGIAN TENGAH TERGANTUNG (m)
KITA D/S 1770
KETEBALAN BAGIAN TENGAH (m)
120 A
750
11 77 33 00 Nfr
1710
1690
1670
1650 1645
0,0000 5.4000 11 5.400
4.1827 3.1432 7 326
105
7.7607 1.3028
SAYA
9.08410.7938 -0,1212 ■
85 10 673
V ■
13.2224 -1.1288 2.094
15.0662 -1.7201 13348
65
16.3253 -13949 V 14.430
16.9996 -1.6534 15.346
4
17.0891 -0,9955 16.094
16.5939 0,0788 16673
15.5140 1.5695 V25
17.084
13.8494 3.4765 17.326
11.6000 5.8000 17.400
164753 6.9617 kamu 17.437
Gambar 4. Definisi geometris bagian tengah bendungan lengkung (pendahuluan).
BAGIAN TENGAH DAN GARIS PUSAT
BENDUNGAN POROS GARIS PUSAT
1770 A 200.000
*-- 191.600
1750 157.238
141.350
1730 128.862
\F 01°..°41
7, saya 108.018
6 1710
107.198
G SAYA 82.651
T 1690
SAYA 91.363
w \ F
64.339
1670 77.293
48.788
1650 63 735
\F 1645
+- 11M111
Gambar 5. Definisi geometris garis pusat (pendahuluan).
243
Gambar 6. Tampilan rencana (pendahuluan).
3 ANALISIS FEM DAN DESAIN STRUKTUR
Perhitungan telah dilakukan sesuai dengan praktik internasional, rekomendasi ICOLD/CIGB dan pedoman Kantor Energi Federal Swiss (BFE 2016, BFE 2017). Bendungan Trift harus memenuhi persyaratan yang ditetapkan oleh SFOE untuk bendungan beton Kelas I.
Analisis FEM dilakukan dengan menggunakan program perangkat lunak Z-SOIL, dengan asumsi perilaku linier-elastis sistem pondasi bendungan. Bahan pondasi diasumsikan tidak bermassa dan isotropik. Upaya telah dilakukan untuk memodelkan kondisi topografi serealistis mungkin.
3.1 Parameter bahan
Parameter material yang diadopsi diberikan pada Tabel 1. Tabel 1. Parameter material.
milik muda Poisson Satuan Panas Panas Panas Volumetrik Modulus Bahan Perbandingan Berat Ekspansi Daya konduksi Kapasitas
E ay Y A k C
[IPK]
[
-] [kN/m3]
[1/°C] [kJ/(md°C)] [kJ/(m3°C)]Konkret 25 0,25 24.5 0.87E-5 241.9 2180
Batu 30 0,25 0,00 1.00E-5 259.2 2160
3.2 Kasus beban dan kombinasi beban Kasus beban berikut telah dipertimbangkan:
— Berat sendiri (tahapan konstruksi) - Tekanan hidrostatis
— Gradien termal (variasi suhu musiman) — Gempa bumi 244
N i l a i k o n s t a n s e b e s a r 8 ° C d i a s u m s i k a n k e t i k a m e m a s a n g s a m b u n g a n b l o k d a n d i g u n a k a n s e b a g a i k o n d i s i r e f e r e n s i t e r m a l u n t u k p e r h i t u n g a n g r a d i e n t e r m a l . G r a d i e n s u h u d i d a l a m b e n d u n g a n d a n p o n d a s i n y a d i t e n t u k a n b e r d a s a r k a n k e a d a a n a w a l u n t u k e m p a t k e a d a a n k a r a k t e r i s t i k ( T C 1 , T C 2 , T S U d a n T W I ) y a n g t e r j a d i p a d a w a k t u b e r b e d a . P e r k i r a a n t i t i k w a k t u n y a a d a l a h s e b a g a i b e r i k u t ( l i h a t j u g a G a m b a r 7 ) :
— T C 1 : S u h u p a d a T i n g k a t P a s o k a n P e n u h ( 1 7 6 7 m a s 1 . ) ( S e p t e m b e r ) .
— T C2 : S u h u p a d a MT i n g k a t O p e r a s i m i n i m u m ( 1 6 6 0 M sebagai1.) ( A p r i l ).
— TSU: Ms u h u m u s i m p a n a s m a k s i m u m ( J u l i ) .
