呂高峰

(1.杭州國家水電站大壩安全和應(yīng)急工程技術(shù)中心有限公司，浙江 杭州 311122; 2.中國電建集團華東勘測設(shè)計研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

1 工程概況

天生橋一級水電站為大(Ⅰ)型工程，工程以發(fā)電為主，裝機容量1 200 MW，總庫容102.57 億m3。電站樞紐主要由攔河大壩、開敞式溢洪道、引水發(fā)電系統(tǒng)、地面廠房、防空隧洞等建筑物組成。攔河大壩為混凝土面板堆石壩，最大壩高178.00 m，壩頂高程791.00 m，壩頂長1 104.00 m，上游壩坡1∶1.4，下游平均壩坡1∶1.25(綜合壩坡1∶1.4)，面板厚度按高程線性漸變設(shè)計，頂部厚度0.30 m，底部厚度0.90 m，共分69條塊，每條塊寬16 m，總面積17.15 萬m2，在高程680.00 m和746.00 m處分別設(shè)水平施工縫。壩體主要劃分為墊層料區(qū)、反濾料區(qū)、主堆石區(qū)和次堆石區(qū)。

2 面板破損情況

2003—2005年、2008年、2009年、2011—2014年發(fā)生了大壩混凝土面板的局部擠壓破損，主要集中在面板中部偏左岸側(cè)的L3/L4及L8/L9面板分縫處。發(fā)生面板擠壓破損后，對面板進行過多次修復(fù)處理，但由于多種原因?qū)е绿幚硇Ч患选?/p>

3 面板破損原因分析

3.1 壩體變形過大是面板擠壓破損的主要原因

堆石壩體在自重和水荷載的作用下在壩軸線方向的變形朝向河谷中央，在面板和墊層的接觸面產(chǎn)生相當大的朝向河谷中央的摩擦力，在河谷中央面板的壩軸向應(yīng)力超過面板混凝土強度時，導(dǎo)致面板混凝土擠壓破損[1-6]。

面板壩整體變形較大，在竣工蓄水期(至2000年8月正常水位高)最大沉降量為3.36 m，約占壩高1.89%，壩體最大沉降在2014年12月已經(jīng)達到壩高的2.06%，繼而引起兩側(cè)壩體堆石向河心的變形過大，使面板向河谷中間的擠壓作用增強，水平向壓應(yīng)力大于15 MPa，最大達20.21 MPa，接近或超過C25混凝土的軸心抗壓強度，造成面板擠壓破損。因壩體變形沒有完全穩(wěn)定，這種擠壓作用一直在持續(xù)，上述應(yīng)力作用從面板鋼筋應(yīng)力和混凝土應(yīng)變的趨勢也可看出。

該壩壩體沉降量大與主、次堆石分區(qū)、次堆石材料選用、堆石壓實標準、施工進度安排等因素密切相關(guān)。主、次堆石強度相差較大，并在壩軸線處垂直分區(qū)；次堆石抗壓強度低，泥巖含量高達44%～81%，軟化系數(shù)僅為0.5；主堆石壓實孔隙率為22%，低于隨后興建的一批高100 m以上面板壩的控制標準18%～20%；上述均是造成壩體沉降量大的重要因素[7]。

3.2 高溫低水位運行工況引發(fā)面板壓應(yīng)力驟增加劇面板擠壓破損

該壩位于北緯25°附近，緯度較低，夏季太陽照射強烈。2003年7月份水庫水位較低，月平均為758.52 m，最低為755.54 m，比正常蓄水位約低25 m；2004年5月庫水位更低，月平均為750.14 m，最低為747.01 m，比正常蓄水位約低33 m。長期處于烈日暴曬下的面板溫度大幅度上升，實測面板表面溫度超過50 ℃，產(chǎn)生較大的溫度壓應(yīng)力。若按面板內(nèi)外溫差15℃估算，引起的壓應(yīng)力約為4.5 MPa。根據(jù)埋設(shè)在785 m高程、樁號0+638部位面板表面的溫度計和垂直縫面的應(yīng)力計實測資料，當面板溫度為40 ℃～50 ℃時，縫面壓應(yīng)力為5.9～6.4 MPa。面板兩次擠壓破損準確時間都在下午5時左右，也表明是經(jīng)過烈日暴曬之后發(fā)生的。低水位高溫運行工況是面板擠壓破損的觸發(fā)或加劇因素[8]。

