万家寨水利枢纽工程

大坝安全监测资料分析报告

建设单位：黄河万家寨水利枢纽有限公司

编制单位：水利部天津水利水电勘测设计研究院

二○##年五月

总  目  录

第一卷：建设管理工作报告

    第二卷：建设大事记

    第三卷：大坝Ⅰ标工程施工管理工作报告

    第四卷：厂房Ⅱ标工程施工管理工作报告

    第五卷：砂石骨料生产管理工作报告

    第六卷：设计工作报告

    第七卷：建设监理工作报告

    第八卷：机电设备制造监造工作报告

    第九卷：金属结构制作监造工作报告

    第十卷：运行管理工作报告

    第十一卷：质量评定报告

    第十二卷：大坝安全监测资料分析报告

    第十三卷：水土保持及环境保护专项工作报告

    第十四卷：库区右岸渗漏专题工作报告

    第十五卷：库区防凌专题工作报告

    第十六卷：坝基抗滑稳定处理专题工作报告

    第十七卷：低热微膨胀水泥应用专题工作报告

    第十八卷：拟验工程清单和未完工程项目的建设安排

    第十九卷：档案资料自检工作报告

第二十卷：小沙湾取水工程专项工作报告

第二十一卷：竣工安全鉴定工作报告

第二十二卷：建设征地补偿和移民安置工作报告

批  准：何志华

审  定：王宏斌  陆宗磐

审  查：郭  潇  张军劳  杜雷功  吴正桥

校  核：顾春利  李秀明

编  制：蒋志勇  张秀崧  朱伟君

        白俊岭  李  梅

目      录

前言……………………………………………………………………………1

1  工程概况及大坝安全监测布置简况……………………………………2

1.1 工程概况……………………………………………………………2

1.2 监测项目及布置……………………………………………………2

2  变形观测资料分析………………………………………………………15

2.1 荷载因素分析………………………………………………………15

2.2 变形观测资料的整理与分析………………………………………16

2.3 坝体变形三维有限元计算…………………………………………22

2.4 统计模型分析………………………………………………………23

2.5 位移混合模型分析…………………………………………………26

2.6 大坝变形观测资料分析综述………………………………………27

3  渗流观测资料分析………………………………………………………79

3.1 坝基扬压力资料分析………………………………………………79

3.2 坝基层间剪切带扬压力观测资料分析……………………………82

3.3 坝体渗透压力资料分析……………………………………………83

4  应力、应变及温度观测资料分析………………………………………97

4.1 应变计组实测资料计算分析………………………………………97

4.2 测缝计实测资料整理和分析………………………………………100

4.3 抗剪平硐三向测缝计实测资料分析………………………………103

4.4 钢筋计实测资料分析………………………………………………104

4.5 钢板计实测资料分析………………………………………………105

4.6 渗压计实测资料分析………………………………………………106

4.7 基岩变位计实测资料分析…………………………………………106

4.8 温度计实测资料分析………………………………………………107

5  结论与建议………………………………………………………………143

5.1  结论………………………………………………………………143

5.2  建议………………………………………………………………145

前    言

万家寨水利枢纽工程1994年底开工，1995年5月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1998年10月水库下闸蓄水，大部分观测项目施工完成，并取得了初始值，开始或进行了正常的安全监测。至目前大部分观测项目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）以外项目的大坝安全观测起始至20##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！

受时间等方面因素制约，本次资料分析中难免有不足之处，恳请专家们批评指正。

1  工程概况及大坝安全监测布置简况

1.1工程概况

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977.00m，水库总库容8.96亿m³,电站装机容量1080MW。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^#、3^#坝段为引黄取水口坝段；4^#坝段为表孔坝段；5^#～8^#坝段为底孔坝段；9^#、10^#坝段为中孔坝段；11^#坝段为隔墩坝段；12^#～17^#坝段为电站坝段；18^#～22^#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430m。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 监测项目及布置

本工程大坝观测项目有：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

（1）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^#、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的观测廊道内桩号下0+013.45m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7^#、14^#坝段的正、倒垂线组相结合。

1.2.2垂直位移监测

（1）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。

（2）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^#、7^#、14^#、22^#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^#坝段为42m；7^#坝段为30.9m；14^#坝段为35m；22^#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^#坝段倒垂线作为基点。

1.2.5坝基扬压力监测

选择2^#、5^#、11^#、14^#、20^#坝段5个横向监测断面，每个断面布置4个以上监测孔，纵向监测断面选在灌浆廊道内，每个坝段布置1个监测孔，另在6^#、10^#、15^#、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台。

（2）坝基渗漏量监测。在灌浆廊道下游排水沟内于9^#、15^#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4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、1.5、3.0、5.0m各布置一支电阻温度计进行基岩温度监测。

（2）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。

（3）坝体渗透压力、泥沙压力监测。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0.25、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。

（4）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9^#坝段排水泵房等部位布置钢筋计进行钢筋应力监测。

（6）压力钢管监测。在14^#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

（1）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^#坝段及电站尾水平台的水位计进行监测。

（2）水温监测：选择上游坝面作为监测断面，利用5^#、14^#、22^#坝段布置的电阻温度计进行水温监测。

（3）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20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支，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10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30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SCJ08、SCJ10剪切带上各埋设6套3DM-200型三向测缝计，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1-1～图1-10。

2  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10月1日下闸蓄水，1998年11月25日到达施工初期运行水位960.00m。至20##年5月底，水库库水位在929.50m至974.54m之间变动，其中20##年3月24日水位降至最低，为929.50m；20##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，1999年3月和20##年3月库水位的降升过程，20##年3、4月的库水位升高过程。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h、h²、h³、h⁴作为水位分量的因子（其中，h=H/100,H为测时当天的平均库水位）。从回归计算所得的统计模型看，现有变形监测项目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。

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39.6°，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20##年3月21日，为使环境量相对完整，便于回归分析，对此后4、5两个月的气温，用20##年同期的资料进行补充。根据1995年12月9日至20##年3月31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1998年6月29日，最高气温为32.8℃；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T₇、T₁₅、T₃₀、T₆₀、T₉₀、T₁₂₀等（下标表示所取测时前的天数）；一类为周期因子，包括sin(s)、sin²(s)、cos(s)、cos²(s)和sin(s)·cos(s)，其中，s=2πt′/365，t′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。

