江志红 ，张维科

（1.中国地质大学（武汉）工程学院，湖北 武汉 430074；2.中水顾问集团贵阳勘测设计研究院，贵州 贵阳 550081；3.水利部南京水利水文自动化研究所，江苏南京 210012）

1 工程概况

格里桥水电站位于贵州省中部开阳县和翁安县境内，是乌江中游右岸支流——清水河干流第四个梯级电站。工程以发电为主。本工程为III等工程，工程规模为中型，工程枢纽由碾压混凝土重力坝、厂房和引水隧洞组成。电站正常蓄水位高程719 m，相应库容0.695 2亿m3，装机容量为150 MW（2×75 MW），年发电量5.08×108kW·h。电站发电死水位为709 m（高程）。

电站取水口布置在坝上游29.3 m处，底板高程为694 m，采用1条内径为8 m的引水隧洞引水至桩号460.53 m处接压力钢管。压力钢管最大直径6.9m，单管最长21m。引水系统全长约518.5 m，沿线穿越地层为T1a3～P2w3。沿程发育有f11、f7、f4、f15断层带，岩溶发育程度较强，岩溶形态为溶蚀孔穴、溶蚀裂隙及小规模溶洞。经过地层中，Ⅱ、Ⅲ类围岩约占75%，Ⅳ～Ⅴ类围岩约占25%。

2010年1月12日，进行引水隧洞充水试验。充水后，渗压计PY-1（A-A断面底板基岩内）、PY-2（B-B断面左侧腰线基岩内）、PY-3（B-B断面底板基岩内）实测压力均同步增大，放空后均同步减小。为确保引水隧洞安全运行，放空后派人进入隧洞检查，对出现的缺陷进行了修补，于2010年1月12日进行了第二次充水试验。第二次充水试验中渗压计的变化情况与第一次的变化情况完全一致。再次派人进入引水隧洞检查，发现上平段与斜井段的交界处有裂缝，且有渗水痕迹。修补后于2010年2月22日进行第三次充水，直至正常运行。

厂房布置在左岸岸边，为地面厂房，主厂房外形轮廓尺寸为66 m×23.5 m×61.075 m（长×宽×高），主变室、GIS楼及副厂房平行于主厂房布置于主厂房后面，外形尺寸为30.5 m×14 m×24.6 m（长×宽×高）。厂房采用一洞两机的方式供水。厂房后边坡上部为三叠系下统大冶组P1d1、P1d2-1泥页岩夹灰岩，下部为大隆组P2d灰色薄层至中厚层硅质岩，夹灰黄色页岩及长兴组P2c灰黑色、深灰色中厚层、厚层灰岩。堆积体较厚，由粘性土、粉土、岩石碎块、屑等组成，粉质粘土夹碎块石为红色、棕红色，夹砂质泥岩、砂岩碎块石、碎屑。下伏基岩为强风化，厚度2.2～3.2 m，基岩面倾向顺坡向，倾角15°～35°。地形呈斜坡台地状，地面高程660～700 m，高差约40 m。

从表面变形监测点和对标监测的数据来看，开挖后厂房后边坡在短时间内出现较大位移。坡面上可见多条裂缝，最大裂缝宽度达5.2 cm。

从地质状况和监测数据的变化情况来看，对引水发电系统的监测数据进行分析显得十分必要。

2 监测仪器布置

引水隧洞布置有7支渗压计，其布置如图1所示。厂房后边坡灌注桩布置有12支钢筋计，其布置分别如图2所示。

图1 引水隧洞渗压汁布置图Fig.1 Distribution of the piezometers at the diversion tunnel

图2 厂房后边坡灌注桩钢筋计布置Fig.2 Distribution of the strain gauges on the concrete piles at the rear slope of powerhouse

3 监测成果分析

3.1 引水隧洞渗压计监测成果分析

3.1.1 监测成果

充水与放空期间，压力变化较典型的渗压计实测成果见表1。

为便于直观分析，各渗压计实测压力-时间变化过程线见图3。

从图表可以看出：

①充水前的2010年1月18日，1号机发电，此时监测到PY-1、PY-2、PY-3实测压力快速下降；

②A-A断面的渗压计PY-1埋设后测值一直较稳定。引水隧洞充水后，渗压计测值增大，测得最大渗压值为0.36 MPa，放空后测值减小，但高于充水前状态；

③B-B断面的渗压计PY-2、PY-3埋设后压力缓慢增大。引水隧洞充水后，渗压计测值增大，测得最大渗压值为0.62 MPa（所有渗压计量程均为0.7 MPa，未超量程），放空后测值减小，但高于充水前状态；

