溢流坝边墩裂缝成因分析

陈小平，胡杰

（韶关市水利水电勘测设计咨询有限公司惠州分公司，广东 惠州 516001）

1 工程概况

混凝土边墩产生裂缝的原因有很多，主要影响因素有材料、施工、环境、结构及荷载因素，裂缝产生的根本原因是混凝土结构中的应力超过了强度。以惠州某水库重力坝为例，分析其溢流坝段边墩裂缝成因，河床溢流坝段跨2#～4#坝段布置，跨中分缝，采用2孔开敞式溢流坝型，堰面采用WES曲线，堰顶高程73.00m，每孔净宽12.00m，中墩厚3.00m，边墩厚1.50m，总宽度30.00m。溢流坝堰顶设两扇12m×9m（宽×高）的弧形闸门控制水库水位及泄洪，采用两台卷扬机启闭。现状裂缝位于溢洪道左侧边墩靠近闸门处，边墩内侧长14.96m，外侧长1.98m，表面缝宽3.80 ～3.86mm，在闸墩顶部贯穿闸墩，见图1。

图1 边墩裂缝示意图

裂缝宽度：本裂缝宽度最大为0.39 cm，位于边墩顶部。

裂缝长度：自边墩顶部沿两侧分别向下发展，内侧长14.96m，外侧长1.98m。

贯通情况：顶部可见贯通（贯通深度按常规检测方法未能得到），根据74.80m高程及82.00m高程处在左边墩内侧进行水平孔取芯探测结果，通过钻孔取芯及冲洗水渗漏初步说明该裂缝上部基本贯穿或存在贯通现象。

开裂部位情况：缝内无异物，无盐析，钢筋轻度锈蚀。

设计资料调查：边墩顶高程为90.20m，边墩混凝土等级为R28150，裂缝附近85.00 ～90.20m高程段水平、竖直向均没有配筋，溢流堰顶73.00 ～85.00m高程段边墩内外侧水平向配筋为φ12@300mm，竖直向配筋为φ16@300mm。

结构使用及环境状态调查：边墩主要承受的荷载有自重、启闭力、水平水压力、工作桥、启闭室自重、弧形闸门推力、风荷载等。因建库以来经历最高水位为83.17m，未达到设计洪水位，初步判断边墩实际所受荷载未超过设计荷载。运行期以来最高日平均气温为35.20 ℃，最低日平均气温为2.90 ℃，多年平均日平均气温为22.40 ℃。

根据上述分类条件及调查分析，可初步定义此工程溢洪道左边墩裂缝为活缝、温度裂缝（需一定时间的监测资料才能判定是否为增长缝），主要成因是外部温度变化，次要原因可能与边墩上部没有配筋、2013年遭遇特大洪水时闸门开启引起的振动有关，需要进一步分析论证。

此次裂缝成因分析，根据相关规范，弧门支座及扇形受拉区采用材料力学法复核；而边墩属于非杆件的块体结构，受侧向力、纵向力、竖向力及自重同时作用，边墩的应力采用三维有限元分析，得闸墩应力分布图。

2 研究过程

2.1 闸墩材料力学分析

溢流坝堰顶高程为73.00m，闸门尺寸为12m×9m（宽×高），闸门顶高程为82.00m，闸门最大挡水高度为9m，此次计算考虑最大挡水高度时的弧门推力，考虑闸门受静水压力、自重、启闭力作用。

弧形闸门所受的水压力，由闸门的支臂传到支铰，支铰置于牛腿上，牛腿与闸墩浇筑成一体，然后用扇形布置的钢筋把集中力传递到闸墩的上游部分。

①弧形闸门支座局部受拉区裂缝复核：闸墩受一侧弧门支座推力作用时，弧门支座推力为2638.27 kN，边墩推力允许值为1788.40 kN，中墩推力允许值5993.50 kN；闸墩受两侧弧门支座推力作用，中墩推力允许值为4704.00 kN，即可知中墩弧门支座附近的闸墩局部受拉区的裂缝满足现行规范要求，但边墩弧门支座附近闸墩的局部受拉区的裂缝不满足现行规范要求，分析原因是边墩厚度及弧门支座宽度偏小。

②闸墩局部受拉区扇形局部受拉钢筋截面复核：经计算，闸墩受两侧弧形门支座推力作用，按现有配筋支座推力计算允许值2072.69 kN，设计值为3561.66 kN，闸墩受一侧弧形门支座推力作用，按现有配筋支座推力计算允许值1152.20 kN，设计值为3561.66 kN，故局部受拉区扇形局部受拉钢筋截面不满足现行规范要求。

③弧门支座的纵向受力钢筋截面面积复核：弧形支座牛腿纵向受力钢筋单宽截面面积设计值3742.96mm2，实配单宽截面面积4362mm2（5φ25+6φ25），泄洪闸弧形闸门支座的纵向钢筋截面面积满足现行规范要求。