— DUA: M suhu musim dingin minimum (Januari).
20
---------------------- SAYA
=================
T 1
======n=====.1(MINUMMI ' T UM=
15
kamuIC Saya
A E
M1=====1
MIIIM MMIMINFII-II—nL■M MMM NM l AM IN = = = = = VAM M
= M11W
MM IMMW ,IMN k MM
BENDUNGAN=
IMIM Baiklah, M
,
GIGIT/
r • = =
M1 = = ■11 NM=
MNM
UMMM
MIIMM INEIDI4
MM OM M 11 1 M∎
M=MIMIIIIMI MMMI
MM M AII MM' WIMMI
W M U M
■ V
■ WAVA ■ M saya MW
MWV- SAYA___
Udara
1W t 1
Saya bagian 1 T
., 1 B
DI D AL A M
5 SAYA
, , -10
0 90 180 270 360 450 540
Zeit ['kemarahan]
— Wasserseite 1650 m - Normalstau (1767 m 6.M.) --- Wasserseite 1650 m- Mnimalstau (1660 m U.M.)
3Saya EISAYA SAYA S
AY SAYA ,SAYA A
6 saya .."
SAYA ,
di 1
630 720 810
-- Luft
— Luftseite mit Stra hlung SA YA - SAYA
$ ,z1 .T.;ka muaku ._ . 900
61 31
§Saya
" SAYA
990 1080
Gambar 7. Siklus suhu yang terjadi pada permukaan bendungan hulu dan hilir.
D a m p a k s e i s m i k t e l a h d i d e f i n i s i k a n b e r d a s a r k a n a r a h a n S F O E , s e b a g a i b e r i k u t :
— P e r i o d e u l a n g g e m p a : 1 0 . 0 0 0 t a h u n ( G e m p a E v a l u a s i K e a m a n a n , L I H A T ) . — A k s e l e r a s i p u n c a k t a n a h d i l o k a s i b e n d u n g a n :
h o r i s o n t a l : 0 , 2 9 g r a m v e r t i k a l : 0 , 1 9 g r a m
— T i g a r a n g k a i a n s e j a r a h w a k t u p e r c e p a t a n s i n t e t i s y a n g i n d e p e n d e n s e c a r a s t o k a s t i k d a n k o m p a t i b e l d e n g a n s p e k t r u m r e s p o n l o k a l .
K o m b i n a s i b e b a n y a n g d i s e l i d i k i d a n f a k t o r k e a m a n a n t e r k a i t t e r h a d a p t e g a n g a n t e k a n d a n t a r i k m a k s i m u m d i t u n j u k k a n p a d a G a m b a r 8 .
3.3 FEMmodel
P e r i l a k u s t a t i s d a n d i n a m i s d a r i B e n d u n g a n T r i f t y a n g d i r e n c a n a k a n t e l a h d i s e l i d i k i d a l a m 3 D
F e M model sistem pondasi bendungan, lihat Gambar 9. FEM m o d e l d i b a n g u n d e n g a n h e k s a -
e l e m e n h e d r a l d a n t e t ra h e d r a l d e n g a n i n t e rp o l a s i l i n i e r f u n g s i b e n t u k . Be n d u n g a n -
i n t e r a k s i r e s e r v o i r d i w a k i l i o l e h Westergaard menambahkan massa (Westergaard 1 9 3 1 ) d i k e h u l u m e n g h a d a p i t i t i k n o d a l . R e d a m a n k e n t a l p a d a s i s t e m p o n d a s i b e n d u n g a n d i s i m u l a s i k a n
oleh sarana Rayleigh metode dengan mengatur konstanta proporsionalitas sehingga memberi
r a s i o r e d a m a n m o d a l 5 % d a l a m m o d e g e t a r a n p e r t a m a d a n k e s e m b i l a n b e l a s . S e b u a h l a n g k a h w a k t u 0,01 detik digunakan dalamA - metode Hughes, Hilbert dan Taylor (Hughes 1987) dengansebuah =- 0 , 3 u n t u k i n t e g ra si l a n g s u n g p e r s a m a a n g e r a k s i s t e m . K ri te r i a 0 , 0 1 d i t e t a p k a n u n t u k p e r p i n d a h a n d a n k o n v e rg e n s i g a y a .
