某水電站廠房尾水左導墻傾斜變位成因分析與處理

謝金記，甘經(jīng)國

（1.中國大唐集團有限公司廣西分公司（紅水河）集控中心，廣西 南寧，530029；2.廣西桂冠開投電力有限責任公司，廣西 南寧，530029）

0 引言

泄流沖淘損壞是水工泄水建筑物常見的破壞原因之一，尤其是水電站泄洪運行工況變化、運行方式改變時，這種破壞現(xiàn)象更為嚴重。某水電站廠房尾水左導墻傾斜變位是由于沖沙孔運行工況和運行方式變化，沖沙孔參與泄洪時受高速水流作用、導墻兩側水位差造成了導墻傾斜變位和沖淘破壞。為恢復尾水左導墻正常運行，深入開展破壞成因分析，研究制定補強加固措施，實施水下混凝土澆筑和灌漿技術，恢復水工建筑物正常運行，保證水工建筑物安全運行。

1 工程概況

某水電站位于廣西忻城縣紅渡鎮(zhèn)上游3 km，是紅水河規(guī)劃的第八個梯級電站。電站正常蓄水位112.0 m，死水位110.0 m，水庫總庫容9.5億m3，裝機容量600 MW。電站樞紐從左到右依次布置左岸接頭壩、船閘沖沙閘、船閘、河床式發(fā)電廠房、溢流壩和右岸接頭壩。2006 年，4 臺機組全部正式投入運行。廠房安裝間底部及4號機組底部分別布置有左右沖沙孔，廠房尾水渠布置有左右尾水導墻，尾水導墻的主要作用是分隔廠房尾水渠與沖沙孔流道。

廠房尾水左導墻位于1號發(fā)電機尾水渠左側，緊貼廠房尾水邊墩下游，上下游樁號為下0+083.80～下0+174.00，左右樁號為0+325.70～0+337.75，高程52.33～95.00 m。左導墻為衡重式鋼筋混凝土擋墻，導墻總長90.2 m，在樁號下0+128.90 設置結構縫，上游段長45.1 m，下游段長45.1 m。導墻下墻高4.00～25.67 m，底寬4.5 m，墻面垂直，墻背坡比1∶0.26，墻背設φ28錨筋入巖2.5 m，呈梅花型布置，間距2.0 m，承臺頂面高程78.0 m；導墻上墻寬2.5 m、高17.0 m，墻面墻背垂直，上墻在高程82.00 m 以上設φ100 平壓孔，呈梅花型布置，間距2.0 m，墻頂高程95.0 m。本次傾斜變位的為左導墻上墻。

2 傾斜變位成因分析

2.1 傾斜變位檢查

電站巡查人員發(fā)現(xiàn)左導墻上段產(chǎn)生傾斜變位，當時入庫流量7 230 m3/s，上下游水位分別為111.40 m 和97.10 m，左沖沙孔為全開狀態(tài)。傾斜變位后采取應急措施關閉左沖沙孔閘門，檢查測量發(fā)現(xiàn)左導墻上段上游端向左傾斜位移0.6 m，下游端向左岸位移約0.3 m。

為全面掌握廠房左導墻傾斜變位情況，對廠房尾水渠左導墻的左右側、沖沙孔底板等部位進行全面水下錄像檢查測量，主要檢查結果如下：

（1）廠房尾水左導墻上段左側墻面在高程77.00～78.80 m（左導墻左側墻身與底板交接處）混凝土擠壓損壞，損壞部位從左導墻上段上游端一直延伸至左導墻末端；上游18 m 范圍有露筋彎曲現(xiàn)象（見圖1）。

圖1 尾水渠左導墻左側底板檢查結果示意圖Fig.1 Result of inspection of the bottom plate on the left side of the left tailrace training wall

（2）廠房尾水左導墻上段右側墻面在76.00～81.00 m 高程范圍出現(xiàn)墻體張拉開裂形成的數(shù)十條水平向裂縫，裂縫從左導墻上段上游端一直延伸至左導墻上段末端，裂縫兩側混凝土存在錯位現(xiàn)象；上游23.5 m長度范圍在高程80.00 m施工縫處存在混凝土剝落并伴有露筋現(xiàn)象，豎向鋼筋少量彎曲并擠斷鋼筋（見圖2）。

