時間：2023-07-07 16:11:07
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當然，引起水工建筑物混凝土結構產生裂縫的原因是多方面的。但是，歸納起來可分為荷載作用引起的裂縫和非荷載引起的裂縫兩類。本文對這兩類因素進行了分析，并根據實踐經驗對在施工中進行預防的措施，供參考。
2荷載作用引起的裂縫
2．1水工建筑物混凝土結構在使用荷載作用下，由于截面的混凝土拉應變大多是大于混凝土極限拉伸值的，所以構件在使用時總是帶縫工作的。這類裂縫總是與主拉應力方向大致垂直，且最先在荷載效應最大處產生。如果荷載效應相同，裂縫首先在混凝土抗拉能力最薄弱處產生。
2．2預防荷載作用引起的裂縫的措施是合理的配筋。在施工過程中，選用混凝土粘結較好的變形鋼筋，控制鋼筋的應力不過高，鋼筋的直徑不過粗，并用鋼筋不在混凝土中分布比較均勻。這樣就能較好地控制正常使用條件下裂縫寬度，不致過寬。
3非荷載引起的裂縫
在水工建筑物混凝土物件中，大部份縫是由非荷載因素引起的，如溫度變化、混凝土收縮、基礎不勻沉降、塑性坍落、鋼筋銹蝕、堿—骨科化學反應等等。
3．1溫度變化引起的裂縫
3．1．1水工建筑結構件隨著溫度的變化而產生變形，即通常所說的熱脹冷縮。當變形受到約束時，便產生了裂縫，約束的程度越大，裂縫就越寬。
預防熱脹冷縮的措施：一是撤去約束，允許自由的產生變形；二是設置伸縮縫。
3．1．2水泥和水所引起化學反應引起裂縫。大體積混凝土開列的主要原因之一，是由于混凝土在硬化過程中，水泥和水起化學反應，產生大量的水化熱引起混凝土的溫度上升，如果熱量不能很快散失，內部和外部溫差過大，就將產生溫度應力，使結構內部受壓，外部受拉?；炷猎谟不跗冢挥泻艿偷目估瓘姸?，如果由內外溫度差引起的拉應力超過混凝土早期抗拉強度時，混凝土就要產生裂縫。
防止這類裂縫產生的措施是：①盡量選用低熱或中熱降低泥礦渣水泥、粉煤灰水泥；②減少水泥用量，將水泥用量盡量控制在450kg/m2以下；③降低水灰比，一般混凝土的水灰比控制在0.60以下；④改善骨科級配，摻加粉煤灰或高效減少水劑等來減少水泥用量，降低水化熱；⑤改善混凝土的攪拌工藝，采用“二次風冷”新工藝降低混凝土的澆筑溫度；⑥在混凝土中摻加一定量的具有減水、增塑、緩凝等作用的外加劑，改善混凝土拌和物的流動性、保水性，降低水熱化，推遲熱峰出現的時間；⑦合理安排施工工序，分層、分塊澆筑，以利于散熱，減小約束；⑧在大體積混凝土內部設置冷卻管道，通過冷水或冷氣冷卻，減小混凝土的內部溫差；⑨加強混凝土溫度的監控，及時采取冷卻保護措施；⑩加強混凝土養護，混凝土澆筑后，及時用濕潤的草簾、麻片等覆蓋，并灑水養護，適當延長養護時間，保證混凝土表現緩慢冷卻，在寒冷季節，混凝土兩面必須采取保溫措施，以防寒潮襲擊。
3．1．3構件硬化成型后，在使用中，如果溫度較大，構件內部溫度梯度就極大，也會引起構件開裂。
3．1．4預防產生比類裂縫的措施是：采用隔熱（或保溫）措施，盡量減少構件內部溫度梯度，在配筋時應考慮溫度力的影響。
3．2混凝土收縮引起的裂縫
3．2．1混凝土在空氣中結硬時，體積要縮小，產生收縮變形，當受到約束時，就可能導致裂縫的產生。
3．2．2在配筋率較高的構件中，由于鋼筋對周圍混凝土的約束作用增強，混凝土的收縮也會受到鋼筋的限制而產生拉應力，引起構件局部裂縫。
3．2．3新老混凝土界面容易產生收縮裂縫。
3．2．4防止和減少收縮裂縫的措施：①合理設置收縮縫；②改善水泥土性能，降低水灰比，減少水泥用量；③配筋率不宜過高，設置構造鋼筋收縮裂縫健分布均勻，避免發生集中的大裂縫；④加強混凝土的時期養護，并適應當延長混凝土保溫覆蓋時間，并涂刷養護劑養護。
3．3混凝土塑性坍落引起的裂縫
