寒冷地区坝体混凝土防渗性能分析与评价

2011-06-13宋恩来

大坝与安全 2011年3期

宋恩来

（东北电网有限公司，辽宁沈阳110181）

0 概述

混凝土坝由于本身密实性较好，早期不考虑其抗渗性能，如丰满大坝在设计时除对混凝土强度有要求外，没有抗渗和抗冻要求。随着坝体混凝土渗漏引起各种病害，影响大坝的安全及耐久性，才逐步认识到抗渗的重要性。但由于渗漏经常遇到，引起的病害一般都属于“慢性病”，有时还不被重视，至今仍没有很好解决。在文献[2]调查的32座高坝中，100%存在不同程度的渗漏病害，有的还很严重，甚至影响大坝的安全运用。

东北电力行业水电站大坝，最早的修建于1937年，有丰满大坝和中朝两国共有的水丰大坝。上世纪50年代以后，陆续建成桓仁、回龙山、太平哨、白山、红石和中朝合建的云峰、渭原和太平湾大坝等，均为混凝土坝。20世纪90年代开始修建面板堆石坝，有莲花、小山、松山和双沟大坝等。混凝土坝蓄水运行时间最长的是水丰和丰满大坝，至今已近70 a，红石和太平湾大坝蓄水至今也超过25 a。本文根据这些工程实例，分析渗漏及引起的各种病害对电站发电和大坝安全及耐久性的影响，并对几种防渗措施进行评价。

1 混凝土渗漏引起的各种病害

1.1 水量损失

为保证坝体混凝土的抗渗性，规范规定了坝体各部位的抗渗等级。对于重力坝，坝体内部混凝土抗渗等级为W2，其它部位混凝土按水力坡降考虑分成W4～W10。大坝蓄水运行后，判断坝体混凝土抗渗性的常用方法是监测渗流量，但目前尚无监控指标，本文用渗漏量占大坝所在河流的多年平均流量百分比来判断水量损失。表1列出了东北几座混凝土坝的坝体渗漏情况。

从表1可以看出，各座大坝坝体渗漏量远小于坝址所在河流多年平均流量的1%～0.1%。显然，坝体渗漏对电站的发电效益影响有限。

1.2 混凝土溶蚀

1.2.1 混凝土溶蚀过程

由于渗漏水的流动及水质对混凝土又有溶出性侵蚀，造成混凝土溶蚀。溶蚀过程是混凝土中Ca（OH）2随渗漏而不断流失，引起其它水化产物不断分解并逐步失去胶凝性。混凝土的微孔结构也不断发生变化，由密实体逐步发展为疏松体。研究表明[2]：在压力水作用下，溶蚀速度在初期逐步增大，中期基本稳定，而后期又逐步呈下降趋势；混凝土中Ca（OH）2的不断流失使其抗压强度和抗拉强度不断下降，当Ca（OH）2溶出（以CaO量计）达25%时，抗压强度将下降35.8%，抗拉强度将下降66.4%；随着Ca（OH）2的不断流失，混凝土的宏观密实度将不断下降，当Ca(OH)2溶出达25%时，混凝土饱和面干吸水率将增大90%。

表1 东北几座混凝土坝坝体渗流量表（单位：L/min）Table 1:Seepage at some concrete dams in northeast of China

1.2.2 工程实例

丰满大坝运行初期坝体渗漏比较严重，在廊道内的裂缝、排水孔出口和排水沟内到处都可看到大量白色或黄色的溶蚀物，4号坝段检查廊道内的四周几乎全被溶蚀物覆盖。在下游面可见到多处漏水点，高程235 m以上为多。坝面开挖后发现，混凝土接缝、裂缝、横缝及劣质混凝土处漏水，有的是射水，经多次灌浆和补强加固才使渗漏量降下来。根据坝体渗漏水和库水取样水质化验及普查情况，推算出坝体年溶蚀量见表2。

