某碾壓混凝土拱壩病險處理研究

張 雄

(水電水利規(guī)劃設計總院，北京100120)

1 工程概況

某碾壓混凝土雙曲拱壩最大壩高95 m，壩頂高程653 m，正常蓄水位650 m，死水位630 m。壩底高程555 m，壩頂寬5 m，拱冠梁底寬22.0 m，拱冠梁厚高比0.232，壩頂中心線弧長299.56 m，弧高比3.153，頂拱中心角80.624°。大壩共設置了4條橫縫，分縫間距約60 m。橫縫采用通縫布置。泄洪建筑物由沖沙底孔和溢流表孔組成。溢流表孔布置在壩頂中部，堰頂高程643.5 m，共設3孔，每孔凈寬10 m。沖沙底孔布置于左岸，底板高程605.0 m。泄洪建筑物采用挑流的消能方式，拱壩下游設置水墊塘和二道壩，水墊塘采用護坡不護底的結構形式。拱壩立面布置如圖1所示。

拱壩混凝土于2013年3月18日開始澆筑，2013年6月10日大壩澆筑至高程578.5 m時，檢查發(fā)現(xiàn)壩體混凝土透水率超標，停止了混凝土澆筑并進行處理；2014年3月18日恢復大壩混凝土澆筑，2015年5月大壩碾壓混凝土澆筑完成。2016年10月3日，大壩補強加固工程施工全部完成。2017年2月22日開始下閘布置于壩身的導流底孔，此后水庫開始正式蓄水。

圖1 拱壩立面布置示意

有關病險壩的報道并不少見，大多是運行多年或建于特殊年代，國內外學者做了諸多研究。從國內外的報道可見，引起拱壩出現(xiàn)病險情況的主要有：溫度變化、壩體材料質量惡化、地質條件惡化、滲流滲壓超標、地震等外界條件環(huán)境發(fā)生變化等引起的[1-5]。其中，由溫度變化引起的比較多，如東江拱壩、豐樂拱壩、普定拱壩、金坑拱壩、二灘拱壩、陳村重力拱壩、小灣拱壩在施工期或在運行期出現(xiàn)不同程度的溫度裂縫，像二灘拱壩施工期僅發(fā)現(xiàn)19條裂縫，大壩運行6年后，壩身重新發(fā)現(xiàn)多條裂縫，2006年3月共發(fā)現(xiàn)裂縫128條[2]。拱端、壩基地質條件惡化、滲流滲壓超標破壞失事后果最為嚴重，如法國馬爾帕塞拱壩，因拱端地質條件不好，導致失事[3]；奧地利的科恩布賴拱壩，因壩踵漏水開裂歷經10年加固處理[4]。

像施工期就暴露諸多問題并集于一身的工程還是少見的，如何評價該病險壩，需不需要加固處理，處理后能否正常蓄水等問題值得深入研究。本文對其質量缺陷、地質條件、處理方案等進行了分析與探討，并通過三維有限元仿真分析進行定量分析。

2 主要質量缺陷

在施工過程中出現(xiàn)了比較嚴重的質量缺陷，主要體現(xiàn)在以下幾個方面：

(1)大壩混凝土不同程度地存在抗壓強度未達到設計強度的情況，其中2014年4月～2014年6月澆筑的大壩碾壓混凝土590～ 611 m高程區(qū)域低強情況突出，該區(qū)域變態(tài)混凝土低強情況尤為嚴重。依據現(xiàn)場取心等檢測確定的大壩混凝土的強度狀況見表1。

(2)壩體混凝土現(xiàn)場溫控未達到設計要求。設計要求混凝土出機口溫度應控制在18 ℃以內，因施工中無制冷系統(tǒng)，骨料未預冷，且只能采用加冷水拌和，致使實測的混凝土出機口最大溫度達28 ℃以上，加之水管冷卻通水不及時、冷卻水溫偏高、通水中斷或流量不足等因素的影響，混凝土內部最高溫度達50 ℃以上，大大超過設計容許最高溫度(30～36 ℃)。578.5 m高程以下冷卻水管因壩體缺陷處理進行加強灌漿全部破壞，578.5～612 m高程區(qū)域冷卻水管因進行壩基帷幕灌漿也部分遭受破壞，冷卻水管遭受破壞的區(qū)域已不能進行二期通水冷卻，混凝土溫度無法降低到設計封拱灌漿溫度(14～16 ℃)。