3．3．1混凝土塑性坍落發生在混凝土澆筑后的頭幾個小時內，這時混凝土還處于塑性狀態，如果混凝土出現泌水現象，在重力作用下混合料中的固體顆粒有向下沉移而水向上浮動的傾向。這種移動當受到鋼筋骨架或者模板約束時，在上部就容易形成沿鋼筋長度方向的裂縫。
3．3．2預防措施是：①要仔細選擇集料的配級，做好混凝土的配合比設計，特別是要控制水灰比，采用適量的減水劑；②施工時混凝土既不能漏振也不能過振，避免混凝土泌水現象的發生，防止模板沉陷；③如果發生這類裂縫，可在混凝土終凝以前重新抹面壓光，使裂縫閉合。3．4基礎不均勻沉降引起的裂縫
3．4．1基礎不均勻沉降，使超靜結構受迫，從而導致裂縫。
3．4．2防止基礎不均勻引起裂縫的措施是：根據地基條件及上部結構形式，采用合理的構造措施及設置沉降縫。
3．5冰凍引起的裂縫
3．5．1水在結冰過程中，荷重要增加，因此，水在設灌漿或灌漿不飽滿的預應力構件孔道中結冰，就可以產生沿著孔道方向的縱向裂縫。
3．5．2預防冰凍裂縫的措施：在建筑物基礎梁下填一定厚度的松散材料（爐渣）。
3．6鋼筋銹蝕引起的裂縫
3．6．1原因：鋼筋的生銹過程實際上是電化學反應過程，這種效應可在鋼筋周圍的混凝土中產生脹拉應力，如果混凝土的保護層比較薄，不是以抵抗這種拉應力時，就會沿著鋼筋形成一條順筋裂縫。順筋裂縫一旦產生，又進一步促進鋼筋銹蝕程度的增加，形成惡性循環，最后導致混凝土保護層剝落，甚至鋼筋銹斷。這種順筋裂縫對結構的耐久性影響最大。
3．6．2預防措施：防止順筋裂縫的措施是提高混凝土的密實度和抗滲性，適當加大保護層的厚度。
3．7堿——骨科化學反應引起的裂縫
3．7．1原因和分析：堿——骨科反應是指混凝土孔隙中水泥的堿性溶液與活性骨科（含活性Si02）化學反應，生成堿——硅酸凝膠，堿硅膠溫水后可產生膨脹，使混凝土脹裂，開始時在混凝土表面形成不規則的細小裂縫，然后由表及里地發展，裂縫中充滿了白色深沉。
3．7．2預防措施：堿——骨科化學反應對結構件的耐久性影響極大，為了控制堿——骨科的化學反應速度應選擇優質骨科和低含堿量水泥，并提高混凝土的密實度和采用較低的水灰比。
4結語
裂縫是水利建筑物混凝土結構中普遍存在的一種現象，它的出現不僅會降低水利建筑物的抗滲能力，影響水利建筑物的使用功能，而且會引起鋼筋的銹蝕，混凝土的碳化，降低材料的耐久性，影響水利建筑物的承載能力。所以，必須對混凝土裂縫進行深入細致的調查研究，區別對待，在施工中采取各種有效的預防措施來預防裂縫的出現和發展，以保證水利工程建筑物的構件的安全、穩定、經久、耐用。
論文關鍵詞：水利工程建筑物；混凝土裂縫；防治措施
論文摘要：在許多水利工程建筑物中，混凝土的裂縫問題是一個普遍存在而又難以解決的工程實際問題，對水利工程中常見的混凝土裂縫的成因進行了探討分析，并有針對性地提出了一些防治措施。
參考文獻
關鍵詞船閘沉降觀測
1工程概況
京杭運河解臺二線船閘工程是我省利用世行貸款投資建設的交通重點工程，船閘位于徐州市賈汪區大吳鎮，距市區約20km，處于京杭運河江蘇段西線航道解臺一線船閘北側。
解臺二線船閘與一線船閘平行布置，兩閘中心線相距90m，船閘基本尺度230×23×5m，主要結構形式：閘首為鋼筋混凝土底板、空箱邊墩、頭部環繞短廊道輸水、鋼結構人字閘門及提升式平板閥門、電氣自動控制液壓啟閉機，閘室為鋼筋混凝土透水底板、扶壁式鋼筋混凝土閘墻，鋼筋混凝土上、下游護坦，上下游主副導航墻、靠船墩及護岸為混凝土底板漿砌塊石墻（墩）身。設計年通過能力為2500萬噸。
2沉降觀測目的和內容
沉降觀測是船閘建設不可忽視的工作之一，通過沉降觀測，可以監測建筑物的沉降變位情況，不但為今后的船閘底板內力計算提供數據，提高了準確性，而且能便于及時發現異常情況，采取措施，保證工程的安全運行。
