獅子灘電站溢流壩壩基穩(wěn)定性及壩體裂縫成因分析

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簡介： 獅子灘水電站是建國后第一批完建的重點水電工程。作者結(jié)合獅子灘水電站多年運行后的實際情況，運用三維非線性有限元數(shù)學(xué)模型，針對影響溢流壩正常工作的主要工程問題展開研究，較全面地論證了壩基的抗滑穩(wěn)定性，還對溢流壩壩體裂縫的成因進行了分析。并提出進一步提高壩基抗滑安全儲備和減少壩體裂縫的工程措施。 
關(guān)鍵字：壩基穩(wěn)定性 壩體裂縫 工程措施 有限元法

1 主要工程問題及研究對策

　　獅子灘水電站位于四川省長壽縣境內(nèi)，是龍溪河四級開發(fā)利用中最上游一級。電站裝機容量4．8萬kW，年發(fā)電量2．06億kW&midd0t;h，水庫總庫容8．3億m3，可對天然來流量作多年調(diào)節(jié)。主要水工建筑物由混凝土擋墻堆石壩、溢洪道、有壓引水系統(tǒng)及電站廠房組成。溢洪道位于堆石壩左端條形山脊天然埡口，總寬112．0 m，設(shè)計最大泄洪能力49l0．0 m3／s，從溢流壩至挑水坎總長358．0m，其中，首段為重力式混凝土溢流壩，共分5個壩段，壩段長22．0-23．0m， 閘墩寬4．0m，在閘墩中心線分沉陷縫，建基面高程從1號至5號壩段為326．5—318．0m，溢流堰頂高程340．0m，壩頂高程350．0m，最大壩高32，0m，溢流壩上設(shè)置7．0 m×18．0m(高×寬)弧形閘門5孔。中段為泄水陡槽，長322．5m，平均坡降4．95％，末端為混凝土低鼻坎矩形差動式挑水坎。

　　獅子灘水電站于l957年3月全部建成，至今已安全運行41年。在多年運行期間，水庫最低蓄水位325．09m，較死水位低3．14m，最高運行水位347．58m，較正常高水位高0．85m，溢洪道實際下泄最大流量1750 m3／s，僅達設(shè)計泄洪能力的35．6％，溢洪道各建筑物還未經(jīng)受設(shè)計最大泄流量考驗，同時，經(jīng)過多年蓄水運行，溢洪道相繼出現(xiàn)一些影響安全運行的工程問題，主要包括：

　　(1) 溢流壩上游鋪蓋被淘空。

　　原設(shè)計溢流壩上游鋪蓋為1：4坡度的粘土鋪蓋，表面再鋪塊石保護，施工時作了修改，鋪蓋粘土只回填至330．0m高程，330．0m高程以上改用廢渣回填，經(jīng)過多次泄洪，下泄水流將回填廢渣及330．0m高程以下的粘土大量帶走，鋪蓋大部分已失去保護，溢流壩前沿基礎(chǔ)已經(jīng)暴露在外，致使?jié)B徑縮短，增加了帳幕前壩基滲透壓力，并可能拉裂帳幕，影響溢流壩體的整體安全。

　　(2) 溢流壩穩(wěn)定安全參數(shù)偏低。

　　由于溢流壩基礎(chǔ)大部分位于薄層砂巖上，砂巖厚度一般為3．0—4．0m，以下為砂質(zhì)粘土與砂巖互層，巖性變化大，節(jié)理裂隙發(fā)育，問有風(fēng)化破碎帶，在砂質(zhì)粘土巖中分布有埋深較淺，產(chǎn)狀近于水平且連通性較好的G4、G5軟弱夾層，其中建基面以下8．0m的G5夾層分布于整個溢流壩基。原設(shè)計根據(jù)竣工資料，對1號一5號壩段在校核洪水條件下的穩(wěn)定性進行復(fù)核，1號一3號壩段抗滑穩(wěn)定安全參數(shù)Kc為1．0—1．08，4號壩段為0．91，5號壩段為0．94，由此可見4號、5號壩段的Kc值不能滿足現(xiàn)行規(guī)范要求。為客觀評價4號、5號壩段的穩(wěn)定安全性，設(shè)計上建議在穩(wěn)定分析中考慮尾部巖體的抗剪作用，這種計入尾部巖體抗力的分析方法是合理的，但對4號、5號壩段穩(wěn)定安全參數(shù)量值上的變化設(shè)計上未作詳細說明。