（1）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。

（2）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。

（3）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。对具体观测项目而言，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，对不同的观测项目，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0+017.185m处，共21个测点。视准线以1^#、22^#坝段两端作为变形观测基点，通过1^#、22^#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#坝段正、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1998年10月16日，视准线测值过程线见图2-3，不同日期测值相对于1^#、22^#坝段的位移分布曲线见图2-9～图2-11，视准线测值与库水位年相关图见图2-23、图2-24。通过外部变形控制网5次测量结果，换算出的坝顶各测点绝对位移分布图见图2-12，各测点相对位移特征值统计见表2-1。

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2-23、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月和10月，从测时前期平均气温（测时前1～2月）来看，10月份前期平均气温较5月高，1999年5月19日各坝段坝顶水平位移测值比20##年10月6日的大很多（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4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2-11）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2-9、图2-10、图2-11）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7^#、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^#、22^#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20##年4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20##年7月下旬坝顶水平位移有一明显减小的过程，这主要是因为在该时段水位下降，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。20##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20##年4月11日的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^#坝段，最小位移为-3.14mm；最大变幅发生在11^#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0+013.45m处，共21个测点。引张线两端也以1^#、22^#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1998年10月12日，引张线过程线见图2-4，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7^#、14^#坝段高程975.00m廊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2-15），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月和10月，从测时前期平均气温（测时前1～2月）来看，10月份前期平均气温较3月高，1999年3月31日各坝段坝顶水平位移测值比20##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4、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975.00m观测廊道处水平位移与库水位的关系，取1999年2、3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^#、14^#坝段的几次测值作出库水位与测点水平位移相关图（见图2-27、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^#、22^#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为由外部变形控制网测量结果初步分析的1^#、22^#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975.00m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20##年4月下旬有一明显增大的过程，而在20##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。20##年4月份水位升到最高，而引张线绝大部分测点水平位移最大值也出现在此时，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，这从两个项目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20##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10月20日的9^#坝段，最小位移为-1.60mm；最大变幅为14^#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（4^#坝段两个测点），共23个测点。坝顶垂直位移从1998年10月12日始测，各测点垂直位移过程线见图2-5，不同时段测值分布曲线见图2-17～图2-20，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）、同水位不同气温位移分布图（图2-18）、不同水位同气温位移分布图（图2-19），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2-18中），两测次测时月份不同，分别为1999年2月和20##年6月，测时气温相差较大，从测时前期平均气温（测时前1～2月）看，20##年6月份前期平均气温较1999年2月份前平均气温高，1999年2月9日各坝段坝顶垂直位移测值比20##年6月30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2-19）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2-17～2-20）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^#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20##年3月以后，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2-3）表明：最大位移出现在20##年2月17日的16^#坝段，最大位移为12.02mm；最小位移出现在1999年9月9日的17^#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、3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22个标点。原设计通过14^#、22^#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1998年10月2日始测，各坝段测点测值过程线见图2-6，不同时段测值分布曲线见图2-21、图2-22，特征值统计见表2-4。

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，20##年2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1999年7月25日的14^#坝段，最大位移为7.32mm；最小位移出现在20##年10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^#、7^#、14^#、22^#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1998年9月30日开始观测，各垂线测点坝体位移过程线见图2-7、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^#、22^#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项目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向绝对位移值见表2-7，由控制网测量结果初步分析的1^#、22^#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

为配合本次观测资料的分析，对7^#、14^#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ALGOR FEAS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0-300.00mm，下游止于桩号0+350.00m，基底高程为749.00m，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726.00m，沿坝轴线方向取一个坝段，长24m，模型如图2-30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、970.00m、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0+004.00m。

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：

             δ=δ(H)+δ(T)+δ(t)

即变形量由水位、温度、时效三个分量组成，本次回归分析对各分量采用如下因子：

水位分量δ(H)：在水压作用下，大坝任一测点产生水平位移δ(H)由三部分组成（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1～4次方表示，本次采用h的1～4次方作为回归因子（其中，h=h′/100，h′为测时当天的平均水位）。

温度分量δ(T)：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(t)：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t、ln(l+t)、e^-kt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个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0.8～0.9之间；测值回归标准差在0.336～2.358mm之间。

（1）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。

（2）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1.11～6.63mm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975.00m观测廊道引张线21个测点全部观测数据统计回归方程见表2-12，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，说明该项目的测量精度也较高。

（1）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。

（2）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个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。

（1）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。

（2）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、3月份，最小值出现在8～10月份，温度分量变幅为3.03～8.77mm。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。

（3）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2-20，回归复相关系数为0.6210～0.9138，大部分在0.7左右，标准差在0.580～1.145mm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。

（1）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。

（2）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。以上部位的坝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。

（3）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之间。从表2-20可以看到，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X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2-22。

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0.599～2.568mm之间；垂线Y向测值回归复相关系数为0.6307～0.9280，测值回归标准差在0.278～3.436之间。在垂线X、Y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：

（1）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。

（2）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δ₁与h（其中，h=h′/100,h′为测时当天的平均水位）关系式如下：

坝顶水平位移与水位关系式：

δ₁=-1364.51120h⁴+52792.13846h³-765825.21534h²

              +4936828.84757h-11932782.87770

高程975.00m观测廊道水平位移与水位关系式：

δ₁=-210.13332h⁴+8184.92416h³-119469.42655h²

              +774521.63617h-1881843.23694

根据14^#坝段有限元计算结果建立的位移δ₁与h（其中，h=h′/100,h′为测时当天的平均水位）关系式如下：

坝顶水平位移与水位关系式：

δ₁=-58.30534h⁴+2332.56281h³-34859.64086h²

              +230765.23876h-571168.85094

高程975.00m观测廊道水平位移与水位关系式：

δ₁=-91.28586h⁴+3580.12035h³-52560.95248h²

              +342419.66755h-835338.26535

将上述各式作为一个因子与温度、时效因子一起对各项目位移测值进行回归分析，可以得到位移的混合模型。其中，1^#～11^#、20^#～22^#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，各项目测点的混合模型见表2-23～表2-24。