表2 丰满大坝坝体溶蚀量（单位：kg/a）Table 2:Erosion at Fengman dam

由表2可知，坝体混凝土由于渗漏水作用而被不断溶蚀，但溶蚀速度缓慢，并因渗漏量减少而减弱。

1990年，在18、28、31号坝段上游面232～242 m三个不同高程取表面和表面下约10 cm处的混凝土做水泥结石化学成份分析，发现表层的CaO含量比里层平均减少约6.8%。这说明坝面浸泡在库水中近50 a，受溶出性侵蚀的影响，表面CaO流失。这种侵蚀还使混凝土强度降低，有的可用手指压成坑；但侵蚀速度甚缓，深度也不大。

文献[3]根据往年库水和渗漏水水质分析对比，推算出水泥中CaO流失量：“蓄水以来坝体CaO总流失量约110 t，仅占坝体A块水泥中CaO的1%左右，而其中包含了历年坝体灌浆消耗的1 800 t水泥的溶蚀影响；近期因渗漏量小，CaO的年流失量仅134.22～611.50 kg。因此虽然长期以来坝内廊道、排水孔等处溶蚀析出物较多，还有相当一部分溶解在渗水中被带走，但溶蚀对混凝土完整性的影响仅限于微观方面。对照建设期机口试样和近期勘探取芯试验成果，混凝土抗压强度总体没有明显降低现象。”

工程实例表明，混凝土溶蚀与渗漏密切相关，渗漏量大溶蚀量也大，渗漏量小其溶蚀也小。溶蚀是缓慢的过程，丰满大坝虽然运行近70 a，2010年遭遇多峰型洪水，大坝长期在高水位下运行，坝体水平位移的测值及变幅无明显增大趋势，说明混凝土完整性没有被削弱，混凝土强度降低有限。

1.3 坝体结构破坏

1.3.1 渗透压力

渗漏水在压力作用下使坝体产生渗透压力。在《混凝土坝安全监测技术规范》中，渗透压力不是必测项目，Ⅰ、Ⅱ级大坝可根据需要进行，Ⅲ级大坝不进行监测。丰满大坝在下游坝面补强加固后，因抬高了坝体浸润线才开始监测渗透压力。

对于单支墩大头坝，上游面垂直裂缝渗漏水进入后，在缝端要产生拉应力。当拉应力大到一定值后，将使裂缝扩展甚至造成结构破坏。比较典型的是单支墩大坝的劈头裂缝。当缝深很大时，裂缝不仅沿对称中心线向下劈裂，并有可能向悬臂根部呈曲线劈裂，影响大坝侧向稳定，威胁大坝安全。桓仁大坝就出现了劈头裂缝问题。

考虑坝体渗透压力后，大坝稳定和应力复核结果表明，一般大坝均可满足规范要求。但有的大坝因体型原因其截面会出现拉应力，如回龙山大坝。

当坝体存在较深的水平裂缝（或水平施工缝开裂），在高水位低气温时，渗透压力将对大坝应力、稳定影响很大。

1.3.2 工程实例

回龙山为混凝土重力坝，最大坝高35.0 m，坝长567.3 m，共35个坝段，其中1～3号、18～35号为挡水坝段。大坝原按重现期50年洪水设计，相应库水位221.7 m，按重现期200年洪水校核，相应库水位223.8 m，坝顶高程225.0 m，正常蓄水位221.0 m，死水位219.0 m。

设计时，挡水坝段断面采用直线型，基本三角形顶点设于正常高水位221.0 m处，上游垂直，下游坡度1∶0.75。由于三角形顶点较低，下游坝面折坡点高程（210.33 m）以上部分高度与该截面宽度之比值较大，致使在校核洪水工况下，折坡点高程截面上游面最小主应力为拉应力（-0.019 MPa），不满足规范要求。在其下游太平哨大坝设计中，假设上游回龙山大坝沿高程210.33 m端面处溃决9个坝段下泄洪水，除将太平哨副坝由挡水坝段改为非常溢洪道外，在主坝又增加了4个泄洪孔，由原16孔增至20孔。