由于解臺二線船閘上、下閘首為整體塢式結構，我省船閘建設有關部門經過多年實踐總結，目前普遍采用預留施工寬縫，將整塊底板分成三塊，待兩側邊墩澆筑完成、回填土達到所要求的高程、地基沉降穩定后，再進行封鉸，可有效地減小底板的內力或厚度；并能減少閘塘開挖后對地基的卸載及底板、閘墻邊墩澆筑過程中因加載而產生的地基升降變化。通過定期進行沉降觀測，可以掌握軟基的固結過程，用來確定預留施工寬縫對內力的影響，同時為確定封鉸時機和地下水位控制、加載速率提供依據。
沉降觀測的主要內容是：通過布設控制網，按相關精度要求，根據施工分級加載實況，定期定點對塢室結構底板封鉸前后每塊底板和每節閘室墻在建設過程中的沉降情況進行觀測，直至工程竣工驗收，移交使用單位。
3沉降觀測方案
3．1精度指標與觀測儀器的選擇
設計單位對主體工程上、下閘首及閘室塢式段施工寬縫封鉸提出的要求，其中有一條為邊墩的沉降速率（連續10天）每晝夜小于0．1mm。
如果按照限差為0．1mm來設計觀測方案，高差中誤差須滿足0．05mm的要求，目前最先進的精密水準儀每km高差中誤差只能滿足0．7mm的要求，無法滿足設計要求。經與設計部門商討，變更為通過連續3個10天的觀測，如果結果都不超過1mm，則認為滿足設計要求。
根據設計要求和現行國家《工程測量規范》、《建筑物變形測量規程》及交通部《水運工程測量規范》中對沉降觀測的各項規定，結合解臺二線船閘工程具體的特點，我們選擇變形測量的二級標準作為本項沉降觀測工作的精度指標，詳見表1。
沉降觀測是船閘工程中精度較高的測量工作，儀器設備、布設路線、觀測方法及人員素質等多方面都會影響觀測數據的精度。在該測量工作中我們選擇S1級瑞士LeicaNA2／GPM3精密水準儀，配合銦鋼水準尺進行作業，省測繪局鑒定部門對儀器的各項指標進行了技術鑒定，在作業期間我們多次對儀器i角差進行檢核，為觀測工作提供了技術保證。
3．2觀測路線的布設
3．2．1水準基點、工作基點的設置
水準基點由測區原有等級水準點（設計部門提供）BM（33．226m）、G2（32．652m）組成，該兩點高程數據經多次聯測檢核，高差誤差均小于1．0mm。且兩水準基點均位于一線閘管理區較為偏僻地方，是一線閘施工期間（1958～1961年）設置的，點位穩定可靠。我們以觀測條件較好的BM作為主基點，G2作為校核點。利用原一線船閘南側（二線閘施工區外側）閘墻一個沉降釘（A9）作為工作基點，與BM、G2形成一個閉合環，檢測起始數據的正確性。
3．2．2觀測點的布設
上、下閘首及閘室塢式段均在邊墩底板及施工寬縫的兩端各布設8個沉降釘計24個觀測點；閘室14節扶壁段均在閘墻底板兩端各布設4個沉降釘計56個觀測點；沉降釘的制作采用40cmФ18螺紋鋼頂端焊接鍍銅半球圓帽加工而成，埋設時配以斜筋焊接在底板面層及豎向鋼筋上，頂端突出砼表面1．5～2．0cm左右，以保證點位穩固。
由工作基點A9至觀測點路線基本沿閘塘原狀土上設置，中間轉點全部埋設測樁，采用50～100cmФ20螺紋鋼打入土層，表面澆筑20～30cm厚砼，進入閘塘邊坡段，除轉點采用同前設置外，測站架鏡的位置也埋設30cm厚砼，以保證觀測時儀器的穩定。
整個觀測線路由BM、A9和14－2、12－4、10－2等11個觀測點形成一個整體閉合環，全長1．32km，36測站，不在路線上的其他觀測點，由其鄰近觀測點固定觀測。
3．3觀測方法及注意事項
本次沉降觀測工作采用精密幾何水準測量方法進行，觀測過程中，各項偏差控制及內業數據處理按照國家《建筑物變形測量規程》中各項規定執行。
進行沉降觀測過程中，須注意的幾個問題：
(1)每次觀測應遵守“四固定”原則，即：觀測所用儀器及水準標尺固定；觀測人員固定；觀測路線固定；觀測環境和條件基本相同。
(2)水準儀i角是一個變化值，每次作業前，對i角進行檢查，若發現i角大于10秒，應及時進行檢驗校正。
(3)布設觀測路線時，前后視距不超過40m，前后視距差不超過1．0m，以控制i角的誤差影響，同時提高觀測時的清晰度。