2.5.2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2-23。各测点混合模型复相关系数在0.7410～0.9615之间，大部分在0.8左右，回归标准差在0.368～2.669mm之间。可以看到，视准线位移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^#、22^#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2-24。各测点混合模型复相关系数在0.6550～0.9777之间，除4^#、10^#、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　大坝变形观测项目中，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。

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，部分观测项目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                                                                 （单位：mm）

注： 1.表中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3期测量结果为初始值；

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2-8            

注： 1.表中高程、水位单位为米，位移单位为毫米。

2.表中水平位移向下游为+，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      

注：1.表中高程、水位单位为米，位移单位为毫米，气温为摄氏度。

2.表中水平位移向下游变化为+，向上游变化为-。

14^#坝段引张线实测值与有限元计算结果对照表

表 2-10     

注：1.表中高程、水位单位为米，位移单位为毫米，气温为摄氏度。

2.表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（∈₂Z³）分别为3.0、8.0、8.0、3.0m，以观测张夏组第三层（∈₂Z³）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）；5^#坝段的横向廊道（桩号：坝0+138.50m）；11^#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1.0m。

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α=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^#）考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=0.40，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0.4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。

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，扬压力过程线随库水位而波动，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：

式中：α_i—第i测点扬压系数；

       H₁—上游水位（m）；

       H₂—下游水位（m）；当下游有帷幕、排水孔等抽排措施，坝基浮托力有一定折减时，H₂表示坝基的浮托力水位；

       H_i—第i测点实测水位（m）。

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_i=877.152+0.0310587h₁

式中：h₁­—上游水位（m）；

      h_i—第i测点实测水位（m）。

转换后方程形式为：

     

等式左边的0.0310587即为拟合出的扬压系数，等式右边的905.269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：

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，远小于设计取值；②越靠近上游，扬压力系数越大，如11^#坝段的UW11-2、UW11-3、UW11-4、（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2^#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UW14-2也仅为5.211m；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20##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、SCJ09、SCJ10三条剪切带，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SCJ01、SCJ07、SCJ08、SCJ10四条剪切带，其中SCJ07、SCJ08、SCJ10三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20##年10～11月出现异常，经查南瑞公司万家寨工程部20##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。

（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)

一般认为大体积混凝土内湿度变化不大，ε_ω可以忽略不计。在计算a及G(t)时，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1～2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：

C(t、τ)

　　　　

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_y指水平面顺河向应力，σ_y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20##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20##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σ_y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，没有出现拉应力的趋势。

分析各应变计组Y（水平面顺河向）、Z（铅直方向）向正应力及剪应力过程线（图4-7～图4-12），可以得到几点认识：

（1）坝体中部的应变计组S5-2、S14-2、S14-3、S14-4均表现出压应力o_z较o_y大。

（2）而S5-1反映出的正应力σ_z和σ_y平均值基本相当，且σ_y呈明显变幅的年周期变化，这可能主要是因为S5-1靠近坝体上游面，在Y方向混凝土温度变形受基岩约束，引起Y向压应力且呈明显的周期变化，水库蓄水后，坝踵附近处于库底，温度变幅变小，相应的σ_y变幅明显减小，同时库水位对坝体的作用，使此处σ_y向压应力值增大，从而表现出σ_z大于σ_y。

（3）应变计组S14-8处于坝体下游厂、坝结合部，从仪器埋入到1997年，混凝土处于降温阶段，受基岩约束，应变计组测得Y向压应力逐渐减小；之后受结合部厂房影响，Y向压应力有一定增加，结合部开始联合受力；1998年10月1日水库下闸蓄水后，随着库水位的升高，Y向压应力逐渐增加，说明厂坝联合受力起到了较好的作用。

4.2测缝计实测资料整理和分析

本工程拦河大坝为半整体式直线重力坝，河床坝段横缝在高程915.00m以下灌浆连成整体，岸坡坝段分别在高程948.00m和940.00m以下灌浆连成整体。为了解大坝因温度、水压、不均匀沉陷等引起的各种接缝开合情况，在5^#、14^#、21^#坝段各条纵横缝及左、右岸坡坝段（1^#～3^#、20^#～22^#坝段）的横缝布置测缝计，在坝踵与基岩结合处、两坝肩混凝土与基岩接缝处布置测缝计。

4.2.1基准值选择

基准值是测缝计与混凝土的变化开始共同作用时的观测值，选取原则为：一般选取仪器埋设后，上层混凝土振捣对仪器已无影响，测值开始呈规律性变化时，一般选取仪器埋设后5～12小时的测值作为基准值。

4.2.2横缝开合度

根据实测数据，作出测缝计横缝开合度过程线见图4-13～图4-16，测缝计开合度与温度相关图见图4-22、图4-23。

从横缝开合度过程线及开合度与温度相关图可以看出：

（1）横缝开合度和温度均呈明显的年周期变化，从现有测值看，开合度尚没有随时间增大的趋势。

（2）所选仪器测得的缝面在绝大部分时间均是张开的，混凝土降温稳定后，横缝缝面开合度变幅最大在1^#～2^#及2^#～3^#坝段之间（即仪器J2-11、J2-12），最大变幅为2.5mm左右，缝面最大开度也在2^#～3^#坝段之间（仪器J2-12），最大为2.93mm。

（3）从J5-8和J5-9可知，同一横缝上部测缝计较下部测缝计的温度及开合度变化幅度大，且上部测缝计温度及开合度变化较下部测缝计有一超前量。

（4）从相关图可知，开合度随温度变化关系明显，两者呈明显负相关，即横缝在升温时缝面闭合，降温时缝面张开。同时，从非灌浆区的J5-12、J14-24、J21-12测缝计相关图可以看到，温度升降过程中，开合度与温度相关线并不呈线性变化，升降过程不完全闭合，说明横缝开合度除主要受温度影响外，其它一些因素（如坝体浇筑过程中随着坝高的增加坝体自重的改变等）对开合度也有一定的影响。