(3)大壩578.5 m高程以下碾壓混凝土抗?jié)B性較差，存在不密實現(xiàn)象，壩體混凝土透水率偏大，高程578.5～ 612 m碾壓混凝土抗?jié)B性局部存在問題。

(4)壩體裂縫。在大壩澆筑過程中，在混凝土倉面內檢查驗收時發(fā)現(xiàn)了22條裂縫，碾壓混凝土澆筑過程中和完成后對大壩上下游面全面進行裂縫檢查，目前在上游面共發(fā)現(xiàn)97條裂縫，在下游面共發(fā)現(xiàn)38條裂縫。大壩上下游面表面裂縫占了目前發(fā)現(xiàn)裂縫總數的約86%，多為淺表層裂縫，在壩面各個部位及各個方向均有可能發(fā)生，無特別的規(guī)律性，產生裂縫的主要原因為晝夜溫差大，混凝土表面保溫不到位所致。圖2為壩體上下游面裂縫分布。

3 地質條件

工程場地50年超越概率10%、5%的基巖水平地震動峰值加速度分別為29.3g和40.8g，地震基本烈度為Ⅷ度，屬于高震區(qū)。

壩址區(qū)河谷狹窄，河床覆蓋層薄，基巖為二疊系下統(tǒng)沙子坡組灰?guī)r、白云巖及灰質白云巖，巖體內小斷層及巖溶較發(fā)育。經開挖后，拱壩河床及兩岸壩肩主要建基于弱溶蝕的Ⅲ1類巖體中，部分中等～強溶蝕巖體、溶蝕裂隙及小溶洞等地質缺陷，經處理后地基巖體滿足拱壩建基要求。

表1 大壩混凝土芯樣抗壓強度檢測結果統(tǒng)計

圖2 壩體裂縫分布示意

勘探及開挖揭露顯示：左岸抗力體巖體多新鮮完整，以Ⅱ類巖體為主，建基面附近為Ⅲ1類巖體；右岸抗力體巖體溶蝕相對較發(fā)育，以Ⅲ1類、Ⅱ類巖體為主，抗力體巖體質量總體較好。兩岸抗力體中未見影響抗滑穩(wěn)定的不利結構面組合，不存在抗滑穩(wěn)定問題。右岸抗力體發(fā)育2個順河向溶洞，洞長分別約為40、440 m，洞高0.5～7 m，與建基面水平距離分別約為20、86 m，已進行了局部的混凝土封堵。

從地質條件來看，兩岸抗力體條件較好，拱壩的整體安全是有保證的。

4 處理措施及檢測成果

4.1 578.5 m高程以下加固灌漿

根據大壩整體施工要求，加固灌漿按4號→2號→3號壩段順序施工。灌漿施工時，先進行Ⅰ序孔施工，再進行Ⅱ序孔施工，最后進行Ⅲ序孔施工；灌漿孔完成達到設計及規(guī)范要求后，再進行灌后壓水試驗檢查工作。

灌漿處理后合格標準：上游二級配碾壓混凝土透水率≤1 Lu，下游三級配碾壓混凝土透水率≤3 Lu。灌漿孔間排距為三級配碾壓混凝土區(qū)域1.5 m×1.5 m，二級配碾壓混凝土區(qū)域1.0 m×1.5 m(排距×孔距)。

578.5 m高程平臺面上壩體兩側(2號、4號壩段)灌漿孔孔深為入巖0.5 m，3號壩段灌漿孔孔深為18m(孔底高程為高程560.5 m)。先鉆灌奇數排，后灌偶數排，同排分3個次序加密的原則鉆灌施工，用42.5級水泥進行灌漿，I、II序孔采用普硅水泥，III序孔采用超細水泥。灌漿漿液配比為1∶1、0.8∶1、0.5∶1三個比級的純水泥漿，若灌前透水率值較小(q<10 Lu)時，采用1∶1水灰比開灌；若灌前透水率值較大(q≥10 Lu)時，采用0.8∶1水灰比開灌，最終均以0.5∶1水灰比結束灌漿。

2號～4號壩段壩體碾壓混凝土加固灌漿工程共計完成灌漿孔鉆灌643個，鉆灌8 808 m；檢查孔64個，鉆孔823.57 m，壓水試驗178段。壩體加固灌漿單位注灰量<50 kg/m段數累計頻率為95%(其中<10 kg/m累計頻率為61%)，灌漿單位注量>100 kg/m段數累計頻率為2%，說明大部分壩體混凝土可灌性差，混凝土總體密實性好，只有局部少數壩體混凝土具有一定的可灌性。