3.3 面板上部處于不利應(yīng)力組合狀態(tài)擠壓破損嚴重

該壩主、次堆石抗壓強度相差明顯，壩體填方未能全斷面均衡上升，壩體上、下游沉降變形差較大，三期面板澆筑與壩體最后一期快速填筑之間沒有間歇期，澆筑完成后壩體仍有超過50 cm的沉降變形，這些因素使第三期面板受彎頂部法向位移指向壩內(nèi)，中部法向位移指向壩外，上表面順坡向產(chǎn)生拉應(yīng)力，在引起水平向開裂后，順坡向拉應(yīng)力普遍仍為1 MPa左右?；炷翉姸仍囼灡砻?，在拉-壓兩軸強度試驗時，抗壓強度隨著拉應(yīng)力的增加幾乎呈直線下降；在三軸壓縮強度試驗時，混凝土破壞強度隨著橫向圍壓的增加而成倍地增加。該壩一期面板和二期面板中、下部，長期位于水下，基本處于三軸壓縮應(yīng)力狀態(tài)，至今未發(fā)生擠壓破損，而第三期面板中上部上表面附近處在順坡向受拉水平向受壓的拉-壓應(yīng)力狀態(tài)下，因而擠壓破損比較嚴重[9]。

3.4 壓性縫本身結(jié)構(gòu)和面板厚度的原因

面板中間的34條“壓性縫”的設(shè)計按“硬縫”設(shè)置，即除豎縫底設(shè)有W1型銅片止水，在一序澆筑面板豎縫側(cè)表面涂刷薄層瀝青乳劑外，相鄰面板在接縫面是硬頂硬。因設(shè)置成“硬縫”的豎縫，使面板和面板在接縫面為硬頂硬，沒有緩沖和變形的余地，這種接縫結(jié)構(gòu)很容易積累應(yīng)變能量，從而使混凝土的壓應(yīng)力大于其抗壓強度。

從面板發(fā)生擠壓破損的部位看，所有的破損均發(fā)生在面板頂部。而從面板厚度計算公式所確定的面板厚度在頂部最薄，因此，面板承壓面積的減少也可能是影響面板發(fā)生擠壓破損的因素之一。

從面板撓度可以看出，面板受庫水壓力作用，面板中部凹向下游，河谷中間的面板變形性態(tài)將導(dǎo)致壓性縫兩側(cè)的面板呈現(xiàn)表面接觸、底部張開的形式，面板之間巨大的壓應(yīng)力不能均勻地分布在壓性縫兩側(cè)，面板表面承受更為巨大的壓應(yīng)力，當面板表面的壓應(yīng)力超過其強度后，面板擠壓破損，所以面板破損從面板表面往底下發(fā)展[10-11]。

4 切槽軟縫對面板擠壓破損的影響

4.1 切槽軟縫處理基本情況

2003年7月，面板破損后，2004年6月17日—2004年7月28日期間，對L3/L4，L1/L2及L5/L6分縫746 m高程以上進行切縫處理，在分縫部位留5 cm寬、深度至止水銅片兩翼平段的縫；縫內(nèi)填塞厚2 cm橡膠板(壓縮模量<3 MPa，最大壓縮變形率25%)，再用M20砂漿灌滿切縫(縫頂與兩側(cè)面板齊平)；在縫頂作SR材料鼓包，混凝土表面鋪貼SR防滲蓋片，用不銹鋼扁鋼及膨脹螺栓(間距30 cm)固定防滲蓋片，并用環(huán)氧材料進行封邊壓實。面板修補示意圖(見圖1)。之后的面板擠壓破損均采取類似方式進行處理。

圖1 面板接縫修補示意圖

4.2 切槽軟縫對面板擠壓的影響

以面板擠壓破損最嚴重的面板L3/L4為例分析切槽軟縫對面板擠壓的影響，表1是面板L3/L4垂直縫兩側(cè)破損情況統(tǒng)計表。從表中可以看出，2004年6月17日—2004年7月28日對L3/L4的746 m高程以上進行軟縫處理后，原本破損較輕的L3破損加重，且擠壓破損有向低高程發(fā)展的趨勢，下沿范圍有限，2012年6月的檢查發(fā)現(xiàn)，擠壓破損最低高程為706.56 m(L3)和706.76 m(L4)。但2005年后的破損程度均低于2004年，可見面板L3/L4澆筑完成后，壩體變形導(dǎo)致面板向河谷中間的擠壓積累的能量在2004年已經(jīng)釋放，設(shè)置軟縫增加了面板向河谷中間的變形余地，在一定程度上減輕了面板水平向的壓應(yīng)力。后期的變形盡管沒有完全穩(wěn)定，但變形趨勢也已經(jīng)在減小，壩體變形導(dǎo)致面板向河谷中間變形積累的能量小于2004年之前積累的能量。

2004年6—7月切槽軟縫處理過程中，周邊儀器受庫水位、氣溫和面板切縫共同影響，變化量不大。2005年6月1日—8月3日面板切縫期間，周邊儀器受庫水位、氣溫和面板切縫共同影響，除鋼筋壓應(yīng)力有所減小或拉應(yīng)力有所增大外，其余監(jiān)測量變化不明顯?？傮w而言垂直縫改造對面板位移、應(yīng)力應(yīng)變、接縫開度等影響不明顯。

