高混凝土面板堆石壩面板水平向擠壓破壞研究

郝巨濤

（中國水利水電科學(xué)研究院，北京 100038）

1 問題的提出

隨著面板壩壩高的增加，大壩的混凝土面板開始出現(xiàn)擠壓破壞現(xiàn)象，如我國的天生橋一級面板壩、巴西的巴拉·格蘭特 （Barra Grande）面板壩和坎普斯·諾沃斯 （Campos Novos）面板壩、萊索托的莫哈萊 （Mohale）面板壩等。目前工程中對沿垂直縫的擠壓破壞關(guān)注較多，并提出了一些應(yīng)對方法[1,2]，包括防止底部砂漿墊層侵入面板，取消接縫頂部的V形縫口，降低底部銅止水的鼻子高度，設(shè)置墊縫材料防止接縫混凝土直接接觸，接縫部位設(shè)置防剝落鋼筋，增加中央部位面板的厚度，在擠壓邊墻表面涂刷減摩涂料等[1]。另一種擠壓破壞是面板沿水平向 （橫向）的擠壓破壞。在汶川大地震中，紫坪鋪面板壩有26塊面板沿二、三期施工縫發(fā)生了總長達340 m的法向錯動破壞[3]。三板溪面板壩蓄水一年半后發(fā)現(xiàn)，面板沿一、二期施工縫發(fā)生了總長達184 m的擠壓破壞，多處鋼筋彎凸、外露[4]。除沿水平施工縫的破壞以外，巴拉·格蘭特、坎普斯·諾沃斯、莫哈萊面板壩的面板曾出現(xiàn)斜向、水平向擠壓破壞[1]。這種水平向擠壓破壞的位置不確定，破壞了面板的整體性，且常處于中下部面板，不易被發(fā)現(xiàn)和定位，處理難度也較大，更應(yīng)給予重視。

面板的擠壓破壞源于面板中過大的壓應(yīng)變。天生橋一級面板壩的最大坡向壓應(yīng)變?yōu)? 061×10-6，最大水平向壓應(yīng)變?yōu)?48×10-6；三板溪面板壩的最大坡向壓應(yīng)變?yōu)?00×10-6；莫哈萊面板壩的最大坡向壓應(yīng)變?yōu)?50×10-6，最大水平向壓應(yīng)變?yōu)?90×10-6。這類破壞的特點是，擠壓破壞應(yīng)變均小于混凝土的峰值壓應(yīng)變，而后者一般為2 000×10-6左右[5,6]。文獻[2]曾分析了莫哈萊面板壩的垂直縫擠壓破壞，認為其面板接縫內(nèi)的平均壓應(yīng)力遠小于混凝土的抗壓強度，不足以引發(fā)擠壓破壞，擠壓破壞應(yīng)是由接縫頂部的壓力集中造成的。

目前國內(nèi)外對面板擠壓破壞的了解是初步的，對其發(fā)生機理特別是水平向擠壓破壞的發(fā)生機理尚缺乏認識，盡管老撾的南俄2（Nam Ngum 2）面板壩已經(jīng)為應(yīng)對該種破壞采取了面板加設(shè)箍筋、設(shè)置水平永久縫的措施[7]。由于河床中央部位的面板處于雙向受壓狀態(tài)，當兩向壓應(yīng)變水平都較高時，沿垂直縫的擠壓破壞和水平向擠壓破壞還有可能相互影響，目前的工程措施中也還沒有顧及到這種影響。本文對面板的水平向擠壓破壞作了重點介紹，對其成因進行了初步分析，并就相關(guān)問題提出了看法。