④C-C断面的渗压计PY-4、PY-5埋设后压力基本稳定。引水隧洞充水后，渗压计测值变化不明显；

⑤D-D断面的渗压计PY-6、PY-7埋设后测值基本稳定。引水隧洞充水后，渗压计测值变化不明显；

⑥同处于B-B断面的渗压计PY-2、PY-3，其压力增量几乎相等；

⑦缺陷修补后，引水隧洞运行期间渗压计实测压力缓慢下降，直至基本稳定。

3.1.2 原因分析

充水与放空过程中，坝前库水位基本稳定在715 m左右。充水时，上平段的A-A断面和下平段首部的B-B断面（压力钢管段之前）渗压计实测压力快速升高；放空时，渗压计实测压力快速下降。此变化规律伴随充水、放空、再充水、再放空、再充

水的全过程。而下平段后部的C-C断面和D-D断面不受充水-放空过程的影响。

表1 渗压计实测成果表Table 1:Measured data by the piezometers

图3 渗压计实测压力-时间过程线Fig.3 Graph of measured pressure and time

该现象表明压力钢管段之前的衬砌混凝土必有裂缝与A-A、B-B断面相通。放空后，派人进入引水隧洞检查也发现洞壁有裂缝，并有明显的渗水痕迹。充水时，隧洞内水通过该通道补充了山体的地下水，可以简单称之为“内水外渗”。该地下水水头作用于A-A、B-B断面的渗压计，使其实测压力升高；放空时，该地下水随之下降，则出现渗压计实测压力减小的现象。

原因如下：

①在充放水过程中，坝肩帷幕监测仪器未监测到明显变化，可以判断影响A-A断面和B-B断面渗压计的地下水不是穿透坝肩帷幕薄弱面进入山体的。即使库水穿透帷幕进入山体，也不会与充放水过程变化同步。

②2010年1月18日（充水前）1号机发电时，PY-1、PY-2、PY-3实测压力快速下降也可以证明这一推断。

③放空后渗压计测值减小，但高于充水前状态。可能的原因是充水过程中隧洞内水对山体地下水的补给，造成隧洞放空后渗压计测值不会下降到充水前状态。

④同处于B-B断面的渗压计PY-2、PY-3压力增量几乎相等，表明渗压计未失效，且作用于B-B断面的水头相通。

⑤缺陷修补后的监测数据表明，引水隧洞运行期间渗压计实测压力缓慢下降，直至基本稳定。该过程表明充水过程中产生的较高地下水水位随时间调节至自然状态。

因此，可肯定造成该现象的原因是引水隧洞洞壁存在裂缝，导致“内水外渗”，而非“外水内渗”。

3.2 厂房后边坡灌注桩钢筋计监测成果分析

3.2.1 抗滑力分析

厂房后边坡位于坝下游左岸岸边。该边坡在开挖后较短时间内发生较大的变形，为阻止变形继续发展，在该边坡布置有网格梁和灌注桩等抗滑设施。在厂房后边坡的灌注桩内布置有4个断面共12支钢筋计。从地质剖面图可以看出，边坡内部存在一个滑动带。1-1断面（钢筋计RGZ1-1、RGZ1-2、RGZ1-3）和 3-3断面（钢筋计 RGZ3-1、RGZ3-2后期失效、RGZ3-3后期失效）处于全风化层，2-2断面（钢筋计RGZ2-1、RGZ2-2、RGZ2-3）处于弱风化层，4-4断面（钢筋计RGZ4-1后期失效、RGZ4-2后期失效、RGZ4-3）处于全风化线上。

（1）A-A剖面：

钢筋计RGZ1-1、RGZ1-2一直处于受压状态，而同一水平面靠近河谷方向的钢筋计RGZ1-3一直处于受拉状态；钢筋计RGZ2-1、RGZ2-2、RGZ2-3均存在不大的拉应力。其变化过程线见图4。

从1-1和2-2断面的受力情况及地质剖面图看，1-1和2-2水平断面之间存在滑动带，且距2-2断面较远。由于1-1断面位于全风化线上部，1-1断面下部滑动带的滑动引起灌注桩的变形，该变形导致灌注桩的1-1断面钢筋靠山体侧受压，靠河谷侧受拉，因此RGZ1-1、RGZ1-2受压，RGZ1-3受拉，由于RGZ1-1、RGZ1-2安装位置接近，监测数值亦相近。2-2断面位于全风化线下部，距滑动带较远，灌注桩此位置的钢筋受拉，且变形较小。由于RGZ2-1、RGZ2-2安装位置接近，监测数值亦相近。