第一次大坝安全定期检查在设计复核时，计入渗透压力后，其各截面的边缘应力如表3所示。可见210.33 m截面是薄弱部位。

从表3可知，考虑渗透压力后，上游面拉应力增大，抗剪强度安全系数也相对降低。但抗剪强度安全系数最小的是混凝土与坝基接触面。

1.4 混凝土冻融和冻胀破坏

坝体渗漏将抬高浸润线，这不仅增加了渗透压力，在寒冷地区还导致混凝土冻融和冻胀破坏。冻融破坏是混凝土由表及里的剥蚀破坏，从而降低了混凝土的强度。混凝土深层冻胀会使混凝土的组成物分离或将裂缝撑开，形成冻胀鼓包、破裂以至大块混凝土破损脱开。大坝冻胀破坏有如下几种形式：一是溢流面的深层混凝土冻胀破坏，二是坝顶混凝土冻胀上抬，三是水平施工缝冻胀裂开。

混凝土冻融和冻胀破坏有两个必要条件：一是混凝土中有一定的含水量或混凝土必须接触水；二是其环境存在反复交替的正负温度。

东北几座混凝土大坝由于工作条件、坝体质量和渗漏等情况不同，其冻融和冻胀破坏程度也不相同，比较有代表性的是云峰和丰满大坝。

1.4.1 工程实例——云峰大坝

云峰大坝地处高寒山区，多年平均气温6.3℃，最高月平均气温25.3℃，最低月平均气温-18.4℃，瞬时最高气温37.1℃，瞬时最低气温-32.6℃，最大年变幅为66.1℃，最大冻厚1.0 m。施工期混凝土受冻比较严重，7个冬季（旬平均气温-16.1℃～-7.2℃）浇筑的混凝土约为70万m3，约占大坝总混凝土量的1/4。共有202个浇筑块受冻，其中分布在上游侧第Ⅰ分块的有109块。模拟试验表明，混凝土受冻后其抗压强度最大降低20%～45%，对抗渗影响更大，严重受冻的混凝土结合面单位吸水率ω为不受冻混凝土的20倍。现场试验和超声波检测也表明，抗渗标号达不到设计S8的要求，抗渗性能降低得很多。

表3 校核洪水工况垂直正应力及抗滑稳定安全系数计算成果Table 3:Calculated vertical normal stress and stability coefficient against sliding in check flood condition

（1）溢流面冻融破坏

28～48号坝段为溢流坝段，共21孔，堰顶高程306.25 m。溢流面表面1～4 m厚度范围内，混凝土设计标号为R200号S4D150。

大坝蓄水不到10 a，溢流面表面冻融破坏比较严重。经过溢流或未曾溢流的坝面，均出现混凝土层状剥蚀、脱落和局部钢筋裸露等破坏现象，破坏面积11 000 m2，占溢流面的33.6%。经分析，破坏是由冻融所造成的。

（2）下游坝面冻融和冻胀破坏

在调查面积22 332 m2中，已有13 640 m2出现剥蚀、脱落、掉块等破损现象，破损率为61.8%，占挡水坝段下游面积的27.2%。破损深度在2～6 cm占破损面积64.2%，6～10 cm占25.5%，10～20 cm占9.8%，大于20 cm占0.44%；破损深度最大达28 cm，最浅为5 cm。

下游面破损成片，混凝土预制模板缝处草、树丛生。试验表明，深度在20～30 cm强度标号平均为R156号，约有95%低于设计标号R200号。

（3）上游坝面冻融和冻胀破坏

在调查面积24 633 m2（高程292.00～321.75 m）中，破坏面积为1 257 m2，破损率为5.1%，剥蚀深度为1.0～25.0 cm。破损严重的坝段破损率为10.6%～22.0%。

水下视频检测5～56号坝段（高程281.75～290.75 m），检测面积13 500 m2，占水下总面积67.8%。检查发现坝面预制模板表层剥蚀破损严重，深度一般在5 cm之内，少量达10 cm，剥蚀破损面积为439.8 m2，占检测面积的5.9%。