2 高面板壩的水平向擠壓破壞實例分析

與寬度相比，面板的坡向尺寸大得多。這種斜坡上的長混凝土板的抗裂問題一直為工程界所關(guān)注。面板的裂縫一般可分為三類，包括由混凝土收縮產(chǎn)生的裂縫 （A型），堆石體沉陷引起的結(jié)構(gòu)裂縫 （B型）和堆石體不均勻位移引起的結(jié)構(gòu)裂縫 （C型）[8]。工程中采取了很多措施應(yīng)對這些可能出現(xiàn)的裂縫。在擠壓破壞進入人們的視線以前，設(shè)計中在大面積受壓區(qū)面板中配置鋼筋的主要目的是限制裂縫的寬度，并沒有考慮鋼筋與面板水平向擠壓破壞的相互作用。這里對一些包含水平向擠壓破壞的工程作一介紹。

2.1 坎普斯·諾沃斯面板壩[1]

坎普斯·諾沃斯面板壩壩高202 m，壩頂長590 m，正常蓄水位 660 m，上游壩坡 1∶1.3。工程于2001年8月開始施工，2005年10月10日開始蓄水，一周后水位達到653 m。其間，當水位升至642 m時，中部17/18面板壓性縫出現(xiàn)擠壓破壞，破壞部位在水位以上數(shù)米，滲漏量從30 L/s增至450 L/s；滲漏量和擠壓裂縫穩(wěn)定5日后，破壞快速向上發(fā)展至防浪墻底部，向下至水下535 m高程，滲漏量隨之增至800 L/s，中部面板脫空間隙最大達4 cm；此后，庫水位保持在640～645 m，在60 d內(nèi)滲漏量發(fā)展到1 300 L/s，隨后發(fā)現(xiàn)22/23號垂直縫接縫計記錄變化，25/26號垂直縫在壩頂部位發(fā)生局部位擠壓破壞。這表明擠壓破壞還在發(fā)展。

2006年6月，由于一條導(dǎo)流洞出現(xiàn)意外，水庫被快速放空。在656 m高程處的二、三期面板之間暴露出長達300 m的橫向水平裂縫 （見圖1），裂縫處混凝土嚴重擠壓剝落，鋼筋變形 （見圖2），據(jù)此認定，水平裂縫系由坡向高擠壓應(yīng)力造成。由于水平擠壓破壞，面板坡向位移達到20 cm，大于水平向位移。

圖1 坎普斯·諾沃斯壩面板擠壓破壞情況

圖2 坎普斯·諾沃斯壩面板水平向擠壓破壞

Pinto[1]根據(jù)裂縫形式及其跨區(qū)域破損的程度，認為沿垂直縫的擠壓破壞首先是在面板中部最大撓度點出現(xiàn)，然后向上、下豎向和橫向發(fā)展。并推測面板坡向鋼筋在重力作用下發(fā)生屈曲，同時水位驟降導(dǎo)致面板底部摩擦力大幅度減小，進一步加大了面板的坡向位移。

2.2 巴拉·格蘭特面板壩[1]

巴拉·格蘭特面板壩壩高185 m，壩頂長665 m，正常蓄水位 647m，上游壩坡 1∶1.3。大壩于2001年7月開始施工，2005年7月5日開始蓄水。當?shù)?月末到8月初正值雨季，庫水位平均每3 d上升約20 m。2005年9月19日庫水位達到630.3 m時，水庫滲漏量為220 L/s，3 d后庫水位達到634 m，滲漏量增至428 L/s，中部19/20面板垂直縫發(fā)生擠壓破壞。檢查發(fā)現(xiàn)，破壞延伸至水下約100 m。同時，22號面板所在的壩頂防浪墻部位也發(fā)生擠壓破壞，破壞部位的面板脫空，脫空間隙最大達12 cm。2005年11月，滲漏量達到1 284 L/s。早期的水下檢查并未發(fā)現(xiàn)面板有水平向擠壓破壞，坎普斯·諾沃斯壩發(fā)現(xiàn)水平向擠壓破壞后，對該壩又進行了仔細檢查，證實在中部壩高位置存在水平向擠壓破壞。

2.3 莫哈萊面板壩[1，10]