24 5
Memuat Kasus :E.
7.,A)
Hidrostatik Panas
Tekanan Memuat Bumi-
gempa
Keamanan Faktor
C C
MemuatKombinasi
suo
Statis Biasa SU1
SU2 MATAH ARI1 MATA HARI2
(Saya)A)
✓
✓ t —1
✓ ../
FSL MinWL TC1 TC2 TSU DUA
✓
✓ ✓
.., ✓
✓ ✓
ay ✓
10.000 Bertah un- tahun
Hai E' (7) —°
°
2 7(,
8_ H
3.0 2.0 3.0 2.0 3.0 2.0 2.0 1.5 2.0 1.5 Statis
Tidak biasa
Dinamis Ekstrim
MATAHARI3 ✓✓
MATAHARI4 ✓ ✓
DE1 ✓ ✓ ✓
✓ 2.0 1.5
✓ 2.0 1.5
✓ 1.5 1
Gambar 8. Kombinasi beban yang diselidiki dan faktor keamanan lokal yang diperlukan.
Gambar 9. Model elemen hingga sistem pondasi bendungan.
3.4 Analisis statis dan dinamis
Bentuk deformasi bendungan pada Kombinasi Beban SU1 disajikan pada Gambar 10.
Perpindahan maksimum maksimum terjadi pada puncak bendungan mencapai 3,5 cm.
Tegangan tekan utama untuk Kombinasi Beban SU1 pada permukaan hulu dan hilir bendungan ditunjukkan pada Gambar 11 dan 12. Perhatikan bahwa itu bersifat tekan
246
Gambar 10. Bentuk deformasi dan perpindahan [m] bendungan untuk SUL
tegangan bernilai negatif, sedangkan tegangan tarik bernilai positif. Tegangan tekan maksimum di sisi hulu berada di bagian tengah mencapai 5 MPa, sedangkan di sisi hilir mencapai 9 MPa pada area yang sangat terbatas di sepertiga bagian bawah bendungan, dekat antarmuka bendungan dengan pondasi.
Nilai percepatan maksimum pada tubuh bendungan yang diperoleh dari analisis dinamika sejarah waktu disajikan pada Tabel 2. Percepatan pada arah lintas lembah mencapai
0,7 g, yang setara dengan amplifikasi dinamis 2,4 kali komponen horizontal PGA (0,29 g).
Akselerasi vertikal puncaknya adalah 0,94 g, yaitu 4,9 kali komponen vertikal PGA (0,19 g).
Amplifikasi dinamis maksimum diperoleh pada percepatan sepanjang lembah pada puncak bendungan yang mencapai 3,1 g. Hal ini sebanding dengan frekuensi alami sistem pondasi bendungan-waduk, yang massanya diaktifkan terutama pada arah sepanjang lembah.
Gambar 11. Tegangan tekan utama [kPa] pada muka hulu bendungan untuk SUL
Batasan nilai tegangan tekan maksimum untuk Kombinasi Beban DEl dengan riwayat waktu percepatan Seri 2 diberikan pada Gambar 13 dan 14 masing-masing untuk muka hulu dan hilir bendungan.
247
Gambar 12. Tegangan tekan utama [kPa] pada muka hilir bendungan untuk SU I . Tabel 2. Percepatan [g] pada puncak kantilever mahkota.
Lintas lembah Vertikal Sepanjang lembah
Kombinasi beban menit maks menit maks menit maks
DE1 dengan Seri 1 -0,53 0,59 -0,66 0,65 -2.86 2.98
DE1 dengan Seri 2 -0,68 0,70 -0,77 0,77 -3.09 2.97
DE1 dengan Seri 3 -0,58 0,56 -0,94 0,78 -2.77 2.97
Di bagian hulu, tegangan tekan maksimum dalam kasus SEE terjadi di tengah puncak dan memanjang kira-kira 25 m ke bawah. Di bagian hilir, mereka ditemukan di dekat antarmuka bendungan-pondasi di bagian bawah bendungan. Namun, puncak tegangan tekan utama tidak pernah melebihi 15 MPa, yang berada di bawah kuat tekan dinamis beton.