(4)觀測時間及環境：不在日出前后1小時、中午時分進行觀測，更不能在大風或有霧的情況下進行觀測。
(5)為保證水準尺氣泡穩定居中，自制一些簡單的水準尺輔助標桿，以使扶尺員快速穩定地豎直標尺，提高觀測效率。
3．4觀測周期
船閘底板基礎是分段施工的，為及時掌握加載后的初始觀測值，在每節底板澆筑混凝土終凝后，即開始初始觀測，因此不同底板上沉降觀測點的初始觀測日期是不一樣的。
對于建筑物變形觀測周期，有關測量規范、規程都沒作統一規定，我們根據以往同類型船閘經驗，結合本工程閘室墻采用龍門架支撐大模板一次到頂澆筑砼的施工方案，分析基礎加載的情況，制定如下觀測周期：施工初期20天，封鉸前期至封鉸期間10天，封鉸后至觀測點移測到閘室墻頂部30天。
船閘主體建筑物施工期間，如遇到特殊情況（回填土與地下水位發生較大變化，底板或墻體產生裂縫，沉降縫兩側出現較大不均勻沉降等），應立即進行逐日或幾天一次的連續觀測，及時提供觀測數據，確保建筑物安全。
4沉降觀測成果
從2000年5月至2002年1月，共完成40次沉降觀測（2001年6月26日以后移測到閘室墻頂部觀測），閉合環線的高差閉合差在－0．3～＋1．5mm之間，滿足二等水準測量精度要求。沉降觀測成果數據見表2。
5結論和體會
(1)觀測數據表明，本工程整個施工階段基礎的下沉量及回彈量的變化與施工順序、地基上的加載大小、施工進度、地下水位情況等密切相關。
(2)沉降觀測資料反映施工階段的實際沉降量，難以與設計部門提供的理論預留沉降量相符，其主要原因是理論計算假設條件與上述施工條件變化出入較大，計算無法考慮施工期各種動態的影響因素，另外地質條件復雜。目前理論計算雖考慮土體的固結過程，把地基作為粘彈性模型進行計算，但由于計算參數隨不同土質而不盡相同，難以正確選取，故只有通過現場觀測，采用反分析法來確定計算參數，才能為設計提供有效的數據。
當水工建筑物修筑在地震烈度7°（含7°）以上區域時，應進行抗震計算，以保證工程的正常運行。為做好水工建筑物抗震設計，水利部先后兩次編制《水工建筑物抗震設計規范》，即SDJ－78（試行）和SL203－97。
在執行規范SL203－97過程中，發現4．9．1地震主動動土壓力計算公式中，對主動動土壓力系數Ce取值的提法值得商榷。
2地震主動動土壓力計算
《水工建筑物抗震設計規范》SL203－97中給出的地震主動動土壓力代表值計算公式為：
式中Fe——地震主動動土壓力代表值
qo——土表面單位長度的荷重
Ψ1——擋土墻面與垂直面夾角
Ψ2——土表面和水平面夾角
H——土的高度
γ——土的重度的標準值
φ——土的內摩擦角
θe——地震系數角
δ——擋土墻面與土之間的摩擦角
ζ——計算系數，動力法計算地震作用效應時取1．0，擬靜力法計算地震作用效應時一般取0．25，對鋼筋混凝土結構取0．35并規定，公式中的Ce應取式（2）中按“＋”、“－”號計算結果中的大值
3墻后填土為水平面時主動土壓力系數應小于1
主動土壓力按庫倫理論計算，墻后填土是砂土，只有內摩擦角φ，沒有凝聚力C（若考慮凝聚力C的影響，則通過加大內摩擦角的辦法，即采用“等值內摩擦角φ0”將凝聚力C包括進去），因此主動土壓力系數是與土的內摩擦角φ密切相關的。在墻后填土為水平面，砂性土內摩擦角φ為15°～50°時，主動土壓力系數應小于1。
3．1地震主動動土壓力系數Ce計算公式中的明顯不合理
在SL203－97中4．9．1條地震主動動土壓力公式中，主動土壓力系數Ce值的大小關鍵在于，規范要求取“＋”、“－”號計算結果中的大值。此種提法不妥，因為采用時，Ce值肯定會大于1。
（1）地震主動動土壓力與靜土壓力計算不同，在于水工建筑物遭遇地震時主動動土壓力要考慮地震系數角θe的影響，θe是隨著地震烈度的大小而變化，其公式為：
式中ζ——計算系數，一般取0．25，對鋼筋混凝土結構取0．35
αh——水平向設計地震加速度
