蔣中明，楊江寅，孫 盼，廖峻慧

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 水利工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410114； 2.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 水沙科學(xué)與水災(zāi)害防治湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 長(zhǎng)沙 410114； 3.云南省港航投資建設(shè)有限責(zé)任公司，昆明 650000)

1 研究背景

面板堆石壩具有安全、經(jīng)濟(jì)、施工速度快等優(yōu)點(diǎn)，因而被廣泛應(yīng)用[1]。面板脫空是威脅到面板堆石壩安全性的重大隱患之一，其主要危害包括：一方面，面板脫空可能導(dǎo)致面板出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性裂縫，破壞大壩的防滲體系，危及大壩的運(yùn)行安全[2]；另一方面，壩體流變變形將加劇面板脫空效應(yīng)，劣化大壩的運(yùn)行條件[3]。

根據(jù)《三板溪大壩安全監(jiān)測(cè)資料分析報(bào)告》(中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，2016)[4]，該面板堆石壩自2005年建成以來(lái)，主壩表面變形仍在繼續(xù)，截至2016年底，表面最大沉降變形近0.6 m，且還未收斂。同時(shí)，面板在380～400 m高程左右出現(xiàn)較大范圍的脫空現(xiàn)象，其中脫空測(cè)點(diǎn)M2-05x的最大脫空量達(dá)到3.0 cm。伴隨面板脫空現(xiàn)象的出現(xiàn)，面板混凝土還出現(xiàn)了擠壓破壞的現(xiàn)象。該工程面板在經(jīng)過(guò)多次維修后(《三板溪水電站大壩面板局部破損處理及效果評(píng)價(jià)報(bào)告》，2016)[5]，仍然沒(méi)有完全解決由于脫空而導(dǎo)致的面板破壞問(wèn)題。為此，深入認(rèn)識(shí)壩體變形發(fā)展和面板脫空及破壞機(jī)理是研究面板修補(bǔ)措施的基礎(chǔ)。

研究表明[6-11]，壩體變形具有復(fù)雜的非線性和彈塑性特點(diǎn)，且存在顯著的流變效應(yīng)。堆石壩填筑料應(yīng)力變形分析常用的本構(gòu)模型有非線性鄧肯張E-μ、E-B模型、雙屈服面彈塑性模型和沈珠江模型等[6]。鄧肯張E-B模型能反映填筑料變形的非線性特性，因而在工程界應(yīng)用廣泛[7-8]。堆石料流變效應(yīng)數(shù)學(xué)模型主要有理論模型和經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢深怺9]。其中，常用的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀袝r(shí)間對(duì)數(shù)函數(shù)、指數(shù)衰減曲線和雙曲線函數(shù)[10]。冉蠡等[11]的研究表明，采用Burgers流變模型分析得到的流變變形與工程實(shí)際情況吻合度較高，可以較好地反映堆石料的流變特性。

面板脫空出現(xiàn)的原因是面板與壩體之間存在不協(xié)調(diào)變形，這種不協(xié)調(diào)變形隨著壩體后期流變變形增加而加劇。面板與壩體間的不協(xié)調(diào)變形可采用接觸力學(xué)理論進(jìn)行分析，進(jìn)而評(píng)價(jià)面板可能產(chǎn)生的脫空區(qū)域及脫空值[12-18]；在數(shù)值模擬技術(shù)方面，可采用隱單元[13]和接觸單元[14]來(lái)模擬面板與墊層的脫空效應(yīng)。盡管目前在面板堆石壩脫空效應(yīng)的研究方面取得了較多研究成果，但這些成果在面板堆石壩三維空間流變效應(yīng)的脫空機(jī)制分析方面仍顯不足。因此，本文針對(duì)三板溪面板堆石壩長(zhǎng)期變形和脫空問(wèn)題，在研究面板脫空定量分析方法的基礎(chǔ)上，采用堆石體三維流變變形分析方法，結(jié)合工程實(shí)測(cè)資料，探討其面板脫空的三維分布特征及形成機(jī)制。

2 脫空分析算法及程序二次開(kāi)發(fā)

