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3-22）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，可能该坝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
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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5#、14#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0.25m、1.05m、2.55m、4.55m、7.05m，每排的最后1支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）
P=f(Z-Z0)-b(T1-T0)
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%）; Z0 — 电阻比基准值（×0.01%）； b — 温度补偿系数（MPa/℃）； T1 — 实测温度（℃）； T0 — 基准温度（℃）。
1998年10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1998年10月1日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。
3.3.1 5#坝段坝体渗透压力
5#坝段渗压计P5-2～P5-10渗压及温度过程线见图3-29、图3-30。从过程线可以看到：
（1）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；
（2）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904.50m处5支渗压计中（见图3-29），P5-3、P5-4、P5-6测值在98年10月10日蓄水后和2000年10～11月出现异常，经查南瑞公司万家寨工程部2000
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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3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以内变化；
（4）高程906.00m处5支渗压计中（见图3-30），P5-7、P5-8在水库蓄水后出现较大渗压，渗压最大值为P5-7在1998年12月的-0.45MPa，2支仪器测得的渗压和库水压力相差不大，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P5-9测得的渗透压力一直很小，说明坝体混凝土密实性较好，P5-10测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。
3.3.2 14#坝段坝体渗透压力
14#坝段渗压计P14-2～14-11渗压及温度过程线见图3-31、图3-32。从过程线可以看到：
（1）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； （2）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；
（3）P14-2～P14-11中，P14-3、P14-4、P14-6、P14-10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组，分别为高程912.00m布置5组、高程942.50m布置3组、高程951.00m布置2组。共计布置五向应变组25组。
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：
（1）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。
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（2）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ε1+ε2=ε3+ε4关系，对应变计组的工作状况进行检查，不平衡量K=ε1+ε2-ε3-ε4。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，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12小时，一般选择仪器埋设后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（ε0）包含混凝土的温度变形（a为线膨胀系数）、混凝土的湿度变形（ε
ω
）和混凝土的自身体积变形（G(t)），即：
ε0=a△T+ε
ω
+G(t)
可以忽略不计。在计算a及G(t)时，
一般认为大体积混凝土内湿度变化不大，ε
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)是随时间变化的，回归中取G(t)的形式为：t、ln(l+t)，其中t代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)的描述（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0.99以上，回归标准差为3.248～6.323×10-6，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6.5×10-6/℃左右（其中仅S14-2测点为5.57×10-6℃，S5-2为8.05×10-6℃，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10.0×10-6℃，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～
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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、断裂试验研究总报告》中，应变计组所处的基础混凝土弹模及徐变试验数据拟合公式为：
Ec(?)?39.0(1?e?0.64?0.282)
C(t、τ)?(10.56?29.6??0.55)(1?e?0.0052(t??)) ?(2.77?51.5??0.64)(1?e?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，ζy指水平面顺河向应力，ζy指铅直方向应力，且以拉应力为正，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2～3℃，S5-2中的无应力计在1998年11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，两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2001年2月21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在1996年10月至1997年底这段时间内，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ζy出现较大的拉应力也不可信。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
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某水利枢纽工程大坝安全监测资料分析报告