αv——豎向設計地震加速度，應取2／3×ah
現將不同地震列度的θe值計算如表1，可供抗震設計時應用。
可見，當Ce取“－”號時得2．8891，數值不確切。
在進行抗震設計時，應將庫倫公式中的土容重γ，土的內摩擦角φ和墻面與土之間的摩擦角δ，均按地震基本烈度對應的地震系數角θe，分別修正為λ／cosθe，φ－θe。
（2）取地震烈度7°，土的內摩擦角φ為22°，11°，其余Ψ1、Ψ2為零的情況下，分析對Ce值的影響。不同φ值的Ce值計算如表2。
可見，Ce在采用時，其結果毫無實用價值。
3．2動土壓力與靜土壓力比值分析。
地震主動動土壓力包括靜土壓力和動土壓力，用兩者比值分析地震動土壓力系數Ce采用的正確性。
（1）利用公式分析
已知地震主動動土壓力系數為0．4318，而靜土壓力系數
（2）利用SDJ－78（試行）中公式核算
按公式
式中Ce——地震動土壓力系數，取4．0
Cz——綜合影響系數，取1／4
kH——水平向地震系數，7°度地震時為0．1
φ——內摩擦角，22°
E——靜土壓力
動土壓力與靜土壓力比值為4％。
（3）利用SL203－97中4．9．1公式的編制說明近似估算主動動土壓力值和其比值。
經過對某工程實例計算后，動土壓力與靜土壓力比值為5％。
4計算實例
現用某節制閘翼墻樁基整體穩定實例進行分析，地震主動動土壓力經采用不同計算方法，其結果見表3。
已知條件：扶壁式檔墻，墻長20m；墻底寬8．0m，墻后填土水平高度7．5m；填土等值內摩擦角22°；翼墻墻面與土之間外摩擦角為11°。墻后水深6．78m土飽和容重為18．2kn／m3，遇7°地震時取地震系數角為1．46°。
由表3可看出SL203－97與GB50286－98地震主動動土壓力數值極其相近，但SL203－97動土壓力僅占靜土壓力的2．8％。其原因在于SL203－97中4．9．1－1公式含有數值。
當墻后填土表面為水平，且墻面無外荷，墻面與垂直面夾角（Ψ或α）為零時，簡化計算公式如下：
慮0．9833影響，計算結果為2486．5KN≈2487．3KN（GB50286－98），其動土壓力與靜土壓力比值亦為4．6％。
另外再分析SL203－97中4．9．1－1公式，計算系數ζ取0．25和0．35對地震主動動土數值的影響，見表5。
當ζ為0．35時，地震角取2．05°，則Ce值為0．4397，，和當ζ為0．25時，地震角取1．46°，則Ce值為明計算系數區分0．25和0．35實際意義不明顯。
5結語
（1）經過分析計算，在采用SL203－97中4．9．1公式進行抗震設計時，地震主動動土壓力系數Ce應只取值計算，這和《堤防工程設計規范》GB50286－98、《港口工程技術規范》（1987年）、《水運工程建筑物抗震設計》JTJ201－84及《水工設計手冊》第七卷擋土墻部分的規定相一致。
（2）在采用SL203－97中4．9．1公式時，計算系數不再區分0．25和0．35。
（3）建議SL203－97中4．9．1公式與《堤防工程設計規范》GB50286－98中當地震設防時主動動土壓力庫倫公式相統一。
參考文獻：
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(2)馮國棟等．《土力學地基與基礎》[M]．中國工業出版社，1963．
(3)《水工建筑物抗震設計規范》SL203－97[S]．水利電力出版社，1998．
(4)《水工建筑物抗震設計規范》SDJ10－78[S]．水利電力出版社，1978．
踏勘選線的目的是在地面上確定中心線位置。在選定渠道路線時，必須遵循“經濟合理，安全可靠和灌溉面積大”的原則，因此在踏勘選線時要考慮如下幾個問題：
①渠道要盡量短而直，力求避開障礙物，以減小工程量和水流損失。
②把渠道選擇在地勢較高的地帶，以利達到擴大灌溉面積和自流灌溉的目的。