2.1 脫空分析算法

面板脫空分析的數(shù)值方法主要有3類：面板和墊層相對(duì)變形分析法[15]、基于直接約束算法的接觸力學(xué)分析法[16]和隱單元模擬脫空分析法[17]。本文基于面板-墊層無(wú)厚度接觸面模型，提出利用接觸面單元節(jié)點(diǎn)的變位信息來(lái)確定面板脫空位置及脫空值。

2.1.1 脫空位置確定

面板與墊層的相對(duì)位移形式有相互嵌入、錯(cuò)動(dòng)變位及法向脫空3類。為避免因相互嵌入引起的脫空誤斷，引入叉乘向量判斷墊層相對(duì)于面板的位移方位,如圖1所示。

圖1 面板脫空關(guān)系示意圖Fig.1 Schematic diagram of disengaged concrete slab

(1)

2.1.2 脫空值計(jì)算

接觸面變形后AA′與AB之間夾角的余弦值計(jì)算方法為

(2)

(3)

式中d為墊層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)A′的位移;dp為變位后節(jié)點(diǎn)A′相對(duì)于混凝土面板的垂直距離，即脫空量。

通過(guò)脫空值的計(jì)算可進(jìn)一步排除因錯(cuò)動(dòng)變位導(dǎo)致的脫空誤判：當(dāng)crossθ>0，dp=0且d=0時(shí)，面板與墊層保持緊密接觸，且面板與墊層之間無(wú)錯(cuò)動(dòng)；當(dāng)crossθ>0，dp=0且d≠0時(shí)，面板與墊層保持緊密接觸，且發(fā)生了錯(cuò)動(dòng)變位；當(dāng)crossθ<0，且d≠0時(shí)，面板與墊層處于脫空狀態(tài)。

確定面板脫空位置和脫空量的前提是獲得接觸面單元兩側(cè)節(jié)點(diǎn)的位移量。本研究中混凝土面板采用摩爾-庫(kù)倫彈塑性模型，各種堆石料、墊層等采用鄧肯-張非線性彈性模型；在計(jì)算過(guò)程中，采用Burgers流變模型來(lái)分析堆石料及墊層等材料的流變特性對(duì)壩體變形的影響。

2.2 程序二次開(kāi)發(fā)

基于FLAC3D軟件平臺(tái)，采用上述模型和算法開(kāi)發(fā)了可計(jì)算面板堆石壩三維瞬時(shí)變形和流變變形的FISH程序，以及面板脫空計(jì)算分析的FISH程序，其計(jì)算流程如圖2所示。其中n為填筑期，本次計(jì)算n值取5，Mmax為當(dāng)前填筑期的最大填筑層數(shù)，K、G分別表示體積模量和剪切模量，Imax為最大接觸面單元節(jié)點(diǎn)編號(hào)。FLAC3D軟件沒(méi)有提供鄧肯-張模型，故同時(shí)二次開(kāi)發(fā)了鄧肯-張模型計(jì)算子程序。

圖2 壩體流變和面板脫空量計(jì)算流程Fig.2 Flow chart of computing the rheological deformation and disengaged distance of face slab

3 程序驗(yàn)證

為驗(yàn)證二次開(kāi)發(fā)程序的正確性，選擇文獻(xiàn)[19]中的三板溪面板堆石壩為例進(jìn)行驗(yàn)證。算例計(jì)算網(wǎng)格模型及分區(qū)示意如圖3所示，模型材料從左至右依次為面板、墊層區(qū)、過(guò)渡區(qū)、上游堆石區(qū)和下游堆石區(qū)。計(jì)算考慮分期填筑的影響，面板分3期，壩體主堆石料分5期填筑。表1為計(jì)算參數(shù)取值，參數(shù)的選取依托于文獻(xiàn)[19]及三板溪面板堆石壩監(jiān)測(cè)報(bào)告。在鄧肯-張模型中，參數(shù)γ為重度；K表示初始變形模量Ei的基數(shù)；Kur為lg(Eur/pa)和lg(σ3/pa)關(guān)系直線的截距，是反映土體卸載的參數(shù)；N反映Ei隨σ3增長(zhǎng)的速率；Rf為破壞比，反映(σ1-σ3)f與(σ1-σ3)u之間的關(guān)系；Kb表示K的基數(shù)；m反映K隨σ3增長(zhǎng)的速率；φ與Δφ共同表示當(dāng)圍壓σ3不斷變化時(shí)的內(nèi)摩擦角。