表1 面板L3/L4垂直縫兩側(cè)破損情況

面板鋼筋應(yīng)力和應(yīng)變測值整體處于穩(wěn)定狀態(tài)，但一期、二期順坡向和水平向仍有幾臺儀器存在趨勢性變化(見圖2)。一期面板的鋼筋計SBP補的壓應(yīng)力在進一步增大，截止到2014年12月達到了189.6 MPa。二期面板的SBP18和SBP19的壓應(yīng)力在持續(xù)增大，對應(yīng)位置的應(yīng)變計SGA18、SGP18、SGH19、SGA19和SGP19都有向壓的趨勢性增大。切槽設(shè)置軟縫后，低高程的硬縫附近的鋼筋壓應(yīng)力和混凝土壓應(yīng)變依舊在增大，且沒有完全穩(wěn)定。SBP補和SBP18都處于較低高程。

4.3 面板擠壓破損預(yù)測

壩體變形過大是面板擠壓破損的主要原因，高溫低水位運行工況是面板擠壓破損的觸發(fā)或加劇因素。高溫低水位工況下面板擠壓破損后，破損處積累的應(yīng)變能消散，壩體產(chǎn)生的新的變形使面板接縫處再次積累應(yīng)變能，相應(yīng)部位的應(yīng)力增大，在高溫低水位工況下，應(yīng)力超過強度后面板繼續(xù)發(fā)生擠壓破損，周而復(fù)始。從目前情況看，每次擠壓破損的程度整體在降低，例如面板L3/L4破損最嚴重的情況發(fā)生在2004年，主要因為壩體變形的速率逐步減小，面板接縫處每年新增的應(yīng)變能在減少。但擠壓破損有向低高程蔓延的趨勢，但下延長度不大，L3/L4面板2012年水下混凝土破損高程比2004年低，其最低破損高程在2004年710 m高程的基礎(chǔ)上向下延伸至706.56 m高程。

圖2 面板擠壓破損附近有趨勢性的鋼筋計和應(yīng)變計2014年趨勢性量值

由圖2可知，應(yīng)變計的最大水平向應(yīng)力在二期面板中上部，鋼筋計的最大水平向應(yīng)力在二期頂部和三期底部位置，說明該二期面板的中上部和一期面板的底部部位(靠近河谷中間高程710～770 m范圍)的水平向擠壓應(yīng)力最大，該部位也是現(xiàn)階段面板擠壓破損的主要區(qū)域，鑒于面板頂部順坡向呈現(xiàn)受拉狀態(tài)，其混凝土強度低，且處于高溫低水位工況下，三期面板頂部區(qū)域也被擠壓破損。從分布圖看，順坡向應(yīng)變計和鋼筋計最大壓應(yīng)力區(qū)在二期面板的中下部和一期面板的中上部，該部位的混凝土處于三向受壓狀態(tài)，其混凝土強度明顯高于其它區(qū)域的混凝土，且其水平向壓應(yīng)變也小于二期面板中部以上區(qū)域，盡管后期二期面板的壓應(yīng)變和鋼筋壓應(yīng)力有趨勢性增大，但增大的鋼筋應(yīng)力主要為順坡向的鋼筋計，反而對混凝土強度有利。從混凝土本身應(yīng)力和強度考慮，該部位發(fā)生擠壓破損的可能性較小，且二期面板中下部溫度變幅小，溫度附近應(yīng)力明顯低于上部高程，更進一步說明二期面板中部以下區(qū)域面板擠壓破損的可能性明顯小于上部。前文已經(jīng)說明垂直縫改造對面板位移、應(yīng)力應(yīng)變、接縫開度等影響不明顯，從實際運行情況看，混凝土向下蔓延的趨勢很小，L3/L4從2004年到2012年的8年間近下延4 m左右，主要原因在于設(shè)置軟縫對下部面板應(yīng)力影響的范圍有限。且2011年和2012年發(fā)生擠壓破損在一定程度上受2011年下半年和2012年上半年長期的高溫低水位工況運行有關(guān)。

面板L3/L4垂直縫已破損到706 m高程，繼續(xù)往下發(fā)展的可能性不大，0+630、0+725混凝土應(yīng)變和鋼筋應(yīng)力水平向和順坡向應(yīng)變分別(見圖3—6)，下面從兩個方面加以分析。