1.4.2 工程实例——丰满大坝

丰满大坝地处寒冷山区，多年平均气温为5.8℃，多年最低月平均气温为-19.7℃，历史最高日平均气温31.5℃，最低日平均气温-30.7℃，极差62.2℃，瞬时最低气温-40.5℃。一般10月中下旬即开始结冰，翌年4月份才逐渐化冻，整个冰冻期长达5～6个月之久。

（1）溢流面混凝土深层冻胀破坏

大坝运行时发现，溢流面有明显鼓包，并多处开裂。1981年泄洪时约冲掉混凝土40 m3，最大冲深50 cm。因及早关闭闸门而未出现大面积的冲毁。

1986年大坝泄洪时，12～13号坝段溢流面被冲毁面积1 091 m2，冲走混凝土有1 917 m3，冲坑宽22 m，长19 m，深2～3 m。破坏是先将大块掀起冲走，再进行局部淘深。混凝土深层冻胀破坏是这次溢流面被冲毁的内在原因。

（2）坝顶混凝土冻胀上抬

1959年4 月～1994年4月，各坝段的垂直位移为12.01～45.72 mm，年变幅一般为3～12 mm，近右岸坝段垂直位移变幅较大。各坝段垂直位移变化的年周期明显，影响因素主要是温度变化。垂直位移过程线出现双峰双谷型现象。经多年观测和分析，最后发现其原因是水平缝群的冻胀所致。

（3）水平施工缝冻胀张开

水平施工缝冻胀张开主要发生在1944～1949年浇筑的混凝土上。大坝1942年即采用临时断面开始蓄水，其大坝为台阶形状。一些坝块受到长期的冰冻侵蚀，混凝土受到严重的冻害。A坝块在水压力和冻胀张力作用下，水平施工缝部分或全部被拉裂，B、C和D坝块也同样遭到不同程度的冻融和冻胀破坏。

2 坝体防渗

工程实践表明，坝体裂缝和工程缺陷等导致的渗漏仅用混凝土抗渗等级是解决不了的。在大坝蓄水运行一段时间后，不得不采用其它防渗措施。

2.1 上游防渗

东北大坝中在上游采取防渗措施的有桓仁、丰满和云峰大坝。桓仁为单支墩大头坝，在施工期出现劈头裂缝，威胁大坝安全。蓄水前在上游由坝踵至死水位以下1 m做了防渗层，蓄水后又将防渗层加高。丰满大坝是由坝顶到245 m高程外包钢筋混凝土层，然后在高程245～226 m做了沥青防渗层。云峰是由坝顶到死水位以下1 m做了防渗加固工程。

2.1.1 工程实例——桓仁大坝

桓仁大坝于施工期在上游面发现裂缝共261条，其中劈头裂缝50条，20条比较严重；其长度一般在10 m以上，有14条长达20～40 m，缝宽大于0.5 mm的有24条，缝深一般为3～3.5 m，最深达5～6 m。

（1）上游防渗层

为防止渗透水压力将大头和支墩劈开，影响大坝侧向稳定，于蓄水前在上游面做了无胎油毡防渗层，由右重坝段到28号坝段，从底做至288.5 m高程，而25～28号坝段防渗层的顶部高程为266 m。

蓄水后发现，未做防渗层部位的裂缝有所发展。为防止裂缝进一步扩展，1989年采用沥青混凝土对原防渗层进行加高，从高程288.5 m加高到306.3 m（重现期50年洪水位为306.0 m）。为了防止从坝顶渗水，在坝顶做了沥青席防渗层。由于温度对裂缝的变化影响很大，对封腔盖板还进行了保温改造。

（2）防渗层的效果

做防渗层前，1960年调查（当时水位258.2 m），大坝渗漏水131处。1964年汛期，洪水位262 m时出现渗漏水197处，其中射流6处。做防渗层后，渗漏水明显减少。1970年1月16日（正常蓄水位300 m），漏水31处，滴水和湿润97处，已消除了射流。此后调查表明，防渗层效果明显，但坝腔内比较潮湿。防渗层加高后的1991年，相同月份和相同水位情况下调查发现，流水、滴水和湿润共31处，比加高前减少73%，渗漏水明显减少，之后其坝体渗漏量也无大的变化。

