高混凝土面板堆石坝面板水平向挤压破坏研究

郝巨涛

（中国水利水电科学研究院，北京 100038）

1 问题的提出

随着面板坝坝高的增加，大坝的混凝土面板开始出现挤压破坏现象，如我国的天生桥一级面板坝、巴西的巴拉·格兰特 （Barra Grande）面板坝和坎普斯·诺沃斯 （Campos Novos）面板坝、莱索托的莫哈莱 （Mohale）面板坝等。目前工程中对沿垂直缝的挤压破坏关注较多，并提出了一些应对方法[1,2]，包括防止底部砂浆垫层侵入面板，取消接缝顶部的V形缝口，降低底部铜止水的鼻子高度，设置垫缝材料防止接缝混凝土直接接触，接缝部位设置防剥落钢筋，增加中央部位面板的厚度，在挤压边墙表面涂刷减摩涂料等[1]。另一种挤压破坏是面板沿水平向 （横向）的挤压破坏。在汶川大地震中，紫坪铺面板坝有26块面板沿二、三期施工缝发生了总长达340 m的法向错动破坏[3]。三板溪面板坝蓄水一年半后发现，面板沿一、二期施工缝发生了总长达184 m的挤压破坏，多处钢筋弯凸、外露[4]。除沿水平施工缝的破坏以外，巴拉·格兰特、坎普斯·诺沃斯、莫哈莱面板坝的面板曾出现斜向、水平向挤压破坏[1]。这种水平向挤压破坏的位置不确定，破坏了面板的整体性，且常处于中下部面板，不易被发现和定位，处理难度也较大，更应给予重视。

面板的挤压破坏源于面板中过大的压应变。天生桥一级面板坝的最大坡向压应变为1 061×10-6，最大水平向压应变为948×10-6；三板溪面板坝的最大坡向压应变为800×10-6；莫哈莱面板坝的最大坡向压应变为650×10-6，最大水平向压应变为590×10-6。这类破坏的特点是，挤压破坏应变均小于混凝土的峰值压应变，而后者一般为2 000×10-6左右[5,6]。文献[2]曾分析了莫哈莱面板坝的垂直缝挤压破坏，认为其面板接缝内的平均压应力远小于混凝土的抗压强度，不足以引发挤压破坏，挤压破坏应是由接缝顶部的压力集中造成的。

目前国内外对面板挤压破坏的了解是初步的，对其发生机理特别是水平向挤压破坏的发生机理尚缺乏认识，尽管老挝的南俄2（Nam Ngum 2）面板坝已经为应对该种破坏采取了面板加设箍筋、设置水平永久缝的措施[7]。由于河床中央部位的面板处于双向受压状态，当两向压应变水平都较高时，沿垂直缝的挤压破坏和水平向挤压破坏还有可能相互影响，目前的工程措施中也还没有顾及到这种影响。本文对面板的水平向挤压破坏作了重点介绍，对其成因进行了初步分析，并就相关问题提出了看法。

2 高面板坝的水平向挤压破坏实例分析

与宽度相比，面板的坡向尺寸大得多。这种斜坡上的长混凝土板的抗裂问题一直为工程界所关注。面板的裂缝一般可分为三类，包括由混凝土收缩产生的裂缝 （A型），堆石体沉陷引起的结构裂缝 （B型）和堆石体不均匀位移引起的结构裂缝 （C型）[8]。工程中采取了很多措施应对这些可能出现的裂缝。在挤压破坏进入人们的视线以前，设计中在大面积受压区面板中配置钢筋的主要目的是限制裂缝的宽度，并没有考虑钢筋与面板水平向挤压破坏的相互作用。这里对一些包含水平向挤压破坏的工程作一介绍。

2.1 坎普斯·诺沃斯面板坝[1]

坎普斯·诺沃斯面板坝坝高202 m，坝顶长590 m，正常蓄水位 660 m，上游坝坡 1∶1.3。工程于2001年8月开始施工，2005年10月10日开始蓄水，一周后水位达到653 m。其间，当水位升至642 m时，中部17/18面板压性缝出现挤压破坏，破坏部位在水位以上数米，渗漏量从30 L/s增至450 L/s；渗漏量和挤压裂缝稳定5日后，破坏快速向上发展至防浪墙底部，向下至水下535 m高程，渗漏量随之增至800 L/s，中部面板脱空间隙最大达4 cm；此后，库水位保持在640～645 m，在60 d内渗漏量发展到1 300 L/s，随后发现22/23号垂直缝接缝计记录变化，25/26号垂直缝在坝顶部位发生局部位挤压破坏。这表明挤压破坏还在发展。