③渠道經過的地帶土質要好，坡度要適宜，以防渠道運行出現嚴重的滲漏、沖刷和坍塌現象。
④填挖土石方量和渠道建筑物要少，以達到省工、省料和少占用耕地。
在踏勘選線時，擬建渠道地區如果有大比例尺地形圖時，可以先在圖上選定出幾個路線方案，進行比較后，根據初步擬定的渠線位置，再到實地沿線做調查研究和收集有關資料，(地質、水文、材料來源、施工條件等)，結合當地實際情況，最后確定渠道的起點、轉折點和終點，并用大木樁在地面上標志這些點的位置。
2中線測量
當渠道的中心線在地面上確定以后，還要測出渠道的長度和轉折角的大小。
渠道的長度可以用鋼尺沿渠道中心線丈量。為了方便計算渠道長度和測量渠道縱橫斷面圖，一般每隔100M（或50M）的地面上釘立一個小木樁（里程樁），如果里程樁之間地面坡度變化較大或有重要建筑物時（涵洞、跌水等），應增設木樁，稱為加樁。
里程樁必須進行編號，渠道起點樁號可寫成0+000，依次為0+100，…0+900，距起點1KM處可寫成1+000，依次為1+100，…1+900，依此類推。加樁編號亦同，例如距起點樁5433M處的樁號可寫成5+433，里程樁樁號一律朝向渠首。
在沿中線量距的同時，要在現場繪出路線草圖，作為設計渠道的參考，不必那么細致，可以用一條直線表示，遇到渠道轉彎處，用箭頭指出轉角方向，并寫出轉角度數。
在轉折處，還要測設圓曲線，里程樁和加樁就應該設置在曲線上，并且按照曲線長度計算里程。
3縱斷面水準測量與繪制
渠道縱斷面水準測量，就是測定渠道中心線上各個里程樁和加樁的高程，最后繪出渠道縱斷面圖，為設計渠道提供資料。
為了保證渠道縱斷面水準測量的精度，測量時應按《水利水電工程測量規范》的規定進行。如果渠道沿線國家等級的水準點不多，則要用四等水準測量增設一些水準點，增設的水準點應該沿渠道方向每隔1～2KM設置一個（即BM點），設置在渠道開挖線和堆土線以外不易破壞的地點。BM點設置以后，就可以用普通水準測量的方法測定里程樁和加樁的高程。
丘陵地區距離國家等級的水準點較遠，也可以采用假設高程，一般在起點樁附近的固定建筑物或巖石上設置一個固定樁。以便往返閉合，并精確計算各里程樁和BM點的高程。
用各個里程樁和加樁的高程繪制的渠道中心線縱向地面變化的圖稱為縱斷面圖。渠道縱斷面圖是設計渠底高程線﹑堤頂高程線﹑計算填挖土石方量和擬定施工計劃的主要資料。
在渠道縱斷面水準測量時，各個里程樁和加樁測量所計算出來的高程是木樁樁頂高程。但是在繪制縱斷面圖時，不能用樁頂高程而應該用地面高程繪制。所以，在樁頂讀數的同時還應加讀樁底讀數或把木樁高釘成統一高度。
繪制縱斷面圖：以里程樁和加樁高程作為縱坐標，用里程樁和加樁的里程作為橫坐標，按比例繪制。因為，里程樁上的高程變化不大，里程樁的距離較長；所以，高程的比例尺可以放大一點，一般采用1：100，1：200，1：500等。橫坐標距離的比例尺可縮小一點，可以采用，1：1000，1：2000，1：5000，1;10000等。
因為里程樁高程的數值比較大，但地面起伏變化較小，所以在圖紙上編輯高程數值時，可以選擇某一高程作為起始線，而不必從零開始?？筛鶕疁蕼y量記錄中最底高程或設計最底高程定為起始高程。
繪制縱斷面圖的步驟如下：
①填寫里程樁。
②填寫各里程樁地面高程，并點圖連接繪制，用實線；標明地面線。
③根據地面線定出設計坡降。并繪制在渠底坡度一欄。
④根據流量和設計坡降計算截面尺寸，根據坡降計算各里程樁的高程并填入渠底設計高程一欄，根據截面高度加安全超高和坡降計算各里程樁渠面設計高程并填入渠面設計高程一欄，繪制里程樁上各高程點，用虛線連接；并標明渠底設計線和渠面設計線。
⑤有了渠底設計線，就可以計算開挖深度和填方高度，把開挖深度和填方高度填入開挖深度和填方高度一欄，并在里程樁對應的位置上填寫。
⑥最后把路線平面圖一并繪制在最后一欄。
4渠道橫斷面的測繪