多次分析认为，上游防渗层的效果是显著的，但耐久性更需要关心。1989年4月，利用加高防渗层的机会，曾对原防渗层进行现场取样试验。试验结果表明：虽经过20多年，除延伸率、柔性外，无胎油毡其他性能无明显变化。本次试验延伸率（湿度100%）是35。低温柔度，出厂时绕直径10 mm棒在-10℃不裂；20多年后试验，绕直径10 mm棒-20℃（恒温1 h）断裂。因无胎油毡防渗层在死水位290.0 m以下（最高到288.5 m高程），其柔度受低温影响有限。而288.5 m高程以上后加高的防渗层为沥青混凝土。

2.1.2 工程实例——云峰大坝

云峰大坝在施工期混凝土早期受冻，降低了混凝土抗渗性能，蓄水运行后，大坝溢流面、上下游面冻融和冻胀破坏比较严重，不得不进行补强加固。

（1）上游坝面防渗及补强加固

2005～2008年对上游面进行防渗及补强加固，范围为死水位以下1 m至坝顶（高程280.75～321.75 m）。采用抗裂混凝土C25F300W10，二级配。同时掺加网状聚丙烯纤维以提高坝面混凝土的抗渗能力和限裂能力。

原坝面开挖60 cm后再浇筑60 cm厚新混凝土。混凝土用锚筋挂钢筋网及混凝土界面粘结剂与坝体老混凝土牢固连接，以增加坝的整体性。钢筋网采用直径16 mm螺纹钢，纵、横向间距均为20 cm。锚筋采用直径22 mm螺纹钢，其长度L=3.0 m，间、排距1.5 m，梅花型布置，外露端部与钢筋网焊接。锚筋锚固长度2.0 m。

对伸缩缝在新浇筑的混凝土范围内设铜止水，并对距上游面1.5 m范围内的所有伸缩缝均用GB嵌缝止水材料进行充填，新增设铜止水在280.75 m高程处往坝内延伸与原坝体铜止水相接。

采用凿槽填充法进行坝体裂缝缺陷处理，在新浇筑的混凝土内，在紧邻老混凝土裂缝处增设1～2排ϕ25、长度3.0 m的并缝钢筋，并缝筋间距为20 cm；架立筋直径ϕ16，间距20 cm。

（2）加固后效果

1971年坝体渗漏比较严重，经灌浆处理后，漏水量减少，但漏水部位增加。漏水部位主要是伸缩缝、水平施工缝、纵缝、灌浆管、受冻混凝土及裂缝等。1993～2002年坝体渗漏量年均值为131.49 L/min，2004年渗漏量为54.39 L/min，2005年渗漏量为53.63 L/min。补强加固后，2009年漏水量为13.10 L/min。2010年1～9月末最高水位318.75 m，平均库水位303.57 m，由于高水位持续时间较长，坝体渗漏量为22.48 L/min，显然，上游面补强加固对坝体漏水量影响较大，加固效果显著。

2.2 坝体混凝土灌浆

2.2.1 水丰大坝

水丰大坝于1937年开工建设，1941年8月蓄水，1943年建成。由于设计对上游面混凝土无特殊要求，加上混凝土施工质量差，在恢复改建“101”（设计代号）设计时曾钻孔检查混凝土质量，发现坝内尚有未浇好的混凝土，15～25号坝段钻孔取出的6个混凝土试件中，有2/3试件抗渗标号低于B4。对17个试件做抗冻试验，有8个冻融达到75次，有5个达到100次，有4个达到150次。

大坝运行初期，漏水比较严重，坝体廊道内到处流水。漏水量观测从1953年开始，1月6日（水位为115.86 m）大坝总漏水量日平均为11 760.0 L/min；当年10月5日（水位116.37m），大坝总漏水量日平均为16 320.0 L/min。

