江志紅 ，張維科

（1.中國地質大學（武漢）工程學院，湖北 武漢 430074；2.中水顧問集團貴陽勘測設計研究院，貴州 貴陽 550081；3.水利部南京水利水文自動化研究所，江蘇南京 210012）

1 工程概況

格里橋水電站位于貴州省中部開陽縣和翁安縣境內，是烏江中游右岸支流——清水河干流第四個梯級電站。工程以發(fā)電為主。本工程為III等工程，工程規(guī)模為中型，工程樞紐由碾壓混凝土重力壩、廠房和引水隧洞組成。電站正常蓄水位高程719 m，相應庫容0.695 2億m3，裝機容量為150 MW（2×75 MW），年發(fā)電量5.08×108kW·h。電站發(fā)電死水位為709 m（高程）。

電站取水口布置在壩上游29.3 m處，底板高程為694 m，采用1條內徑為8 m的引水隧洞引水至樁號460.53 m處接壓力鋼管。壓力鋼管最大直徑6.9m，單管最長21m。引水系統(tǒng)全長約518.5 m，沿線穿越地層為T1a3～P2w3。沿程發(fā)育有f11、f7、f4、f15斷層帶，巖溶發(fā)育程度較強，巖溶形態(tài)為溶蝕孔穴、溶蝕裂隙及小規(guī)模溶洞。經(jīng)過地層中，Ⅱ、Ⅲ類圍巖約占75%，Ⅳ～Ⅴ類圍巖約占25%。

2010年1月12日，進行引水隧洞充水試驗。充水后，滲壓計PY-1（A-A斷面底板基巖內）、PY-2（B-B斷面左側腰線基巖內）、PY-3（B-B斷面底板基巖內）實測壓力均同步增大，放空后均同步減小。為確保引水隧洞安全運行，放空后派人進入隧洞檢查，對出現(xiàn)的缺陷進行了修補，于2010年1月12日進行了第二次充水試驗。第二次充水試驗中滲壓計的變化情況與第一次的變化情況完全一致。再次派人進入引水隧洞檢查，發(fā)現(xiàn)上平段與斜井段的交界處有裂縫，且有滲水痕跡。修補后于2010年2月22日進行第三次充水，直至正常運行。

廠房布置在左岸岸邊，為地面廠房，主廠房外形輪廓尺寸為66 m×23.5 m×61.075 m（長×寬×高），主變室、GIS樓及副廠房平行于主廠房布置于主廠房后面，外形尺寸為30.5 m×14 m×24.6 m（長×寬×高）。廠房采用一洞兩機的方式供水。廠房后邊坡上部為三疊系下統(tǒng)大冶組P1d1、P1d2-1泥頁巖夾灰?guī)r，下部為大隆組P2d灰色薄層至中厚層硅質巖，夾灰黃色頁巖及長興組P2c灰黑色、深灰色中厚層、厚層灰?guī)r。堆積體較厚，由粘性土、粉土、巖石碎塊、屑等組成，粉質粘土夾碎塊石為紅色、棕紅色，夾砂質泥巖、砂巖碎塊石、碎屑。下伏基巖為強風化，厚度2.2～3.2 m，基巖面傾向順坡向，傾角15°～35°。地形呈斜坡臺地狀，地面高程660～700 m，高差約40 m。

從表面變形監(jiān)測點和對標監(jiān)測的數(shù)據(jù)來看，開挖后廠房后邊坡在短時間內出現(xiàn)較大位移。坡面上可見多條裂縫，最大裂縫寬度達5.2 cm。

從地質狀況和監(jiān)測數(shù)據(jù)的變化情況來看，對引水發(fā)電系統(tǒng)的監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析顯得十分必要。

2 監(jiān)測儀器布置

引水隧洞布置有7支滲壓計，其布置如圖1所示。廠房后邊坡灌注樁布置有12支鋼筋計，其布置分別如圖2所示。

圖1 引水隧洞滲壓汁布置圖Fig.1 Distribution of the piezometers at the diversion tunnel

圖2 廠房后邊坡灌注樁鋼筋計布置Fig.2 Distribution of the strain gauges on the concrete piles at the rear slope of powerhouse

3 監(jiān)測成果分析

3.1 引水隧洞滲壓計監(jiān)測成果分析

3.1.1 監(jiān)測成果

充水與放空期間，壓力變化較典型的滲壓計實測成果見表1。

為便于直觀分析，各滲壓計實測壓力-時間變化過程線見圖3。

從圖表可以看出：

①充水前的2010年1月18日，1號機發(fā)電，此時監(jiān)測到PY-1、PY-2、PY-3實測壓力快速下降；

②A-A斷面的滲壓計PY-1埋設后測值一直較穩(wěn)定。引水隧洞充水后，滲壓計測值增大，測得最大滲壓值為0.36 MPa，放空后測值減小，但高于充水前狀態(tài)；

③B-B斷面的滲壓計PY-2、PY-3埋設后壓力緩慢增大。引水隧洞充水后，滲壓計測值增大，測得最大滲壓值為0.62 MPa（所有滲壓計量程均為0.7 MPa，未超量程），放空后測值減小，但高于充水前狀態(tài)；

