尼泊尔上博迪克西水电站重力坝修复

王 伟,范建朋

(中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司,西安 710065)

0 前 言

重力坝是水利水电工程作为挡水坝所采用的主力坝型之一，具有结构简单、安全可靠、耐久性好、技术成熟等优点，倍受大坝工程界的青睐。目前，已建大坝工程中正在服役的重力坝有数万座，关于重力坝的文献资料虽众多，诸如重力坝结构设计及数值模拟[1-3]、监测设计[4]以及相关施工技术[5]等方面，但关于重力坝修复文献资料少之又少。G.吉塞派提等[6]参考动力学试验和数值模拟技术，早在20世纪90年代针对安斯帕重力坝施工裂缝进行了修复设计；杨颖[7]以月潭水库为例介绍了重力坝止水铜片缺陷产生的原因、修复方案、质量控制等，修复后达到了良好的效果；赵成先[8]对高寒地区RCC(Roller compacted concrete)重力坝上游面保温措施修复有独到的研究，通过涂刷防冰拔涂层解决冰拔破坏；苏怀智等[9]通过重力坝工程病险除控实施效能评估研究，以期建立和完善重力坝典型工程措施及实施效能评估体系。总之，根据重力坝险情不同，除险加固补强修复方案也存在较大差异，修复设计与施工往往在质量、时间方面要求较高，设计和施工周期较短。因此，本文以尼泊尔上博迪克西水电站重力坝修复为例，通过重力坝受损评价，提出了各坝段修复方案，为重力坝修复增添一可供借鉴的案例。

1 工程概况

尼泊尔上博迪克西水电站位于加德满都东北方向约75 km，距离中尼边境陆路樟木口岸约5 km。该水电站为低坝长引水式电站，挡水坝为溢流式混凝土重力坝，电站装机2台，单机容量22.5 MW，于1997年开工建设，2001年1月建成发电。

本工程经历了2015年的里氏7.8级Gorkha地震及其余震和2016年7月5日洪水引发泥石流等两次严重的自然灾害，地震对大坝造成的损伤不大，而泥石流冲击坝址首部枢纽区，造成严重损害，冲毁了大坝的右坝肩和地基，致使重力坝失去了挡水发电的原有功能，需要修复或重建恢复。由于工程处于高地震烈度区，修复结构的抗震性能复核分析在修复或重建时需要重点关注。

图1为2016年由冰川湖溃决引发大洪水事件前右岸1～3号重力坝段的情况，可见在2015年5月尼泊尔里氏7.8级地震和余震中，重力坝完好无损，只是在右岸1号坝段水库淤积基本接近坝顶高程。2016年大洪水事件后，重力坝1号坝段坝基部分被掏空(见图2、3)，由于泥石流的过坝以及混凝土出现轻微碎裂，造成磨损及侵蚀破坏严重，且在大坝下游沿坝顶发现有裂纹及剥落现象。除了1号坝段右侧因河道侵蚀而露出外，坝体上游面大部分已被冲积层淤积掩盖，冰川湖溃决的洪水事件对大坝造成了严重的伤害。

图1 2015年5月地震后首部枢纽照片

图2 2016年7月洪水后首部枢纽照片

从大坝损毁后检查情况看，重力坝顶部的施工缝较紧密无拉开现象，没有发现偏移或位移，除严重损毁的1号坝段的坝肩和地基外，在大坝下游面及下游基础没有发现任何渗漏或漏水现象，表明坝体内部结构及大坝基础防渗设施没有潜在的较大损害。在洪水自然灾害事件中，高速水流携裹泥沙和岩石，甚至包括直径达10 m的漂砾石，造成大坝坝顶和下游面混凝土不同程度的磨蚀损害。沿坝顶上游边缘混凝土发生了200 mm以上的磨损和侵蚀，在下游面可以看到大部分混凝土里的粗骨料以及用于控制裂缝的钢筋网。泥石流严重损毁了靠近右岸岸坡1号坝段的坝肩和地基，但1号坝段整体仍然完整，右岸坝肩浆砌石护岸和通往大坝的道路被破坏，中尼高速公路被切断，在冲刷作用下，右坝肩处形成一条绕过重力坝的新河道。洪水事件后右坝肩及1号坝段情况见图3。

