某水利枢纽工程大坝安全监测资料分析报告

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万家寨水利枢纽工程：黄河万家寨水利枢纽有限公司：水利部天津水利水电勘测设计研究院

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准：何志定：王宏陆宗查：郭潇核：顾春李秀制：蒋志张秀李梅

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2工2监215荷变坝22统23位26大273

34

799710101010510610105

………143

…4

…5

前言万家寨水利枢纽工程底开工，19955开始大坝混凝土浇筑，大坝安全观测仪器与设施，随坝体混凝土施工，逐步埋设安装就位，至年10月水库下闸蓄水，大部分观测工程施工完成，并取得了初始值，开始或进行了正常的安全监测。至目前大部分观测工程均已取得了系统且完整的观测资料。受黄河万家寨水利枢纽有限公司委托，我院承担了该工程竣工验收大坝安全观测资料分析任务。本次资料分析含概了除近坝区岩体水平位移、垂直位移及左右岸绕坝渗流观测（甲方均已委托其他单位承担）以外工程的大坝安全观测起始至2001年5月底全部观测资料。观测资料分析依据国家现行规程规范进行，分析中除采用统计方法外，还借助于线弹性有限元对大坝位移等进行了综合分析。通过本次观测资料分析，对该工程大坝安全监测、安全监测成果及大坝工作状态均有了一定的认识，但由于部分观测资料的完整性、系统性较差，也给资料分析和结论的取得带来了一定的困难，有待在今后工作中进一步地完善。在本报告的编写过程中，提到了中国水利水电科学研究院结构材料研究所张进平、庄万康、黎利兵等专家的指导，同时得到了黄河万家寨水利枢纽有限公司领导及公司电站管理局的大力支持，在此一并表示感谢！1

工程简况及大坝安全监测布置简况1.1工程简况万家寨水利枢纽工程位于黄河干流托克托至龙口峡谷河段内，左岸隶属山西省偏关县，右岸隶属内蒙古自治区准格尔旗。工程的主要任务是供水结合发电调峰，同时兼有防洪、防凌作用。枢纽属一等大I型工程，水库最高蓄水位980.00m，正常蓄水位，水库总库容8.96亿m

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,电站装机容量。整个枢纽由拦河坝、坝后式厂房、泄水建筑物、引黄取水口及GIS开关站等建筑物组成。拦河坝为混凝土半整体直线重力坝。大坝坝顶高程982.00m坝顶长度443m最大坝高105m，拦河坝由22个坝段组成，其中：1

#坝段为左岸挡水坝段；2

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、3#

坝段为引黄取水口坝段；

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坝段为表孔坝段；5

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坝段为底孔坝段；

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、10

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坝段为中孔坝1

段；11#

坝段为隔墩坝段；12

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～17

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坝段为电站坝段；18

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～22

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坝段为右岸挡水坝段。黄河在坝址区呈南北向，河谷呈宽U型，宽约。坝基座落在寒武系中统张夏组第五层的中厚层灰岩夹薄层灰岩上，两岸坝肩地层为寒武系上统崮山组、长山组和凤山组的中厚层灰岩、薄层灰岩、竹叶状灰岩等地层。坝基地层呈单斜构造，岩层产状平缓，总体走向北东30°，倾向西北，倾角2°～3°。在平缓单斜地层上发育有规模不大的层间褶曲、隆起及裂隙。1.2监测工程及布置本工程大坝观测工程有：变形观测；渗流观测；应力、应变及温度观测；水位、水温、气温观测；水力学观测。1.2.1变形观测）坝顶水平位移监测。坝顶水平位移观测采用视准线法和大气激光准直线法，布置桩号分别为下0+017.185m和0+017.51m两种方法互为校核，两端点由设置在1

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、22#

坝段的正、倒垂线组作为基点。（2）坝身水平位移监测。在高程975.00m观测廊道内桩号下处布置一条单向引张线，两端点与1#、22#坝段的正、倒垂线组相结合，中间与#、14#坝段的正、倒垂线组相结合。1.2.2垂直位移监测）坝顶垂直位移监测。在每个坝段的坝顶上埋设一个沉陷标点，采用精密水准测量方法进行观测。）坝基垂直位移监测。在灌浆廊道内每个坝段埋设一个沉陷标点，采用精密水准测量方法进行观测。1.2.3坝体挠度监测在1####坝段各布置一条正、倒垂线组观测坝体挠度，并为大坝变形观测提供基准值。倒垂线深入基岩深度：1

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坝段为；7

坝段为；14

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坝段为35m；22

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坝段为45m。1.2.4坝基倾斜监测在14坝段灌浆及扬压力观测廊道内，桩号坝0+323.80m、高程898.50m处顺流向安装三台RJ型电容式静力水准仪，并以14

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坝段倒垂线作为基点。1.2.5坝基扬压力监测选择2

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、5#

、11

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、14

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、20

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坝段5个横向监测断面，每个断面布置4个以上监测2

孔，纵向监测断面选在灌浆廊道内，每个坝段布置监测孔，另在6

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、10

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、15

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、18

#坝段布置4个深层承压水监测孔，共布置59个扬压力监测孔。1.2.6绕坝渗流监测在左右岸各布置8个监测孔，监测绕坝渗流情况。1.2.7渗漏量监测（1）坝体渗漏量监测。在灌浆廊道上游排水沟内于9、15#坝段集水井的左右两侧各布置1台YL型电容式量水堰渗流量仪，共4。（2）坝基渗漏量监测。在灌浆廊道下游排水沟内于9

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、15

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坝段集水井的左右两侧各布置了1台YL型电容式量水堰渗流量仪，以监测主排水孔的渗漏量，共台。1.2.8应力、应变及温度监测（1）温度监测。在5#、14、21#三个典型坝段内，依高程不同，每隔10～15m布设一排温度计，每排3～5个测点进行坝体温度观测；在坝踵、坝趾及坝基中部，沿铅直方向在基岩内距建基面0.0各布置一支电阻温度计进行基岩温度监测。）纵横缝开合度监测。在典型坝段的各条纵、横缝及左右岸坡坝段的横缝上布置测缝计，监测缝面开合度变化情况。）坝体渗透压力、泥沙压力监测。在5

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、14

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坝段观测断面高程904.50m和906.00m布置两排10支渗压计，与坝面的距离为、1.05、2.55、4.55、7.65m；在5#、14#坝段高程948.00m以下，每隔10m左右布置一对土压力计和一支渗压计。）坝体应力、应变监测。在典型坝段的基础截面布置五向应变计组、无应力计，以监测该截面的应力应变；在坝踵部位埋设应变计、测缝计进行应力应变和缝面变化监测；在岸坡坝段布置单向应变计及基岩变位计监测坝肩的受力和变形情况。（5）钢筋应力监测。在5#坝段底孔孔口、闸墩及#坝段排水泵房等部位布置钢筋计进行钢筋应力监测。）压力钢管监测。在14

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电站坝段压力钢管的上弯段、斜直段及下弯段截取三个垂直于钢管轴线的剖面，在每个剖面的上下、左右侧布置钢板计、钢筋计、测缝计、渗压计、应力计及无应力计对压力钢管的工作状态进行监测。1.2.9水位、水温、气温监测）水位监测：大坝在水库下闸蓄水前采用上下游水尺进行水位监测，电站机组投入运行后利用19

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坝段及电站尾水平台的水位计进行监测。3

）水温监测：选择上游坝面作为监测断面，利用5#

、14

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、22

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坝段布置的电阻温度计进行水温监测。）气温监测：利用坝址附近即左岸山体上游侧和右岸坝段布置的两个气温观测点，安装百叶箱，采用电阻温度计进行气温监测。1.2.10坝基抗剪平硐应力应变监测（1）应力应变监测：在3条坝基抗剪平硐内共埋设套五向应变计组和无应力计，以监测平硐混凝土内应力状况。（2）温度监测：在平硐内共埋设温度计63，进行回填混凝土温度监测。（3）周边回填缝开度监测：在3条平硐及部分支硐内选择个观测断面，每个断面分别在两侧及顶部各布置1支测缝计，共计支，以监测周边回填缝的开合度。（4）剪切带变形监测：在平硐内、SCJ10剪切带上各埋设6套三向测缝计，共计12套。万家寨水利枢纽工程大坝安全监测测点及仪器布置见图～图1-102