Nilai maksimum tegangan tarik pada muka hilir bendungan untuk Kombinasi Beban DE1 dan Seri 2 dari input seismik diberikan pada Gambar 15. Tegangan tarik maksimum dihitung untuk zona dekat puncak pusat bendungan. tuas canti. Akan tetapi, tekanan-tekanan ini berada pada arah lengkung, dan akan menyebabkan pembukaan dan selanjutnya penutupan sambungan kontraksi (blok). Karena yang terakhir dilengkapi dengan waterstop, tidak akan terjadi pelepasan air yang tidak terkendali.
Terdapat dua zona lain di sisi hilir yang tegangan tariknya bernilai tinggi. Letaknya di kiri dan kanan atas, sekitar 25 hingga 30 meter di bawah ubun-ubun. Puncaknya adalah 4,4 MPa di zona kiri dan 4,7 MPa di zona kanan. Tegangan tarik ini mempunyai komponen horizontal dan vertikal. Komponen vertikal, yang dapat menyebabkan keretakan pada massa beton, mencapai sedikit di bawah 2,5 MPa, yang kurang dari kuat tarik dinamis beton dan, oleh karena itu, tidak akan menyebabkan permulaan dan perambatan keretakan.
II
A-MIN. OM SALAH INIMM
5=7,T=
_ M E N A N G K A N M I L
'basah= 'berbohong21,
IMIMMO AV
MMMI'111 Ar PILI••
INIMIIIIMIM MI MM IMMIIM - _
11 MIMI ===MIW
211 =111 M PM
111MMMI = MI
,111MMM= _ MM
biarawati MN=
- INII M M M I W I IIMM===== = = = = =
INIMIIMMIMD
0,1m.
.0„
Tidak0000 3
IRPRMI
!MM
4A00,03
3000,03
0100.M.
Gambar 13. Amplop tegangan tekan utama [kPa] pada muka hulu untuk DE1 dengan Seri 2. 248
Gambar 14. Amplop tegangan tekan utama [kPa] pada permukaan hilir untuk DE1 dengan Seri 2.
Gambar 15. Selubung tegangan tarik utama [kPa] pada permukaan hilir untuk DE1 dengan Seri 2.
Hasil analisis statik dan dinamik bendungan menunjukkan bahwa bentuk bendungan telah berhasil ditentukan dan dioptimalkan serta bendungan dapat bertahan tanpa mengalami kerusakan besar pada kondisi beban ekstrim jika terjadi gempa bumi 10.000 tahun.
4. KESIMPULAN
Mencairnya gletser di Pegunungan Alpen menawarkan peluang tertentu untuk pengembangan pembangkit listrik tenaga air. Hal ini terjadi pada Gletser Trift, yang kemundurannya telah menciptakan danau alami baru di hulu dari awal ngarai sempit. Artikel ini menjelaskan desain konseptual bendungan lengkung setinggi 125 m yang akan menciptakan reservoir dengan total kapasitas 80 juta m3 untuk pembangkit listrik tenaga air. Makalah ini menyajikan aspek-aspek utama dari definisi awal lokasi dan geometri bendungan, serta hasil analisis numerik statis dan dinamis yang dilakukan untuk memverifikasi keamanan struktural bendungan. Disimpulkan bahwa bendungan tersebut layak dan terjamin keamanannya untuk kondisi beban yang biasa, tidak biasa, dan ekstrim.
REFERENSI
Bundesamt far Energie BFE, 2017. Richtlinie Ober die Sicherheit der Stauanlagen, Teil Cl: Planung dan Bau.
Bundesamt fiir Energie BFE, 2016. Richtlinie fiber die Sicherheit der Stauanlagen, Teil C3: Erdbeben- sicherheit.
Hughes, T., 1987. Metode Elemen Hingga - Analisis Elemen Hingga Statis Linier dan Dinamis.
Prentice-Hall, Inc.
Westergaard, HW, 1933. Tekanan air pada bendungan saat gempa bumi. Masyarakat Mesin Sipil Amerika- eers (ASCE), Prosiding.