图3 洪水事件后右坝肩及1号坝段情况

鉴于上述损毁情况，大坝坝顶需局部拆除，换上新的结构混凝土层。大坝下游侵蚀破坏部分混凝土面需重新浇筑面层。右岸1号坝段需要修复或重新设计。

2 修复方案

2.1 1号坝段修复

2.1.1原1号坝段结构

混凝土重力坝1号坝段为右岸岸边坝段，坝段长度为30 m。坝顶高程1 435.00 m，坝顶宽为6 m。上游坡为1∶0.5，起坡高程为1 426.00 m，下游坡为1∶0.5，起坡高程为1 434.45 m，建基面最低高程为1 413.00 m，最大坝高22 m。坝基为砂砾石基础，设置一道0.8 m厚的悬挂式防渗墙，防渗墙深度20 m，1号坝段上下游侧均采用浆砌石护岸。重力坝标准横剖面见图4。

图4 重力坝标准横剖面 单位：m

2.1.2修复方案

国外某家设计咨询公司进行了招标修复方案设计，其中1号坝段修复方案：拆除整个坝段，并重新设计修建。考察此修复方案施工过程可知，1号坝段上下游综合坡比1∶1，体型庞大，拆除工期较长。合同规定拆除过程中不得使用炸药有声爆破，那么即使采用无声爆破，也难以保证不会对同样建在覆盖层基础上的相邻的2号坝段及接缝止水造成新的破坏，此方案难以避免拆除过程中对2号坝段造成的影响。

从灾后1号坝段的实际性态看，遭遇地震和洪水灾害后的1号坝段仍然屹立不倒，说明其整体稳定，故拆除理由不是很充分。且就其功能而言，新建的1号坝段只要具有挡水功能即可，并不一定要在原位置上，且可通过精心设计，将原1号坝段的挡水作用改变为坝顶交通作用，对其加以充分利用。鉴于此，本文提出的修复方案为保留原1号坝段，在其上游侧重新修建新的1号坝段(见图5)。具体如下：

图5 重力坝修复方案

(1) 用毛石混凝土回填原1号坝段掏空的地基，并对接缝进行灌浆，进一步加强坝段的整体稳定性。

(2) 在原1号坝段上游新建1号坝段，大坝上游设置防渗墙与原坝段防渗墙相接，在与原1号坝段上游面连接处设止水，形成全封闭的防渗体系。

(3) 为满足修复后在冰川湖溃决校核洪水工况下重力坝顶具备一定的过流能力的要求。在保证原溢流坝顶部长度满足大坝的泄洪能力的前提下，维持新建1号坝段12.5 m长的坝顶高程与相邻2号坝段坝顶高程相同，坝肩部位采用台阶式浇筑混凝土至1 440.50 m高程连接右岸的道路，既可加强右坝肩的防护，又可避免右坝肩边坡发生冲蚀破坏。

(4) 对新1号坝段下游与原1号坝段之间的空腔进行素混凝土回填，形成一条新的通往坝顶的道路，与原1号坝段的坝顶连接，原来的1号坝段将主要作为通往坝顶的通道。

与国外的设计咨询公司招标修复方案比较，此方案除保证了施工总进度外，节省混凝土拆除及浇筑工程量约5 000 m3，估算节约投资达1 100万元，效益显著。

2.2 2号及3号坝段修复

灾后检查证实了洪灾期间2号和3号重力坝坝段基本没有移动，上游面基本完好。只是坝顶和下游面受到破坏，处理方案要求坝顶及下游混凝土面拆除或凿毛，并浇筑新的混凝土结构层，恢复原体型结构尺寸。在浇筑新混凝土前，旧混凝土表面涂抹环氧树脂提高黏结力，具体修复措施如下：

(1) 溢流面顶部及下游面(坝下0+002.782 m～ 0+014.600 m)采取修复措施如下：① 凿除高程1 434.80 m以上混凝土，其余溢流表面的混凝土凿毛处理；② 布设直径为12 mm，间距为250 mm的钢筋网；③ 植入直径为20 mm，间排距为1000 mm×1000 mm，长为1 800 mm的插筋；④ 施工缝面用高压水枪冲刷干净，晾干后刷涂环氧树脂，然后浇筑200 mm厚的C20混凝土到设计表面。

(2) 上游面(坝下0+002.782 m～坝上0+010.600 m)采取修复措施如下：① 混凝土已经破坏并且钢筋露出来的区域，应将原设计表面以下200 mm厚的混凝土抠掉，布设直径为20 mm，间排距为1000 mm×1000 mm，长为1 800 mm的插筋；原来存在的钢筋如果有被破坏的用相同直径的钢筋加固，插筋和加固钢筋均应与存在的钢筋网焊接，施工缝面刷涂环氧树脂，然后浇筑C20混凝土；② 对于深度小于100 mm大于50 mm 的凹坑，应先进行凿毛，并刷环氧树脂，然后填充C20混凝土；③ 对于深度小于50 mm的凹坑，应先进行凿毛，并刷环氧树脂, 再用与C20混凝土同成分的细骨料混凝土抹平；④ 混凝土表面修复时，应保证底板及左侧边墙表面混凝土修复的整体性、平整性。