圖2 尾水渠左導墻左側墻面檢查結果示意圖Fig.2 Result of inspection of the left wall of the left tailrace training wall

（3）廠房尾水左導墻下段右側墻面在高程76.00～80.00 m范圍內(nèi)存在5條水平裂縫，裂縫從左導墻下段上游端面（下0+128.90）向下游延伸約6 m，裂縫兩側混凝土面無錯位（見圖3）。

圖3 尾水渠左導墻右側墻面檢查結果示意圖Fig.3 Result of inspection of the right wall of the left tailrace training wall

（4）廠房尾水渠左導墻上段產(chǎn)生傾斜變位，上段上游端墻頂處向左位移約0.6 m，上段下游端墻頂處向左岸位移約0.3 m。

（5）左導墻上段上游端墻頂右側、導墻下段結構分縫處左側、導墻上段結構分縫處右側存在混凝土掉塊并有露筋。

2.2 破壞成因分析

2.2.1 結構承載力分析

電站最低尾水位84.0 m，導墻在高程82.0 m以上布置有平壓孔與廠房尾水連通，故導墻上墻兩側水位相同，上墻除兩側水壓及自重外無其他荷載。原左沖沙孔設計運行條件是電站入庫流量大于9 248 m3/s 時（機組全停時流量）開啟，相應下游水位102.0 m，遠高于導墻頂高程95.0 m，故導墻按兩側平壓設計。電站運行多年均未達到?jīng)_沙孔原設計運行條件，為提高沖沙孔拉沙作用，2010年對原左沖沙孔設計運行方式進行設計論證，確定了沖沙孔新運行條件，即汛期入庫流量在4 000～9 248 m3/s之間且下游水位不低于93 m時，可優(yōu)先開啟沖沙孔下泄。論證時未分析導墻結構和底板運行工況。

2010～2017年左沖沙孔開閘門泄洪沖沙情況見表1，可見2017 年8 月15 日和25 日開閘時間最長。沖沙孔開啟時，由于沖沙孔側流速大于廠房尾水流速，且有水躍消能形成水躍，因此出現(xiàn)了導墻沖沙孔側水位低于廠房側水位的情況。根據(jù)導墻上墻結構尺寸及配筋進行偏心受壓承載力計算復核，在一側有水一側無水的情況下，導墻能承受兩側水位相差9 m 的工況；導墻在廠房側水位位于沖沙孔運行最低水位93.0 m 時，原設計的導墻結構能承受兩側水位相差3.3 m的工況。實際運行時，沖沙孔側水位偏差在2.5～3.0 m，尚在導墻結構能承受的范圍內(nèi)。

表1 正常運行階段左沖沙孔運行情況Table 1 Operation of flushing sluice

2.2.2 沖沙孔出口底板混凝土沖淘分析

水下檢查發(fā)現(xiàn)左沖沙孔出口底板有3 條結構縫張開且結構縫交匯處形成坑洞，原因如下：（1）運行水位過低，消能不充分。從表1可見：2017年7月20日～8月29日，左沖沙孔開啟3次，運行時長204 h 37 min，其中7月20日運行時長7 h 26 min，下游水位91.18 m，低于最低水位93.0 m的運行要求，其余2次運行工況滿足下游水位運行要求。沖沙孔在低于運行水位要求下運行，可能會形成水躍并造成水流消能不充分，流速增大，水流紊亂，加劇對底板和導墻沖刷。（2）受沖沙孔出口底板、導墻混凝土材料強度的影響。沖沙孔出口底板、導墻設計使用C25 混凝土，但實際澆筑C20 混凝土，未充分考慮使用抗沖磨混凝土和實際澆筑混凝土強度等級的降低，一定程度降低了結構抗沖耐磨的能力。