灌漿質量檢查孔共布設64個，檢查孔的數量達到灌漿孔總數10%，壓水試驗主要采用單點法，部分采用五點法。根據壓水檢查，壩體混凝土最大透水率為2.82 Lu，最小透水率為0，平均透水率為0.78 Lu，滿足設計透水率要求。加固灌漿處理后，高程578.5 m以下大壩混凝土質量得到較大改善，二級配、三級配混凝土的透水率均滿足設計要求。

4.2 大壩上游面聚脲防滲涂層

為提高大壩上游壩面防滲能力，對1號～5號壩段568～636 m高程壩體上游面增設了聚脲防滲涂層工程措施。聚脲防滲涂層施工日期為2015年3月1日～2016年1月28日。聚脲噴涂施工采用雙組份噴涂機進行，在整個施工過程中進行壓力監(jiān)控，噴涂時壓力范圍在1 700～2 500 Psi之間，以確保A、B兩組分充分混合。基層表面用高壓水沖洗干凈后，表面出現(xiàn)缺陷的部位用專用修復砂漿修補平整。噴涂施工主要工藝為基面檢查→基面清理→高壓水基面清洗→基層孔洞缺陷修復→界面劑底漆→噴涂聚脲彈性防水涂層→驗收。

噴涂聚脲防滲層質量檢測包括涂層外觀質量目視檢查、聚脲材料性能檢測、聚脲噴涂厚度檢測。外觀要求無鼓泡、傷痕、流掛痕跡、凹凸不平、硬化不良等缺陷。噴涂厚度設計為4 mm，厚度不小于設計值的95%為合格，涂層厚度檢查有針刺法及割取一塊涂層實測厚度。聚脲噴涂24 h后進行聚脲厚度檢測，每100 m2檢查3個點，由監(jiān)理工程師現(xiàn)場隨機指定檢測位置，割取20 mm2實樣用卡尺測量厚度。

目視、指觸檢查確認噴涂的聚脲防滲層無鼓泡、傷痕、流掛痕跡、凹凸不平、硬化不良等缺陷。涂層厚度進行了針刺法和割取法檢查，每100 m2抽檢3處，共計檢查416個點，其中針刺法共檢查297個點，割樣檢查119個點，全部合格。整個工作面噴涂厚度檢查合格率為100%。

4.3 壩后增設補強體

針對碾壓混凝土拱壩施工質量缺陷，考慮了多種方案進行補強加固，方案的基本思路為通過加固“拱端”來達到減小壩體應力的目的，具體方案有加大貼腳611.7 m高程(頂寬5 m，底寬22 m)+壩肩槽回填；加小貼腳579.0 m高程(頂寬1.4 m，底寬16 m)+壩肩槽回填。同時，研究了加支墩和在大壩中部混凝土低強區(qū)增大拱端厚度等的組合方案。

在比較各加固方案的利弊后，選定大壩下游貼腳高10 m到568.0 m高程，頂寬1.2 m按1∶1放坡與壩基面558.0 m高程相交，底部寬度約7.8 m，兩岸拱肩槽回填到630.0 m高程作為大壩補強加固的方案。

補強體按原壩體2號、3號橫縫(延伸)位置進行分縫。補強體混凝土強度等級為C20，對補強體與拱壩壩體接觸面要求進行鑿毛處理并布置插筋：Φ25 mm@1.0 m×1.0 m，L=2.25 m，錨入原壩體1.2 m；補強體混凝土冷卻至穩(wěn)定溫度后，視接觸面張開情況，通過打孔的方法進行接觸灌漿，鉆孔間距為2 m×2 m(穿過縫面處的距離)，考慮到補強體基礎圍巖受卸荷和溶蝕影響，以IV類巖體為主(實際考慮為III2類)，除固結灌漿(@3 m×3 m，孔深5～8 m)外，補強體上設1 500 kN預應力錨索，間距約5 m。以保證補強體與壩體形成可靠的整體，如圖3所示。

圖3 補強體示意

通過三維有限元計算結果表明，加固后，壩體位移減小，下游拱冠梁順河向位移由設計方案的37 mm、加固前實際方案(考慮壩體混凝土實際強度及實際溫度等簡稱為實際方案)的36.8 mm變?yōu)?3.5 mm，當兩岸加高至610 m高程時，下游拱冠梁順河向位移為33.6 mm。計算結果表明，經補強加固后壩體剛度增大，位移減小。