2.3 稳定计算复核

由于该工程处于强震区，挡水建筑物的抗震功能是修复设计的关键，故本文着重对新建重力坝的动力稳定进行分析说明。

对于新建的重力坝标准断面，采用材料力学法和反应谱法进行滑动安全系数复核分析，水平地震动峰值加速度取原设计参数0.2g，地基覆盖层摩擦系数取0.55。采用振型分解反应谱法进行大坝的动力稳定分析时，首先应用无质量地基模型，求解坝体自振特性和建基面振动剪力。通过计算得到坝体前10阶振型，并求解出建基面各点的振动剪力。坝体前2阶振型见图6。

图6 坝体前2阶振型

采用材料力学和反应谱2种方法计算所得的坝基抗滑稳定计算结果见表1。

表1 坝基抗滑稳定计算结果

由表1可见，坝基抗滑稳定安全系数大于允许值，通过计算表明大坝在原地震动设计标准下是安全的。

2.4 强震下二维动力时程分析

鉴于工程区在2015年发生了里氏7.8级Gorkha地震及其余震，按委托方要求，在原地震加速度0.2g计算分析的基础上，考虑实际发生地震的因素，取运行基准地震OBE=0.65g，最大设计地震MDE=1.2g，进行地震加速度参数的敏感性分析，对新1号坝段断面进行地震动力时程分析[10]，目的在于了解其地震时的工作性能状态。地震加速度时程曲线见图7。

图7 地震加速度时程(水平向，MDE-智利M8.8)

(1) 计算参数

地震计算时，混凝土及覆盖层的阻尼比分别取0.05和0.07，计算参数如表2、3所示。

表2 混凝土及地基材料参数

表3 各类接触面参数

(2) 边界条件

由于基岩的刚度远大于覆盖层的刚度，覆盖层底部的输入运动几乎不受上部冲积层的影响，露头处的运动被归结为基岩底部的输入运动。利用lysmer和kuhlemeyer1969年提出的黏性边界定义了能量吸收边界。在土的线性模型假设下，通过振动程序得到了两侧的自由场运动。边界条件见图8。

图8 黏性人工边界

(3) 线性动力分析

采用线性动力时程分析了解了应力、坝顶位移及滑动安全系数，在此仅列出OBE工况下的计算结果，见图9～12。

图9 最大主应力计算结果 图10 最小主应力计算结果

图11 坝顶位移时程计算结果

图12 滑动安全系数时程计算结果

由于本工程采用美国陆军工程师兵团标准[11-14]设计，混凝土应力性能评估利用需求能力比(DCR)作为关键绩效指标，最大主应力1.18 MPa，小于允许值2.4 MPa(DCR取1)；最小主应力3.38 MPa，亦小于允许值；坝顶最大位移1.32 m；滑动安全系数0.19。

(4) 非线性动力分析

采用非线性动力时程分析了坝体最终滑移值，OBE和MDE工况下的计算结果分别为1.92 m和16.06 m，见图13～14。

图13 OBE滑移量时程计算结果

图14 MDE滑移量时程计算结果

可见，在如此高的地震动参数下，大坝产生的位移较大，滑动安全系数也远小于1，大坝将会发生毁灭性破坏，而实际情况是2015年当地里氏7.8级地震发生后，大坝基本安全稳定，包括重力坝横缝止水结构和坝顶结构物都是完好的，因此二维动力时程分析结果可以间接表明，2015年的地震在本工程区域的地震响应没有达到如此高的地震加速度。另外，结合高震区一些工程实例，如果工程区的地震加速度达到1.2g，不适宜修建挡水建筑物，更不适合在覆盖层上修建重力坝。

3 结 论

(1) 新的1号坝段修复方案设计顺利完成并付诸实施成为本工程的一大亮点，该方案使投资节省较多，工期得到保证，电站按时发电获得了有力保障，经济效益显著。

(2) 通过材料力学法和反应谱法计算复核分析，大坝在原地震动设计标准下是安全的，修复方案合理可行。

(3) 本文采用国外标准，对1号坝段断面的地震加速度参数敏感性进行了动力时程法分析研究，了解了OBE和MDE工况下1号坝段的工作性能状态，间接表明2015年地震时本工程区实际发生的地震响应不会达到如此高的地震加速度。

本水电站修复工程2019年9月13日下闸蓄水，2台机组在两个多月后同时顺利发电，目前已经安全运行2 a有余，大坝运行状况良好。