2.2.3 上墻底部混凝土破壞和斷裂分析

根據(jù)前述出現(xiàn)的導墻上墻底部混凝土沖淘破壞，左導墻左側面混凝土擠壓破壞、右側面混凝土拉裂破損、混凝土面有錯位和混凝土破損處豎向鋼筋裸露、斷裂等情況，分析導墻上墻底部、左側混凝土破損的原因為空蝕和水流沖刷的共同作用。尾水左導墻與廠房尾水邊墩為相互獨立的建筑物，在樁號下0+083.80處銜接，該位置即為沖沙孔出口底板伸縮縫，伸縮縫淘空并形成坑洞后底板不平整，導墻上游端與廠房尾水邊墩之間存在空隙，且導墻上墻與底板交接處存在施工縫，存在分層分塊面，導致該部位是這個流道周邊最容易形成空蝕的位置。

圖4 左導墻立面圖Fig.4 Vertical profile of the left training wall

2.2.4 破壞機理

（1）沖沙孔運行方式的改變是導致左導墻傾斜變位的最主要原因，在改變沖沙孔原設計的運行方式時未充分考慮尾水左導墻結構承受能力。

（2）左沖沙孔在非設計運行工況下長時間連續(xù)運行，由于泄流消能不充分，下泄水流極度紊亂，形成收縮斷面，導墻兩側形成較大水位差，導墻頂出現(xiàn)橫向翻流，導致導墻產(chǎn)生振動和局部空蝕，混凝土逐漸被沖刷破壞，最終產(chǎn)生傾斜變位變形。

3 工程補強加固處理

3.1 運行工況變化分析

尾水左導墻主要作用是分隔廠房尾水渠與左沖沙孔流道。電站機組發(fā)電不沖沙時，廠房側是緩流，沖沙孔側接近靜水，兩側水位基本相同；當沖沙孔運行時，廠房側是緩流，沖沙孔側是急流，兩側出現(xiàn)水位差。所以沖沙孔的運行方式?jīng)Q定了廠房尾水導墻的設計工況。沖沙孔運行要求的變化改變了相關建筑物的設計工況，不能單從滿足消能要求分析是否可以改變沖沙孔運行方式，也需要復核相關已建成建筑物的結構能否滿足工況改變引起的荷載變化。

3.2 左導墻荷載分析

尾水左導墻為衡重式結構，其下墻承臺為左沖沙孔消能區(qū)部分底板，上墻為消能區(qū)右邊墻，上墻右側為廠房尾水渠。沖沙孔不運行時，左導墻兩側水位相同處于平壓狀態(tài)；沖沙孔運行時，沖沙孔側會形成消能水躍，造成左導墻兩側水位不同。在沒有水工模型試驗輔助的情況下，本次研究通過消能防沖計算模擬沖沙孔運行時連接下游水位的水躍形態(tài)，通過寬頂堰過流計算模擬下游水位高于墻頂（95.0 m）時廠房側向沖沙孔側過水的流量和形態(tài)，得到不同工況下左導墻沖沙孔側的水位。通過不同工況下左導墻兩側水位差，并結合導墻發(fā)生傾斜變位時的實際下游水位及導墻兩側目測水位差，分析左導墻最不利荷載位置以及最不利荷載時的下游水位，進而采用靜水壓力和動水壓力（脈動壓力取底板計算值），計算導墻荷載并取較大值進行結構計算。

3.3 修復加固方案研究

左沖沙孔承擔泄洪和排沙的任務，左導墻主要作用是分隔廠房尾水與沖沙孔泄洪沖沙水流，避免沖沙孔水流影響發(fā)電及廠房尾水渠泥沙淤積。為保證左導墻的功能，對傾斜變位的導墻上墻初擬了修復加固與拆除重建兩種處理方案。處理方案比選以盡量不影響電廠正常運行為基礎，對導墻荷載、導墻兩側水位差、導墻上墻結構、導墻下墻結構復核、施工對發(fā)電影響等進行技術論證，并從技術措施可靠度、施工難度、投資等各方面對改造處理方案進行綜合比選，最終采用修復加固處理方案。

3.4 修復加固方案設計

利用左沖沙孔出口與尾水左導墻之間的空間，新增一道厚3.0 m、高10 m的鋼筋混凝土尾水邊墻，新增邊墻從樁號下0+63.0 至樁號下0+138.9，總長75.9 m，墻頂高程88.0 m。通過新增邊墻承受原導墻可能傳遞的側向水壓力，保證導墻上墻的結構穩(wěn)定。