莫哈萊面板壩壩高145 m，壩頂長540 m，上游壩坡1∶1.4，防浪墻頂部高程2 085.5 m。大壩于2002年11月初開始蓄水，到2003年4月水位快速上升至2 020 m，以后水位上升速度減慢。2004年4月庫水位達到2 043 m，滲漏量為10 L/s。2006年2月因暴雨庫水位由2 063 m猛漲至2 075 m。2月14日大壩監(jiān)測到一次微震，17/18號面板接縫頂部發(fā)生擠壓破壞，18號面板中心線上2 064 m高程的水平向應(yīng)變由 590×10-6減小為335×10-6，滲漏量由13日的69 L/s增至16日的248 L/s。擠壓破壞從面板頂部快速向下發(fā)展，接縫兩側(cè)面板相互貫穿達8～10 cm。1個月后，3月15日～17日，18號面板1 976 m高程處的坡向應(yīng)變由665×10-6減小為263×10-6；同時21號面板2 020 m高程處的坡向應(yīng)變由642×10-6減小為250×10-6，1 976 m高程處的坡向應(yīng)變由311×10-6減小為 125×10-6， 滲漏量由 343 L/s突增至600 L/s。水下檢查發(fā)現(xiàn)，17/18號面板的垂直縫破壞在1 980 m高程處向右側(cè)水平向發(fā)展，直至23號面板1 976 m高程位置。值得注意的是，通過2006年2月13日～4月10日面板壓應(yīng)變觀測結(jié)果的變化情況 （見表1）可以看出，垂直縫擠壓破壞和水平向擠壓破壞之間的相互影響歷程。當2月14日17/18號面板垂直縫擠壓破壞時，破壞部位發(fā)生水平向應(yīng)變釋放，此后18號面板下部坡向應(yīng)變逐漸小幅度增加，直至3月16日下部發(fā)生坡向應(yīng)變釋放，出現(xiàn)水平向擠壓破壞。

表1 莫哈萊壩擠壓破壞期間的面板應(yīng)變變化情況

3 擠壓破壞的機理分析

目前，除老撾的南俄2面板壩外，混凝土面板中的鋼筋基本采用單層雙向和雙層雙向布置。根據(jù)天生橋一級水電站的數(shù)據(jù)，面板發(fā)生擠壓破壞時的壓應(yīng)變僅為1 000×10-6左右。由于混凝土在這一應(yīng)變水平下還沒有達到受壓破壞的程度，面板也遠沒有達到整體失穩(wěn)的程度，同時參考發(fā)生水平向擠壓破壞的工程實例可以看出，面板內(nèi)部鋼筋發(fā)生受壓屈曲失穩(wěn)致使保護層混凝土開裂并引發(fā)擠壓破壞的可能性很大，Pinto[1]也作出了同樣的推測。

3.1 擠壓破壞分析模型

這里以鋼筋混凝土柱為物理模型，對面板的擠壓破壞進行分析 （見圖3）。柱的截面中心有一根直徑為d的鋼筋，周圍為混凝土，柱兩端鉸支，并受壓力P作用。當柱中的鋼筋在P的作用下發(fā)生側(cè)向撓曲時，混凝土將提供一定的側(cè)向壓力p限制鋼筋的側(cè)向變形。該側(cè)向壓力p與側(cè)向撓度w成正比，即p=kw，k為側(cè)向支撐剛度，等于單位桿長在單位撓度下引起的側(cè)向力。該模型中的鋼筋壓桿臨界荷載Pr可由下式給出[10]

圖3 鋼筋混凝土面板擠壓分析模型

式中，E為桿的彈性模量，MPa；I為其截面慣性矩，mm4；l為桿長，mm；k為桿的側(cè)向支撐剛度，N/mm2；m為桿的屈曲曲線半波數(shù)；l/m為半波長，mm。m可由下式確定