　　(3) 溢流壩普遍出現(xiàn)貫穿性裂縫。

　　據(jù)獅子灘溢洪道運行總結(jié)報告介紹，溢流壩體出現(xiàn)的貫穿性裂縫可分為三類：第一類是遺留的施工冷縫；第二類是由于混凝土澆筑過程中未采取嚴格溫控措施和拆模過早等因素形成的，先期(末蓄水發(fā)電前)裂縫；第三類則是在多年運行期間，由于壩面溫度隨外界氣溫變化所產(chǎn)生并逐步演變形成的。上述三類貫穿性裂縫的形成原因，以及對壩體安全性的影響程度，是工程上所關(guān)心的問題。

　　針對獅子灘電站溢洪道所存在的上述三個主要 問題，結(jié)合溢洪道多年的運行與安全監(jiān)測資料，以及 1990年獅子灘水電站大壩安全定檢時所修定的最新地質(zhì)水文成果，運用三維彈塑性有限方法，以上游鋪蓋、溢流壩及下游護坦和壩基巖體作為計算整體，對溢流壩體的變位與應(yīng)力特征，以及上述(1)、(2)因素對壩體穩(wěn)定性的影響進行定量分析評價，給出獅子灘電站溢流壩現(xiàn)今與進行工程處理后所具有的整體安全儲備，同時，還對溢流壩出現(xiàn)貫穿性裂縫的原因及其影響作了初步分析。

2 有限元數(shù)學(xué)模型及計算方法

　　2．1 有限元計算范圍及結(jié)構(gòu)離散

　　選取最大壩高，抗滑穩(wěn)定安全參數(shù)最低的4號壩段作為分析對象，并沿上下游及壩基方向延伸一定范圍構(gòu)成三維計算域，其中：

　　垂直水流方向(Y向)：溢流壩1+81．3l—溢流壩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至壩頂，絕對高程290.0— 350．0m，相對高差60．0m。

　　該區(qū)域包括4號壩段左右閘墩，溢流壩體、上游前坦30．0m與下游護坦50．0m，以及壩基以下薄層砂巖、砂質(zhì)粘土巖互層與軟弱破碎帶G5。根據(jù)溢流壩受力特點及壩基地層分布界面，對計算域進行剖分，其中壩體和護坦混凝土結(jié)構(gòu)，以及壩基巖體采用空間8節(jié)點等參元模擬，G5軟弱夾層以8節(jié)點夾層單元模擬，為反映壩體與壩基巖體接觸面相對剪切變形，該接觸面用接觸界面單元模擬。

　　2．2 材料物理力學(xué)參數(shù)

　　參考原設(shè)計采用材料物理力學(xué)參數(shù)，并結(jié)合1990年獅子灘水電站溢洪道壩基巖石力學(xué)試驗成果，本次有限元分析計算選用材料參數(shù)見表l。

表1 材料物理力學(xué)參數(shù)表

　　本文有限元分析考慮兩種荷載組合：基本荷載組合：

　　巖體自重+壩體自重+正常水載=泥沙壓力+揚壓力

　　特殊荷載組合：巖體自重+壩體自重+校核水載+泥沙壓力+揚壓力

　　其中水載及泥沙壓力基本參數(shù)為：

　　巖體自重在地質(zhì)歷史時期已形成，是一種環(huán)境力場，壩體自重在壩體完建后業(yè)已形成，是一種初始力場，有限元分析中只計入兩者形成的自重應(yīng)力。

　　考慮到溢流壩上游鋪蓋已淘至壩基混凝土齒墻，壩基灌漿帳幕前滲透壓力按1．0倍H計，帷幕線及排水孔線位置滲透壓力水頭折減系數(shù)按設(shè)計規(guī)范取為0．5與0．3，下游壩趾處滲透水頭參考揚壓力實測資料取為0．25倍H。