2006年6月，由于一条导流洞出现意外，水库被快速放空。在656 m高程处的二、三期面板之间暴露出长达300 m的横向水平裂缝 （见图1），裂缝处混凝土严重挤压剥落，钢筋变形 （见图2），据此认定，水平裂缝系由坡向高挤压应力造成。由于水平挤压破坏，面板坡向位移达到20 cm，大于水平向位移。

图1 坎普斯·诺沃斯坝面板挤压破坏情况

图2 坎普斯·诺沃斯坝面板水平向挤压破坏

Pinto[1]根据裂缝形式及其跨区域破损的程度，认为沿垂直缝的挤压破坏首先是在面板中部最大挠度点出现，然后向上、下竖向和横向发展。并推测面板坡向钢筋在重力作用下发生屈曲，同时水位骤降导致面板底部摩擦力大幅度减小，进一步加大了面板的坡向位移。

2.2 巴拉·格兰特面板坝[1]

巴拉·格兰特面板坝坝高185 m，坝顶长665 m，正常蓄水位 647m，上游坝坡 1∶1.3。大坝于2001年7月开始施工，2005年7月5日开始蓄水。当地7月末到8月初正值雨季，库水位平均每3 d上升约20 m。2005年9月19日库水位达到630.3 m时，水库渗漏量为220 L/s，3 d后库水位达到634 m，渗漏量增至428 L/s，中部19/20面板垂直缝发生挤压破坏。检查发现，破坏延伸至水下约100 m。同时，22号面板所在的坝顶防浪墙部位也发生挤压破坏，破坏部位的面板脱空，脱空间隙最大达12 cm。2005年11月，渗漏量达到1 284 L/s。早期的水下检查并未发现面板有水平向挤压破坏，坎普斯·诺沃斯坝发现水平向挤压破坏后，对该坝又进行了仔细检查，证实在中部坝高位置存在水平向挤压破坏。

2.3 莫哈莱面板坝[1，10]

莫哈莱面板坝坝高145 m，坝顶长540 m，上游坝坡1∶1.4，防浪墙顶部高程2 085.5 m。大坝于2002年11月初开始蓄水，到2003年4月水位快速上升至2 020 m，以后水位上升速度减慢。2004年4月库水位达到2 043 m，渗漏量为10 L/s。2006年2月因暴雨库水位由2 063 m猛涨至2 075 m。2月14日大坝监测到一次微震，17/18号面板接缝顶部发生挤压破坏，18号面板中心线上2 064 m高程的水平向应变由 590×10-6减小为335×10-6，渗漏量由13日的69 L/s增至16日的248 L/s。挤压破坏从面板顶部快速向下发展，接缝两侧面板相互贯穿达8～10 cm。1个月后，3月15日～17日，18号面板1 976 m高程处的坡向应变由665×10-6减小为263×10-6；同时21号面板2 020 m高程处的坡向应变由642×10-6减小为250×10-6，1 976 m高程处的坡向应变由311×10-6减小为 125×10-6， 渗漏量由 343 L/s突增至600 L/s。水下检查发现，17/18号面板的垂直缝破坏在1 980 m高程处向右侧水平向发展，直至23号面板1 976 m高程位置。值得注意的是，通过2006年2月13日～4月10日面板压应变观测结果的变化情况 （见表1）可以看出，垂直缝挤压破坏和水平向挤压破坏之间的相互影响历程。当2月14日17/18号面板垂直缝挤压破坏时，破坏部位发生水平向应变释放，此后18号面板下部坡向应变逐渐小幅度增加，直至3月16日下部发生坡向应变释放，出现水平向挤压破坏。

表1 莫哈莱坝挤压破坏期间的面板应变变化情况

3 挤压破坏的机理分析

目前，除老挝的南俄2面板坝外，混凝土面板中的钢筋基本采用单层双向和双层双向布置。根据天生桥一级水电站的数据，面板发生挤压破坏时的压应变仅为1 000×10-6左右。由于混凝土在这一应变水平下还没有达到受压破坏的程度，面板也远没有达到整体失稳的程度，同时参考发生水平向挤压破坏的工程实例可以看出，面板内部钢筋发生受压屈曲失稳致使保护层混凝土开裂并引发挤压破坏的可能性很大，Pinto[1]也作出了同样的推测。

3.1 挤压破坏分析模型

这里以钢筋混凝土柱为物理模型，对面板的挤压破坏进行分析 （见图3）。柱的截面中心有一根直径为d的钢筋，周围为混凝土，柱两端铰支，并受压力P作用。当柱中的钢筋在P的作用下发生侧向挠曲时，混凝土将提供一定的侧向压力p限制钢筋的侧向变形。该侧向压力p与侧向挠度w成正比，即p=kw，k为侧向支撑刚度，等于单位杆长在单位挠度下引起的侧向力。该模型中的钢筋压杆临界荷载Pr可由下式给出[10]