表1 算例計(jì)算參數(shù)Table 1 Computation parameters of verification example

圖3 驗(yàn)證算例計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 Computational meshes of verification example

圖4為竣工時(shí)的壩體沉降變形等值線圖。由圖4可知，采用筆者二次開(kāi)發(fā)的程序計(jì)算得到的壩體最大沉降變形為85 cm，發(fā)生在壩體中部。宋文晶等[19]采用清華非線性K-G模型計(jì)算得到的竣工期最大沉降約為86 cm，兩者結(jié)果基本一致，表明本文二次開(kāi)發(fā)計(jì)算程序是正確的。

圖4 壩體竣工沉降變形Fig.4 Settlement contours of dam at the completion of construction

為驗(yàn)證面板脫空計(jì)算模塊的正確性，采用FLAC3D的Interface單元對(duì)圖5所示的算例模型進(jìn)行了計(jì)算。圖6為FLAC3D輸出的接觸面接觸狀態(tài)標(biāo)志圖，其中實(shí)心圓圈表示該節(jié)點(diǎn)位置界面處于接觸狀態(tài)，空心圓圈表示該節(jié)點(diǎn)位置界面發(fā)生了分離。根據(jù)本文提出的接觸面算法，編號(hào)為33—40,59—62,80—83的節(jié)點(diǎn)發(fā)生了脫空現(xiàn)象，脫空位置與FLAC3D軟件給出的位置相同。表2給出了面板接觸面脫空位置的脫空量值。由此可見(jiàn)，本文提出的算法不但可以判斷出脫空位置，還能計(jì)算出具體的脫空量數(shù)值。

圖5 脫空算法驗(yàn)證模型Fig.5 Model of validating the computation method for disengaged distance of face slab

圖6 接觸面狀態(tài)分布Fig.6 Distribution of contact surface

表2 接觸面脫空值統(tǒng)計(jì)結(jié)果Table 2 Statistics of disengaged distance of contact surface

表3 鄧肯張E-B模型參數(shù)Table 3 Parameters of Duncan-Chang E-B model

4 三板溪面板堆石壩變形及面板脫空分布特性研究

4.1 工程概況

三板溪工程位于貴州省境內(nèi)的沅江流域，主壩為混凝土面板堆石壩，壩頂高程482.5 m，壩高185.5 m，是國(guó)內(nèi)第二、世界第三的大(1)型高壩工程。壩體從上游至下游分為面板、墊層、過(guò)渡區(qū)、主堆石區(qū)和次堆石區(qū)。據(jù)三板溪大壩監(jiān)測(cè)資料分析報(bào)告，面板堆石壩在運(yùn)行過(guò)程中發(fā)生了顯著的流變及脫空現(xiàn)象，為深入分析二者之間關(guān)系，采用三維流變和面板脫空分析方法對(duì)此進(jìn)行研究。

4.2 計(jì)算模型

根據(jù)壩體工程實(shí)際的分區(qū)特點(diǎn)及施工填筑方案，建立大壩三維計(jì)算網(wǎng)格模型。如圖7所示，取順?biāo)鞣较驗(yàn)閤正方向，豎直向上為z軸正方向，由河道位置指向左岸為y軸正方向。壩體、地基和周圍山體采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元模擬，壩體與周圍山體間的過(guò)渡帶采用四面體單元?jiǎng)澐?。?jì)算模型的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為36 996個(gè)，單元總數(shù)為55 202個(gè)，模型的鉛直邊界及底面均為位移約束邊界。

圖7 三維計(jì)算網(wǎng)格Fig.7 Three-dimensional computation meshes

本文在驗(yàn)證算例中雖然模擬了分層填筑對(duì)壩體最終變形的影響，但未考慮分層填筑期壩體產(chǎn)生的流變效應(yīng)，與工程實(shí)際情況不符。為此，采用位移反分析法確定的計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表3、表4。由于壩體竣工后受較大水荷載作用，壩體材料產(chǎn)生了壓密效應(yīng)而導(dǎo)致其流變力學(xué)性能與施工期存在較大差異。因此，對(duì)不同流變計(jì)算階段的模型參數(shù)也進(jìn)行區(qū)分，如表4所示。

