天生桥一级面板堆石坝面板挤压破损原因及切槽软缝修复的影响

吕高峰

(1.杭州国家水电站大坝安全和应急工程技术中心有限公司，浙江 杭州 311122; 2.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

1 工程概况

天生桥一级水电站为大(Ⅰ)型工程，工程以发电为主，装机容量1 200 MW，总库容102.57 亿m3。电站枢纽主要由拦河大坝、开敞式溢洪道、引水发电系统、地面厂房、防空隧洞等建筑物组成。拦河大坝为混凝土面板堆石坝，最大坝高178.00 m，坝顶高程791.00 m，坝顶长1 104.00 m，上游坝坡1∶1.4，下游平均坝坡1∶1.25(综合坝坡1∶1.4)，面板厚度按高程线性渐变设计，顶部厚度0.30 m，底部厚度0.90 m，共分69条块，每条块宽16 m，总面积17.15 万m2，在高程680.00 m和746.00 m处分别设水平施工缝。坝体主要划分为垫层料区、反滤料区、主堆石区和次堆石区。

2 面板破损情况

2003—2005年、2008年、2009年、2011—2014年发生了大坝混凝土面板的局部挤压破损，主要集中在面板中部偏左岸侧的L3/L4及L8/L9面板分缝处。发生面板挤压破损后，对面板进行过多次修复处理，但由于多种原因导致处理效果不佳。

3 面板破损原因分析

3.1 坝体变形过大是面板挤压破损的主要原因

堆石坝体在自重和水荷载的作用下在坝轴线方向的变形朝向河谷中央，在面板和垫层的接触面产生相当大的朝向河谷中央的摩擦力，在河谷中央面板的坝轴向应力超过面板混凝土强度时，导致面板混凝土挤压破损[1-6]。

面板坝整体变形较大，在竣工蓄水期(至2000年8月正常水位高)最大沉降量为3.36 m，约占坝高1.89%，坝体最大沉降在2014年12月已经达到坝高的2.06%，继而引起两侧坝体堆石向河心的变形过大，使面板向河谷中间的挤压作用增强，水平向压应力大于15 MPa，最大达20.21 MPa，接近或超过C25混凝土的轴心抗压强度，造成面板挤压破损。因坝体变形没有完全稳定，这种挤压作用一直在持续，上述应力作用从面板钢筋应力和混凝土应变的趋势也可看出。

该坝坝体沉降量大与主、次堆石分区、次堆石材料选用、堆石压实标准、施工进度安排等因素密切相关。主、次堆石强度相差较大，并在坝轴线处垂直分区；次堆石抗压强度低，泥岩含量高达44%～81%，软化系数仅为0.5；主堆石压实孔隙率为22%，低于随后兴建的一批高100 m以上面板坝的控制标准18%～20%；上述均是造成坝体沉降量大的重要因素[7]。

3.2 高温低水位运行工况引发面板压应力骤增加剧面板挤压破损

该坝位于北纬25°附近，纬度较低，夏季太阳照射强烈。2003年7月份水库水位较低，月平均为758.52 m，最低为755.54 m，比正常蓄水位约低25 m；2004年5月库水位更低，月平均为750.14 m，最低为747.01 m，比正常蓄水位约低33 m。长期处于烈日暴晒下的面板温度大幅度上升，实测面板表面温度超过50 ℃，产生较大的温度压应力。若按面板内外温差15℃估算，引起的压应力约为4.5 MPa。根据埋设在785 m高程、桩号0+638部位面板表面的温度计和垂直缝面的应力计实测资料，当面板温度为40 ℃～50 ℃时，缝面压应力为5.9～6.4 MPa。面板两次挤压破损准确时间都在下午5时左右，也表明是经过烈日暴晒之后发生的。低水位高温运行工况是面板挤压破损的触发或加剧因素[8]。