变形观测资料分析2.1荷载因素分析2.1.1水位荷载本工程1998年月1日下闸蓄水，1998年11月日到达施工初期运行水位960.00m。至5底，水库库水位在间变动，其中年3月24日水位降至最低，为929.50m；2001年4月17日水位升至最高，为974.54m。在此期间，库水位主要经历了4次大幅度的变化，分别是1998年10月的蓄水过程，19993和库水位的降升过程，20013、4月的库水位升过程。库水位变化过程线见图2-1。水荷载是坝体及坝基变形的主要影响因素之一。理论分析表明，坝体变形可以用水位的1～4次方表示，本次回归计算分析采用、h2、h3、h4为水位分量的因子（其中，h=H/100,H为测时当天平均库水位）。从回归计算所得的统计模型看，现有变形监测工程的部分测点的实测值统计模型中没有引入水位因子，其原因与大坝前期尚处于边建设边运行之中，观测资料相对较短，而其它因素（如温度、时效等）对大坝变形的影响较水荷载相对明显有关。为弥补现有资料相对较短，并利用有限元计算结果求出水位与外部变形的关系方程，将此方程作为一个因子，结合实测资料，建立了外部变形混合模型。有限元计算及分析详见2.3节。4

2.1.2温度荷载气温是影响坝体运行状态的重要外部条件，对坝上、下游水温、坝体混凝土温度、坝基温度有直接影响，从而影响到坝的变形、应力、渗透等。万家寨水利枢纽坝址地处北纬，该地区属温带季风大陆性气候，冬季寒冷且时间漫长，气候干燥，多风沙；夏季炎热；春、秋季短。气温年、季及昼夜变化大，骤降频繁。统计资料表明，本工程所在地区，一年四季均有寒潮发生，且寒潮降温幅度大，覆盖时间长。实测枢纽工程区气温变化过程线见图2-2。因气温资料仅到2001年3月21，为使环境量相对完整，便于回归分析，对此后4两个月的气温，用2000年同期的资料进行补充。根据199512月日至2001331日每天平均气温的统计，在此时段内坝址处最高气温出现在年6日，最高气温为℃；最低气温出现在1998年1月18日，最低气温为-21.9℃。在进行坝体变形回归分析时，根据本工程的实际情况，采用了两类温度分量因子：一类为前期平均气温因子，包括T、T、T、T、T、T715306090

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等（下标表示所取测时前的天数）；一类为周因子，包括sin(s)sin2(s)、cos(s)、cos和cos(s)其中，tt为测时距分析起始日期的时间长度（天）。变形测点实侧值回归议程中送入的年周期、半年周期和测时前期气温平均因子不全相同，反映了因测点位置不同，受温度边界条件影响（气温、水温）程度的不同。2.2变形观测资料的整理与分析本次资料分析中，位移方向按常规设定为：水平位移向下游及向左岸位移为正，上下游方向为纵轴Y，左右岸方向为横轴X；垂直位移向下为正。2.2.1数据可靠性检查及精度估计方法在进行观测资料的整理分析前，对观测数据进行了可靠性检查，并对其中不可避免地存在的以下三类误差分别进行了处理。）疏失误差（人工误差）：是指由于观测人员的疏忽而产生的误差，如仪器操作错误、记录错误、计算错误、计算机输入错误等。本次分析工作开始时，大坝观测自动化系统尚未投入正常运行，分析采用的所有资料均为人工观测、人工计算后输入到计算机，所以资料中疏失误差难以避免。因此，在资料分析前，对原始记录进行了大量的复核，对明显的疏失误差进行了插值补缺或非真值剔除。5

）系统误差：是指由于观测设备、仪器、操作方法不完善或外界条件变化所引起的一种有规律的误差，如电缆接长或剪短、电缆接头硫化处理不当、不同测时更换测量仪器等，其可能的形式较为复杂，比疏失误差难于发现和处理。对这种误差，首选将观测数据中的系统性变化（如系统性跳动或趋势性变化）分辩出来，然后根据测量系统的工作特性及结构变化对其产生的原因进行判断。对判定为测量因素引起的系统性变化（系统误差），采用曲线平移的方法进行必要的处理。）偶然误差：是指由于若干偶然原因所引起的微量变化的综合作用所造成的误差。对具体观测工程而言，可以对测点的理论观测精度进行估计，但重要的是实测值的测量精度，它直接关系到测值的实用价值。对观测数据进行回归分析时，不存在严重欠拟合现象的条件下，其剩余量主要是由观测的偶然误差引起的，对不同的观测工程，用剩余标准差S对测量精度的上限进行了估计。2.2.2水平位移监测资料的整理分析（1）坝顶视准线视准线布置在坝顶桩号，共个测点。视准线以1

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、22

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坝段两端作为变形观测基点，通过1##坝段正、倒垂线组测得的坝顶水平位移进行绝对位移转换，由于1#段正、倒垂线组因各种原因未取得连续完整的测值，所以本次分析也无法换算得出坝顶绝对水平位移的系列测值。为了解坝顶的绝对水平变位，工作中通过对已完成的大坝外部变形控制网测量的成果的初步分析，再根据相同或相近测时视准线及引张线测量结果，换算出各测点4个测时的绝对位移，作出绝对位移沿坝段的分布图。由于只可以换算出4次绝对位移，测次较少，无法对坝顶绝对位移进行过程分析，所以本次重点分析坝段的相对水平位移。视准线始测日期为10月日，视准线测值过程线见图，不同日期测值相对于#、22#坝段的位移分布曲线见图～图，视准线测值与库水位年相关图见图2-23、图2-24。通外部变形控制网5次测量结果，换算出的坝顶各测点绝位移分布图见图2-12，各测点相对位移特征值统计见表。当不考虑温度和时效时，坝体水平位移计算结果和水位相关线为单值曲线，作7#、14#坝段坝顶视准线测值与水位年相关图（见图、图2-24），可以看到，相关线并不为单值曲线，可见影响坝顶水平位移的不仅仅是水位荷载。为进一步分析气温和时效是否对坝顶水平位移产生影响，分别作出各坝段同水位同气温位移分布图（图2-9、同水位不同气温位移分布图（图2-10）、不同水位同6

气温位移分布图（图2-11【此处所说的同气温，并不是指测时气温，因为气温对坝体位移的影响有一定的滞后，真正影响坝体位移的是测时前一段时间的平均气温，这一点在统计模型分析中能反映出来，故在气温无反常的情况下，取月份相近的测时，认为两测时前期平均气温基本相同】。视准线同水位、同气温位移分布图（图2-9中，两次测时相差一年，但各坝段坝顶位移基本相等，说明时效对坝顶水平位移影响很小或基本没有影响。视准线同水位、不同气温位移分布图（图2-10）中，两测次测时月份不同，分别为5和，从测时前期平均气温（测时前1～2）来看，10月份前期平均气温较5高，19995各坝段坝顶水平位移测值比10月的大很多（右边4个坝段除外），说明气温与坝顶水平位移呈负相关，气温越高，坝顶向下游的水平位移越小。右边4个坝段两次测值变化不大，可能是因为这个坝段受右岸山体和下游主、副厂房的影响，受日光直接照射的时间较少，坝体内温度随气温变化幅度较其它坝段相对要小。视准线不同水位、同气温位移分布图（图）中，两测次测时均在2月份，气温对坝顶水平位移的影响应基本相同，但水位961.31m时，各坝段坝顶的水平位移较水位955.25m时要大，说明随着库水位的升高，坝顶水平位移增大。从视准线位移分布图（图、图、图）还可以看到，坝顶水平位移分布呈河床坝段大，边坡坝段小的趋势，这符合坝体变形分布规律。同时，由外部变形控制网测量成果初步分析的1#、22#坝段测点位移，通过视准线换算出的#、14#坝段坝顶水平位移值基本相同。【图2-12为由外部变形控制网测量成果初步分析的1