④C-C斷面的滲壓計PY-4、PY-5埋設后壓力基本穩(wěn)定。引水隧洞充水后，滲壓計測值變化不明顯；

⑤D-D斷面的滲壓計PY-6、PY-7埋設后測值基本穩(wěn)定。引水隧洞充水后，滲壓計測值變化不明顯；

⑥同處于B-B斷面的滲壓計PY-2、PY-3，其壓力增量幾乎相等；

⑦缺陷修補后，引水隧洞運行期間滲壓計實測壓力緩慢下降，直至基本穩(wěn)定。

3.1.2 原因分析

充水與放空過程中，壩前庫水位基本穩(wěn)定在715 m左右。充水時，上平段的A-A斷面和下平段首部的B-B斷面（壓力鋼管段之前）滲壓計實測壓力快速升高；放空時，滲壓計實測壓力快速下降。此變化規(guī)律伴隨充水、放空、再充水、再放空、再充

水的全過程。而下平段后部的C-C斷面和D-D斷面不受充水-放空過程的影響。

表1 滲壓計實測成果表Table 1:Measured data by the piezometers

圖3 滲壓計實測壓力-時間過程線Fig.3 Graph of measured pressure and time

該現(xiàn)象表明壓力鋼管段之前的襯砌混凝土必有裂縫與A-A、B-B斷面相通。放空后，派人進入引水隧洞檢查也發(fā)現(xiàn)洞壁有裂縫，并有明顯的滲水痕跡。充水時，隧洞內水通過該通道補充了山體的地下水，可以簡單稱之為“內水外滲”。該地下水水頭作用于A-A、B-B斷面的滲壓計，使其實測壓力升高；放空時，該地下水隨之下降，則出現(xiàn)滲壓計實測壓力減小的現(xiàn)象。

原因如下：

①在充放水過程中，壩肩帷幕監(jiān)測儀器未監(jiān)測到明顯變化，可以判斷影響A-A斷面和B-B斷面滲壓計的地下水不是穿透壩肩帷幕薄弱面進入山體的。即使庫水穿透帷幕進入山體，也不會與充放水過程變化同步。

②2010年1月18日（充水前）1號機發(fā)電時，PY-1、PY-2、PY-3實測壓力快速下降也可以證明這一推斷。

③放空后滲壓計測值減小，但高于充水前狀態(tài)?？赡艿脑蚴浅渌^程中隧洞內水對山體地下水的補給，造成隧洞放空后滲壓計測值不會下降到充水前狀態(tài)。

④同處于B-B斷面的滲壓計PY-2、PY-3壓力增量幾乎相等，表明滲壓計未失效，且作用于B-B斷面的水頭相通。

⑤缺陷修補后的監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，引水隧洞運行期間滲壓計實測壓力緩慢下降，直至基本穩(wěn)定。該過程表明充水過程中產生的較高地下水水位隨時間調節(jié)至自然狀態(tài)。

因此，可肯定造成該現(xiàn)象的原因是引水隧洞洞壁存在裂縫，導致“內水外滲”，而非“外水內滲”。

3.2 廠房后邊坡灌注樁鋼筋計監(jiān)測成果分析

3.2.1 抗滑力分析

廠房后邊坡位于壩下游左岸岸邊。該邊坡在開挖后較短時間內發(fā)生較大的變形，為阻止變形繼續(xù)發(fā)展，在該邊坡布置有網(wǎng)格梁和灌注樁等抗滑設施。在廠房后邊坡的灌注樁內布置有4個斷面共12支鋼筋計。從地質剖面圖可以看出，邊坡內部存在一個滑動帶。1-1斷面（鋼筋計RGZ1-1、RGZ1-2、RGZ1-3）和 3-3斷面（鋼筋計 RGZ3-1、RGZ3-2后期失效、RGZ3-3后期失效）處于全風化層，2-2斷面（鋼筋計RGZ2-1、RGZ2-2、RGZ2-3）處于弱風化層，4-4斷面（鋼筋計RGZ4-1后期失效、RGZ4-2后期失效、RGZ4-3）處于全風化線上。

（1）A-A剖面：

鋼筋計RGZ1-1、RGZ1-2一直處于受壓狀態(tài)，而同一水平面靠近河谷方向的鋼筋計RGZ1-3一直處于受拉狀態(tài)；鋼筋計RGZ2-1、RGZ2-2、RGZ2-3均存在不大的拉應力。其變化過程線見圖4。

從1-1和2-2斷面的受力情況及地質剖面圖看，1-1和2-2水平斷面之間存在滑動帶，且距2-2斷面較遠。由于1-1斷面位于全風化線上部，1-1斷面下部滑動帶的滑動引起灌注樁的變形，該變形導致灌注樁的1-1斷面鋼筋靠山體側受壓，靠河谷側受拉，因此RGZ1-1、RGZ1-2受壓，RGZ1-3受拉，由于RGZ1-1、RGZ1-2安裝位置接近，監(jiān)測數(shù)值亦相近。2-2斷面位于全風化線下部，距滑動帶較遠，灌注樁此位置的鋼筋受拉，且變形較小。由于RGZ2-1、RGZ2-2安裝位置接近，監(jiān)測數(shù)值亦相近。