（5）相关图4-22中，测缝计J5-8处于横缝下部的灌浆区，从相关图上可以看出，第一次混凝土冷却至最低温时，横缝开度最大，此时横缝尚未进行灌浆，当第二次自然降温到最低温度时（1997年11月23日），横缝开始灌浆。灌浆后，实测开度保持在1.7mm左右，未再出现开度进一步增大的现象，说明横缝灌浆时间选择恰当，灌浆效果较好。

4.2.3纵缝开合度

测缝计纵缝开合度过程线见图4-17～图4-19，测缝计开合度与温度相关图见图4-24～图4-25。

从纵缝开合度过程线及开合度与温度相关图可以看出：

（1）部分测点纵缝开合度和温度也呈明显的年周期变化。

（2）仪器测得的缝面绝大部分是张开的，混凝土降温稳定后，缝面开合度变幅最大在5^#坝段第二条纵缝上（即仪器J5-6），最大变幅为1.5mm左右，缝面最大开度在14^#坝段第二条纵缝上（仪器J14-7），最大为1.97mm。

（3）少数仪器由于测点处温度变化幅度不大，纵缝开合度变化也不明显，大部分仪器所测纵缝开合度随温度变化关系明显，两者呈明显负相关，纵缝在升温时缝面闭合，降温时缝面张开。

（4）图4-24中，测缝计J2-3中间时段温度升降过程中，测缝计开合度与温度相关线不完全重合，此时坝体浇筑尚未到顶，说明纵缝开合度除主要受温度影响外，坝体自重等一些其它因素对纵缝开合度也有一定的影响。

（5）相关图4-24、图4-25中的几支测缝计均布置在纵横灌浆区中，从相关图可以看到，除测缝计J21-6外，其它仪器均在第一次混凝土冷却至最低温时，纵缝开始灌浆。灌浆后，测缝计保持一定的开度，基本没有再出现开度进一步增大的现象，说明纵缝灌浆时间选择较合适，灌浆效果较好。其中测缝计J14-17处于厂坝接合处，灌浆后接伤口缝开度没有进一步增加。而对测缝计J21-6，结合过程线可以看到，仪器所在灌区的混凝土温度尚未降至最低时（1998年3月4日）就进行了灌浆，灌浆后，当温度进一步降低时，纵缝开度又继续增大，而当温度升至灌浆温度时，开度不再减小，说明灌浆效果较好，但灌浆时间选择不合适，造成低温时纵缝会张开一定的缝隙。

4.2.4坝踵部位接触面开合度

坝踵测缝计开合度过程线见图4-20。从过程线可以看出：混凝土与基岩接触面均处于闭合状态，开度最小为-0.2mm左右，表明坝体与基岩接触面胶结良好。1999年7月底至8月初库水位从961.55m升至966.00m左右时，14^#、21^#坝段坝踵部位一接触面有一增大现象，说明库水位的升高对坝踵接缝有一定影响，但接触缝面仍处于闭合状态。从工程蓄水至20##年5月底，库水位最高曾达974.54m，未发现坝踵处有张开现象，随着库水位进一步升高，接缝是否会张开，有待今后进一步的观测。

4.2.5压力钢管与混凝土之间缝面开合度

测缝计缝面开合度过程线见图4-21。从过程线图可以看出：

（1）压力钢管与混凝土之间缝面开合度和温度呈明显的负相关，升温时缝面开度减小，降温时缝面开度增加，但缝面始终为闭合状态，且呈明显的年周期变化。

（2）混凝土降温稳定后，缝面最大开度在Ⅳ-Ⅳ断面上（压力钢管下弯段，仪器J14-15），最大为1.07mm。从相同部位的钢板计判断，如果钢管与混凝土之间接缝开度较大，则钢板应力应增大，但实测钢板应力并未增大，可能该测缝计测值仅反映局部情况，也可能测值有误 。而Ⅱ-Ⅱ断面测缝计实测接缝闭合，说明压力钢管与周边混凝土结合良好。

4.2.6坝基抗剪平硐回填混凝土与基岩间缝面开合度

平硐回填时，为监测回填混凝土与周围岩体之间接合缝的开合度，同时为回填灌浆选择时机，分别在三条平硐及支硐上选取10个断面，在每个断面的平硐两侧及上部布置测缝计，以监测缝的开合度。

根据测缝计的布置情况，在三条平硐上各选取2个断面（共6个断面）进行缝实测开合度分析，并作出各断面测缝计实测开度过程线如图4-26～图4-31。

1^#抗剪平硐分别在5^#坝段、9^#坝段布置2个测缝计观测断面。在2个断面的6支测缝计稳定后，缝的开合度变化不大。而J2位于5^#坝段观测断面的顶部，混凝土浇筑后出现一定的裂缝是正常的。1^#平硐第3块（5^#坝段观测断面所在，回填块）回填后，分别于20##年8月中旬进行了回填灌浆，20##年5月下旬又进行了补强灌浆，第一次灌浆后，随着温度进一步降低，J2测缝计实测开度又有一定的增大，而第二次的补强灌浆选择的时间基本在温度最低点，且灌浆后温度趋于稳定，缝的开度没有进一步加大。

2^#抗剪平硐分别在5^#坝段、7^#坝段布置有2个测缝计观测断面。平硐回填后，分别于20##年12月上旬进行了回填灌浆，20##年3月中、下旬进行了接触灌浆基本选在温度最低点，且灌浆后温度趋于稳定，缝的开度没有进一步加大。

2^#抗剪平硐分别在5^#坝段、7^#坝段布置有2个测缝计观测断面。平硐回填后分别于20##年12月上旬进行了回填灌浆，20##年3月中、下旬进行了接触灌浆，第一次灌浆处于混凝土降温过程中，灌浆接缝进一步张开，第二次灌浆基本选在温度最低点附近，灌浆后接缝开度没有进一步张大（其中J20测缝计可能在接触灌浆时被损坏），但7^#坝段的2支仪器（另1支仪器埋设后即坏，没有测值）实测开合度在接触灌浆后开度仍有一减小趋势，但减小的量值很小，可能是仪器误差，也可能是此处灌浆效果还不够理想。