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坝段测点水平位移值，结合视准线测量结果换算出的坝顶各测点水平位移绝对值的分布】综上所述，坝顶各测点水平位移测值并不是单一的与水位或气温变化相关，而是受两者综合作用的结果。当库水位升高时，坝顶水平位移向下游增大，反之减小；当气温升高时，坝顶水平位移向上游增大，这一变化符合坝体变化规律。视准线过程线图中，几乎所有测点水平位移测值在2000年月下旬有一明显增大的过程，这主要是因为在该时段水位明显升高，到970.00m高程左右，水位升高使坝顶水平位移向下游明显增大；而2000月下旬坝顶水平位移有一明显减小的过程，这主要是因为在时段水位下降，而气温明显升高，两者的综合作用，造成坝顶水平位移偏向上游。2001年4月份水位升到最高，最高达974.54m，而此时气温也较低，绝大部分测点水7

平位移最大值也出现在此时段，说明水位和气温变化对坝顶水平位移影响明显。从各坝段相对于1#、22#坝段变位测值的统计（见表2-1可以看出：向下游最大位移出现在2001年4月11的13坝段，最大位移值为13.90mm；最小位移出现在1999年2月20日的3

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坝段，最小位移为；最大变幅发生在11

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坝段，为15.70mm；各测点变幅为3.04～15.70mm。（2）高程975.00m观测廊道引张线引张线布置在高程975.00m观测廊道桩号下处，共21个测点。引张线两端也以1

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坝段正、倒垂线组测值为基准，因垂线的原因，本次也只重点分析引张线各测点的相对位移。引张线始测日期为10月日，引张线过程线见图，不同日期测值相对于1、22#坝段的位移分布曲线见图2-13～2-15。通过大坝外部变形控制网5次测量结果换算出的引张线各测点绝对位移分布图见图2-16各测点相对位移特征值统计见表2-2。通过

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坝段高程道引张线测值与水位年相关图（见图2-25、图2-26），可以看到，相关线也不是单值曲线，可见影响测点水平位移的也不仅仅是水位荷载。同视准线一样，分别作出各坝段同水位同气温位移分布图（图2-13、同水位不同气温位移分布图（图2-14）、不同水位同气温位移分布图（图），以进一步分析气温和时效是否对高程975.00m处的水平位移产生影响。引张线同水位、同气温位移分布图（图2-13）中，两次测时相差一年，但各坝段引张线实测位移基本相等，说明时效对高程975.00m处水平位移影响很小或基本没有影响。引张线同水位、不同气温位移分布图（图2-14）中，两测次测时月份不同，分别为3和，从测时前期平均气温（测时前1～2）来看，10月份前期平均气温较3月高，1999年月31日各坝段坝顶水平位移测值比2000年10月7日的大很多，说明气温与测点处水平位移呈负相关。气温越高，测点处向下游的水平位移越小。引张线不同水位、同气温位移分布图（图2-15中，两测次测时在、5月份，气温对坝顶水平位移的影响应基本相同，但水位973.43m时各坝段坝顶的水平位移较水位970.13m时要大，说明随着库水位的升高，坝顶水平位移增大。为进一步分析高程测廊道处水平位移与库水位的关系，取1999年2、38

月份短时间内（气温对水平位移影响很小）库水位大幅度变化时，7

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#

坝段的几次测值作出库水位与测点水平位移相关图（见图、图2-28）。从相关图可以看到，位移与水位相关关系明显，且水位下降过程与水位升高过程的相关线几乎完全重合，说明坝体处于弹性变形。分别将这几次测值与有限元计算结果进行比较（见表2-9、表2-10），绝大部分实测位移值比有限元计算结果稍小（此处位移测值为相对1

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坝段的位移，这会对实测位移结果有一定的影响），但两者的变化规律基本相同。各坝段水平位移分布呈边坡坝段小、河床坝段大，符合坝体水平位移分布规律。【图2-16为由外部变形控制测量结果初步分析的1

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坝段测点水平位移值，结合高程975.00m廊道引张线测量结果换算出的高程廊道引张线各测点水平位移绝对值的分布】同时从测值过程线可以看到，各坝段测值过程线变化趋势基本相同，且随水位和气温综合影响变化趋势明显，当库水位升高时，各测点水平位移向下游增大反之减小；当气温升高时，各测点水平位移向上游增大。引张线过程线同视准线测值一样，所有水平位移测值在2000年4月下旬有一明显增大的过程，而在年7月下旬坝顶水平位移有一明显减小的过程，这与视准线反映的规律一致，是水位、气温两者综合影响的结果。2001月份水位升到最高，而引张线绝大部分测点水平位移最大也出现在此时，也说明水位变化对坝顶水平位移影响明显。对比视准线和引张线各测点测值过程线可以看到，引张线测值过程线较视准线平滑，说明引张线测量精密较坝顶视准线高，这从两个工程各测点测值统计模型回归标准差也能看出。各测点实测水平相对位移的统计（见表2-2）表明：向下游最大位移出现在2001年4月16日的14

#坝段，最大位移为13.01mm；最小位移出现在1998年1020日的9

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坝段，最小位移-1.60mm最大变幅为14

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坝段的13.01mm；各测点变幅为2.05～13.01mm。从统计结果看，引张线所反映的位移变化规律和视准线基本一致。2.2.3垂直位移监测资料的整理分析（1）坝顶垂直位移坝顶垂直位一移采用精密水准测量方法定期观测，每个坝段布置一个沉陷标点（

#坝段两个测点），共23个测点。坝顶垂直位移从年10月12日始测，各测点直位移过程线见图，不同时段测值分布曲线见图～图，特征值统计见表2-3。分别作出各坝段坝顶垂直同水位同气温位移分布图（图2-17、同水位不同气温9

位移分布图（图2-18）、不同水位同气温位移分布图（图），以进一步分析库水位、气温和时效对坝顶垂直位移的影响。同水位、同气温坝顶垂直位移分布图（图中），两测次测时月份不同，分别为1999年月和2000年6月，测时气温相差较大，从测时前期平均气温（测时前～2月）看2000年6月份前期平均气温较1999年月份前平均气温高，年9日各坝段坝顶垂直位移测值比6日的大很多。说明坝顶垂直位移与气温呈负相关，气温越低，坝顶重直位移越大，且气温对坝顶垂直位移的影响较大。不同水位、同气温坝顶垂直位移分布图（图）中，三次测时均在4月份，气温对坝顶垂直位移的影响应基本相同，但不同水位时各坝段坝顶垂直位移基本相同，说明库水位对坝顶垂直位移影响不大。各坝段坝顶垂直位移分布曲线（图2-17）反映出，坝顶垂直位移沿坝段分布呈河床坝段大、边坡坝段小的规律，不同时间的分布规律基本相同，从分布图中可以看出，4

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坝段垂直位移较相邻坝段偏小，这可能是因为该坝段为表孔坝段，体型和其它坝段有一定区别，太阳照射对坝顶垂直位移的影响较其它坝段相对较小。从坝顶垂直位移过程线也可以看到，测值随气温变化较水位明显，呈周期性变化。坝顶垂直位移除受坝体刚性变化影响外，受坝体下游面混凝土热胀冷缩影响较大，气温上升，垂直位移减小。主要是因为坝体下游面在日照条件下，气温升高时，下游面升温膨胀，致使坝体向上游倾斜，坝顶下游垂直位移测点处上升，符合混凝土重力坝坝顶垂直位移变化规律。从2000年3以后，过程线较前期平滑，说明后期坝顶垂直位移测量精度较前期高。对坝顶各测点实测垂直位移的统计（见表）表明：最大位移出现在年2月17日的16

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坝段，最大位移为12.02mm；最小位移出现在年9月9的17

