电站溢流坝裂缝分析管理论文

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1主要工程问题及研究对策

狮子滩水电站位于四川省长寿县境内，是龙溪河四级开发利用中最上游一级。电站装机容量4．8万kW，年发电量2．06亿kW&midd0t;h，水库总库容8．3亿m3，可对天然来流量作多年调节。主要水工建筑物由混凝土挡墙堆石坝、溢洪道、有压引水系统及电站厂房组成。溢洪道位于堆石坝左端条形山脊天然垭口，总宽112．0m，设计最大泄洪能力49l0．0m3／s，从溢流坝至挑水坎总长358．0m，其中，首段为重力式混凝土溢流坝，共分5个坝段，坝段长22．0-23．0m，闸墩宽4．0m，在闸墩中心线分沉陷缝，建基面高程从1号至5号坝段为326．5—318．0m，溢流堰顶高程340．0m，坝顶高程350．0m，最大坝高32，0m，溢流坝上设置7．0m×18．0m(高×宽)弧形闸门5孔。中段为泄水陡槽，长322．5m，平均坡降4．95％，末端为混凝土低鼻坎矩形差动式挑水坎。

狮子滩水电站于l957年3月全部建成，至今已安全运行41年。在多年运行期间，水库最低蓄水位325．09m，较死水位低3．14m，最高运行水位347．58m，较正常高水位高0．85m，溢洪道实际下泄最大流量1750m3／s，仅达设计泄洪能力的35．6％，溢洪道各建筑物还未经受设计最大泄流量考验，同时，经过多年蓄水运行，溢洪道相继出现一些影响安全运行的工程问题，主要包括：

(1)溢流坝上游铺盖被淘空。

原设计溢流坝上游铺盖为1：4坡度的粘土铺盖，表面再铺块石保护，施工时作了修改，铺盖粘土只回填至330．0m高程，330．0m高程以上改用废渣回填，经过多次泄洪，下泄水流将回填废渣及330．0m高程以下的粘土大量带走，铺盖大部分已失去保护，溢流坝前沿基础已经暴露在外，致使渗径缩短，增加了帐幕前坝基渗透压力，并可能拉裂帐幕，影响溢流坝体的整体安全。

(2)溢流坝稳定安全参数偏低。

由于溢流坝基础大部分位于薄层砂岩上，砂岩厚度一般为3．0—4．0m，以下为砂质粘土与砂岩互层，岩性变化大，节理裂隙发育，问有风化破碎带，在砂质粘土岩中分布有埋深较浅，产状近于水平且连通性较好的G4、G5软弱夹层，其中建基面以下8．0m的G5夹层分布于整个溢流坝基。原设计根据竣工资料，对1号一5号坝段在校核洪水条件下的稳定性进行复核，1号一3号坝段抗滑稳定安全参数Kc为1．0—1．08，4号坝段为0．91，5号坝段为0．94，由此可见4号、5号坝段的Kc值不能满足现行规范要求。为客观评价4号、5号坝段的稳定安全性，设计上建议在稳定分析中考虑尾部岩体的抗剪作用，这种计入尾部岩体抗力的分析方法是合理的，但对4号、5号坝段稳定安全参数量值上的变化设计上未作详细说明。

(3)溢流坝普遍出现贯穿性裂缝。

据狮子滩溢洪道运行总结报告介绍，溢流坝体出现的贯穿性裂缝可分为三类：第一类是遗留的施工冷缝；第二类是由于混凝土浇筑过程中未采取严格温控措施和拆模过早等因素形成的，先期(末蓄水发电前)裂缝；第三类则是在多年运行期间，由于坝面温度随外界气温变化所产生并逐步演变形成的。上述三类贯穿性裂缝的形成原因，以及对坝体安全性的影响程度，是工程上所关心的问题。

针对狮子滩电站溢洪道所存在的上述三个主要问题，结合溢洪道多年的运行与安全监测资料，以及1990年狮子滩水电站大坝安全定检时所修定的最新地质水文成果，运用三维弹塑性有限方法，以上游铺盖、溢流坝及下游护坦和坝基岩体作为计算整体，对溢流坝体的变位与应力特征，以及上述(1)、(2)因素对坝体稳定性的影响进行定量分析评价，给出狮子滩电站溢流坝现今与进行工程处理后所具有的整体安全储备，同时，还对溢流坝出现贯穿性裂缝的原因及其影响作了初步分析。