3^#抗剪平硐也分别在5^#坝段、7^#坝段布置2个测缝计观测断面，其中5^#坝段的3支仪器后期均出现测值不正常，仪器可能已坏，现已停测，而7^#坝段的3支仪器测值较好。平硐回填后，分别于20##年12月上、中旬进行了回填灌浆，20##年3月下旬进行了接触灌浆，从图4-31可以看到，第一次灌浆处于混凝土降温过程中，灌浆后接缝进一步张开，第二次灌浆基本选在温度最低点附近，此后温度趋于稳定，两侧接缝开度也没有进一步张大，但顶部接缝仍有一张开趋势，是仪器误差还是其它因素引起的，因资料较短无法判断，有待今后进一步加强监测。

总之，1^#抗剪平硐回填后，除5^#坝段平硐顶部的J2外，周边缝基本都处于闭合状态，而5^#坝段平硐顶部以及2^#、3^#抗剪平硐回填后周边缝虽有一定的张开，但开度均不大，最大开度为（J2测缝计）1.7mm，其它测缝计最大开度均不超过1mm，且经过两次灌浆后，接缝开度基本保持不变，没有进一步张开的迹象。同时，测缝计实测资料也反映出，抗剪平硐个别部位的回填灌浆效果可能不太理想，而测缝计J29实测开度是否有其它因素影响也有待今后进一步的观测。

4.3抗剪平硐三向测缝计实测资料分析

为监测坝基剪切带在今后水库运行过程中的变化情况，在每条坝基抗剪平硐上游壁的SCJ08、SCJ10剪切带上各埋设有2套3DM-200型三向测缝计，共计12套。其中，双数编号（如J32　～J34　）的仪器布置在SCJ08剪切带上，单数编号（J31　、J33　）的仪器布置在SCJ10剪切带上；12套仪器中，J31　～J34　布置在1^#抗剪平硐中，J35　～J38　布置在2^#平硐中，J39　～J312　布置在3^#抗剪平硐中。

从抗剪平硐回填时，三向测缝计开始埋入并进行观测，至今已取得了一系列的资料，其中J36　、J310　没有测值，而J31　测量数据明显不合理，可能仪器已坏，对剩下的9套仪器的观测数据进行处理，并作出其在三个方向的位移过程线如图4-32～图4-34。【注：图中J3-4即代表J34　三向测缝计，三个方向的位移分别用X、Y、Z表示。其中，X代表剪切带的开合度，以剪切带张开为正；Y代表剪切带沿坝的左右岸方向错动，以剪切带上层向左岸、下层向右岸错动为正；Z代表剪切带沿坝的上下游方向错动，以剪切带上层向下游、下层向上游错动为正。】

图4-32中3套三向测缝计埋设位置与图4-33中3套相对应，分别布置在不同剪切带上，坝轴线方向间隔1m。

对比J3 3 、J3 4 的三向变位过程线可以看到，两者图形比较相似，但变位方向不对应，在2套仪器产生变位的时间（20##年5～7月）内，水位、气温变化均不大，且后期水位或水温大幅度变化时，仪器反映的位移值也再无大的变化，说明产生这种变位并不是水位或气温的影响，相施工记录，此部位于20##年8月上旬进行回填灌浆，正好在变位结束之后，这种变位可能是灌浆前钻孔等施工对三向测缝计产生的影响。

2^#抗剪平硐J311　、J38　的2套三向测缝计，实测三向变位过程线图形也比较相似，但各向变位均很小。

对比J311　、J38　可以看到，两者图形相似，且变位方向也对应，但这种变位是在埋设过程中产生的，是施工对仪器产生的影响，不代表剪切带的真正变位。仪器埋设完成后，实测剪切带的三个方向均无大的变位。

图4-34所示的3套三向测缝计中，J23　测值较完整，实测的三向变位也有一定的变化，但各向变位均很小，而J35　、J39　的2套三向测缝计的前期变位也都不大，后期因无法测到读数而停止测量，可能仪器已损坏。

排除施工等因素对仪器测值的影响，抗剪平硐内所有三向测缝计实测SCJ08、SCJ10两条剪切带间三向变位均不大，且回归分析表明，其变位与水位、气温关系不明显。

4.4钢筋计实测资料分析

为了解底孔孔口及闸墩受力情况，在5^#坝段坝0+134.50m断面，即底孔轴线上布置了17支钢筋计；为了解压力钢管工作性态，选择14^#坝段压力钢管的三个断面，每个断面布置了4个测点（上、下、左、右），每个测点各布置1～3支钢筋计；同时在9^#坝段排水泵房顶拱及底板处布置了4支钢筋计。

钢筋计实测钢筋应力过程线见图4-35～图4-40，钢筋计实测钢筋应力与温度相关图见图4-41～图4-43。

从钢筋应力过程线及应力与温度相关图可以看出：

4.4.1　钢筋应力与温度呈明显的负相关关系，且应力随气温呈年周期变化。混凝土内温度升高，拉应力减小，或压应力增大；温度降低，拉应力增大，或压应力减小。

4.4.2　5^#坝段底孔孔口顶、底板处钢筋拉、应力（如图4-35、图4-36中R5-3、R5-3、R5-9、R5-10、R5-14）在水库蓄水前后均不大，拉应力最大为R5-14钢筋计，200年1月29日的测值49.77MPa；压应力最大为R5-4钢筋计，1997年7月15日的测值为-76.01MPa；5^#坝段闸墩扇形筋（R5-16）拉应力也不大，最大值为1999年12月24日实测的31.08MPa。

4.4.3　9^#坝段排水泵房顶拱、底板钢筋拉、压应力均不大，最大拉应力为R9-4钢筋计，1996年1月18日实测值为27.86MPa；压应力最大为R9-2钢筋计，1996年8月15日的测值为-26.00MPa；水库下闸蓄水后，初期应力测值不够平滑，后期应力及温度测值渐渐稳定，实测钢筋应力及温度呈明显的周期变化，变化幅度较蓄水前明显减小，测点处钢筋及混凝土应力安全。