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坝段，最小位移为-0.67mm最大变幅发生在16#坝段为12.02mm；各测点变幅为5.31～12.02mm从统计结果看，各测点垂直位移最大值均出现在2月份，主要因为该时段气温较低，从而进一步说明了坝顶垂直位移随气温下降而增大的规律，同时也说明气温是影响坝顶垂直位移变化的主要因素。（2）坝基垂直位移坝基垂直位移通过埋设设灌浆廊道内的沉陷标点，采用精密水准测量方法进行观测，每一坝段一个测点，共标点。原设计通过

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坝段高程传递孔，采用因瓦钢尺进行高程传递，实际现场测量时，高程由布置在大坝下游河床两侧的近坝区岩10

体垂直位移控制网点引入廊道。对大坝外部变形观测资料初步分析的结果显示，近坝区岩体垂直位移控制网点没有垂直位移现象。坝基垂直位移从10月2日始测，各坝段测点测值过程线见图，不同时段测值分布曲线见图2-21、图2-22，特征值统计见表。作各坝段测点同水位、同气温测值分布图（图2-21，两次测值相隔一年，在库水位和前期气温基本相同的情况下，2000年月20日各坝段的测值比一年前大，说明坝基垂直位移有明显的时效影响。坝基重直位移主要受自重等的影响，其沿各坝段的分布规律也呈河床段大、边坡坝段小的分布规律，与坝高变化基本一致。从坝基垂直位移过程线图可以看到，测值变化不够平滑，测量精度较差。测值过程线与水位、气温关系不明显，但过程线总体呈上升趋势，说明坝基垂直位移随时间仍有增大趋势，时效位移依然存在。对坝基各测点实测垂直位移的统计：最大位移出现在年日的14

#

坝段，最大位移为7.32mm；最位移出现在200010月26日的1

坝段，最小位移为-5.49mm；最大变幅发生在1

#

坝段，为7.44mm；各测点变幅为3.23～7.44mm在1####坝段布置正、倒垂线组，对坝体挠度进行观测，共计布置测点15个。坝体挠度从9月开始观测，各垂线测点坝体位移过程线见图、图2-8，各测点位移特征值统计见表2-5、表2-6。从测值过程线可以看到，坝体垂线值规律性较差。经现场检查，7#坝段倒垂垂线贴壁，造成测值失真，其它坝段是否也有此种情况，有待进一步查实。而1

#

坝段由于各种原因造成测值较少，新增的倒垂又刚投入运行，测值不连续，从而无法进行深入分析。因此，坝体垂线位移特征值（见表-5、表2-6有待考证。1##坝段垂线组作为坝顶视准线、高程975.00m观测廊道引张线的基准点，其测值的好坏直接关系到视准线和引张线测值转换成绝对位移时的准确性。因垂线测值的不可靠，使得本次分析无法将水平位移转换成绝对位移进行分析，仅将外部变形控制网测量结果进行初步分析后，作出了以上两个观测工程4次观测的绝对位移分布图。外部变形控制网坝顶各控制点的Y绝对位移值见表2-7，由控制网测量结果初步分析的1

#

#

坝段位移，通过视准线（上、下游方向）、引张线换算出坝顶各测点Y向绝对水平位移分布见图2-12和图2-16。2.3坝体变形三维有限元计算11

为配合本次观测资料的分析，对7

#

#

坝段分别进行了三维有线元计算，主要目的是通过三维有限元模型对大坝的水平、垂直位移进行计算，求出坝体变形和水位的关系，再结合实测变形资料进行回归计算，得到坝体变形混合模型。采用ALGORFEAS软件，对全坝段建立三维线性有限元模型，模拟实际情况进行计算分析。计算基本假定：2.3.1混凝土及基岩为各向同性弹性体；2.3.2基岩自重变形已经完成；2.3.3坝体与基础岩体固结完好，不存在坝体与基岩之间的滑动；2.3.4坝基上、下游岩石为透水体，不承担水荷载。有限元计算模型包括大坝坝体，上、下游长度各取2～3倍坝高，基岩浓度取1.5～2倍坝高。实际选取的7#坝段有限元计算模型上游起于桩号，下游止于桩号，基底高程为，沿坝轴线方向取一个坝段，长19m，模型如图2-29所示；14

#

坝段有限元计算模型上游起于桩号0-200.00m，下游止于桩号0+320.00m，基底高程为，沿坝轴线方向取一个坝段，长，模型如图所示。模型边界条件：基岩底部、上下游而面约束；坝体混凝土及基岩两侧约束X方向（沿坝轴线方向）位移。计算工况及荷载组合：本次计算共分6种工况，分别采用980.00m、9660.00m、960.00m、952.00m、948.00m六种水位进行计算。计算荷载组合各工况均为坝体自重、水压力、泥沙压力及扬压力荷载。水压力及泥沙压力大小随深度线性变化，渗透压力加在坝体底部，在计算扬压力时考虑到上游防渗帷幕和主排水的作用，对扬压力进行折减，折减系数0.25，折减位置在桩号下。计算得坝体各部位变形值见表2-8。2.4统计模型分析对变形测值序列进行回归分析的主要目的是：了解变形可恢复部分的主要影响因素，认识坝体及基础在其影响下的变形性态，在一定条件下与计算进行比较相互验证；确定有无时效变化，如果有的话，对其发展情况，如速率、变化幅度等作出估计，对其产生的原因进行解释，并结合有关测点及其它变形量的情况对是否存在异常情况作出判断；对观测精度作出大致估计，以确定数据的实际应用价值。任意一变形监测量的的回归方程组成如下：12

δ=δ(H)+δ(T)+δ(t)水位分δ在水压作用下，大坝任一测点产生水平位移δ(H)三部分组成（静水压力作用在坝体上产生的内力使坝体变形而引起的位移；在地基面上产生的内力使地基变形而引起的位移；库水重作用使地基面转动所引起的位移），理论分析可知，水压引起的位移分量可用水位的～4次方表示，本次采用h的1～4方作为回归因子（其中，h=h′/100，h′为测时当天的平均水位）。温度分量δ是由于坝体混凝土和基岩温度变化引起的位移。在进行回归分析时，可以选择坝体或基岩内埋设的温度计的测值作为因子，也可选择坝址处气温作为因子，但因坝内温度计埋设较多，且分布的部位不同，很难用某一支温度计反映坝内温度总体变化，而要用所有温度计测值作为因子，则计算工作量太大，故本次分析采用坝址气温作为温度回归因子。根据本工程实际情况，采用了两类温度分量因子（见2.1.2节）。时效分量δ大坝变形产生时效分量的原因复杂，它综合反映坝体混凝土和基岩的徐变、塑性变形以及基岩地质构造的压缩变形，同时还包括坝体裂缝引起的不可逆变形以及自生体积变形。一般正常运行的大坝，时效位移的变化规律为初期变化急剧，后期渐趋稳定。根据时效变形规律，采用、ln(l+t)、e这三项函数作为时效因子（其中：t＝t′/30，t′同前；k取0.01）。2.4.1坝顶视准线坝顶视准线21测点全部观测数据统计回归方程见表2-11，回归结果分量统计见表2-17，回归复相关系数为0.7845～0.9602，其中大部分在～0.9间；测值回归标准差在0.336～2.358mm之间。）全部测点均选入了水位因子，表现出随水位升高位移量增大变化规律，且从水位分量变幅所占比例可以看出，水位分量变幅比温度分量变幅稍大，水位变化是坝顶水平位移的主要影响因素。）全部测点均选入了温度分量，表现出温度升高，坝顶水平位移减小，其分量变幅略小于水位分量，说明温度是次于水位的又一主要影响因素。（3）部分测点选入了时效因子，测点表现出了位移的趋势性变化。变幅在1.11～13

6.63mm之间。绝大部分测点未选入时效因子，主要是因为时效分量在坝顶水平位移中所占比重很小，而水库运行初期，影响坝顶水平位移测值的因素较多，使得时效位移分量表现不明显。2.4.2高程975.00m观测廊道引张线高程测廊道引张线21个测点全部观测数据统计回归方程见表，回归结果分量统计见表2-18，回归复相关系数为0.6675～0.9776，其中，仅21#坝段为0.6675其余均在0.9以上；测值回归标准差在0.185～0.832mm之间，绝大部分在0.6mm以下，除21