2有限元数学模型及计算方法

2．1有限元计算范围及结构离散

选取最大坝高，抗滑稳定安全参数最低的4号坝段作为分析对象，并沿上下游及坝基方向延伸一定范围构成三维计算域，其中：

垂直水流方向(Y向)：溢流坝1+81．3l—溢流坝l+103．31m；

平行水流方向(X向)：0-30．00-0+80．00m：

垂直方向(Z向)：建基面以下32．0m至坝顶，绝对高程290.0—350．0m，相对高差60．0m。

该区域包括4号坝段左右闸墩，溢流坝体、上游前坦30．0m与下游护坦50．0m，以及坝基以下薄层砂岩、砂质粘土岩互层与软弱破碎带G5。根据溢流坝受力特点及坝基地层分布界面，对计算域进行剖分，其中坝体和护坦混凝土结构，以及坝基岩体采用空间8节点等参元模拟，G5软弱夹层以8节点夹层单元模拟，为反映坝体与坝基岩体接触面相对剪切变形，该接触面用接触界面单元模拟。

2．2材料物理力学参数

参考原设计采用材料物理力学参数，并结合1990年狮子滩水电站溢洪道坝基岩石力学试验成果，本次有限元分析计算选用材料参数见表l。

表1材料物理力学参数表

材料名称密度抗压强度抗拉强度抗剪断强度抗剪强度变形模量

f''''c''''fcEμ

/t·m-3／MPa／MPa／MPa／MPa／GPa

混凝土2.3511.01.01.050.900.700.012.00.18

砂岩2.4065.93.031.340.700.650.08.00.20

砂质粘土岩2.5222.81.110.770.500.600.02.50.25

混凝土／砂岩0.01.050.90.650.0

G52.200.00.470.120.360.00.20.35

2．3荷载及其组合

本文有限元分析考虑两种荷载组合：基本荷载组合：

岩体自重+坝体自重+正常水载=泥沙压力+扬压力

特殊荷载组合：岩体自重+坝体自重+校核水载+泥沙压力+扬压力

其中水载及泥沙压力基本参数为：

水库正常蓄水位：347．0m

水库校核洪水位：349．0m

淤沙高程：340．0m

泥沙密度：0．5t／m3

内摩擦角：θ。

工作桥每孔自重101．0t，交通桥每孔自重14．21t，闸门自重50．5t，均以均布力作用于左右闸墩上，工作桥与交通桥面活荷重作为安全储备，略去不计。

岩体自重在地质历史时期已形成，是一种环境力场，坝体自重在坝体完建后业已形成，是一种初始力场，有限元分析中只计入两者形成的自重应力。

考虑到溢流坝上游铺盖已淘至坝基混凝土齿墙，坝基灌浆帐幕前渗透压力按1．0倍H计，帷幕线及排水孔线位置渗透压力水头折减系数按设计规范取为0．5与0．3，下游坝趾处渗透水头参考扬压力实测资料取为0．25倍H。

2．4岩体强度及本构模型

在外荷载组合作用下，溢流坝及坝基岩体应力集中或材料强度较低的部位首先出现开裂或塑性破坏，由此将引起这些部位承载能力下降，超过其承载能力的部分荷载(超余应力)将转移至附近坝体或岩体单元，进而可能引起附近单元破坏。因此，溢流坝及坝基岩体的变位、应力及破坏是不断调整最终趋于稳定(收敛)的渐进过程，非线性弹塑性有限元法能较好地模拟分析这一客观过程。

溢流坝混凝土及坝基岩体材料开裂条件用宏观强度描述：

σii≥Rt(i＝1，2，3)(2．1)

式中σii吨代表应力特征点的3个主应力，以拉为正；Rt表示混凝土或岩体材料抗拉强度，分析中可能呈现单向，双向及三向开裂情况，由程序自行校核并进行刚度修正。

坝体混凝土或岩体是否进入塑性状态，按Drucker—Parger准则判别：

F＝αI1+√J2-k(2．2)

式中I1和J2分别为应力张量的第一不变量和应力偏张量的第二不变量；α、k是与材料摩擦系数tgφ和凝聚力C有关的常数。

据关联流动法则导出材料的弹塑性本构阵：

坝体建基面及坝基G5软弱错动带，按层面法向不抗拉材料分析，其剪切滑移按mohr—Coulomb条件复核。

2．5坝基抗滑稳定安全系数计算方法

采用整体强度储备安全系数表征坝基的抗滑稳定性，基本方法是假定基本或特殊组合荷载不变，通过不断下浮坝基与岩体接触面，G5软弱夹层及尾部抗力体(砂岩)抗剪强度指标，分析强度参数下浮倍数与潜存滑移通道中破坏面积之间的演变关系，寻求坝基滑移面整体移滑时，相应的Kc值即为整体抗滑稳定安全系数。