橫斷面測量的目的，就是在里程樁和加樁上測量出垂直于渠道中心線的橫向地面坡度變化點的高程，并繪出橫斷面圖。
橫斷面測量的寬度與渠道的大小和地形變化情況有關，一般要求在橫斷面圖上能標出渠道的邊樁位置或渠面能滿足邊坡的位置。
在橫斷面上地形變化較小的情況下，可采用水準儀，在橫斷面坡度變化點上設置測釬或小木樁，并用皮尺或測繩量取水平距離，水準儀測量高程。
如果橫斷面地面坡度變化較大，可以采用經緯儀或全站儀，把儀器安置在里程樁上，對中﹑整平后，瞄準前或后樁歸零，旋轉90度向兩邊施測。
將測算成果繪制橫斷面圖，繪制橫斷面圖的方法與縱斷面圖大至相同，只不過水平距離與高程的采用同一比例尺。
5土方計算
隨著科學技術的迅猛發展，電腦應用非常廣泛，繪圖采用電腦繪制。將設計標準斷面圖放置在渠道橫斷面各里程樁的渠底高程線上，然后用面積查詢可得出開挖面積和填方面積。
將相鄰的兩個里程樁的開挖面積或填方面積，用算術平均值乘以相鄰的兩個里程樁間的長度，即可得到該段土方開挖及回填方量。
在計算土方時，如果相鄰兩橫斷面中，一為挖方，而另一為填方，則中間必有一點既不挖也不填的零點。即地面線與渠底設計線的交點就是零點。如：在1+500是挖方，開挖深度是0.22m，1+527是填方，填方高度是0.83m。設:零點距1+500為x，則：距1+527為27-x根據相似比的原理：x:(27-x)=0.22:0.83,求得；x=5.66m,27-5.66=21.34m。
計算出零點到1+500的距離后，還應該到實地上確定零點的位置，并補測零點處的橫斷面，繪出橫斷面圖以后，同樣加繪設計斷面，計算挖方和填方的面積，以便把1+500～1+527兩樁間的土方分成1+500～1+505.66和1+505.66～1+527兩部分計算。
最后繪制土方計算表，將所有計算結果填入表中。
摘要：渠道是常見而普遍水利工程，無論是以蓄、提、引的方式進行灌溉，還是排洪和排地面積水，都需要通過渠道才能發揮效益。文章踏勘選線、中線測量、縱橫斷面測量、土石方計算和邊坡放樣等方面對渠道測量進行闡述。
關鍵詞：水工建筑物；渠道測量；工程量計算
關鍵詞：電子設備諧波問題對策
隨著小區和建筑樓宇智能化的興起和信息處理技術的普及，電子計算機、彩色電視機和電子節能照明光源等電子設備和元件已廣泛進入到我們的學習、工作、生活中。這些元件和設備屬于非線性負載，在大量集中使用的建筑物或居民小區中，其非線性產生的諧波電流，如果不加以抑制，會使低壓電網的電壓電流波形產生畸變，影響電能質量。
一、電子設備的諧波現象及原因
電子設備的電源一般是整流電源，只在交流電壓接近峰值時，整流管才導通有輸入電流。由于在一周期內導通的時間很短，又必須維持設備正常的工作電流，所以輸入電流呈脈沖狀。這種脈沖狀輸入電流的基波含量小，而諧波含量大，且工作電流越大，脈沖電流的幅值就越大，形成嚴重的畸變電流注入低壓電網，成為不可忽視的諧波源。
電子計算機和電視機的諧波電流含量大，諧波電流總畸變率高。這樣高含量的負載諧波電流在負荷使用高峰期注入低壓電網，會造成電網電壓和電流總諧波畸變率升高，對電能質量產生影響，如果超過國標規定的限值，還可能造成危害。
據有關資料，在家用電器（主要是電視機）集中使用的居民小區，對低壓電網的電壓質量有明顯的影響。在負荷高峰時，電壓的總畸變率和3次、5次諧波均已達到或超過國標規定的限值，而且還有進一步增加的趨勢。
二、諧波對電力系統設備的影響
電網諧波使電網波形受到污染，供電質量惡化，附加損失增加，傳輸能力下降，是電網的公害。其對系統和設備的影響主要表現在幾方面。
1．對變壓器和電動機，諧波電壓使鐵芯渦流損耗增加，諧波電流使銅損增加，溫度上升，絕緣加速老化，降低了效率和利用率，縮短使用壽命。目前為了抑制3次諧波，常用Dyn11接線的變壓器，使3次諧波在三角形連接繞組中形成環流，盡量不注入電網。但應注意，當諧波含量較大時，這些環流也可能引起變壓器繞組過熱。