#

坝段外，其余坝段测值回归效果较好，说明该工程的测量精度也较高。）全部测点均选入了水位因子，表现出随水位升高位移量增大的变化规律，且从水位分量变幅所占比重可以看出，水位变化是高程975.00m廊道产生水平位移的主要影响因素，和坝顶视准线所反映的规律一致。）全部测点均选入了温度分量，其变幅略小于水位分量，说明温度是次于水位的又一主要影响因素。从分量统计表中不难看出，由于坝体结构形式的不同，温度分量呈明显的分段，这主要是因为温度对坝体变形的影响主要取决于坝体结构形式。（3）大部分测点选入时效因子，测点表现出了位移的趋势性变化。变幅在0.71～6.92mm之间，时效位移大致呈从边坡坝段向河床坝段增加的趋势。2.4.3坝顶垂直位移坝顶垂直位移23测点全部观测数据统计回归方程见表2-13，回归结果分量统计见表2-19，回归复相关系数为0.8849～0.9616，绝大部分均在0.9以上，测值回归标准差在0.492～1.208mm之间。）小部分测点入选了水位因子，且水位分量所占的比重相对温度分量要小，说明水位不是影响坝顶垂直位移最主要的因素，符合坝顶垂直位移变化规律。同时，因大坝完建时间尚短，坝体内温度、时效变形等尚未完全稳定，水库运行也无规律，这些都可能导致水位分量在坝顶垂直位移中反映不很明显。）所有沿点均选入了温度因子，最大温度变形值（下沉）出现在2月份，最小值出现在～10份，温度分量变幅为。在坝顶垂直位移中，气温是最主要的影响因素，气温高时，坝顶垂直位移减小，气温低时坝顶垂直位移增加符合一般规律。）半数测点入选了时效因子，绝大部分测点表现出以对数或指数形式趋于稳定14

的下沉变化，变幅在0.55～2.31mm之间。2.4.4坝基垂直位移坝基22个测点垂直位移全部观测数据的回归结果及分量统计见表2-14和表2-，回归复相关系数为～0.9138，大部分在0.7左右，标准差在～1.145mm之间，说明坝基垂直位移观测数据精度较差，回归方程的效果也较差。）仅半数测点入选了水位因子，大部分测点回归主程中都没引入水位分量，主要是因为坝基垂直位移的影响因素较多，水位荷载不是主要影响因素，同时，测值误差较大，也导致水位分量变化影响不明显。）绝大部分测点入选了温度因子，但温度分量的变幅不大，大部分温度分量变幅均小于1mm。这是因为基础廊道内测点的温度变化是由测点所在平面。以上部位的体及基础年周期温度变化引起的，与上部结构相对，该部位坝体及基础的平均温度变化要小得多。）所有测点均入选了时效分量，全部测点表现出了下沉的趋势性变化，变幅在1.01～5.29mm间。从表以看到，时效分量呈河床坝段大，边坡期段小的分布规律，这种分布形式与结构因素（自重、水荷载等）相对应，即自重大者其时效分量也大，表明时效变化主要是坝基受荷载作用后的徐变变化。2.4.5坝体挠度坝体垂线向测值回归方程见表2-15，X向位移回归结果分量统计见表2-21；坝体垂线Y向测值回归方程见表2-16，Y向位移回归结果分量统计见表。垂线X向测值回归复相关系数为0.5479～0.9576，测值回归标准差在0.5992.568mm之间；垂线Y向测值回归复相关系数为～0.9280，测值回归标准差在0.278之间。在垂线X向所有测值的回归复相关系数中，绝大部分均小于0.8，最低可达0.5479，说明回归方程的效果很差，而所有测点的回归标准差中，绝大部分均大于1mm，且有不少大于2mm，说明测值精度较低，这和测值过程分析结果是一致的。2.5位移混合模型分析2.5.1位移混合模型的建立鉴于统计模型属于经验模型，它存在下列问题：）当观测资料不包括荷载（如水位、温度等）发生的极值或观测资料系列较短时，那么由这些资料建立的数字模型将不能用于安全监控和测值预报。15

）这些模型主要依靠数学处理，没有较好地联系大坝和地基的结构性态。因此，对大坝的工作性态不能从力学概念上加以本质解释。（3）由于随机因素的影响，这些模型的外延预报时间较短，精度较低。针对上述问题，对水压分量采用有限元计算结果拟合出的位移与水位关系方程，其它分量仍用统计模式，然后与实测值进行优化拟合，得到位移混合模型。有限元计算见2.3节。根据7#坝段有限元计算结果建立的坝段位移δh（其中，h=h′/100,h′为测时1当天的平均水位）关系式如下：坝顶水平位移与水位关系式：δ=-1364.51120h1

4

+52792.13846h

3

-765825.21534h

2+4936828.84757h-11932782.87770高程975.00m观测廊道水平位移与水位关系式：δ=-210.13332h1

4

+8184.92416h

3

-119469.42655h

2+774521.63617h-1881843.23694根据14#坝段有限元计算结果建立的位移δ与h（其中，h=h′/100,h为测时当1天的平均水位）关系式如下：坝顶水平位移与水位关系式：δ=-58.30534h1

4

+2332.56281h

3

-34859.64086h

2+230765.23876h-571168.85094高程975.00m观测廊道水平位移与水位关系式：δ=-91.28586h1

4

+3580.12035h

3

-52560.95248h

2+342419.66755h-835338.26535将上述各式作为一个因子与温度、时效因子一起对各工程位移测值进行回归分析，可以得到位移的混合模型。其中，1

#

#

#

#

坝段用7

#

坝段有限元计算成果，12

～19

#

坝段用14

坝段有限元计算成果。分析时段以及温度、时效因子同统计模型，各工程测点的混合模型见表2-23～表2-242.5.2位移混合模型分析（1）视准线位移混合模型视准线位移混合模型见表。各测点混合模型复相关系数在之间，大部分在0.8左右，回标准差在～2.669mm之间。可以看到，视准线位移16

混合模型的拟合情况较统计模型稍差，在建立位移混合模型时，水位～位移关系式在所有回归因子中显著程度不高，往往要强行才能将其留在方程中。这主要是因为：①拦河坝尚处于蓄水运行的初期阶段，各种其它因素对坝顶水平位移影响较大，而库水位对坝顶水平位移的影响尚反映不出理论上的规律，这从统计模型中各测点引入的水位因子各不相同就有所反映；②分析计算所采用的坝顶水平位移仅为相对于1

#

#

坝段的绝对水平位移而使水位对坝顶水平位移的部分影响规律被忽略。（2）高程975.00mm观测廊道引张线位移混合模型引张线位移混合模型见表。各测点混合模型复相关系数在之间，除4

##、17、21

坝段4个测点外，其余测点都在0.9以上，回归标准差在0.246～1.413mm之间。与统计模型相比，方程的相关程度和拟合程度基本相当，说明引张线实测水平位移和三维有限元计算结果比较吻合。同时，引张线混合模型较之视准线相关程度及拟合程度均有明显提高，但同视准线一样，混合模型也存在水位～位移关系式在所有回归因子中显著程度不高的情况，要强行才能将其留在方程中。2.6大坝变形观测资料分析综述通过上述对大坝变形观测资料的分析，可以得到大坝变形的以下规律：2.6.1

大坝变形观测工程中，引张线、坝顶垂直位移观测结果精密较高，反映出大坝变形的规律性较好，视准线次之，其观测资料整理结果基本可以反映大坝的水平相对变位和坝顶垂直变位情况。2.6.2

坝顶水平位移主要受库水位和气温影响，其中气温影响略小于水位影响。本次资料分析坝顶最大水平位移（相对于1

#

、22

#

坝段）为13.90mm。2.6.3

从短期内压水位经历大幅度降低～升高过程时引张线的几次测值看，坝体水平位移处于弹性变形状态。2.6.4

坝顶垂直位移主要受气温影响，库水位及时效对坝顶垂直位移影响不大。本次资料分析坝顶最大垂直位移为12.02mm。2.6.5

坝体正倒垂线观测虽然取得了部分观测资料，但由于观测成果的离散性太大，缺测次数较多，不能反映坝体的实际变位情况。另外，由于坝体左、右岸正倒垂线系统观测条件的限制，也不能对坝体绝对水平位移进行换算。为了解大坝的绝对变位变情况，对已完成的大坝外部变形观测资料进行了初步分析，得出几次观测的坝顶部分测点绝对变位（相对于初始值）见表2-7从该结果可以看出，坝体整体变形不大，最大仅为11.39mm。17