3.3 面板上部处于不利应力组合状态挤压破损严重

该坝主、次堆石抗压强度相差明显，坝体填方未能全断面均衡上升，坝体上、下游沉降变形差较大，三期面板浇筑与坝体最后一期快速填筑之间没有间歇期，浇筑完成后坝体仍有超过50 cm的沉降变形，这些因素使第三期面板受弯顶部法向位移指向坝内，中部法向位移指向坝外，上表面顺坡向产生拉应力，在引起水平向开裂后，顺坡向拉应力普遍仍为1 MPa左右。混凝土强度试验表明，在拉-压两轴强度试验时，抗压强度随着拉应力的增加几乎呈直线下降；在三轴压缩强度试验时，混凝土破坏强度随着横向围压的增加而成倍地增加。该坝一期面板和二期面板中、下部，长期位于水下，基本处于三轴压缩应力状态，至今未发生挤压破损，而第三期面板中上部上表面附近处在顺坡向受拉水平向受压的拉-压应力状态下，因而挤压破损比较严重[9]。

3.4 压性缝本身结构和面板厚度的原因

面板中间的34条“压性缝”的设计按“硬缝”设置，即除竖缝底设有W1型铜片止水，在一序浇筑面板竖缝侧表面涂刷薄层沥青乳剂外，相邻面板在接缝面是硬顶硬。因设置成“硬缝”的竖缝，使面板和面板在接缝面为硬顶硬，没有缓冲和变形的余地，这种接缝结构很容易积累应变能量，从而使混凝土的压应力大于其抗压强度。

从面板发生挤压破损的部位看，所有的破损均发生在面板顶部。而从面板厚度计算公式所确定的面板厚度在顶部最薄，因此，面板承压面积的减少也可能是影响面板发生挤压破损的因素之一。

从面板挠度可以看出，面板受库水压力作用，面板中部凹向下游，河谷中间的面板变形性态将导致压性缝两侧的面板呈现表面接触、底部张开的形式，面板之间巨大的压应力不能均匀地分布在压性缝两侧，面板表面承受更为巨大的压应力，当面板表面的压应力超过其强度后，面板挤压破损，所以面板破损从面板表面往底下发展[10-11]。

4 切槽软缝对面板挤压破损的影响

4.1 切槽软缝处理基本情况

2003年7月，面板破损后，2004年6月17日—2004年7月28日期间，对L3/L4，L1/L2及L5/L6分缝746 m高程以上进行切缝处理，在分缝部位留5 cm宽、深度至止水铜片两翼平段的缝；缝内填塞厚2 cm橡胶板(压缩模量<3 MPa，最大压缩变形率25%)，再用M20砂浆灌满切缝(缝顶与两侧面板齐平)；在缝顶作SR材料鼓包，混凝土表面铺贴SR防渗盖片，用不锈钢扁钢及膨胀螺栓(间距30 cm)固定防渗盖片，并用环氧材料进行封边压实。面板修补示意图(见图1)。之后的面板挤压破损均采取类似方式进行处理。

图1 面板接缝修补示意图

4.2 切槽软缝对面板挤压的影响

以面板挤压破损最严重的面板L3/L4为例分析切槽软缝对面板挤压的影响，表1是面板L3/L4垂直缝两侧破损情况统计表。从表中可以看出，2004年6月17日—2004年7月28日对L3/L4的746 m高程以上进行软缝处理后，原本破损较轻的L3破损加重，且挤压破损有向低高程发展的趋势，下沿范围有限，2012年6月的检查发现，挤压破损最低高程为706.56 m(L3)和706.76 m(L4)。但2005年后的破损程度均低于2004年，可见面板L3/L4浇筑完成后，坝体变形导致面板向河谷中间的挤压积累的能量在2004年已经释放，设置软缝增加了面板向河谷中间的变形余地，在一定程度上减轻了面板水平向的压应力。后期的变形尽管没有完全稳定，但变形趋势也已经在减小，坝体变形导致面板向河谷中间变形积累的能量小于2004年之前积累的能量。