圖4 A-A剖面鋼筋計應力變化過程線Fig.4 Stress change measured by piezometer on the A-A section

（2）B-B剖面：

鋼筋計RGZ3-1、RGZ3-2（后期失效）一直處于受壓狀態(tài)，而同一水平面靠近河谷方向的鋼筋計RGZ3-3（后期失效）一直處于受拉狀態(tài)；鋼筋計RGZ4-3一直處于受壓狀態(tài)，而同一水平斷面靠近山體方向的鋼筋計RGZ4-1（后期失效）、RGZ4-2（后期失效）一直處于受拉狀態(tài)。推斷該3-3斷面水平面以上部位存在偏河床向的滑動力。其變化過程線見圖5。

圖5 B-B剖面鋼筋計應力變化過程線Fig.5 Stress change measured by piezometer on the B-B section

由于4-4斷面位于全風化線上，4-4斷面上部滑動帶的滑動引起灌注樁的變形，該變形導致灌注樁4-4斷面上的鋼筋靠山體側受拉，靠河谷側受壓，因此RGZ4-1、RGZ4-2受拉，RGZ4-3受壓，滑動力指向略偏向上游，因此RGZ4-2受應力較RGZ4-1大。3-3斷面基本位于上滑動面，灌注樁鋼筋在此位置的受力與變形情況與4-4斷面基本一致。

灌注樁鋼筋計測值表明該部位存在河谷向的滑動力，灌注樁起到了抗滑作用。布置于灌注樁周邊的表面變形觀測點也監(jiān)測到了早期位移的存在，其后期變形穩(wěn)定。

3.2.2 混凝土應力簡單分析

在灌注樁鋼筋計中，RGZ1-2和RGZ1-3分別承受最大壓應力與最大拉應力，故選取RGZ1-2和RGZ1-3進行混凝土應力的簡單分析。

簡單地用鋼筋和混凝土彈模的比值來估算混凝土應力，依據(jù)的原則是應變相等原理。根據(jù)經(jīng)驗，取C30混凝土彈模3.0×104N/mm2,鋼筋彈模2.1×105N/mm2，則鋼筋計RGZ1-2接觸混凝土壓應力為-4.88 MPa，鋼筋計RGZ1-3接觸混凝土拉應力為5.07 MPa。該結果已超過C30混凝土的抗拉強度，完全不合理。

實際上應該根據(jù)鋼筋混凝土的實際材料特性按相容條件建立計算方程，考慮混凝土產生“自由應變”以及鋼筋在綜合應力和溫度變化作用下產生的變形，接觸鋼筋處的混凝土應變應滿足下列方程：

式中，εc為接觸鋼筋混凝土處的應變；ε0為混凝土的自由應變，一般由無應力計監(jiān)測資料計算；σs為鋼筋計實測應力；Es為鋼筋計的彈性模量；αs為鋼筋的溫度膨脹系數(shù)；ΔT為鋼筋的溫度變化。

將上式變形，可得混凝土應變?yōu)椋?/p>

則混凝土應力為：

需要說明的是，只有當αs=αc,G（t）+εw=0時，才可以近似認為σc=σs/10。

據(jù)一般經(jīng)驗，取C30混凝土彈模3.0×104N/mm2,鋼筋彈模2.1×105N/mm2，鋼筋計附近混凝土自生體積變形和濕度變形G（t）+εw＝35×10-6，鋼筋溫度膨脹系數(shù)12×10-6/℃,混凝土溫度膨脹系數(shù)7.5×10-6/℃，ΔT=-5.2℃，將以上數(shù)值代入式（3）計算得：鋼筋計RGZ1-2接觸混凝土壓應力σc1-2=-6.63 MPa；鋼筋計RGZ1-3接觸混凝土拉應力σc1-3=3.32 MPa。

可看出鋼筋計RGZ1-3接觸混凝土拉應力已接近混凝土抗拉強度，須密切關注該部位的變化情況。

4 結 語

（1）通過對引水隧洞滲壓計測值變化的分析，證明引水隧洞洞壁存在裂縫，該裂縫的存在導致滲壓計實測壓力與充放水過程同步變化，并且造成該現(xiàn)象的原因是隧洞“內水外滲”，而非“外水內滲”。

（2）壩肩帷幕雖然可以起到擋水作用，但隧洞本身也可能出現(xiàn)滲漏通道。對滲壓計的監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析也是判斷隧洞襯砌完好與否的一種方法。

（3）鋼筋計的受力大小與方向可以判斷滑動力的大致方向，并與地質調查結果相驗證。

（4）鋼筋應力雖未達到自身抗拉強度，但換算出接觸混凝土的應力可能達到混凝土抗拉強度。依據(jù)混凝土應力約為接觸鋼筋應力的1/10進行簡單判斷會過于保守，因此，僅對鋼筋應力作單一分析不能作出準確的判斷。

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