為了應(yīng)用方便，可由式（1）寫出鋼筋壓桿的臨界壓應(yīng)變 εr

設(shè)鋼筋直徑d為25 mm，彈性模量E為2.1×105MPa，針對不同的側(cè)向支撐剛度k，可由式（3）得出臨界應(yīng)變εr與桿長l的關(guān)系。可以發(fā)現(xiàn)，當l增大到一定程度后，εr不再隨l的增加而降低，半波長也逐漸趨于穩(wěn)定，這應(yīng)是此類屈曲失穩(wěn)問題的重要特點。 k＝0.7 N/mm2時的 εr～l關(guān)系見圖 4， l/m～l關(guān)系見圖 5。 由圖中可以得出， εr＝1 030×10-6， 屈曲線半波長l/m＝866 mm。

實際上容易判定式（3）是一個關(guān)于變量ξ（l）的上凹曲線，該曲線存在一個極小值點。根據(jù)簡單的推導(dǎo)，可由該極小值點得到鋼筋壓桿屈曲時的臨界屈曲應(yīng)變 εr0和半波長（l/m）0為

圖4 k＝0.7 N/mm2時 εr～l關(guān)系

圖5 k＝0.7 N/mm2時 l/m～l關(guān)系

式（4）說明，模型中鋼筋壓桿的臨界壓應(yīng)變僅與k/E有關(guān)，半波長與鋼筋直徑d和k/E有關(guān)。有了k，就可以確定鋼筋壓桿的臨界壓應(yīng)變和半波長。不同k值的εr和l/m見表2，它們既可由式（3）計算并取最小值得到，也可由式（4）直接算出。從中看出，當k＞8 N/mm2時，鋼筋的臨界應(yīng)變εr已接近或超過混凝土的極限壓應(yīng)變，則這類由鋼筋屈曲導(dǎo)致的面板擠壓破壞就不會發(fā)生了。因此，設(shè)法提高k值就成了問題的關(guān)鍵。

表2 k與 εr和l/m的關(guān)系（d＝25 mm）

分析式（4）可知，鋼筋的直徑d對εr沒有影響，但卻與半波長l/m呈線性關(guān)系，而半波長的大小事關(guān)箍筋的間距設(shè)計。對于k＝0.7 N/mm2，表3給出了 d～l/m 的數(shù)值關(guān)系， 這時 εr均為 1 030×10－6。 直徑d越大，半波長l/m也越大。

表3 d與 l/m 的關(guān)系（k＝0.7 N/mm2）mm

以上分析基本符合工程實際，只是由εr＝1 030×10－6用式（4）反算出的 k＝0.7 N/mm2， 需要經(jīng)過進一步的實驗研究確認。

3.2 分析結(jié)論

通過以上分析，可以得出一些十分有意義的結(jié)論：①僅數(shù)米至十幾米長的混凝土中的鋼筋，在壓力達到臨界值時將發(fā)生屈曲失穩(wěn)，其臨界屈曲應(yīng)變值εr小于混凝土的峰值壓應(yīng)變，并主要取決于混凝土對鋼筋的側(cè)向支撐剛度，不再隨著鋼筋的進一步加長而降低。②提高鋼筋的側(cè)向支撐剛度k是最有效的提高臨界屈曲應(yīng)變εr的方法，而且當k達到一定值后，可消除由鋼筋屈曲引發(fā)的面板擠壓破壞。提高k值的具體措施主要可以考慮設(shè)置箍筋和提高混凝土的抗拉強度。③臨界屈曲應(yīng)變εr與鋼筋直徑d無關(guān)，d值僅影響鋼筋屈曲曲線的半波長l/m，并與l/m呈線性關(guān)系。半波長l/m是確定箍筋間距的重要依據(jù)。

上面的分析還是十分粗糙的，離實際應(yīng)用還有相當?shù)木嚯x。尤其要指出的是，混凝土對鋼筋的側(cè)向支撐剛度k目前是一個全新的力學(xué)參數(shù)，需對其開展深入細致的研究。急需查明的k的影響因素包括鋼筋保護層厚度、混凝土拉伸強度、箍筋 （方式、直徑和間距）等。同時，混凝土面板中鋼筋的實際情況也與圖3所示的分析模型不完全相同，鋼筋并不位于面板中心，鋼筋上下側(cè)混凝土的支撐也不對稱，必定有強有弱，相應(yīng)的數(shù)值分析模型還有待建立。