249
Peran Bendungan dan Waduk dalam Keberhasilan Transisi Energi - Boes, Droz & Leroy
(Eds) © 2023 Penulis, ISBN 978-1-032-57668-8
Memenuhi persyaratan pabrik penyimpanan yang dipompa dengan teknologi geomembran yang canggih
G. Vaschetti & M. Scarella Carpi Tech, Balena, Swiss
ABSTRAK: Pembangunan pembangkit listrik tenaga angin dan surya semakin meningkat karena adanya kebutuhan untuk menyediakan keseimbangan jaringan listrik seiring dengan meningkatnya produksi tenaga angin dan surya. Pabrik penyimpanan berpompa merupakan struktur yang menuntut, karena variasi ketinggian air yang terus menerus yang mengakibatkan kondisi bongkar muat berulang yang berdampak pada semua komponen pabrik. Secara khusus, karena reservoir atas dan bawah sering kali terbentuk melalui penggalian lereng alami dan tanggul tanah atau batu, penting untuk memastikan bahwa kemungkinan penurunan dan perpindahan yang berbeda tidak akan mempengaruhi kedap air dan tidak akan menyebabkan rembesan air yang tidak terkendali. Membuat reservoir kedap air dengan lapisan konvensional, seperti beton atau beton bitumen, menunjukkan beberapa kelemahan. Lapisan kaku menunjukkan kemampuan yang buruk untuk mengakomodasi penurunan, memberikan penyegelan sambungan yang efisien, dan menjaga stabilitas dimensi di bawah variasi suhu.
Sebagai konsekuensinya, lapisan kaku sering kali memerlukan pemeliharaan, yang dalam beberapa kasus menyebabkan penghentian pabrik dan hilangnya pendapatan. Pelapis geo- membran dicirikan oleh sifat daya tahan yang luar biasa dan dianggap sebagai alternatif yang efisien dan tahan lama dibandingkan pelapis yang lebih kaku, terutama ketika diperkirakan terjadi penurunan penting. Pelapis geomembran menyediakan pemasangan yang lebih cepat, eksploitasi awal pembangkit listrik, dan jika terjadi kerusakan yang tidak disengaja, kemungkinan untuk diperbaiki dengan mudah, bahkan di bawah air, tanpa berdampak pada pengoperasian pembangkit listrik. 18 Cekungan Penghematan Air dari Kunci Ketiga proyek perluasan Terusan Panama dapat dianggap sebagai aplikasi geomembran pertama pada instalasi penyimpanan berpompa yang baru, karena pabrik tersebut memiliki rata-rata 5 hingga 6 siklus pengisian/pengosongan/hari. Dalam proyek ini, beberapa sistem penjangkaran digunakan untuk mempertahankan lapisan geomembran yang terbuka tetap stabil dan kencang terhadap permukaan cekungan di bawah ketinggian air yang bervariasi setiap hari dan melawan pengangkatan angin. Makalah ini membahas desain, karakteristik dan keunggulan sistem geomembran terekspos yang canggih dalam proyek-proyek baru terkini. Pada proyek penyimpanan pompa Kokhav Hayarden di Israel, yang selesai pada tahun 2022, sistem penjangkaran terdiri dari pelapisan panas lapisan geo-membran ke pita jangkar geomembran yang tertanam di parit vertikal. Sambungan ke struktur beton (saluran masuk air) terdiri dari penjangkaran mekanis yang dirancang untuk menerima penurunan besar dan perpindahan diferensial. Pada proyek penyimpanan pompa Abdelmoumen di Maroko, yang selesai pada tahun 2023, konsep pelapisan panas lapisan geomembran ke pita jangkar geomembran tetap dipertahankan, sementara metode konstruksi khusus ditentukan agar sesuai dengan material timbunan dan persiapan tanah dasar yang berbeda. Linernya adalah geomembran berpernis, yang dimaksudkan untuk meningkatkan daya tahan di lingkungan dengan radiasi UV yang sangat tinggi. Di proyek penyimpanan pompa Pinnapuram di India, yang saat ini sedang berjalan,liner geomembran akan dipasang pada tiga bendungan tanggul besar di reservoir bawah dan bendungan tanggul kontinu sepanjang 6,6 km di reservoir atas. Penjangkaran pada permukaan bendungan akan diperoleh dengan pita jangkar geomembran yang tertanam dalam parit vertikal dan dibuat menjadi lapisan alas beton berpori.
1 PERKENALAN
Belakangan ini, seiring dengan meningkatnya kesadaran akan perlunya menjaga lingkungan, pembangunan pembangkit listrik tenaga angin dan surya semakin meningkat. Sifat angin yang terputus-putus dan
DOI: 10.1201/9781003440420-28
250