4.4.4　14^#坝段压力钢管三个监测断面中，Ⅲ-Ⅲ、Ⅳ-Ⅳ断面均为钢管底部钢筋拉应力最大，其中Ⅲ-Ⅲ断面最大拉应力为R14-13钢筋计，20##年4月6日的实测值为75.96MPa；Ⅳ-Ⅳ断面最大拉应力为R14-21钢筋计，1998年1月16日的实测值为90.77MPa；Ⅱ-Ⅱ断面四个部位拉应力均不大，最大拉应力为R14-6钢筋计，20##年12月22日的实测值为39.36MPa。Ⅳ-Ⅳ断面钢筋计测值显示，在温度与自重荷载作用下钢筋应力呈规律性变化，钢管充水后，钢筋应力变大，与设计相符。三个断面各测点钢筋计的实测拉、压应力均不大。但从三个断面的钢筋应力分布看，均存在个别仪器与同一断面其它仪器测得的钢筋应力拉、压不同步的现象，与理论计算规律不符，是否有仪器编号错误有待查证。

4.4.5　5^#、9^#坝段部分钢筋计温度测值出现-5℃左右的低温，由于这部分仪器当时离混凝土表面较近，而在冬季气温较低的情况下，钢筋计出现这种低温是可能的。

4.5钢板计实测资料分析

为了解钢管的应力状态，选择了压力钢管上弯段Ⅱ-Ⅱ、直线段Ⅲ-Ⅲ、下弯段Ⅳ-Ⅳ三个观测断面，分别在压力钢管观测断面上、下、左、右各布置相互垂直的两支钢板计，共计24支。钢板计实测钢板应力过程线见图4-44～图4-49。

由于钢板计两端是固定在钢板上，因此一般选择混凝土覆盖后测值稳定变化时（埋设后4～12小时）的测值作为基准值。钢板计应力计算采用下式：

σ=[(z-z₀)+(b-a_s)(T-T₀)]E_s

式中a_s和E_s分别为钢管线膨胀系数和弹模，分别取a_s=11.7×10^-6/℃,E_s=2.1×10⁵MPa。

从钢板计测值过程线可知：

4.5.1　钢管应力与温度呈负相关关系，且应力随测点处温度呈年周期变化，温度降低，拉应力增大。

4.5.2　Ⅱ-Ⅱ断面四个测点的钢板应力中，顶部拉应力较底部大，其中拉应力最大值为F14-3钢板计，1999年12月1日的测值为57.56MPa；压应力最大值为F14-4钢板计，1999年11月24日的测值为-129.54MPa。

4.5.3　Ⅲ-Ⅲ断面的8支钢板计，F14-9、F14-11、F14-15和F14-16这4支仪器（图中过程线上注*的仪器）在1999年4、5月份测值发生突变，此时钢管周围没有增加大的荷载，且同一断面的其它仪器测值无突变，可能是仪器电缆绝缘性不好或仪器已损坏。在剩下的4支仪器中，拉应力最大值为F14-14钢板计，20##年3月21日的测值为97.34MPa，压应力最大值为F14-13钢板计，20##年7月20日的测值为-77.62MPa。

4.5.4　Ⅳ-Ⅳ断面钢板计应力过程线显示，压力钢管主要表现为拉应力。仪器F14-21测值在1997年底大幅度上升，拉应力超过钢管允许应力值，而此时钢管周围并没有增加如此大的荷载，且同样位于钢管侧面的F14-17应力变化平缓，说明钢板计F14-21测值发生系统性编离或仪器已损坏，测值不可信。钢板计F14-23已损坏停测。在剩下的其它仪器值中，拉应力最大值为F14-18钢板计，20##年12月22日测值为113.97MPa;压应力最大值为F14-17钢板计，1999年8月5日的测值为-45.40MPa。钢管充水后，顶部钢管应力最大，侧部次之，底部最小，且测值与计算值基本吻合，此时，断面钢板计实测应力较合理地反映了浅埋式钢管的受力形态。

4.5.5　所有钢板计测得的拉、压应力均小于压力钢管的允许应力。

4.6渗压计实测资料分析

为观测压力钢管承受的外水压力，在14^#坝段压力钢管三个监测断面上各布置2支渗压计进行观测。

渗压计计算公式见3.2节。通过计算，做出压力钢管周围6支渗压计实测温度及渗压过程线见图4-50。

图中表明，渗压计P14-19反映出有较大的拉应力，这对渗压计来说是不可能的，可能仪器已损坏；而渗压计P14-21在水库蓄水前后均反映出有一定的压应力，说明仪器测值也不正常；除这两支仪器外，其它渗压计测得的压力钢管外水压力均很小，小于设计计算取值（Ⅱ-Ⅱ断面设计计算取值0.33MPa；Ⅲ-Ⅲ断面设计计算取值0.26Mpa；Ⅳ-Ⅳ断面设计计算取值0.20MPa），说明压力钢管与混凝土结合紧密，钢管周围基本不存在绕渗现象，这对压力钢管是有利的。

4.7基岩变位计实测资料分析

在左、右岸边坡坝段，为了监测坝体和基岩的结合情况，布置有基岩变位计。

基岩变位计基准值选取原则与测缝计相同，其实测变位过程线及温度过程线见图4-51～图4-54。

从过程线可以看出：

4.7.1　1^#～3^#边坡坝段埋设的6支基岩变位计中，M1-1测得的1^#坝段下部岩体有一定的压缩变形，反映出1^#坝段坝体混凝土与坝肩基岩结合紧密，变形量最大为-0.4mm左右。其它仪器显示的均为拉抻变形，最大变形量为M3-1，实测值仅为0.64mm。从过程线看，各基岩变位计测得的拉伸变形在20##年3、4月份达到最大值，可能与该时段库水位较高有关，之后有一减小的趋势。

4.7.2　20^#～22^#边坡坝段埋设的6支基岩变位计中，M22-3测得的温度在1998年底下降很快，后期测得的温度较M22-1、M22-2都低，从该仪器所处的位置看，这种情况是不合理的，可能该仪器已损坏，故其测得的岩石变位值也不可信；M20-1测得20^#坝段底部岩石有一定的压缩变形，变形量最大为-0.5mm左右，其它仪器测得的均为拉伸变形，变形量最大为（M21-2）1.0mm左右。同1^#～3^#坝段一样，各基岩变位计测得的岩石变形也在20##年3～5月达到最大，之后有一减小的趋势。