　　2．4 巖體強度及本構(gòu)模型

　　在外荷載組合作用下，溢流壩及壩基巖體應(yīng)力集中或材料強度較低的部位首先出現(xiàn)開裂或塑性破壞，由此將引起這些部位承載能力下降，超過其承載能力的部分荷載(超余應(yīng)力)將轉(zhuǎn)移至附近壩體或巖體單元，進而可能引起附近單元破壞。因此，溢流壩及壩基巖體的變位、應(yīng)力及破壞是不斷調(diào)整最終趨于穩(wěn)定(收斂)的漸進過程，非線性彈塑性有限元法能較好地模擬分析這一客觀過程。

　　溢流壩混凝土及壩基巖體材料開裂條件用宏觀強度描述：

σii≥Rt(i＝1，2，3) (2．1)

　　式中 σii噸代表應(yīng)力特征點的3個主應(yīng)力，以拉為正；Rt表示混凝土或巖體材料抗拉強度，分析中可能呈現(xiàn)單向，雙向及三向開裂情況，由程序自行校核并進行剛度修正。

　　壩體混凝土或巖體是否進入塑性狀態(tài)，按 Drucker—Parger準則判別：

F＝αI1+√J2-k (2．2)

　　式中 I1和J2分別為應(yīng)力張量的第一不變量和應(yīng)力偏張量的第二不變量；α、k是與材料摩擦系數(shù)tgφ和凝聚力C有關(guān)的常數(shù)。

　　據(jù)關(guān)聯(lián)流動法則導(dǎo)出材料的彈塑性本構(gòu)陣：

　　壩體建基面及壩基G5軟弱錯動帶，按層面法向不抗拉材料分析，其剪切滑移按mohr—Coulomb條件復(fù)核。

　　2．5 壩基抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)計算方法

　　采用整體強度儲備安全系數(shù)表征壩基的抗滑穩(wěn)定性，基本方法是假定基本或特殊組合荷載不變，通過不斷下浮壩基與巖體接觸面，G5軟弱夾層及尾部抗力體(砂巖)抗剪強度指標，分析強度參數(shù)下浮倍數(shù)與潛存滑移通道中破壞面積之間的演變關(guān)系，尋求壩基滑移面整體移滑時，相應(yīng)的Kc值即為整體抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)。

3 壩基抗滑穩(wěn)定安全度評價

　　針對溢流壩上游鋪蓋被淘空條件，首先研究正常蓄水與校核洪水兩種工況，壩體沿建基面與G5軟弱破碎帶兩種滑動面的抗滑穩(wěn)定性(文中G5滑動面包含壩基下近于水平分布的G5破碎帶及壩趾尾部砂巖抗剪斷段)，其成果見表2中方案1-方案8，在此基礎(chǔ)上，分析壩體前坦深槽回填處理后，以及壩基揚壓力兩種分布形式相應(yīng)的壩體抗滑穩(wěn)定性，其成果見表2方案9—方案l0。

表2 壩基抗滑穩(wěn)定分析方案及成果表

　　表2中沿壩基面或G5軟弱破碎帶滑移通道的破裂面積比是指滑移通道中產(chǎn)生破壞的面積與總面積之比，該參數(shù)可以定量評價壩體抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)的可靠程度(保證率)。分析表2可以看出：

　　① 在不計滑移通道尾部巖體抗剪作用及正常蓄水位條件下，壩體抗滑安全系數(shù)1．2時，沿G5滑移通道的破裂面積比達94．8％，已接近整體滑移極限(破裂面積比l00％)。因此，在正常蓄水位及不計尾部抗剪作用條件下，壩體的最大抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)為1．20，考慮一定安全儲備，若以沿滑移通道破裂面積比90％控制(下同)，壩基實際具有抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)1．10-1．15。

　　由方案5和方案6可看出，在校核洪水下，若不計入尾部巖體抗剪作用，抗滑安全系數(shù)分別為1．00 和1．10時，壩體沿G5滑移通道的破裂面積比均已 超過90％，表明壩體實際具有安全系數(shù)小于1．0。