图4 A-A剖面钢筋计应力变化过程线Fig.4 Stress change measured by piezometer on the A-A section

（2）B-B剖面：

钢筋计RGZ3-1、RGZ3-2（后期失效）一直处于受压状态，而同一水平面靠近河谷方向的钢筋计RGZ3-3（后期失效）一直处于受拉状态；钢筋计RGZ4-3一直处于受压状态，而同一水平断面靠近山体方向的钢筋计RGZ4-1（后期失效）、RGZ4-2（后期失效）一直处于受拉状态。推断该3-3断面水平面以上部位存在偏河床向的滑动力。其变化过程线见图5。

图5 B-B剖面钢筋计应力变化过程线Fig.5 Stress change measured by piezometer on the B-B section

由于4-4断面位于全风化线上，4-4断面上部滑动带的滑动引起灌注桩的变形，该变形导致灌注桩4-4断面上的钢筋靠山体侧受拉，靠河谷侧受压，因此RGZ4-1、RGZ4-2受拉，RGZ4-3受压，滑动力指向略偏向上游，因此RGZ4-2受应力较RGZ4-1大。3-3断面基本位于上滑动面，灌注桩钢筋在此位置的受力与变形情况与4-4断面基本一致。

灌注桩钢筋计测值表明该部位存在河谷向的滑动力，灌注桩起到了抗滑作用。布置于灌注桩周边的表面变形观测点也监测到了早期位移的存在，其后期变形稳定。

3.2.2 混凝土应力简单分析

在灌注桩钢筋计中，RGZ1-2和RGZ1-3分别承受最大压应力与最大拉应力，故选取RGZ1-2和RGZ1-3进行混凝土应力的简单分析。

简单地用钢筋和混凝土弹模的比值来估算混凝土应力，依据的原则是应变相等原理。根据经验，取C30混凝土弹模3.0×104N/mm2,钢筋弹模2.1×105N/mm2，则钢筋计RGZ1-2接触混凝土压应力为-4.88 MPa，钢筋计RGZ1-3接触混凝土拉应力为5.07 MPa。该结果已超过C30混凝土的抗拉强度，完全不合理。

实际上应该根据钢筋混凝土的实际材料特性按相容条件建立计算方程，考虑混凝土产生“自由应变”以及钢筋在综合应力和温度变化作用下产生的变形，接触钢筋处的混凝土应变应满足下列方程：

式中，εc为接触钢筋混凝土处的应变；ε0为混凝土的自由应变，一般由无应力计监测资料计算；σs为钢筋计实测应力；Es为钢筋计的弹性模量；αs为钢筋的温度膨胀系数；ΔT为钢筋的温度变化。

将上式变形，可得混凝土应变为：

则混凝土应力为：

需要说明的是，只有当αs=αc,G（t）+εw=0时，才可以近似认为σc=σs/10。

据一般经验，取C30混凝土弹模3.0×104N/mm2,钢筋弹模2.1×105N/mm2，钢筋计附近混凝土自生体积变形和湿度变形G（t）+εw＝35×10-6，钢筋温度膨胀系数12×10-6/℃,混凝土温度膨胀系数7.5×10-6/℃，ΔT=-5.2℃，将以上数值代入式（3）计算得：钢筋计RGZ1-2接触混凝土压应力σc1-2=-6.63 MPa；钢筋计RGZ1-3接触混凝土拉应力σc1-3=3.32 MPa。

可看出钢筋计RGZ1-3接触混凝土拉应力已接近混凝土抗拉强度，须密切关注该部位的变化情况。

4 结 语

（1）通过对引水隧洞渗压计测值变化的分析，证明引水隧洞洞壁存在裂缝，该裂缝的存在导致渗压计实测压力与充放水过程同步变化，并且造成该现象的原因是隧洞“内水外渗”，而非“外水内渗”。

（2）坝肩帷幕虽然可以起到挡水作用，但隧洞本身也可能出现渗漏通道。对渗压计的监测数据进行分析也是判断隧洞衬砌完好与否的一种方法。

（3）钢筋计的受力大小与方向可以判断滑动力的大致方向，并与地质调查结果相验证。

（4）钢筋应力虽未达到自身抗拉强度，但换算出接触混凝土的应力可能达到混凝土抗拉强度。依据混凝土应力约为接触钢筋应力的1/10进行简单判断会过于保守，因此，仅对钢筋应力作单一分析不能作出准确的判断。

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