鉴于以上原因，请工程建设单位尽快对大坝外部变形控制网的观测成果进行分析。

2.6.6

坝体位移混合模型精度较统计模型稍差，这主要是因为工程投入运行时间短，影响因素较多，同时，部分观测工程测值不稳定也是一个原因，就混合模型整体情况看，基本揭示了大坝变形的影响因素，即水荷载不是坝体变位唯一的主要影响因素。坝顶各控制点的Y向位移值表表2-7（位mm）初始值

总第4期

总第

总第六期

总第7期工程坝段

日期

Y向位移

日期

Y位移

日期

Y位移

日期

Y向位移

日期

Y向位移1

坝段

98.9.280.0099.7.231.9099.9.222.8500.7.256.4800.9.197.097

坝段

98.9.260.0099.7.196.0199.9.229.5500.7.237.4600.9.1811.3914

坝段

98.9.270.0099.7.226.1599.9.217.7500.7.247.7300.9.208.0521

坝段

98.9.290.0099.7.220.9199.9.21-0.9400.7.263.1900.9.174.31注：1.中Y向位移为大坝外部变形控制网五期观测资料的初步分析成果；2表中日期为相应的观测日期，取总第期量结果为初始值；3.Y向表示垂直坝轴线指向下游方向。坝体水平位移有限元计算结果表表2-87

#

坝段坝体水平位移

14

#

坝段坝体水平位移水位980.00970.00966.00960.00

坝顶下游7.6412.2130.586-1.377

975.00廊道7.3712.3980.886-0.951

坝顶下游10.114.4392.7590.800

975.00廊道9.5394.5313.0121.22418

952.00948.00

-3.270-4.507

-2.736-3.483

-0.977-1.588

-0.421-0.993注：1.中高程、水位单位为M位移单位为毫。2.表中水平位移向游为+向上游为7

#

坝段引张线实测值与有限元计算结果对照表表2-9日期1999021519990301

测时水位960.46952.70

测时气温-4.50-1.50

实测位移值（相对）4.363.25

实测位移变化-1.1

有限元计算位移变化-1.77719990315947.601.602.3419990322959.50-0.904.2719990331960.408.204.41注：1.中高程、水位单位为位移单位为毫M，气温为摄氏度。2.中水平位移向下游变化为+，向上游变化为-

-0.911.930.14

0.9542.4770.237表2-10

14

#

坝段引张线实测值与有限元计算结果对照表日期19990215

测时水位960.46

测时气温-4.50

实测位移值（相对）6.41

实测位移变化-1.33

有限元计算位移变化-1.64519990301952.70-1.505.08-1.06-0.73919990315947.601.604.022.222/p>

959.50

-0.90

6.240.19

0.22919990331

960.40

8.20

6.4319

注：1.中高程、水位单位为M，位单位为毫M气温为摄氏度。2.中水平位移向下游变化为+，向上游变化为-3

渗流观测资料分析3.1坝基扬压力观测资料分析3.1.1扬压力监测设计为了掌握坝基扬压力的实际分布，监测各坝段的运行情况，在每个坝段主排水孔后布置一个扬压力观测孔，共20孔，每个观测孔深入建基面以下1.0m另外在6

#

、10#、15#、18#坝段各布置一个深层观测孔，共四孔，深入张夏组第三层（∈3）分别为23.0、8.0、8.0、3.0m，以观测张夏组第三层（∈2

3

）的承压水头变化情况。根据坝基扬压力的重要性，并结合坝体的结构布置，选择五个横向坝基扬压力观测断面，依次为2#

坝段的横向廊道（桩号：坝0+084.00m#

坝段的横向廊道（桩号：坝0+138.50m#坝段的横向廊道（桩号：坝0+249.00m；14#坝段的横向廊道（桩号：坝0+323.00m）；20

#

坝段的横向廊道（桩号：坝0+446.50m。在每个横向观测断面上布置四个以上观测孔，共35孔，每个观测孔深入建基面以下。3.1.2扬压力设计图形设计计算扬压力时，考虑上游帷幕及主排水孔作用，上游按主排水孔处渗透压力一次折减考虑，折减系数=0.25左侧坝段考虑坝基面及护坦设置的纵横排水管及排水廊道系统、护坦下游防渗帷幕及11

#

坝段导墙下纵向帷幕的作用，渗透压力在第一基础排水廊道（桩号为下0+022.00m）处取为0，右侧坝段渗透压力计算至厂房末端（下游边）。地基加固处理后，考虑集水井的抽排作用，左侧挡水坝段（4#～10）虑下游防渗帷幕的作用，对下游浮托力进行一次折减，折减系数β，浮托力在下游排水廊道排水孔中心线处（桩号为下0+146.00m）取为下游浮托力水头的倍。3.1.3测压管水位变化情况扬压力测压管测值过程线见图3-1图3-6。绝大部分扬压力与库水位关系不明显，从过程线看不出测值的规律性变化。查扬压力原始观测记录，在观测过程中，曾大量出现过测压管被杂物堵、管内冰冻、管口装置打不开、压力表坏、化灌反浆、管口附近廊道有积水等情况，影响了扬压力的正常观测。原始观测记录中，许多测压管压力表读数为0或没有测值，可能就是受上述因素的影响，可见，施工期各种干扰因素对扬压力观测成果有较大影响。20

根据对原始资料的整理分析，择出部分测值较好的测压管单独作压力与库水位过程线如图3-7、图3-8。从图中可以看到，扬压力与库水位相关性较好，扬压力过程随库水位而波动，特别是在1998年下闸蓄水库水位上升的过程中，说明在测量效果较好的情况下，扬压力测压管能及时地、较好地反映坝基扬压力的变化情况。而如图3-9中的扬压力过程线，明显表现出测值的不合理，可能测压管已被堵，也可能是由于测量、施工等因素引起的，无法反映扬压力的变化情况，有待今后进一步改善。3.1.4扬压力与库水位相关分析选取水库蓄水初期水位上升时部分测值较好的测压管，作测压管水位与库水位相关图见图3-10～图3-18。从测值的相关图反映出，测压管水位与库水位呈明显的线性相关。对测值进行与库水位的一元线性回归分析，得到测点测值与库水位的相关方程及相关系数（见表3-1）。可能看到，相关方程的相关系数均较高，且越靠近上游，测点的相关系数越高，这是因为离上游面越近的测点，其测压管水位随库水位变化的滞后时间越短，说明方程拟合效果较好，也说明测压管水位与库水位基本呈线性相关，这是符合理论规律的。同时这也进一步说明，在这些测点的这些时段，测压管较好地反映了坝基扬压力的变化情况。对于混凝土重力坝，坝基某一测压管处扬压系数采用下式计算：

HHiHH1

22式中：α—第i测点扬压系数；iH—上游水位（m）；1H—下游水位（）；当下游有帷幕、排水孔等抽排措施，坝基浮托力有一2定折减时，H示坝基的浮托力水位；2H—第i测点实测水位（m）。i将回归分析的相关方程转换成上式的形式，即可得到由实测值拟合出的扬压系数和相应的浮托力水位。例如：UW2-5的相关方程为：h=877.152+0.0310587hi式中：h—上游水位（m）；1h—第i测点实测水位（m）。i

121

转换后方程形式为：h0.0310587ih1等式左边的0.0310587即为拟合出的扬压系数，等式右边的即为相应拟合出的浮托力水位。由各测压管测值拟合出的扬压系数和浮托力水位见表3-1，同时表中还根据建基面高程计算出浮托力水头，根据设计取用的下游渗透压力系数反推出下游水位，以和设计比较。反推下游水位按下式计算：反推下游水位基面高程