　?、?方案3和方案4表明，計入滑移通道尾部巖體抗剪作用，正常蓄水時抗滑安全系數(shù)1．20時，沿G5滑移通道的破裂面積比僅86．7％，表明壩體的整體抗滑安全系數(shù)已達到1．20。方案7和方案8表明，計入滑移通道尾部抗剪作用，校核洪水當抗治安全系數(shù)1．10時，壩體沿G5滑移通道的破裂面積比超過90％，而安全系數(shù)為1．0時，破裂面積比僅達67．5％，因此，校核洪水時計入尾部抗剪作用的壩基抗滑安全系數(shù)為1．05左右。

　　② 考慮壩體前坦深槽回填處理，方案9給出了不計水平防滲處理效果(壩基揚壓力較回填前不變)，壩基抗滑安全系數(shù)為1．10時，沿G5滑移通道的破裂面積比較方案8下降了近10％(即安全度保證率提高l0％)，方案10表明計入水平防滲效果(壩在揚壓力減小)，沿G5滑移通道的破裂面積比較方案9又進一步降低，即安全度進一步提高。

　　綜合方案9、方案10來看，對壩體前坦深槽采用回填并作粘土水平鋪蓋處理，校核洪水時計入尾部抗剪作用的壩基抗滑安全系數(shù)可達1．10。

　?、?從方案l至方案10中可看出，正常蓄水位與校核洪水兩種工況，以及是否計入尾部抗剪作用多種組合條件下，沿G5滑移通道的破裂面積比均大于壩體建基面，表明埋深較淺產(chǎn)狀近于水平的G5軟弱破碎帶是壩基抗滑穩(wěn)定的關(guān)鍵。

4 壩體裂縫形成原因淺析

　　前面已提及獅子灘水庫溢流壩存在的貫穿性裂縫可以分為三類，第一類是壩體施工過程中遺留的冷縫，第二類是由于混凝土澆筑過程未采取嚴格溫控措施等因素形成的先期裂縫；第三類是壩面溫度隨外界氣溫變化演變形成的裂縫。對于第一、二類裂縫可采用灌環(huán)氧膠等工程措施一次性處理，而第三類裂縫在水庫長期運行過程中，可能重復(fù)出現(xiàn)，尤應(yīng)引起重視。對第三類裂縫產(chǎn)生的條件，分別用三維有限元法和重力壩設(shè)計規(guī)范建議方法進行計算分析。

　　4．1 壩體運行期溫度應(yīng)力三維有限元計算結(jié)果

　　獅子灘電站溢流壩已運行多年，壩體內(nèi)部混凝土穩(wěn)定溫度接近建壩區(qū)多年平均氣溫，而上下游壩面隨外界氣溫呈年際變化，壩面與壩體內(nèi)部的溫差將引起壩體變形，這種壩體變形由于受到壩基巖體的約束，在壩體內(nèi)將形成一定的溫度應(yīng)力。參考壩區(qū)氣溫、水溫和地溫資料，擬定以下參數(shù)計算夏季和冬季兩種情況：

　　(1) 壩體內(nèi)部穩(wěn)定溫度18℃，下游壩面氣溫37℃，上游水溫在340．0—347. 0m高程內(nèi)取25℃，330．0-340．0m高程內(nèi)取20℃，地溫取l0℃。

　　(12) 壩體內(nèi)部混凝土穩(wěn)定溫度18℃，下游壩面氣溫-2℃，上游水溫在340．0-347．0 m取2℃，330．0-340．0m高程取6℃。

經(jīng)計算在溢流壩段(3—5剖面)堰頂及下游壩面出現(xiàn)主拉應(yīng)力最大，其方向近于平行壩軸線，量值達0．8-1．2MPa。

　　4．2 按重力壩設(shè)計規(guī)范分析

　　(1) 外界溫度年變化引起的應(yīng)力。

　　最大應(yīng)力一般出現(xiàn)在壩表面，值按下式估算：

　　若假定壩面混凝土允許抗拉(裂)強度[σt]＝1．0MPa，由上式計算，壩面允許的溫度變幅為15 ℃，換言之，若壩面溫度高于33．7℃或低于3．7℃，壩面混凝土則可能開裂或引起已裂混凝土裂縫擴展，加深裂縫深度。