實際方案與設計方案上游壩面610 m高程以下左右拱端及壩底部，主拉應力均大于1.5 MPa，兩者區(qū)別不大，補強體的設置稍微減少了左右拱端大于1.5 MPa的范圍，總體影響不大。但補強體的設置使得壩體及基礎的塑性余能范數與屈服區(qū)體積大幅減小，反映了補強體的設置對壩體及基礎的應力改善有明顯的效果。

5 仿真分析

大壩加固體實施完成后，針對壩體橫縫局部灌區(qū)封拱溫度仍不能滿足設計調整后的要求、壩體出現(xiàn)淺表性裂縫及兩岸岸坡壩段產生2條上下游貫穿性裂縫等問題，按照實際的封拱溫度和壩體實際情況，對復核拱壩蓄水過程和正常運行狀況下應力狀態(tài)，壩體整體穩(wěn)定和拱壩超載安全裕度等進行了復核。

計算采用三維線彈性有限元方法復核壩體的應力狀態(tài)，考慮基礎地形條件、地質材料分區(qū)和其中軟弱夾層等，壩體同樣考慮材料分區(qū)、壩體孔口和閘墩、壩體混凝土裂縫以及上下游加固體。模型中坐標具體指向如下：x向為左右岸方向，正向指向左岸；y為上下游方向，正向指向上游；z為鉛直方向，正向向上。網格模型共有實體單元485 612個，結點503 593個。模型中壩體和基礎網格采用六面體網格，部分為五面體過渡網格。

混凝土計算采用實測強度值，具體計算取值見表2。

表2 大壩混凝土抗壓強度實測值 MPa

復核封拱溫度取值見表3。大壩612 m高程以上封拱灌漿溫度敏感性分析時，封拱溫度分別取18 ℃和20 ℃。

表3 實際封拱溫度

主要的計算成果表明：

(1)大壩變形基本對稱分布，總體符合拱壩常規(guī)變形規(guī)律，上游水位抬升和環(huán)境溫度降低會使大壩向下游變形增大。在現(xiàn)有計算條件下，未蓄水時大壩向上游變形，最大變形值8.51 mm；冬季死水位時壩體向下游變形，最大為6.96 mm，一旦溫度升高，大壩轉為向上游變形，最大變形值8.17 mm，但最大變形值位置并不一致；正常水位時，最大變形均出現(xiàn)在大壩頂拱中部，夏季和冬季最大向下游變形分別為14.1 mm和22.9 mm。圖4為冬季正常蓄水位時順河向位移分布。

圖4 冬季正常蓄水位時上游面順河向位移分布(單位：mm)

(2)大壩應力總體對稱分布，但由于壩后加固體作用，大壩應力與拱壩常規(guī)應力分布規(guī)律略有不同；未蓄水時大壩有限元最大拉應力為1.7 MPa，最大壓應力8.62 MPa，等效后最大主拉應力1.11 MPa，最大主壓應力為3.86 MPa，分別出現(xiàn)在下游面高程610 m拱端附近和上游面底部拱端附近，拉應力不滿足規(guī)范要求。蓄水后，大壩上、下游面最大拉應力出現(xiàn)冬季正常蓄水位時，其中上游面在3號壩段底部左右兩側，最大為2.8 MPa，下游面在3號壩段中部約615 m高程，最大為1.7 MPa；上游面最大壓應力出現(xiàn)在夏季死水位時的壩踵位置，為5.8 MPa，下游面最大壓應力出現(xiàn)在夏季正常蓄水位時的加固體頂部附近，為6.6 MPa。等效后，大壩各工況上、下游面最大拉應力分別為0.79 MPa和0.73 MPa；最大壓應力分別為4.07 MPa和3.01 MPa。小于混凝土允許拉應力和允許壓應力。圖5為冬季正常蓄水位時等效后上游面第一主應力分布。

圖5 冬季正常蓄水位時等效后上游面第一主應力分布(單位：MPa)

(3)地震工況下，振型分解反應譜法動應力響應較大，部分區(qū)域動拉應力不滿足規(guī)范要求；時程法分析大壩上下游面最大動拉應力分別為3.38、4.62 MPa，超過混凝土動抗拉強度值，但持時較短(0.06 s以內)，且沿壩厚方向超標范圍總體較淺；最大動壓應力約10.9 MPa，滿足混凝土動抗壓強度容許值。