表4 流變模型參數(shù)Table 4 Rheological model parameters

三板溪工程在建設(shè)過(guò)程中，分別在主壩表面的壩頂部位和壩右0+71.8斷面上布置了變形過(guò)程監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖8所示。

圖8 位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置Fig.8 Layout of displacement monitoring points

壩體采用5期填筑施工方案，填筑期為2003年12月1日至2005年9月15日，歷時(shí)21.5個(gè)月；面板分3期施工。圖9為壩體施工分層填筑順序圖，其中①—⑤表示填筑分期序號(hào)，①—⑤期施工又采

圖9 壩體施工分期填筑Fig.9 Diagram of staged-filling of dam construction

取了分層填筑的方法，按順序各填筑期的分層數(shù)量分別為5、4、3、3、2。

根據(jù)分期填筑的實(shí)際時(shí)間，擬定數(shù)值模型計(jì)算過(guò)程：首先采用鄧肯張模型計(jì)算每一個(gè)填筑期產(chǎn)生的瞬時(shí)加載變形，隨后采用流變模型對(duì)該填筑期形成的壩體結(jié)構(gòu)進(jìn)行流變變形計(jì)算，當(dāng)前填筑期流變變形計(jì)算完成后，再進(jìn)行下一填筑期瞬時(shí)加載變形計(jì)算和流變變形計(jì)算。以此類推至壩體施工模擬完成。按施工分期順序，5個(gè)流變變形計(jì)算時(shí)間分別為5、5、3、5和3.5個(gè)月；面板竣工后蓄水前的流變計(jì)算時(shí)間為3.5個(gè)月；水庫(kù)蓄水后先用鄧肯張模型計(jì)算壩體在蓄水壓力作用下的變形，再用流變模型計(jì)算3 a時(shí)長(zhǎng)的流變變形。

4.3 計(jì)算成果及分析

4.3.1 壩頂及壩體測(cè)點(diǎn)變形過(guò)程分析

圖10為壩頂?shù)湫蜏y(cè)點(diǎn)的沉降變形過(guò)程線。2006年1月1日壩體開(kāi)始蓄水至死水位，在瞬時(shí)蓄水荷載作用下，壩頂測(cè)點(diǎn)SA5-3的瞬時(shí)沉降約為0.05 m。在壩體流變效應(yīng)的作用下，其沉降隨時(shí)間的推移繼續(xù)增加，至2006年3月14日達(dá)到約0.15 m，隨后沉降值呈現(xiàn)穩(wěn)定變化的趨勢(shì)。2007年1月1日開(kāi)始，水庫(kù)逐漸蓄水至設(shè)計(jì)水位高程。在新增的庫(kù)水壓力和壩體材料流變效應(yīng)的作用下，壩頂測(cè)點(diǎn)SA5-3沉降值又逐漸增加。該測(cè)點(diǎn)沉降值在2007年12月5日左右達(dá)到約0.30 m，此后呈緩慢增加的趨勢(shì)。壩頂其他測(cè)點(diǎn)(SA5-4、SA5-5和SA5-6)都表現(xiàn)出同樣的變化規(guī)律，但其沉降變形的數(shù)值不同。

圖10 壩頂測(cè)點(diǎn)沉降過(guò)程線Fig.10 Settlement processes of measuring points at dam crest

壩頂沉降變形隨時(shí)間的變化過(guò)程表明三板溪面板堆石壩的流變效應(yīng)顯著。考慮三維空間流變效應(yīng)的情況下，壩頂各部位測(cè)點(diǎn)的沉降變形計(jì)算值與實(shí)測(cè)值在變形趨勢(shì)和變形量值方面都擬合良好，說(shuō)明本文采用的計(jì)算模型和計(jì)算方法能夠較好地模擬出壩體表面的壩頂沉降變形過(guò)程。