2.2 边墩有限元计算

2.2.1 有限元模型及工况

2.2.1.1 有限元模型建立

使用Abaqus CAE有限元软件，根据设计图纸模拟闸墩结构。为计算简便，在保证上部裂缝影响范围构件尺寸准确的前提下，对模型做出适当简化。其中，闸墩进口弧形简化为折线型、闸墩左岸坝体轴向长度简化为8m、模型以高程43m平面作为基础固定端。模型底部固端约束，溢流堰、闸墩、坝体之间为“绑定”约束，交界面处应力传递且变形协调。各部分构件材料以线弹性材料模拟，属性设定如下：材料为R28150混凝土，密度2500kg/m3，弹性模量2.20 E10（Pa），为0.167 。有限元网格划分单元尺寸约为0.50m，局部加密至0.30m左右。共划分节点45770个，单元35231个。

2.2.1.2 荷载及工况

模型荷载大小及作用位置见表1。

表1 结构荷载作用表

依据ABAQUS分步创建三种荷载工况用于分别模拟不同时期结构受力，工况选定见表2。

表2 计算工况表

2.2.2 有限元静力分析结果

以闸墩顶部裂缝位置作为平面截断闸墩取上游侧进行进一步分析。以闸墩顶部裂缝处单元作为分析对象，查看对应工况下截面的应力状态。不同工况下闸墩顶部S11云图见图2为不同工况，其中S11应力大小，即混凝土开裂方向，正值为拉力，负值为压力。

图2 工况1、工况2、工况3闸墩顶部S11云图

可以看出，3种工况下，闸墩顶部裂缝部位附近均呈现拉应力状态，由顶部向中部发展逐渐增大，但增幅较小。闸墩顶部裂缝位置单元最大、最小应力值为：工况1，最大/最小应力为68.60 /0.10 kPa；工况2，最大/最小应力为67.80 /-1.00 kPa；工况3，最大/最小应力为55.70 /-10.60 kPa。

2.2.3 有限元温度分析

由于当地年温差及日温差较大，闸墩上部与溢流堰及左岸坝体存在一定温差，闸墩顶部内外混凝土也会存在温差，可能引起闸墩混凝土较大应变值，从而导致开裂。但由于具体温差大小和闸墩热传导率、比热容等参数均无法准确获知，无法进行精确的有限元热力学分析。因此此节仅根据混凝土膨胀系数和可能的温差值进行定性的简单有限元热力学分析，分析结果供参考。

下面根据上述工况2作为基本受力条件。根据中国现有部分大坝的热膨胀系数，取此工程膨胀系数为9E-06m/℃。将结构分为闸墩、溢流堰、左岸坝体三部分进行温度赋值，温度取值见表3。初始温度为20℃。

表3 结构温度变化工况表

根据计算结果将闸墩顶部裂缝部位应力S11、应变E11值汇总见表4。

表4 不同温差工况结构应力、应变值表（裂缝位置）

由上表可知，在工况e的情况下，最大应变值超过了C15混凝土极限拉伸值（约70E-6）。极限拉伸值是衡量混凝土抗裂性能的重要指标。根据结果的变化趋势和经验，可以认为混凝土在温度变化较大时会产生较大应变值，当结构受到超静定约束时，会限制其自由膨胀收缩，当应变值超过混凝土极限拉伸值，且反复涨缩循环时便可能会在薄弱处产生裂缝。经对比，此项目闸墩钢筋配置不能满足现行规范对温度裂缝配置要求。

根据以上有限元分析结果可知，闸墩顶部在完建期和挡水工况均产生较小拉应力值，范围值为0～70kPa左右，该拉应力会使非配筋区域及其与配筋区域交界处成为薄弱地带。推测闸墩产生拉应力的可能原因为闸墩上游牛腿型结构以及上部结构荷载，闸门支座推力对之影响有限。另外，当地温度变化较大，可能会使闸墩混凝土产生反复的膨胀收缩，与结构受力相结合时便可能在薄弱处产生裂缝。

3 分析结果

从已有的水库大坝裂缝宽度监测资料可知，大坝裂缝呈周期性发展，主要受温度、湿度影响。结合上述对溢洪道左边墩裂缝的成因分析，得出以下结论。

①该裂缝同其他裂缝一样，裂缝发展受季节性影响较大，可能会呈现缝宽周期性变化。

②当水库遭遇特大暴雨时水位极速增加的短暂工况，受高水位挡水及泄洪闸门启闭影响，该裂缝可能会进一步发展。

③因裂缝位于闸门槽与支座之间，裂缝的持续发展可能会对闸门启闭产生一定的影响；裂缝的存在与持续发展，使裂缝的上游侧边墩结构变为下端固定、上下游侧自由的悬臂墙，边墩将应力重分布，由于边墩所受应力改变对于溢流坝段所受荷载影响较小（水平水压力荷载占2%），故该裂缝不影响坝体的整体稳定性。

4 结论

①边墩顶部混凝土裂缝的最大宽度为0.39 cm，大于规范规定的最大裂缝宽度限值（wlim）0.30mm，不满足规范要求。②初步定义溢洪道左边墩裂缝为活缝、温度裂缝（需一段时间的监测资料才能判定是否为增长缝），主要成因是外部温度变化。③初步分析该裂缝将同其他裂缝一样，裂缝发展受季节性影响较大，缝宽可能会呈周期性变化；当水库遭遇特大暴雨时水位急增长的短暂工况，受高水位挡水及泄洪闸门启闭影响，该裂缝可能会进一步发展。④裂缝的存在及发展影响结构的耐久性、美观，但不影响坝体的整体稳定性。⑤建议加强裂缝宽度监测，掌握裂缝动态变化；尽快实施安全加固。