(4)612 m高程原封拱溫度16 ℃，隨著封拱溫度提高(18、20 ℃)，壩體順河向變形有所增加，最大主拉壓應力有所提高，等效后拉壓應力均小于混凝土容許強度；582.5 m高程以下封拱灌漿溫度21、22 ℃對比分析表明，兩工況下壩體變形及應力分布和量值基本相同，均能滿足規(guī)范要求。敏感性分析認為，拱壩612 m以上高程封拱提高到18 ℃，582.5 m以下高程封拱溫度提高至22 ℃是可行的。

(5)極限超載能力分析表明，大壩變形曲線出現(xiàn)拐點和計算無法收斂對應安全度分別為4.25和4.75，拱壩具備一定超載安全裕度。

6 蓄水后主要監(jiān)測成果分析

2017年2月22日大壩導流底孔下閘，水庫開始蓄水，至2017年5月4日水庫蓄水至死水位630 m，至2017年6月17日水庫蓄水至648.30 m高程，隨后開啟溢流表孔控制庫水位。2017年8月19日，首臺機組投產發(fā)電。2017年10月18日，關閉溢流表孔，停止泄水，期間庫水位基本控制在648 m高程，最高水位至649.20 m，目前庫水位636 m左右。

截至2017年11月10日，壩基多點位移計、基巖變位計、測縫計測值不大，總體為壓縮變形，蓄水以來變化平穩(wěn)。隨水位抬升大壩徑向位移總體呈向下游變形趨勢，拱冠梁壩段壩頂累計位移最大為8.44 mm，切向位移總體呈左岸壩體向左岸變形，右岸壩體向右岸變形，位移最大為2.7 mm。水庫水位從630 m蓄至648 m過程中，壩頂徑向位移增加5.12 mm；三維有限元復核計算死水位到正常蓄水位工況下壩頂徑向位移增加約18 mm。庫水位上升過程中，徑向變形實測值和設計計算值變化規(guī)律一致，實測值略小。拱壩左右岸變形基本對稱、變形協(xié)調，符合拱壩受力一般規(guī)律。

目前大壩滲漏量較小，僅在612 m高程以下的壩面和廊道內有輕微滲水點，對壩體廊道和下游壩面發(fā)現(xiàn)的大壩滲水點，組織專業(yè)隊伍采用環(huán)氧材料進行了化學灌漿處理，滲水點經灌漿處理后效果良好，已無滲水點。584 m高程總滲流量為0.993 L/s，612 m高程總滲流量為0.138 L/s，大壩總滲流量為1.131 L/s。在648 m水位期間，584 m高程總滲流量有所增大，612 m高程總滲流量保持穩(wěn)定。

補強體與壩體接縫測縫計目前開合度在0.02～0.18 mm，蓄水期間變化量在0.04～0.07 mm，當前測值和蓄水期間變化量微小且處于平穩(wěn)狀態(tài)。

根據大壩變形、應力、基礎滲壓和滲流、溫度等監(jiān)測資料，結合有限元復核計算分析成果，拱壩初期運行工作性態(tài)基本符合一般規(guī)律，大壩運行狀態(tài)正常。

7 結 論

通過加強灌漿、上游面增設了聚脲防滲涂層、壩后增設補強體有效地解決了碾壓混凝土壩在施工中存在的低強、碾壓不密實等嚴重質量缺陷，通過有限元計算并經蓄水檢驗，目前該碾壓混凝土拱壩整體安全。通過該病險壩的治理得到一些啟示：

(1)拱壩是具有較高安全度的。只要兩岸拱端的抗力體承載沒有問題，即使壩身有一些質量缺陷，通過修補，不會影響到拱壩的整體安全。

(2)通過計算與后續(xù)的監(jiān)測成果顯示，補強體只是一個提高拱壩安全儲備的措施，對拱壩的變形和應力有一定的改善作用，但效果不明顯。作者認為即使不增設補強體也不會影響到拱壩的整體安全。鑒于拱壩位于高地震烈度區(qū)，增設補強體可以提高壩體的安全系數。

(3)適當放寬封拱溫度是可行的。從筆者參加驗收的國內數個拱壩工程，普遍發(fā)現(xiàn)蓄水后實測的封拱溫度普遍高于設計封拱溫度，但總體上運行良好。說明設計采用的封拱溫度標準較高，實際難以達到，可研究適當放寬1～2 ℃。