浮托力水头下游渗压折减系数取用值表中计算结果显示：①各测压管处扬压系数均不大，最大的UW2-6测压管也仅为0.0593181，远小于设计取；②越靠近上游，扬压力系数越大，如11坝的UW11-2、（其中UW11-5测压管因管水位较库水位变化有一定时间的滞后，造成相关方程拟合精度不高，相应拟合出的扬压系数也会有一定的误差，这就可能造成其拟合出的扬压系数不完全符合这种分布规律）；③越靠近排水廊道，扬压系数截越小，说明排水孔对降低坝基扬压力效果显著。如#坝段的2根测压管中，UW2-5距第一基础排水廊道4.0m且距主排水廊道也不远，而UW2-6距第一基础排水廊道5.0m，拟合结果UW2-6管扬压系数较UW2-5管大；④坝基扬压力中的浮托力水头均不大，最大的测管仅为；⑤按设计取用的下游渗透压力折减系数，根据实测值拟合出的浮托力水头反推出的下游水位均很低，说明在分析时段水位范围内，设计取值是安全的。3.1.5纵向扬压力分布纵向扬压力分布曲线见图3-19～图3-21。从不同时段的纵向扬压力分布图可以看出，扬压力测压管水位分布与基础廊道底高程（即测压管管口高程）基本一致，这是许多测压管压力表读数为0的一种表现，不能反映坝基扬压力在坝轴线方向的实际分布情况。3.1.6横向扬压力分布2#、5#

、11#、14#、20#坝段横向扬压系数分布见图3-23～3-25，图中竖向细线分别为标示的主排水孔、第一基础排水廊道和第二基础排水廊道位置。可以看到，各坝段横向扬压力在排水孔附近均有一明显的降低，说明排水孔在降低坝基扬压力方向作用显著。各坝段横向扬压系数均小于设计取值，5

#

、11#

、14

#

坝段横向扬压系数甚至为负22

值，主要是因为坝基排水孔出口高程低于下游水位，在排水减压的情况下，坝基浮托力小于下游水位造成的，说明上、下游帷幕及排水孔对降低坝基扬压力的作用明显，就现有测值而言，实际扬压力值小于设计计算取用值，扬压力取值偏安全。但由于扬压力测值受施工期各种因素的影响较大，高水位下的扬压力情况也尚不清楚，对大坝扬压力更深入全面的认识，还有待在今后长期不懈地观测和资料分析工作中不断提高。3.2坝基层间剪切带扬压力观测资料分析根据水利部天津水利水电勘测设计研究院2001年3月的《黄河万家寨水利枢纽河床坝基层间剪切带抗剪强度指标论证及坝基浅层抗滑稳定分析与处理设计修编报告》，河床左侧坝基内存在SCJ08三条剪切带，为左侧坝基相对软弱结构面；其中SCJ08、SCJ10分布较广，且性状较差，为河床左侧坝基控制滑动面；河床右侧坝段坝基内存在、SCJ07、SCJ08、SCJ10四条剪切带，其中SCJ07SCJ08三条剪切带连续性较好，为河床右侧坝基控制滑动面。为更好地了解坝基层间剪切带的扬压力变化情况，设计增加了坝基层间剪切带扬压力观测孔，观测孔深入SCJ10剪切带以下1.0m。坝基层间剪切带加固处理设计时，对扬压力计算假定同第3.1.2节中坝基扬压力设计图形。由于坝基层间剪切带扬压力观测孔形成较晚，至今仅有3次测量成果，无法进行扬压力过程分析，因而无法了解坝基层间剪切带扬压力随库水位的变化规律和随时间的变化趋势，仅作出其沿坝轴线的纵向分布图（图）和5个典型观测断面的横向扬压系数分布图（图3-26～3-28），以分析坝基层间剪切带扬压力的分布规律。3.2.1坝基层间剪切带纵向扬压力分布从坝基层间剪切带3次测值的纵向扬压力分布图可以看到，剪切带扬压力纵向分布与主灌浆廊道底板高程变化规律基本一致，且扬压力水位比主灌浆廊道底板高程（即主排水孔孔口高程）略高，扬压力均小于设计假定，说明在帷幕和坝基排水孔的综合作用下，坝基层间剪切带扬压力均不大，且主排水孔出口高程对扬压力水位有决定性影响，排水孔对降低坝基层间剪切带扬压力作用明显【从现场目视检查情况看，绝大部分排水孔均有水流出，但因没有渗流量的具体测值，无法结合其作进一步的分析】。3次测时库水位均有一定变化，但各测压管实测扬压力几乎不变，可能有两种情23

况：一是帷幕和坝基排水孔的综合作用，使得坝基层间剪切带扬压力大大减小，扬压力的变化幅度也减小，对库水位的变化反映不明显；其次，扬压力测压管水位变化相对库水位有一定的滞后，两者变化不同步，但这种可能性几乎没有。这主要是因为：①从坝基扬压力测值较好的测压管相关分析可以看到，测压管水位和库水位相关性还是比较好的，说明两者变化不会有太长的滞后时间，而坝基层间剪切带测压管花管较长，监测范围较大，管内水位变化较库水位的滞后时间也不会太长；②从3次测时的前一段时间的库水位变化来看，库水位一直有变化，而测压管水位几乎不变，这也正说明并不是滞后时间的影响，而是坝基层间剪切带扬压力对库水位的变化反映不明显。3.2.2坝基层间剪切带横向扬压力分布5个坝段坝基层间剪切带横向扬压系数分布图反映出，除20#坝段最后一个测点扬压系数较大外，其它坝段所有测点的扬压系数均不大，说明坝基层间剪切带扬压力较设计小。从横向分布看，各断面扬压力基本呈靠上游略大，往下游逐渐减小的趋势，且后边几个测压管水位变化幅度较小，同时，在排水孔附近，扬压力有一小幅的减小变化，说明排水管对降低坝基层间剪切带扬压力起到了应有的作用。20#

坝段最后一个测点测压管水位较高，分析其原因，可能是由于此坝段靠近右岸，且下游为副厂房（地面高程909.00m），地下水位较下游水位高，同时，可能该段下游第二基础排水廊道部分排水管堵塞，造成该处测压管实测管水位高出建基面较多（计算扬压系数时此坝段下游水位取至建基面高程898.00m，实测测压管水位在908.00m左右。该部位出现的坝基层间剪切带扬压力较设计取值要高，虽然其仅出现在20

#

坝段下游靠近坝趾的部位，对该坝段的坝体稳定不会构成大的威胁，但也应尽快查明原因，并采取相应的措施降低此处扬压力。3.3坝体渗透压力资料分析在

#

、14

#

坝段观测断面高程布置两排10支渗压计，与坝面的距离为、1.05m、4.55m、7.05m，每排的最后1仪器在坝体无砂排水管之后，其它4支仪器在无砂排水管之前。渗压计布置在混凝土浇筑分层施工缝上或两个施工缝之间水平截面的中心线上，通过渗透压力观测成果分析坝面的混凝土质量和坝体排水管的效果。差动电阻式渗压计的渗压计算采用下式：（对差动电阻式渗压计，渗压规定为负号）24

P=f(Z-Z)-b(T-T)010式中：P—渗透压力（MPa）。f—渗压计修正最小读数（MPa/0.01%）。Z—实测电阻比（×0.01%）。Z—电阻比基准值（×0.01%）；0b—温度补偿系数（MPa/℃）；T—实测温度（℃）；1T—基准温度（℃）。0199810月1日水库下闸蓄水后，第二天库水位到达渗压计埋设高程，故渗压计的渗透压力计算取10月的电阻比和相应的温度电阻作为初始值，而测点处温度计算则从仪器埋设开始。3.3.15#