4 結(jié)語

目前一些高面板壩中出現(xiàn)了面板的擠壓破壞。與沿垂直縫的擠壓破壞不同，水平向擠壓破壞由于破壞了原有面板的連續(xù)性，且其發(fā)生部位多位于面板中下部，隱蔽性強，處理難度大，造成的工程危害也較大。如何認識和應(yīng)對這類擠壓破壞，目前國內(nèi)外還沒有達成共識。本文的初步分析結(jié)果說明，這種擠壓破壞極可能是由鋼筋的受壓屈曲失穩(wěn)引發(fā)的，根據(jù)相關(guān)分析得出了這種破壞的特點。筆者呼吁盡快有針對性地開展對這類破壞的機理和工程措施的研究，以便為300 m級高面板壩工程的建設(shè)提供技術(shù)支撐。

鋼筋在受壓區(qū)混凝土面板中的主要作用是限制裂縫寬度。如果確認這種鋼筋在高面板壩中誘發(fā)了面板的擠壓破壞，除了研究設(shè)置水平向軟接縫和調(diào)整配筋等應(yīng)對措施外，探討在面板局部位置用其他方法替代目前的配筋限裂方法，取消部分配筋，也是情理之中的事，比如采用鋼纖維混凝土面板等[11]。

［1］ Pinto N L S.Very high CFRD dams-Behavior and design features［C］//The 3rd Symposium on CFRD Dams-Honoring J.Barry Cooke,25～27 October 2007,Brazil.

［2］ 郝巨濤，杜振坤.高混凝土面板堆石壩面板接縫擠壓破壞預(yù)防措施研究［J］.水力發(fā)電， 2008， 34（6）:41-44.

［3］ 關(guān)志誠.紫坪鋪水利樞紐工程 5·12震害調(diào)查與安全狀態(tài)評述［J］.中國科學(xué) E 輯： 技術(shù)科學(xué)， 2009， 39（7）:1291-1303.

［4］ 徐澤平，鄧剛，趙春.三板溪混凝土面板堆石壩安全性態(tài)分析［M］//中國水力發(fā)電工程學(xué)會混凝土面板堆石壩專業(yè)委員會.混凝土面板堆石壩安全監(jiān)測技術(shù)實踐與進展.北京：中國水利水電出版社，2010:127-135.

［5］ 滕智明.鋼筋混凝土基本構(gòu)件［M］.北京：清華大學(xué)出版社，1987.

［6］ 湛正剛，等.200 m級高面板堆石壩技術(shù)總結(jié)報告［R］.中國水電顧問集團貴陽勘測設(shè)計研究院，2009.

［7］ Sramoon A,Phien-wej N,Chalermnon W,Sittipod R.Design,Con struction and Performance of Nam Ngum 2 CFRD［C］//The 78th ICOLD Annual Meeting May 23-26,2010,Hanoi,Vietnam.

［8］ 國際大壩委員會.混凝土面板堆石壩設(shè)計與施工概念 ［M］.中國大壩協(xié)會，譯.北京：中國水利水電出版社，2010.

［9］ Johannesson P,Tohlang S L.Lessons Learned from the Cracking of Mohale CFRD Slab ［C］//Proceedings Workshop on High Dam Know-How,May 2007,Yichang,China.

［10］ Timoshenko S P,Gere J M.Theory of Elastic Stability［M］.2nd ed.McGraw-Hill,1961.

［11］ Budweg F M G.采用鋼纖維混凝土作為面板堆石壩的面板材料［C］//CFRD’2000混凝土面板堆石壩國際研討會論文集.北京： 20屆國際大壩會議組織委員會，2000:91-96.