4.8温度计实测资料分析

4.8.1坝基温度分析

为了了解基岩内部的温度情况，在坝体与基岩接触部位，即坝踵附、坝趾附近及基岩中部，在基岩不同深度，沿铅直方向距基岩面0、1.5、3.0、5.0m埋设温度计，进行观测。

根据实测资料，选取14^#、21^#坝段共3组温度计，作出基岩温度过程线如图1-55～图4-57。

从图中可以看到，混凝土浇筑后受混凝土化热的影响，基岩内温度迅速升高，且越接近基岩面处升温越快，温度最高值也出现在最上面的温度计，最高温度为24℃左右；之后温度慢慢下降，最后年平均温度稳定在12℃左右，呈年周期小幅度波动。波动幅度最大为21^#坝段下游处的4支温度计，最大变幅约为7℃左右。

同时，1998年10月水库下闸蓄水后，随着闸水位的上升，坝踵附近的基岩温度计实测温度进一步降低，最后稳定在10℃左右，在坝基中部及坝趾附近基岩温度受水库蓄水影响较小。

4.8.2坝体内部温度分析

为了解由于坝体自身水化热、水温、气温及太阳辐射等因素对坝体温度的影响，了解坝体温度的分布，在5^#、14^#、21^#坝段内部埋设了电阻温度计，各观测断面依据高程的不同，每隔10～15m布置一排，每排布置3～5个测点。

5^#、14^#坝段部分及21^#坝段全部温度测点实测温度过程线见图4-58～图4-63。

从过程线可以看到，坝体内部各测点温度在混凝土浇筑后受水化热的影响而产生温升现象，并达到最高温升，随着自然散热和人工冷却，坝体降温至稳定温度，此后坝体温度在一不定期的范围内呈年周期变化，这和大体积混凝土内部温度变化规律相吻合。少数测点夏季由于气温较高，混凝土浇筑初始温度也较高，最高到42℃左右，说明在此部位浇筑混凝土时，温控措施不利，但大部分温度计实测的混凝土初期最高温度都在设计允许的范围之内（设计允许最高温度值值，6～8月为38℃，4、10月为27℃，5、9月为32℃），说明本工程大坝混凝土浇筑时总体温控措施效果较好，基本达到了防止和减少裂缝的目的。

温度计T5-15在20##年10月份以后温度直线下降，最低到-16℃左右，这是不可能的，可能该温度计已损坏。在坝体下部混凝土浇筑较早的部位，稳定后的温度基本在11～13℃范围内变化（如T5-13、T14-13），符合理论计算的坝体各点稳定温度在7.0～13.3℃的结果，实测值与设计理论值完全吻合。其它测点实测温度变幅较混凝土深处要大，愈深处温度变幅愈小。总之，坝体温度变化趋于稳定。

4.8.3下游坝面温度分析

为了解混凝土的热传导性能，在坝面温度测点的位置，沿水平方向距坝面不同浓度处，布置一排表层温度测点（间距10、20、40、60cm），埋设温度计进行观测。

5^#、21^#坝段下游坝面表层温度测点实测温度过程线见图4-64、图4-65。图4-64中4支温度计在20##年1月至20##年3月无实测资料，过程线在该段以直线连接，故过程线在该段不能反映温度的年周期变化。

从过程线图可以看到，下游坝面表层测点温度随外界气温呈周期性变化，但变化幅度较气温明显减小，且愈往坝体内部温度变化幅度愈小。同时，混凝土温度变化滞后于气温，内部愈深处滞后时间愈长。

4.8.4坝前水温分析

水温观测选择5^#、14^#、21^#坝段，在距上游坝面5～10cm处的混凝土内布置电阻温度计进行观测。

由于部分水温计测值不好，部分仪器没有测值，此次选择14^#、21^#坝段下部各3支仪器，作出实测水温过程线见图4-66、图4-67。

库水温的变化受多重因素的影响，它与坝址区的自然特性（包括气温、天然来水温度、来水流量和含沙量、日照、地温等）及水库特性（包括调节性能、泄水方式、泥沙淤积等）有关。从实测资料看，在水库的不同深度测得的水温变化规律差别较大。水下较深的水温计T′14-1、T′21-1，从1998年10月水库蓄水后，测点温度保持在8～12℃左右，温度相对气温有滞后现象，且滞后时间为半年左右，可能是测点处水库泥沙淤积使温度滞后时间加长；而埋设位置相对较高的水温计，温度变幅大很多，特别是夏季，水温最高可达23℃左右。这与水库蓄水后两年在开河流凌期大幅度降低水位有关。

5  结论与建议

万家寨水利枢纽工程于1994年底开工建设，1998年10月水库下闸蓄水后，工程开始试运行，至今工程已安全运行3年。在工程施工过程中，各观测项目相继实施并开始连续观测，到目前大部分观测项目均已取得了较完整的观测资料，通过对这些资料的整理分析，得到了大坝变形、坝体及坝基渗流、坝体应力应变等的一些变化规律。本章在前几章资料整理分析的基础上，对得到的规律和结论进行了总结，对大坝的运行状态作出综合评价，同时结合资料整理分析中发现的一些问题，对今后的观测工作提出了相应的建议。

5.1结论

5.1.1外部变形

（1）大坝水平及垂直位移变化与水位、气温关系明显，位移沿坝轴线均呈河床坝段大，两岸边坡坝段小的分布规律，大坝外部变形尚未发现异常。

（2）实测坝顶水平（相对）位移最大值（13^#坝段）为13.90mm，高程975.00m廊道水平（相对）位移最大值（14^#坝段）为13.01mm，坝顶垂直位移最大值（16^#坝段）为12.02mm，坝基垂直位移最大值（14^#坝段）为7.32mm。

（3）坝体正、倒垂线观测资料系列长度有限，缺测次数较多，已取得的部分观测成果离散性太大，不足以反映坝体的实际变位情况，也难以通过垂线组对坝体绝对水平位移进行换算。从已完成的大坝外部变形控制网测量成果的初步分析来看，坝体整体变位不大，在工程合理范围之内，变形基本正常。