图3 钢筋混凝土面板挤压分析模型

式中，E为杆的弹性模量，MPa；I为其截面惯性矩，mm4；l为杆长，mm；k为杆的侧向支撑刚度，N/mm2；m为杆的屈曲曲线半波数；l/m为半波长，mm。m可由下式确定

为了应用方便，可由式（1）写出钢筋压杆的临界压应变 εr

设钢筋直径d为25 mm，弹性模量E为2.1×105MPa，针对不同的侧向支撑刚度k，可由式（3）得出临界应变εr与杆长l的关系。可以发现，当l增大到一定程度后，εr不再随l的增加而降低，半波长也逐渐趋于稳定，这应是此类屈曲失稳问题的重要特点。 k＝0.7 N/mm2时的 εr～l关系见图 4， l/m～l关系见图 5。 由图中可以得出， εr＝1 030×10-6， 屈曲线半波长l/m＝866 mm。

实际上容易判定式（3）是一个关于变量ξ（l）的上凹曲线，该曲线存在一个极小值点。根据简单的推导，可由该极小值点得到钢筋压杆屈曲时的临界屈曲应变 εr0和半波长（l/m）0为

图4 k＝0.7 N/mm2时 εr～l关系

图5 k＝0.7 N/mm2时 l/m～l关系

式（4）说明，模型中钢筋压杆的临界压应变仅与k/E有关，半波长与钢筋直径d和k/E有关。有了k，就可以确定钢筋压杆的临界压应变和半波长。不同k值的εr和l/m见表2，它们既可由式（3）计算并取最小值得到，也可由式（4）直接算出。从中看出，当k＞8 N/mm2时，钢筋的临界应变εr已接近或超过混凝土的极限压应变，则这类由钢筋屈曲导致的面板挤压破坏就不会发生了。因此，设法提高k值就成了问题的关键。

表2 k与 εr和l/m的关系（d＝25 mm）

分析式（4）可知，钢筋的直径d对εr没有影响，但却与半波长l/m呈线性关系，而半波长的大小事关箍筋的间距设计。对于k＝0.7 N/mm2，表3给出了 d～l/m 的数值关系， 这时 εr均为 1 030×10－6。 直径d越大，半波长l/m也越大。

表3 d与 l/m 的关系（k＝0.7 N/mm2）mm

以上分析基本符合工程实际，只是由εr＝1 030×10－6用式（4）反算出的 k＝0.7 N/mm2， 需要经过进一步的实验研究确认。

3.2 分析结论

通过以上分析，可以得出一些十分有意义的结论：①仅数米至十几米长的混凝土中的钢筋，在压力达到临界值时将发生屈曲失稳，其临界屈曲应变值εr小于混凝土的峰值压应变，并主要取决于混凝土对钢筋的侧向支撑刚度，不再随着钢筋的进一步加长而降低。②提高钢筋的侧向支撑刚度k是最有效的提高临界屈曲应变εr的方法，而且当k达到一定值后，可消除由钢筋屈曲引发的面板挤压破坏。提高k值的具体措施主要可以考虑设置箍筋和提高混凝土的抗拉强度。③临界屈曲应变εr与钢筋直径d无关，d值仅影响钢筋屈曲曲线的半波长l/m，并与l/m呈线性关系。半波长l/m是确定箍筋间距的重要依据。

上面的分析还是十分粗糙的，离实际应用还有相当的距离。尤其要指出的是，混凝土对钢筋的侧向支撑刚度k目前是一个全新的力学参数，需对其开展深入细致的研究。急需查明的k的影响因素包括钢筋保护层厚度、混凝土拉伸强度、箍筋 （方式、直径和间距）等。同时，混凝土面板中钢筋的实际情况也与图3所示的分析模型不完全相同，钢筋并不位于面板中心，钢筋上下侧混凝土的支撑也不对称，必定有强有弱，相应的数值分析模型还有待建立。

4 结语

目前一些高面板坝中出现了面板的挤压破坏。与沿垂直缝的挤压破坏不同，水平向挤压破坏由于破坏了原有面板的连续性，且其发生部位多位于面板中下部，隐蔽性强，处理难度大，造成的工程危害也较大。如何认识和应对这类挤压破坏，目前国内外还没有达成共识。本文的初步分析结果说明，这种挤压破坏极可能是由钢筋的受压屈曲失稳引发的，根据相关分析得出了这种破坏的特点。笔者呼吁尽快有针对性地开展对这类破坏的机理和工程措施的研究，以便为300 m级高面板坝工程的建设提供技术支撑。

钢筋在受压区混凝土面板中的主要作用是限制裂缝宽度。如果确认这种钢筋在高面板坝中诱发了面板的挤压破坏，除了研究设置水平向软接缝和调整配筋等应对措施外，探讨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，比如采用钢纤维混凝土面板等[11]。

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