3坝基抗滑稳定安全度评价

针对溢流坝上游铺盖被淘空条件，首先研究正常蓄水与校核洪水两种工况，坝体沿建基面与G5软弱破碎带两种滑动面的抗滑稳定性(文中G5滑动面包含坝基下近于水平分布的G5破碎带及坝趾尾部砂岩抗剪断段)，其成果见表2中方案1-方案8，在此基础上，分析坝体前坦深槽回填处理后，以及坝基扬压力两种分布形式相应的坝体抗滑稳定性，其成果见表2方案9—方案l0。

表2坝基抗滑稳定分析方案及成果表

方案上游水位坝基扬压力前坦深槽尾部抗剪抗滑安全系数滑移通道破裂面积比／％

1347.0分布①存在不计入1．10坝基面79.2

G586.2

2347.0分布①存在不计入1.20坝基面92.4

G594.8

3347.0分布①存在计入1．10坝基面77.3

G578.6

4347.0分布①存在计入1.20坝基面81.4

G586.7

5349.5分布①存在不计入1.00坝基面82.7

G594.4

6349.5分布①存在不计入1．10坝基面84.8

G598.6

7349.5分布①存在计入1．00坝基面64.0

G567.5

8349.5分布①存在计入1．10坝基面82.3

G593.1

9349.5分布①不存在计入1．10坝基面68.6

G583.3

10349.5分布②不存在计入1．10坝基面62.4

G575.5

表2中沿坝基面或G5软弱破碎带滑移通道的破裂面积比是指滑移通道中产生破坏的面积与总面积之比，该参数可以定量评价坝体抗滑稳定安全系数的可靠程度(保证率)。分析表2可以看出：

①在不计滑移通道尾部岩体抗剪作用及正常蓄水位条件下，坝体抗滑安全系数1．2时，沿G5滑移通道的破裂面积比达94．8％，已接近整体滑移极限(破裂面积比l00％)。因此，在正常蓄水位及不计尾部抗剪作用条件下，坝体的最大抗滑稳定安全系数为1．20，考虑一定安全储备，若以沿滑移通道破裂面积比90％控制(下同)，坝基实际具有抗滑稳定安全系数1．10-1．15。

由方案5和方案6可看出，在校核洪水下，若不计入尾部岩体抗剪作用，抗滑安全系数分别为1．00和1．10时，坝体沿G5滑移通道的破裂面积比均已超过90％，表明坝体实际具有安全系数小于1．0。

②方案3和方案4表明，计入滑移通道尾部岩体抗剪作用，正常蓄水时抗滑安全系数1．20时，沿G5滑移通道的破裂面积比仅86．7％，表明坝体的整体抗滑安全系数已达到1．20。方案7和方案8表明，计入滑移通道尾部抗剪作用，校核洪水当抗治安全系数1．10时，坝体沿G5滑移通道的破裂面积比超过90％，而安全系数为1．0时，破裂面积比仅达67．5％，因此，校核洪水时计入尾部抗剪作用的坝基抗滑安全系数为1．05左右。

②考虑坝体前坦深槽回填处理，方案9给出了不计水平防渗处理效果(坝基扬压力较回填前不变)，坝基抗滑安全系数为1．10时，沿G5滑移通道的破裂面积比较方案8下降了近10％(即安全度保证率提高l0％)，方案10表明计入水平防渗效果(坝在扬压力减小)，沿G5滑移通道的破裂面积比较方案9又进一步降低，即安全度进一步提高。

综合方案9、方案10来看，对坝体前坦深槽采用回填并作粘土水平铺盖处理，校核洪水时计入尾部抗剪作用的坝基抗滑安全系数可达1．10。

④从方案l至方案10中可看出，正常蓄水位与校核洪水两种工况，以及是否计入尾部抗剪作用多种组合条件下，沿G5滑移通道的破裂面积比均大于坝体建基面，表明埋深较浅产状近于水平的G5软弱破碎带是坝基抗滑稳定的关键。

4坝体裂缝形成原因浅析

前面已提及狮子滩水库溢流坝存在的贯穿性裂缝可以分为三类，第一类是坝体施工过程中遗留的冷缝，第二类是由于混凝土浇筑过程未采取严格温控措施等因素形成的先期裂缝；第三类是坝面温度随外界气温变化演变形成的裂缝。对于第一、二类裂缝可采用灌环氧胶等工程措施一次性处理，而第三类裂缝在水库长期运行过程中，可能重复出现，尤应引起重视。对第三类裂缝产生的条件，分别用三维有限元法和重力坝设计规范建议方法进行计算分析。