圖11為壩右0+071.80斷面內(nèi)部的測(cè)點(diǎn)沉降變形計(jì)算值與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比過(guò)程線。測(cè)點(diǎn)SVB1-3、SVB2-4、SVB3-5和SVB4-6分別位于⑤、④、②和①填筑期填筑分層面上。圖11中測(cè)點(diǎn)沉降計(jì)算值出現(xiàn)階躍性變化的原因是數(shù)值計(jì)算方法中，假定各分期填筑荷載作用是瞬時(shí)完成的，故其變形在計(jì)算過(guò)程中也瞬時(shí)完成的。工程實(shí)際填筑加載情況則是壩體分層碾壓，荷載緩慢增加，故其實(shí)測(cè)沉降值也是逐步增加的，因而導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果的變化規(guī)律在此期間出現(xiàn)了較大的差異性。

圖11 壩體內(nèi)部測(cè)點(diǎn)沉降過(guò)程線Fig.11 Settlement processes of measuring points inside the dam

由圖11可知，壩體內(nèi)部測(cè)點(diǎn)SVB1-3、SVB2-4、SVB3-5和SVB4-6在竣工時(shí)實(shí)測(cè)沉降變形分別為0.80、1.03、1.18、0.77 m，蓄水運(yùn)行3 a后沉降變形分別增加到1.08、1.32、1.30、0.88 m，沉降變形增加的幅度分別為35%、28.1%、10.1%和14.2%。由此可見(jiàn)，壩體內(nèi)部不同位置的測(cè)點(diǎn)流變變形量表現(xiàn)出了顯著差異性；其中壩體內(nèi)中下部位的流變變形量相對(duì)較小，壩體中上部位置的流變變形相對(duì)較大。

4.3.2 壩體變形空間分布特征

圖12及圖13為蓄水至設(shè)計(jì)水位并運(yùn)行3 a后的壩體河床斷面和壩軸線剖面的位移等值線。由圖12可知，蓄水運(yùn)行3 a后，順河床斷面壩體向上游方向的最大水平位移發(fā)生在上游壩體的中下部位，最大值有0.40 m；向下游方向的最大水平位移發(fā)生在下游壩體中下部位，最大值為0.60 m；壩體中間部位最大沉降達(dá)到1.30 m。圖13表明壩軸線斷面在蓄水運(yùn)行3 a后，靠近岸坡處壩體的水平位移基本不變，說(shuō)明兩岸山體對(duì)壩體的約束作用良好，壩軸線斷面最大沉降發(fā)生在斷面中間部位，達(dá)到1.20 m。

圖12 河床斷面(0+0)位移等值線Fig.12 Displacement contours of cross section 0+0 m

圖13 壩軸線斷面位移等值線Fig.13 Displacement contours of longitudinal section

需要說(shuō)明的一點(diǎn)是，本文計(jì)算得到的等值線呈鋸齒狀分布，這種分部規(guī)律與現(xiàn)有大多數(shù)文獻(xiàn)提供的等值分布圖規(guī)律不同，其原因是計(jì)算過(guò)程中考慮了壩體分期和分層填筑效應(yīng)的結(jié)果，如果不考慮分層和分期填筑的影響，計(jì)算位移的等值線是光滑連續(xù)的。施工期和運(yùn)行期壩軸線斷面與河床斷面的變形總體上均符合壩體已知變形規(guī)律。

4.3.3 堆石料流變效應(yīng)對(duì)壩體變形的影響分析

表5為考慮與不考慮壩體流變特性情況下的河床斷面位移特征值對(duì)比。由表5可知，堆石料的流變效應(yīng)對(duì)施工期壩體的變形影響較小，對(duì)運(yùn)行期壩體的變形影響則較大。蓄水運(yùn)行3 a后河道斷面壩體豎向位移的流變變形極值達(dá)到20.06 cm，豎向位移較不考慮流變情況下增加了14.0%。水平位移的流變變形極值為30.91 cm，變形增加幅度達(dá)到195.1%。由此可見(jiàn)，壩體材料流變效應(yīng)對(duì)壩體各部位變形的影響程度呈現(xiàn)出顯著的差異性，且局部流變變形較瞬時(shí)荷載變形有大幅度的增加。

表5 河床斷面位移特征值對(duì)比Table 5 Comparison of characteristic values of displacement of riverbed cross section