　　綜合上述兩種方法分析結(jié)果可以看出，當壩面與壩體內(nèi)部混凝土溫差達到15℃以上時，壩體混凝土將會出現(xiàn)開裂或引起裂縫進一步擴展，裂縫最可能出現(xiàn)的部位在溢流壩中間壩段(3—5剖面)的壩頂或下游壩面，由于壩面縱向(垂直水流)溫度應(yīng)力一般大于橫向，裂縫的方向多與最大主應(yīng)力方向垂直，即壩面一般呈現(xiàn)橫向裂縫，這與獅子灘電站溢流壩情況較為吻合。

5 結(jié)論及建議

　　(1) 本文分析表明壩體變位與應(yīng)力分布對稱于壩段中間剖面，左右閘墩間的不均勻沉陷量值非常小，不會構(gòu)成壩體開裂，壩基帳幕的相對水平變位遠小于一般工程控制值，壩體各部位主壓應(yīng)力水平也遠小于混凝土抗壓強度，齒墻部位的最大主拉應(yīng)力量值僅為0．136MPa，小于混凝土允許抗拉強度，因此，齒墻不會被剪斷，其他部位也不會發(fā)生應(yīng)力破壞現(xiàn)象，壩體結(jié)構(gòu)是安全的。

　　(2) 在溢流壩前坦深槽存在條件下，正常蓄水(基本荷載組合)的壩體抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)，無論是否計入尾部抗剪作用，均大于1．05，滿足設(shè)計規(guī)范要求；校核洪水(特殊荷載組合)的壩體抗滑安全系數(shù)若不計入尾部抗剪作用，則小于規(guī)范要求的1．0，但計入尾部抗剪作用，其安全系數(shù)可提高至1．0- 1．05。筆者認為：滑移通道尾部巖體作為抗力體，其抗剪作用是客觀存在的，因此，在校核洪水作用下，只要帳幕不被拉裂，壩基不會發(fā)生整體滑動。

　　(3) 回填溢流壩前坦深槽并恢復(fù)原設(shè)計壩基水平防滲鋪蓋，可提高壩基抗滑穩(wěn)定的安全度，同時，可防止匯洪時壩前水流對前坦的進一步淘刷，以確保垂直防滲帳幕的安全。

　　(4) 壩基實測揚壓力資料表明，壩趾處存在1．0-6．0 m滲壓水頭，筆者認為這與壩基排水幕效果欠佳有關(guān)，建議加強觀測并進行適當工程處理。

　　(5) 溢流壩面裂縫成因很多，建議一方面對壩體己存在的貫穿性裂縫用環(huán)氧補強，同時，在電站運行過程中注意水庫的調(diào)度，盡量避免在氣溫特高或特低的時期，頻繁變化庫水位，以降低壩面與壩體內(nèi)部混凝土之間溫度變幅，以及壩體濕度變化，從而達到減少壩體裂縫之目的。

參考文獻：

　　[1] 中華人民共和國水利電力部．混凝土重力壩設(shè)計規(guī)范[S]． SDJ2l—78．

　　[2] 陳夢德．獅子灘水電站滋洪道壩基工程地質(zhì)復(fù)核及巖石力學(xué)試驗[J]．四川水力發(fā)電，199l，(4)．

　　作者簡介：

　　何江達(1961年—)，男，四川達縣人，四川大學(xué)巖土研究室主任，副教授，碩士，從事巖石力學(xué)教學(xué)及研究工作．

　　張建海(1968年—)，男，河南汲縣人，四川大學(xué)副教授，博士，從事巖石力學(xué)及計算機開發(fā)教學(xué)與研究工作．

　　胡貴良(1965年—)，男，江西人，四川省電力公司高級工程師，碩士，從事水電工程管理工作．