4．1坝体运行期温度应力三维有限元计算结果

狮子滩电站溢流坝已运行多年，坝体内部混凝土稳定温度接近建坝区多年平均气温，而上下游坝面随外界气温呈年际变化，坝面与坝体内部的温差将引起坝体变形，这种坝体变形由于受到坝基岩体的约束，在坝体内将形成一定的温度应力。参考坝区气温、水温和地温资料，拟定以下参数计算夏季和冬季两种情况：

(1)坝体内部稳定温度18℃，下游坝面气温37℃，上游水温在340．0—347.0m高程内取25℃，330．0-340．0m高程内取20℃，地温取l0℃。

(12)坝体内部混凝土稳定温度18℃，下游坝面气温-2℃，上游水温在340．0-347．0m取2℃，330．0-340．0m高程取6℃。

经计算在溢流坝段(3—5剖面)堰顶及下游坝面出现主拉应力最大，其方向近于平行坝轴线，量值达0．8-1．2MPa。

4．2按重力坝设计规范分析

(1)外界温度年变化引起的应力。

最大应力一般出现在坝表面，值按下式估算：

若假定坝面混凝土允许抗拉(裂)强度[σt]＝1．0MPa，由上式计算，坝面允许的温度变幅为15℃，换言之，若坝面温度高于33．7℃或低于3．7℃，坝面混凝土则可能开裂或引起已裂混凝土裂缝扩展，加深裂缝深度。

综合上述两种方法分析结果可以看出，当坝面与坝体内部混凝土温差达到15℃以上时，坝体混凝土将会出现开裂或引起裂缝进一步扩展，裂缝最可能出现的部位在溢流坝中间坝段(3—5剖面)的坝顶或下游坝面，由于坝面纵向(垂直水流)温度应力一般大于横向，裂缝的方向多与最大主应力方向垂直，即坝面一般呈现横向裂缝，这与狮子滩电站溢流坝情况较为吻合。

5结论及建议

(1)本文分析表明坝体变位与应力分布对称于坝段中间剖面，左右闸墩间的不均匀沉陷量值非常小，不会构成坝体开裂，坝基帐幕的相对水平变位远小于一般工程控制值，坝体各部位主压应力水平也远小于混凝土抗压强度，齿墙部位的最大主拉应力量值仅为0．136MPa，小于混凝土允许抗拉强度，因此，齿墙不会被剪断，其他部位也不会发生应力破坏现象，坝体结构是安全的。

(2)在溢流坝前坦深槽存在条件下，正常蓄水(基本荷载组合)的坝体抗滑稳定安全系数，无论是否计入尾部抗剪作用，均大于1．05，满足设计规范要求；校核洪水(特殊荷载组合)的坝体抗滑安全系数若不计入尾部抗剪作用，则小于规范要求的1．0，但计入尾部抗剪作用，其安全系数可提高至1．0-1．05。笔者认为：滑移通道尾部岩体作为抗力体，其抗剪作用是客观存在的，因此，在校核洪水作用下，只要帐幕不被拉裂，坝基不会发生整体滑动。

(3)回填溢流坝前坦深槽并恢复原设计坝基水平防渗铺盖，可提高坝基抗滑稳定的安全度，同时，可防止汇洪时坝前水流对前坦的进一步淘刷，以确保垂直防渗帐幕的安全。

(4)坝基实测扬压力资料表明，坝趾处存在1．0-6．0m渗压水头，笔者认为这与坝基排水幕效果欠佳有关，建议加强观测并进行适当工程处理。

(5)溢流坝面裂缝成因很多，建议一方面对坝体己存在的贯穿性裂缝用环氧补强，同时，在电站运行过程中注意水库的调度，尽量避免在气温特高或特低的时期，频繁变化库水位，以降低坝面与坝体内部混凝土之间温度变幅，以及坝体湿度变化，从而达到减少坝体裂缝之目的。

参考文献：

[1]中华人民共和国水利电力部．混凝土重力坝设计规范[S]．SDJ2l—78．

[2]陈梦德．狮子滩水电站滋洪道坝基工程地质复核及岩石力学试验[J]．四川水力发电，199l，(4)．

作者简介：

何江达(1961年—)，男，四川达县人，四川大学岩土研究室主任，副教授，硕士，从事岩石力学教学及研究工作．

张建海(1968年—)，男，河南汲县人，四川大学副教授，博士，从事岩石力学及计算机开发教学与研究工作．

胡贵良(1965年—)，男，江西人，四川省电力公司高级工程师，硕士，从事水电工程管理工作．