（1）新增邊墻與沖沙孔出口下游流道底板及右側邊墻通過一系列工程措施可靠結合，包括接觸面清基、流道底面混凝土鑿毛、底面垂直鉆孔植筋、側面混凝土鑿毛、側面水平鉆孔插筋等連接手段。

（2）原導墻右側裂縫表面及剝落混凝土處采用水下不離散混凝土在水下進行表面封堵。

（3）原導墻右側面封堵及左側新增邊墻混凝土澆筑完畢后，在原導墻頂部鉆孔灌環(huán)氧材料填充內(nèi)部裂縫。

（4）沖沙孔出口底板結構縫間采用環(huán)氧砂漿進行水下填充修補。

通過新增邊墻承受原尾水左導墻可能傳遞的側向水壓力，保證導墻上墻的結構穩(wěn)定，修復加固方案結構布置詳見圖5。

圖5 新增邊墻修復加固方案結構圖Fig.5 Rehabilitation by adding a side wall

4 水下混凝土施工

左導墻修復加固采用水下混凝土澆筑方法進行施工，以盡量不影響機組發(fā)電為原則。

4.1 施工平臺搭設

為便于錨孔鉆設、鋼筋綁扎、鋼模板吊裝和水下混凝土澆筑，用貝雷片在左沖沙孔出口流道內(nèi)搭建施工平臺。施工平臺分段搭設，長20 m、寬4.5 m、高10.5～13.5 m，采用貝雷片、型鋼和鋼板搭建，施工平臺見圖6。

圖6 貝雷架鋼平臺側立面圖Fig.6 Vertical view of the Bailey truss and steel platform

4.2 主要施工工藝

4.2.1 水下基面鑿毛和清理

基面鑿毛和清理分四步進行：（1）潛水員水下先用風鎬、鋼釬將松動、破碎混凝土塊清除；（2）用氣動刷清理表面，將表面的附著物清理干凈，露出新鮮表面；（3）用風動鑿毛機進行混凝土鑿毛處理，以增加澆筑面的糙度和新老混凝土的結合強度；（4）用高壓水槍從上向下清洗，將表面的浮渣清理干凈。

4.2.2 水下鉆孔插錨筋

錨筋分垂直錨筋和水平錨筋：（1）水下垂直錨筋根據(jù)不同部位采用φ32 或φ36 鋼筋，錨筋長3.5 m，孔距0.2 m，孔深1.5 m；（2）水下水平錨筋φ20，錨筋長1.5 m，孔距1 m，孔深0.5 m。為保證水下鉆孔放樣的精度，施工時特制鉆孔定位架，潛水員將定位架固定在錨筋位置上，以保證錨筋成孔安裝就位的質(zhì)量。

4.2.3 水下鋼筋和模板制安

新建導墻的鋼筋網(wǎng)按每段墻的寬度和高度進行下料制作，由潛水員在水下綁扎鋼筋，與錨筋綁扎在一起；施工模板采用組合鋼模板。根據(jù)各塊新增墻體的尺寸，在現(xiàn)場用鋼板和型鋼加工，模板在陸上分段制作，分段運至現(xiàn)場，用浮吊船吊入水中進行拼裝、固定。

4.2.4 水下混凝土澆筑

4.2.4.1 混凝土澆筑轉運系統(tǒng)

水下混凝土采用C40商品混凝土澆筑，由于導墻澆筑面較長，故在沖沙孔89.6 m左岸平臺上安裝固定泵進行二次泵送。在102 m 平臺上設置投料導管，混凝土通過汽車泵泵送至102 m平臺投料導管，通過投料導管送到固定泵，固定泵再通過泵送管送至澆筑點，澆筑點設置在鋼平臺上，在澆筑平臺布置水下混凝土澆筑導管和集料斗。水下混凝土澆筑前進行閉水試驗，確保導管不漏水?；炷翝仓到y(tǒng)布置見圖7。

圖7 混凝土澆筑系統(tǒng)布置Fig.7 Concrete pouring system

4.2.4.2 澆筑水下混凝土

（1）初期澆筑階段：開澆前用紗布包水泥砂漿制成圓球形滑塞，澆筑前用引出的吊繩（鉛絲）把滑塞掛在承料斗下面的導管中，埋入導管內(nèi)的深度為1.5～2.5 m。開澆時先攪拌2～4 m3的水泥砂漿進行潤泵和潤導管；當滑塞以上的導管及承料漏斗充滿混凝土拌和物后，下滑至導管中部再切斷吊繩，依靠混凝土的自重推動滑塞下落到倉底，完成開澆后檢查導管的空管部分，若不滲水，即可連續(xù)澆筑混凝土。導管底部距倉底的距離控制在20 cm左右。