坝段坝体渗透压力5#

坝段渗压计压及温度过程线见图、图。从过程线可以看到：）各支仪器的温度测值规律性较强，呈初期变幅大、其后变幅逐渐减小的明显年周期变化，1998年10月库水位超过仪器埋设高程后，测点处温度变化更加平缓；）由于各支仪器距上游坝面埋设位置的不同，测得的混凝土内温度较外界气温变化有明显的滞后，距坝面越远的渗压计，测得的温度变化滞后时间越长；（3）高程处5支渗压计中（见图3-29）、P5-4、P5-6值在98年1010日蓄水后和200010～11月出现异常，经查南瑞公司万家寨工程部2000年5月10日的《万家寨大坝自动化监测工程现场检查报告》知，该支仪器绝缘度不好，而其它测值随时间变化不大，渗压在-0.08MPa内变化；（4）高程5渗压计中（见图），P5-7、P5-8在水库蓄水后出现较大渗压，渗压最大值为在1998月的0.45MPa，2支仪器测得的渗压库水压力相差不大，可能是该仪器附近上游混凝土存在裂缝，也可能是施工缝渗水的影响，而得的渗透压力一直很小，说明坝体混凝土密实性较好，值在蓄水初期出现异常，P5-11没有测值；综上所述，5#坝段上游坝面附近渗压较大，但距坝面一定距离处渗压很小，说明坝体内部渗透压力均不大，混凝土密实性较好。3.3.214#

坝段坝体渗透压力14#

坝段渗压计～14-11压及温度过程线见图、图。从过程线可25

以看到：）各支仪器的温度测值也呈初期变幅大，其后变幅逐渐减小的明显年周期变化；）随着各支仪器距上游坝面埋设位置的不同，测得的混凝土温度较外界气温变化有明显的滞后，距坝面越远的渗压计，其温度变化滞后时间越长；中，P14-3、P14-4测值均出现异常，其它仪器测得的渗压力均不大，说明坝体混凝土密实性较好；综合上述结果，14

#

坝段混凝土密实性较好，坝体内部渗透压力均不大。4

应力、应变及温度观测资料分析4.1应变计组实测资料计算分析本工程拦河坝典型坝段的坝体应力通过布置在5

#

、14

#

、21

#

坝段的五向应变计组进行观测。其中，5

#

坝段6组，布置在高程899.00m；14

#

坝段9组，布置在高程899.00m；21#坝段10，分别为高程912.00m置5组、高程置3组、高程951.00m布置2组。共计布置五向应变组25。4.1.1应变计组工作情况及数据可靠性检查对应变计组的所有数据绘制过程线并进行了有关计算，对绘制的过程线及计算的结果进行综合全面的分析，以检查出可能存在的粗差。主要有以下两部分内容：）点温度的检查：根据点温度假定，认为坝内某一组仪器的温度应该接近，从而对某一测时几支仪器的温度测值进行检验。另一个内容是了解某一支仪器的温度对测点平均温度的偏离规律，当发现某支仪器有趋势性的偏离时，将其与电阻比过程线做对比分析，对仪器是否存在问题作出判断，如发现仪器已损坏，则不再参加计算。）应变计组不平衡量的检查：这种检查是在“点应力”的假定下，用一点的第一应变不变量ε+ε=ε+ε关系，对应变计组的工作状况进行检查，不平衡量+12341ε-ε-ε。如果不平衡量表现出一定的周期性或趋势性，即并不完全是随机性变化，234表明测点并不完全满足“点应力”条件或测值中存在一定系统误差，对此不再进行深入分析，将不平衡量按偶然误差进行常规的平差处理；如果不平衡量过程线中某一段超界，对应过程线等检查发现是某支仪器出现了系统性变化，则认为此仪器已损坏，不再参加计算。4.1.2其准值的选择应变计组基准值的选取原则为：混凝土终凝时，其弹性模量发展到与应变计相匹26

ττ配时，混凝土就能带动仪器工作了，而混凝土终凝时间一般大于小时，一般选择器埋设后24小时左右的测值作为基准值。对于应变计组还应考虑多向应变能满足应变平衡的时间为基准时间。相应的无应力计，其基准值时间也应与应变计选择在同一时间。4.1.3无应力计分析通过无应力计的应变（ε）包含混凝土的温度变形（为线膨胀系数）、混凝土0的湿度变形（ε）和混凝土的自身体积变形（），即：ωε=a△T+ε+G(t)0ω一般认为大体积混凝土内湿度变化不大，ε可以忽略不计。在计算a及G(t)时，ω认为混凝土同一测点的线膨胀系数a为常量（实际上由于混凝土的不均匀性及温度变化，龄期的增长，可能也有所变化）。混凝土自身体积变形G(t)随时间变化的，回归中取的形式为：t、ln(l+t)，其中t表时间对混凝土线膨胀系数的估计值，其余部分则为对自生体积变化G(t)描述（简称为时效变化）。部分无应力计回归结果的统计见表4-1。从回归结果来看，所选无应力计回归复相关系数均在0.96以上，S14-4、S14-8更在上，回归标准差为～6.323×10

-6

，表明无应力计的回归效果及拟合精度较好。回归计算得到的混凝土线膨胀系数估计值多为

-6

/℃左右（其中仅S14-2测点为

-6

℃为

-6

℃，且两支仪器回归复相关系数也最低，该仪器测值有待考证），而原大坝混凝土温度控制设计取用的线膨胀系数为10.0

-6

℃，实测值较温控计算取用值要小，相应的温度应力也比理论计算值小，原温控设计能较好地防止或减少混凝土因温度应力而产生的裂缝。除表中所选的几组应变计组外，其余应变计组测值均不太好，有几组应变计组缺1～2支仪器测值。4.1.4应变计组实测应力计算在河海大学1998年12月为万家寨水利枢纽工程所作的《万家寨大坝混凝土徐变、断裂实验研究总报告》中，应变计组所处的基础混凝土弹模及徐变实验数据拟合公式为：Ec

C(t、)(10.5629.6

0.55

)(1

27

(2.7751.5

0.64

)(1

0.203(t

对测值相对较完整的应变计组根据实测资料按上述公式进行测点处混凝土应力计算，无应力应变则采用无应力计的回归计算值。4.1.5应力计算结果初步分析对测值相对较完整的应变计组进行整理，并计算应变计组应力，作出过程线图。应变计组仪器实测温度及电阻比过程线见图4-1图4-6，正应力和剪应力过程线见图4-7～图4-12。其中，σ指水平面顺河向应力，σ指铅直方向应力，且以拉应力为yy正，压应力为负。从应变计组实测温度过程线可以看出，几组应变计实测稳定后的温度均在10～12℃之间，呈年周期变化。温度变化较气温有一定的滞后，这与同一高程处的温度计监测结果完全吻合（见4.6节温度分析部分），温度变化范围也与设计计算取值相符。应变计组S5-1中的无应力计1998年4月份以后实测温度和同组应变计相差～3℃，S5-2的无应力计在199811月以后实测温度和同组应变计也有一定的温度差，可能是因为无应力计与5支应变计相距1.5m，处实际温度有一定的差别；从2000年12月底开始，S5－2中有一支应变计没有测值，而同组另外几支仪器测值误差较大，且无法进行应变平衡计算，造成该时段正应力值计算结果失真；应变计组S14-3在221日开始，几支仪器的应变不平衡量较大，温度变化也不一致，说明测量精度不够，该时段以后出现正应力向压应力方向发展也是不真实的；应变计组S14-4年10至1997底这段时间内，几支仪器的应变不平衡量较大，说明此组仪器在该时段测值不稳定或测量精度不够，计算得出该时段σ出现较大的拉应力y也不可信。除上述仪器在部分时段测值有一些不理想外，其它测值计算出的正应力过程线均比较平顺，测值规律性较强。从应变计组正应力过程线和温度过程线可以看到，混凝土浇筑后，随着水化热的产生，混凝土温度升高，压应力减小，之后混凝土温度降低，压应力增大。当混凝土散热稳定后，应变计组应力变化与该点的温度变化相对应，呈比较明显的年周期变化。除初期部分仪器测值不稳定，应变计组正应力出现了较小的拉应力外，坝趾及坝踵附近混凝土实测正应力均为压应力，且压应力均小于混凝土允许应力，应力呈比较稳定的年周期变化，