2004年6—7月切槽软缝处理过程中，周边仪器受库水位、气温和面板切缝共同影响，变化量不大。2005年6月1日—8月3日面板切缝期间，周边仪器受库水位、气温和面板切缝共同影响，除钢筋压应力有所减小或拉应力有所增大外，其余监测量变化不明显。总体而言垂直缝改造对面板位移、应力应变、接缝开度等影响不明显。

表1 面板L3/L4垂直缝两侧破损情况

面板钢筋应力和应变测值整体处于稳定状态，但一期、二期顺坡向和水平向仍有几台仪器存在趋势性变化(见图2)。一期面板的钢筋计SBP补的压应力在进一步增大，截止到2014年12月达到了189.6 MPa。二期面板的SBP18和SBP19的压应力在持续增大，对应位置的应变计SGA18、SGP18、SGH19、SGA19和SGP19都有向压的趋势性增大。切槽设置软缝后，低高程的硬缝附近的钢筋压应力和混凝土压应变依旧在增大，且没有完全稳定。SBP补和SBP18都处于较低高程。

4.3 面板挤压破损预测

坝体变形过大是面板挤压破损的主要原因，高温低水位运行工况是面板挤压破损的触发或加剧因素。高温低水位工况下面板挤压破损后，破损处积累的应变能消散，坝体产生的新的变形使面板接缝处再次积累应变能，相应部位的应力增大，在高温低水位工况下，应力超过强度后面板继续发生挤压破损，周而复始。从目前情况看，每次挤压破损的程度整体在降低，例如面板L3/L4破损最严重的情况发生在2004年，主要因为坝体变形的速率逐步减小，面板接缝处每年新增的应变能在减少。但挤压破损有向低高程蔓延的趋势，但下延长度不大，L3/L4面板2012年水下混凝土破损高程比2004年低，其最低破损高程在2004年710 m高程的基础上向下延伸至706.56 m高程。

图2 面板挤压破损附近有趋势性的钢筋计和应变计2014年趋势性量值

由图2可知，应变计的最大水平向应力在二期面板中上部，钢筋计的最大水平向应力在二期顶部和三期底部位置，说明该二期面板的中上部和一期面板的底部部位(靠近河谷中间高程710～770 m范围)的水平向挤压应力最大，该部位也是现阶段面板挤压破损的主要区域，鉴于面板顶部顺坡向呈现受拉状态，其混凝土强度低，且处于高温低水位工况下，三期面板顶部区域也被挤压破损。从分布图看，顺坡向应变计和钢筋计最大压应力区在二期面板的中下部和一期面板的中上部，该部位的混凝土处于三向受压状态，其混凝土强度明显高于其它区域的混凝土，且其水平向压应变也小于二期面板中部以上区域，尽管后期二期面板的压应变和钢筋压应力有趋势性增大，但增大的钢筋应力主要为顺坡向的钢筋计，反而对混凝土强度有利。从混凝土本身应力和强度考虑，该部位发生挤压破损的可能性较小，且二期面板中下部温度变幅小，温度附近应力明显低于上部高程，更进一步说明二期面板中部以下区域面板挤压破损的可能性明显小于上部。前文已经说明垂直缝改造对面板位移、应力应变、接缝开度等影响不明显，从实际运行情况看，混凝土向下蔓延的趋势很小，L3/L4从2004年到2012年的8年间近下延4 m左右，主要原因在于设置软缝对下部面板应力影响的范围有限。且2011年和2012年发生挤压破损在一定程度上受2011年下半年和2012年上半年长期的高温低水位工况运行有关。

面板L3/L4垂直缝已破损到706 m高程，继续往下发展的可能性不大，0+630、0+725混凝土应变和钢筋应力水平向和顺坡向应变分别(见图3—6)，下面从两个方面加以分析。