（2）中期澆筑階段：隨著水下混凝土澆筑面不斷升高，需要提升并拆除部分導管節(jié)，每次提升高度控制在15～20 cm 左右。拆管時保證導管插入混凝土拌和物內(nèi)一定深度；拆除管節(jié)后，先使導管內(nèi)重新填滿混凝土，再適當提升導管，恢復到正常位置，再開始澆筑。水下澆筑混凝土時，潛水員隨時下水檢查澆筑質(zhì)量，當混凝土面的斜率大于1/5時，增大導管進入深度。

（3）后期澆筑階段：利用潛水員推動水下刮板進行平整，倉面工作平臺上備有充足的混凝土拌和物，以便隨時填補倉面混凝土空洞。

5 導墻修復對建筑物安全評價

修復加固方案在左沖沙孔出口右側下0+063.0～下0+128.9之間增加了3 m厚、10 m高邊墻，方案占用了3 m廠房左沖沙孔消能區(qū)寬度，一定程度上改變了消能區(qū)的流態(tài)。通過對該方案進行計算論證，提出了左沖沙孔下游最低運行水位要求，即水庫水位112.0 m、下游水位99.0 m 以上時可全開左沖沙孔進行泄洪拉沙。針對這一運行條件，對消能區(qū)周邊相關建筑物的安全影響進行分析評價。

5.1 消能防沖影響評價

沖沙孔側消能水位計算已考慮消能區(qū)縮小3 m，在上游水位112.0 m、下游水位93.0～108.0 m這一系列消能計算中，現(xiàn)有消力池長度、深度均滿足消能要求，且符合當上游水位112.0 m、下游水位93.0 m時全開左沖沙孔為淹沒出流的原水工模型試驗報告的結論。現(xiàn)導墻修復后，水庫水位112.0 m、下游水位99.0 m是廠房左沖沙孔的最低運行水位要求，其下游水深較原運行方式的下游水位（93.8 m）增加了5.2 m。在運行條件下變更后，沖沙孔消能防沖效果優(yōu)于原設計。

5.2 導墻上游段影響評價

修復加固方案是在原導墻上墻的左側增加一道新墻作為原有上墻的支撐，并通過有效的結合由新墻承受原導墻上墻傳遞的荷載。沖沙孔運行時，原導墻上墻底部廠房側混凝土開裂、沖沙孔側混凝土擠壓破壞，上墻向左岸沖沙孔側發(fā)生傾斜變位；沖沙孔閘門關閉后，上墻兩側平壓，導墻上墻傾斜變位沒有發(fā)展的趨勢，證明導墻上墻應力已釋放且沒有因為自身的偏心而持續(xù)變位。新墻施工完成后，導墻上墻兩側的水位差荷載由新墻來承擔，導墻修復時已考慮現(xiàn)存偏心后自重所產(chǎn)生的水平荷載。

5.3 導墻下游段影響評價

對尾水左導墻下墻結構進行復核分析，廠房左沖沙孔在水庫水位112.0 m、下游水位99.0 m 以上運行時，尾水左導墻下墻原配筋滿足荷載要求；導墻上墻處理后，在下0+138.9 樁號處有3 m 的過水流道斷面突然擴大，有利于消能，不會因為流道斷面的突然擴大而增加對導墻下墻的影響。

6 結語

電站廠房尾水左導墻傾斜變位修復加固采用一種衡重式擋墻方案，是一種可行的水工建筑物補強加固方法，很好地應用自身的結構重量與原導墻聯(lián)結在一起，防止原導墻傾倒變位，保持原建筑物穩(wěn)定。水下混凝土澆筑的施工，利用貝雷架搭建施工平臺，為水下施工積累了一定經(jīng)驗，目前由于導墻加固后運行時間不長，仍需加強后期檢查觀察和測量，以分析和評價處理的效果。