(1)面板破損前后0+630、0+725斷面713 m高程以下的變形和應(yīng)力未見突變，說明壓應(yīng)力沒有向下傳遞。

2003年7月748 m高程以上發(fā)生擠壓破壞后，0+630、0+725兩個觀測斷面778 m高程的實測水平向壓應(yīng)變和鋼筋應(yīng)力發(fā)生了十分明顯的突變(壓應(yīng)力或壓應(yīng)變減小)，但這兩個斷面上高程略低于破壞部位的745m高程應(yīng)變計和鋼筋計測值沒有顯著突變；2004年5月，該縫第二次發(fā)生擠壓破損后，兩個觀測斷面745 m高程的應(yīng)變、應(yīng)力明顯減小，但713 m高程的實測壓應(yīng)力應(yīng)變未見增大。可見，縫上下不存在明顯的應(yīng)力傳遞。

圖3 0+630斷面各高程應(yīng)變過程線

圖4 0+725斷面各高程應(yīng)變過程線

(2)710 m高程以下面板處于三向受壓狀態(tài)，且順坡向的壓應(yīng)力大于水平向。

①0+630和0+725斷面應(yīng)變狀況：水平向均為壓應(yīng)變，745 m高程壓應(yīng)變最大。順坡向壩頂為拉應(yīng)變外，其余為壓應(yīng)變，658～683 m高程壓應(yīng)變分別大于700×10-6Mpa和850×10-6Mpa。683 m高程以下順坡向壓應(yīng)變遠大于水平向；745 m高程以上壓應(yīng)變遠大于順坡向。

兩斷面的混凝土應(yīng)力狀況：水平向均為壓應(yīng)力，745 m高程壓應(yīng)力最大。順坡向745 m以上為拉應(yīng)力，713 m高程以下為壓應(yīng)力。713 m高程以上部位為坡向受拉(或壓應(yīng)力較小)、水平向受壓區(qū)域，應(yīng)力條件較差；713 m高程以下部位為雙向受壓區(qū)域，且順坡向應(yīng)力大于水平向，應(yīng)力條件較好。

圖5 0+630斷面各高程鋼筋應(yīng)力過程線

②0+630和0+725斷面鋼筋應(yīng)力狀況也如此，水平向大都為壓應(yīng)力，745 m高程最大壓應(yīng)力分別達130 MPa和190 MPa(超出量程)。順坡向713 m高程以上為拉應(yīng)力，683 m高程以下為壓應(yīng)力。713 m高程以上部位為坡向受拉、水平向受壓區(qū)域，應(yīng)力條件較差；713 m高程以下部位為雙向受壓區(qū)域，且順坡向應(yīng)力大于水平向，應(yīng)力條件較好，與混凝土應(yīng)變分布規(guī)律基本一致。

綜合以上分析，大壩面板擠壓破損下延的范圍有限，二期面板中部以下發(fā)生大面板擠壓破損的可能性不大。

5 2015年以后大壩面板運行情況

2015年完成擠壓預(yù)測后，本工程大壩面板僅發(fā)生局部小型的擠壓，未發(fā)生嚴重的擠壓破損，也未明顯向低高程延伸。大壩面板實際運行情況與依據(jù)2014年的成果開展的預(yù)測一致。

6 結(jié) 語

堆石壩體在自重和水荷載的作用下在壩軸線方向的變形對面板產(chǎn)生的向河谷中間的擠壓力是面板擠壓破壞的主要原因，而夏天的高溫低水位工況產(chǎn)生的較大溫度應(yīng)力觸發(fā)并加劇了面板的擠壓破損。三期面板中上部上表面附近處在順坡向受拉水平向受壓的拉—壓應(yīng)力狀態(tài)下，面板垂直縫擠壓破損比較嚴重。面板中間“壓性縫”的設(shè)計按“硬縫”設(shè)置，沒有緩沖和變形的余地，且壩體頂部的面板厚度最小，面板受水體壓力作用，中部凹向下游，河谷中間的面板變形性態(tài)導(dǎo)致壓性縫兩側(cè)的面板呈現(xiàn)表面接觸、底部張開的形式，面板表面承受更為巨大的壓應(yīng)力，所以面板破損從表面往下發(fā)展。面板壓性縫設(shè)置軟縫增加了面板向河谷中間的變形余地，減輕了面板水平方向的壓應(yīng)力，可避免后期面板進一步產(chǎn)生擠壓破損。面板破損前后0+630 m、0+725 m斷面713 m高程以下的變形和應(yīng)力未見突變，說明壓應(yīng)力沒有向下傳遞。而且710 m 高程以下面板處于三向受壓狀態(tài)，順坡向的壓應(yīng)力大于水平向，受力狀況較好。故擠壓縫下延的范圍有限，二期面板中部以下發(fā)生大面板擠壓破損的可能性不大。高面板壩后期設(shè)計施工運行中應(yīng)充分考慮采用壓縮性能較好的堆石料減少面板澆筑后的壩體變形，改進運行方式，降低面板溫差，面板壓性縫內(nèi)填充緩沖材料，以緩解面板混凝土的直接擠壓。