（1）水泥灌浆

恢复改建时期，对坝体混凝土进行了补强灌浆，1957年在坝顶和上部廊道对7～27号坝段坝体进行水泥灌浆，1958年对坝段伸缩缝周围及右岸挡水坝段进行水泥灌浆。设计钻灌35 700 m，实际完成21 348 m。

坝体防渗帷幕形成后，也在其后钻设排水孔，从坝顶钻到上部廊道，又从上部廊道钻到下部廊道。在坝体增设了排水孔，于溢流面内1.5 m处设三条纵向排水廊道，在廊道内于坝段的横缝处打排水孔。

因坝体仍存在渗漏，1959～1996年对坝体进行水泥灌浆共10 872 771 m。

（2）灌浆效果

大坝经恢复改建和多年的修补与维护（水泥灌浆、上游坝面补修等），大坝漏水量明显减少。1953年总漏水量16 320.0 L/min，1993年为165.0 L/min，1995年发生了洪水，最高水位达到125.63m，这一年大坝总漏水量明显增大，年平均达517.2 L/min，1996年达518.4 L/min。2004年以后有所减少，见表4。坝体渗水仍明显存在。根据漏水部位的分析来看，从廊道排水孔中漏出的水量占多数，而廊道侧墙上的漏水量极少。

渗透压力也明显降低，大坝恢复改建时期，1956～1958年渗压系数帷幕前为0.15～0.25，帷幕后为0.10～0.15；经补强灌浆及增设排水孔，渗压系数在帷幕后为0.10～0.15，在排水孔处为0.05～0.10，小于设计标准。

2.2.2 丰满大坝

大坝混凝土质量差及坝体横缝止水不好，运行初期渗漏十分严重，最大渗漏量达16 380 L/min。为此对坝体进行多次补强灌浆，较全面的有三次，即1951～1953年366（设计代号）设计改建期坝体帷幕灌浆、1954～1988年大坝运行期补强灌浆、1989～1994年大坝全面加固期帷幕灌浆。2008年钻孔压水试验表明，A坝块1942年后所浇混凝土的平均透水率为10.03 Lu，最大值为55.67 Lu，最小值为0.1 Lu；1942年前所浇混凝土的平均透水率为5.21 Lu，最大值为89.15 Lu，最小值为0.091 Lu；A坝块混凝土的算术平均透水率达7.6 Lu。显然，坝体混凝土不满足抗渗要求。尤其是溢流坝段混凝土防渗性能差和坝体排水系统基本失效，导致溢流面混凝土冻融和冻胀逐年发展，严重影响大坝安全泄洪。

（1）水泥灌浆

为确保大坝安全，对大坝实行“降渗工程”。为满足工程需要，在溢流坝段采用“密孔、高压、湿磨细水泥浓浆（0.1∶1）”等一系列试验成果，确定了采用深孔（孔深一般超过50 m）、小孔径（ϕ76 mm），用孔口封闭工艺进行坝体帷幕灌浆。

（2）灌浆效果

灌浆后压水试验检查表明，95.5%的孔段透水率小于0.15 Lu；孔内电视成像检查表明，92.1%的破损和裂隙得到了充填，4.9%的破损和裂隙得到了部分充填；声波CT检测表明，平均声波多在4.2～4.8 km/s之间，波速提高3%～10%。

降渗工程从2008年4月开始，2009年6月结束。工程实施后，从2008年9月11日开始，原有溢流坝段总渗漏量有减少的趋势，到降渗工程结束后，其渗漏量见表5。

由表5可知，灌浆后与灌浆前相比，在水位相近的1995年8月8日与2010年8～11月，其渗漏量相差很多，灌浆效果显著。

为降低坝体渗透压力，在溢流坝段还新钻了排水孔，其漏水量见表6。

新钻排水孔漏水量与库水位有关，水位达到263.77 m时，总漏水量也达到最大值（11.88 L/min），在低水位246.34 m时，总漏水量最小，为5.85 L/min。

灌浆前后渗透压力有所变化，有10个测点扬压力系数降低，有6个测点上升，见表7。