(1)面板破损前后0+630、0+725断面713 m高程以下的变形和应力未见突变，说明压应力没有向下传递。

2003年7月748 m高程以上发生挤压破坏后，0+630、0+725两个观测断面778 m高程的实测水平向压应变和钢筋应力发生了十分明显的突变(压应力或压应变减小)，但这两个断面上高程略低于破坏部位的745m高程应变计和钢筋计测值没有显著突变；2004年5月，该缝第二次发生挤压破损后，两个观测断面745 m高程的应变、应力明显减小，但713 m高程的实测压应力应变未见增大。可见，缝上下不存在明显的应力传递。

图3 0+630断面各高程应变过程线

图4 0+725断面各高程应变过程线

(2)710 m高程以下面板处于三向受压状态，且顺坡向的压应力大于水平向。

①0+630和0+725断面应变状况：水平向均为压应变，745 m高程压应变最大。顺坡向坝顶为拉应变外，其余为压应变，658～683 m高程压应变分别大于700×10-6Mpa和850×10-6Mpa。683 m高程以下顺坡向压应变远大于水平向；745 m高程以上压应变远大于顺坡向。

两断面的混凝土应力状况：水平向均为压应力，745 m高程压应力最大。顺坡向745 m以上为拉应力，713 m高程以下为压应力。713 m高程以上部位为坡向受拉(或压应力较小)、水平向受压区域，应力条件较差；713 m高程以下部位为双向受压区域，且顺坡向应力大于水平向，应力条件较好。

图5 0+630断面各高程钢筋应力过程线

②0+630和0+725断面钢筋应力状况也如此，水平向大都为压应力，745 m高程最大压应力分别达130 MPa和190 MPa(超出量程)。顺坡向713 m高程以上为拉应力，683 m高程以下为压应力。713 m高程以上部位为坡向受拉、水平向受压区域，应力条件较差；713 m高程以下部位为双向受压区域，且顺坡向应力大于水平向，应力条件较好，与混凝土应变分布规律基本一致。

综合以上分析，大坝面板挤压破损下延的范围有限，二期面板中部以下发生大面板挤压破损的可能性不大。

5 2015年以后大坝面板运行情况

2015年完成挤压预测后，本工程大坝面板仅发生局部小型的挤压，未发生严重的挤压破损，也未明显向低高程延伸。大坝面板实际运行情况与依据2014年的成果开展的预测一致。

6 结 语

堆石坝体在自重和水荷载的作用下在坝轴线方向的变形对面板产生的向河谷中间的挤压力是面板挤压破坏的主要原因，而夏天的高温低水位工况产生的较大温度应力触发并加剧了面板的挤压破损。三期面板中上部上表面附近处在顺坡向受拉水平向受压的拉—压应力状态下，面板垂直缝挤压破损比较严重。面板中间“压性缝”的设计按“硬缝”设置，没有缓冲和变形的余地，且坝体顶部的面板厚度最小，面板受水体压力作用，中部凹向下游，河谷中间的面板变形性态导致压性缝两侧的面板呈现表面接触、底部张开的形式，面板表面承受更为巨大的压应力，所以面板破损从表面往下发展。面板压性缝设置软缝增加了面板向河谷中间的变形余地，减轻了面板水平方向的压应力，可避免后期面板进一步产生挤压破损。面板破损前后0+630 m、0+725 m断面713 m高程以下的变形和应力未见突变，说明压应力没有向下传递。而且710 m 高程以下面板处于三向受压状态，顺坡向的压应力大于水平向，受力状况较好。故挤压缝下延的范围有限，二期面板中部以下发生大面板挤压破损的可能性不大。高面板坝后期设计施工运行中应充分考虑采用压缩性能较好的堆石料减少面板浇筑后的坝体变形，改进运行方式，降低面板温差，面板压性缝内填充缓冲材料，以缓解面板混凝土的直接挤压。