4.3.4 面板脫空分析

圖14為三板溪面板脫空監(jiān)測(cè)布置圖，圖15為面板竣工時(shí)和蓄水運(yùn)行3 a后的脫空量等值線圖。工程監(jiān)測(cè)報(bào)告成果(中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，2016)表明：大壩施工完成時(shí)，面板脫空實(shí)測(cè)最大值為3 cm，出現(xiàn)在①、②期面板施工縫附近；截至2016年底，在M2-2、M2-3、M2-8、M2-9等位置處仍然存在明顯的脫空現(xiàn)象，測(cè)點(diǎn)處的實(shí)測(cè)脫空值在2～3 cm之間變化。

圖14 面板脫空監(jiān)測(cè)布置示意圖Fig.14 Layout of monitoring the disengagement of concrete face slab

注:等值線上的數(shù)值表示面板脫空量(m)。圖15 面板脫空量等值線Fig.15 Contour maps of disengaged distance of face slab

計(jì)算成果表明：大壩施工完成時(shí)，在①、②期面板施工縫附近(高程380～400 m)出現(xiàn)了面板脫空現(xiàn)象，且不同部位的最大脫空值在2～5 cm之間變化；水庫(kù)蓄水運(yùn)行3 a后，380～400 m高程處面板的脫空值有所增加，脫空范圍的大小也有所擴(kuò)展。同時(shí)，在壩頂部位的面板出現(xiàn)了新的脫空區(qū)，脫空范圍約7 000 m2，最大脫空值為7 cm。

通過(guò)比對(duì)分析計(jì)算成果與監(jiān)測(cè)成果可知：計(jì)算值與實(shí)測(cè)值基本吻合，三板溪面板堆石壩在施工期和運(yùn)行期都出現(xiàn)了局部脫空現(xiàn)象。由于面板也采用了分期施工的方式，因此，前期澆筑的面板在后期填筑壩體引起的應(yīng)力與變形作用下出現(xiàn)脫空現(xiàn)象。運(yùn)行期的壩頂附近面板產(chǎn)生脫空的主要原因則是壩體后期流變變形與面板變形的不協(xié)調(diào)所導(dǎo)致。由于數(shù)值計(jì)算結(jié)果中產(chǎn)生最大脫空值的位置處沒(méi)有布置測(cè)點(diǎn)，故根據(jù)已知測(cè)點(diǎn)脫空值的合理性推測(cè)該結(jié)果應(yīng)該是合理的。工程竣工時(shí)和運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)的脫空位置與圖15所示的計(jì)算脫空位置一致。

2008年1月水下檢查結(jié)果顯示：在高程382～388 m范圍(①、②期面板施工縫附近)發(fā)生破損。破損長(zhǎng)度約184 m、寬度約2～4 m、深度一般在10～25 cm不等，最深40 cm。該破損區(qū)分布位置與脫空位置一致，表明脫空與面板破壞之間存在很強(qiáng)的關(guān)聯(lián)性。面板修補(bǔ)治理的同時(shí)，還需要采取面板脫空的處理措施，否則面板破壞問(wèn)題無(wú)法得到根本性的解決。

5 結(jié) 論

針對(duì)三板溪面板堆石壩變形特征及脫空問(wèn)題，基于堆石壩流變分析理論和接觸面模型，提出了面板脫空量值和脫空范圍的計(jì)算方法。在此基礎(chǔ)上研究了三板溪面板堆石壩壩體的空間變形分布特性及其對(duì)面板脫空分布特性的影響。主要結(jié)論如下：

(1)壩體堆石料的流變效應(yīng)是導(dǎo)致三板溪壩體后期沉降變形增加的主要因素；壩體空間應(yīng)力分布的不同導(dǎo)致壩體不同部位的流變變形量也不相同，即流變變形呈現(xiàn)出強(qiáng)烈的非均勻分布特點(diǎn)。

(2)三板溪面板堆石壩的混凝土面板在施工期和運(yùn)行期都出現(xiàn)了脫空現(xiàn)象，施工期脫空位置位于①期面板與②期面板交界處，脫空值范圍為2～5 cm；長(zhǎng)期運(yùn)行后壩頂部位的面板出現(xiàn)了新的脫空區(qū)，其脫空值在2～7 cm之間。壩體流變變形是導(dǎo)致運(yùn)行期壩頂附近面板出現(xiàn)脫空現(xiàn)象的根本原因。