（4）大坝水平位移（相对）总体上没有增大的趋势，而坝基垂直位移表现出有进一步增大的趋势，说明时效对坝基垂直位移还有影响。

（5）引张线在1999年2、3月水位大幅度变化时的几次测值与库水位的相关线图中，水位升降过程拟合较好，说明在该水位下坝体处于弹性变形。

5.1.2渗流观测

（1）部分测值较好的坝基扬压力测压管水位与库水位呈明显的线性相关，且越靠近上游的测点，其测压管水位随水库水位变化的滞后时间越短，与库水位一元线性回归分析的相关系数越高。

（2）在分析时段水位范围内，部分测值较好的测压管反映出坝基扬压系数和浮托力均较设计取值小，且扬压系数横向分布规律比较合理，上、下游防渗帷幕和坝基排水孔对降低坝基扬压力起到了很好的作用。

（3）由于坝基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，对坝基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。

（4）坝基层间剪切带扬压力均不大，扬压力与水位关系不明显；坝基排水孔对降低层间剪切带扬压力起到了很好的作用，且排水孔出口高程对扬压力的大小有直接影响；因层间剪切带扬压力观测时间较短，至今仅有3次测值，对扬压力更深入的分析有待今后继续进行。

（5）20^#坝段最下游靠近坝趾处测压管水位较设计高，应尽快查明原因并进行相应的处理，以降低此处扬压力。

（6）从5^#、14^#坝段埋设的渗压计看，距坝面一定距离处的渗压较小，说明坝体混凝土密实性好。

5.1.3应力、应变及温度

（1）坝踵附近、坝体中部及坝址附近混凝土实测正应力均为压应力，应力变化与测点处温度变化相对应，呈比较明显的年周期变化，应力值大小相对稳定。

（2）水库蓄水后，随着库水位的升高，厂、坝结合部应变计组实测上下游方向压应力逐渐增加（该处测缝计一直处于闭合状态），说明厂坝联合受力起到了较好的作用。

（3）坝体纵、横缝开度随测点温度升高而变化，即升温时闭合，降温时张开，最大开度为2.93mm；对灌浆区（横缝下部及纵缝）绝大部分测点坝缝不再张开，但仍有个别测点灌浆时间未选在测点最低温度时，导致灌浆后温度进一步降低时，坝缝仍会张开；厂坝接合纵缝开度灌浆后也不再增加；压力钢管与周边混凝土之间部分测缝计表现为缝面闭合；坝踵部位与基岩接触面均处于闭合状态，表明坝体与基岩接解面结合良好。

（4）抗剪平硐回填混凝土周边缝在混凝土降温时，大部分均有一定的张开，但一度很小，在经过两次灌浆后，缝没有进一步张开。因测时相对较短，今后缝是否会继续张开还有待进一步监测。

（5）抗剪平硐内埋设的三向测缝计显示，SCJ08、SCJ10两条剪切带层间三向相对变位均不大，且变位与库水位、气温关系不明显。

（6）坝体内埋设的钢筋计所测得的钢筋应力与温度呈明显的负相关关系，变化规律正常。实测最大钢筋应力为（R14-21）90.77MPa，大部分钢筋应力均很小。

（7）14^#坝段压力钢管周围埋设的钢板计实测最大钢板拉应力为（F14-18）113.97MPa，最大压力应力为（F14-4）-129.54MPa，均在设计允许范围之内，应力分布规律也基本符合设计理论计算情况。

（8）基岩变位计测得最大压缩变形仅为（M3-1）-0.5mm，最大拉伸变形为（M21-2）1.0mm。基岩变形量很小。

（9）从坝体埋设的温度计测值来看，各测点温度基本已趋于稳定，稳定后温度范围与设计取值基本一致；基岩温度受水库蓄水影响很小；水库水温随深度降低，库底处温度在8～12℃左右，且水温变化滞后于气温。

5.1.4大坝综合评价

经过对大坝安全监测系统几年来观测成果的整理分析，得出了大坝变形、渗流、应力应变及温度等的一些变化规律，这些规律基本符合万家寨水利枢纽混凝土重力坝的设计理论以及同类重力坝的各种变化规律，因此，可以说大坝目前运行状态基本正常。但从现有观测资料看，也存在部分测点测值规律性不强，部分观测项目测量精度不高的情况，还有待下一步继续进行连续、有效、认真的观测，获得大坝更为真实全面的观测资料，并对其进行全面的综合分析，以便对大坝工作状态有更进一步的认识。

5.2建议

根据上述资料分析的结果，结合本次分析工作中发现的一些问题，为便于今后更好的进行大坝安全监测及资料的分析工作，指导本工程的安全运行，对今年大坝监测工作提出如下建议：

5.2.1　进一步加强观测工作的管理，提高观测成果的可靠性。

5.2.2　坝体垂线组是通过从下往上逐级转换的，一旦其中某个测点没有测值，可能导致整条垂线均无法计算，望在今后的观测中注重垂线组测值的完整性。

5.2.3　鉴于目前坝体垂线的观测情况，为更好地了解坝体的绝对水平变位，敬请工程建设单位尽快进行大坝外部变形观测成果分析。

5.2.4　坝顶视准线和高程975.00m廊道引张线观测均以1^#、22^#坝段垂线组为基准，一旦这两组垂线没有测值或测值精度不高，则直接导致无法求出坝顶和高程975.00m廊道各测点的水平位移绝对值或求出的水平位移失真，所以在今后的观测工作中，要尽量同时测量坝体垂线和坝顶视准线、高程975.00m廊道引张线，并保证测量精度，以利于相互转换。

5.2.5　在测量过程中，要随时将本次测量结果与上次或前几次的结果进行比较，如发现测值变化较大，应重新进行测量；当几次测量结果比较一致时，则应对资料作一定的分析，并对当时可能影响测值的因素作记录，以备进行系统资料分析时作参考。

5.2.6　当库水位短期有大幅的变化时，应加密测次，以尽可能多地捕捉坝体随库水位的变化规律，为更进一步地分析大坝的性态作好准备。

5.2.7　对尚未完善或已完成但测值效果不好的项目，应尽快完善或处理，使大坝安全监测工作更好地发挥其在工程运行管理中的作用。