2．在諧波電壓作用下，電容器會產生額外的功率損耗，加快絕緣介質的老化。更為嚴重的是，大量諧波電流很可能引發電容器和系統其他元件之間的并聯諧振或串聯諧振，造成對某次諧波電流的放大和諧波電壓的增高。這種危險的諧波過電壓和過電流，不僅會使電容器超載而損壞，也會使與電容器聯接的配電回路中所有線路、設備因電壓閃變超壓過負荷而損壞。據統計，70％以上的諧波故障發生在電容器裝置上。
3．對電力電纜和配電線路，諧波電流頻率增高引起明顯的集膚效應，導線電阻增大，線損加大，發熱增加，絕緣過早老化，容易發生接地短路故障，形成潛在的火災隱患。同時，3次諧波使三相平衡負荷的N線電流顯著增加。在配電回路負荷主要是大量集中使用電子計算機和大面積采用電子節能氣體光源照明的場合，N線電流甚至達到相線電流的兩倍，致使N線過熱、燒毀，甚至導致火災。
4．配電回路的諧波電流含量高會使斷路器遮斷能力降低。這是因為畸變電流過零點時，電弧電流隨時間的變化率要比工頻正弦電流大，電弧電壓的恢復要迅速得多，使電弧容易重燃。事實表明，空氣電磁斷路器不能遮斷其分斷能力范圍內波形畸變率超過50％的故障電流，還會導致斷路器損壞。
5．諧波對電力系統的繼電保護、計量儀表以及通信系統的設備、信號產生干擾和損害。
三、國家諧波標準限值
為了抑制諧波污染，保證電網和電氣設備的安全經濟運行，近幾年來國家先后制定了一系列電磁兼容和安全的國家標準，對諧波的限值作出了明確的規定。在《電能質量公用電網諧波》（GB/T14549－93）中，對0.38KV低壓電網諧波電壓和諧波電流限值的規定如表三、表四：
這些標準的實施，為電子設備產品的生產和檢測，供配電設計以及供用電的監督管理提供了依據。
四、減小諧波影響的措施
1．在民用建筑低壓配電設計中，尤其是對用電負荷主要為單相用電設備供電的配電干線，中性線（N）的截面積不應小于相線截面積。而對大量集中使用計算機、電視機等電子設備供電的場合，TN系統配電回路的N（PEN）線的截面積不應小于相線截面積的2倍，以增加N線載流量，避免導線過載發熱而損壞。
2．對應用電子設備和元件較多的配電線路保護，應選用有中性線過流保護的開關電器，并且應適當加大斷路器的斷流容量，防止短路故障時因斷流容量不足損壞開關和設備。
3．為防止電力電容器對諧波的放大，以致引起諧振過電壓或過電流，對電容器的設置要注意以下幾點：①適當調整電容器的安裝位置，以改變網絡參數。②根據可能產生諧振的諧波次數，確定電容器的容量，或調整電容器投切分組容量，以避開諧振點。③在電容器回路中串聯適當的空心電抗器，限制電容器支路的諧波電流。例如，為限制3～5次諧波電流，可安裝相當于電容器容量4％～6％的串聯電抗器。
4．在系統中并聯裝設交流濾波器。交流濾波器有無源與有源之分，由于民用建筑中負荷類型變化不大，電子設備產生的諧波次數相對比較固定，因此多采用無源濾波器。
對低次數（13次以下）諧波，因次數較低，含量較大，可分別設置單一頻率的單調諧無源濾波器濾除。單調諧濾波器由電容器串聯諧波電抗器組成，基本原理是將需濾除的諧波頻率作為理想的調諧點，在此頻率上濾波器產生串聯諧振，形成低阻通路吸收大部分諧波電流。
對較高次數（13次及以上）諧波因其幅度小，可選一共同的高通濾波器濾除。最常用的高通濾波器是二階高通濾波器，由電抗器、電阻和電容器混聯連接構成。對某一次（如13次）諧波頻率以上的各次諧波，濾波器的阻抗是一個小于其電阻值的低阻通路，使次數較高的諧波電流被有效地吸收。
現在有的廠家（諾基亞、深圳海億達等）已可提供有源濾波器。有源濾波器基本原理是作為一個電流源，與負載諧波源并聯，以極快的響應速度，送出與負載諧波電流幅值相等，相位相同，方向相反的電流，使兩者相互抵消，電源側的總諧波電流為零。有源濾波器還可補償無功功率和三相不對稱電流。目前由于價格較高，補償容量較小（單臺補償電流100A以下），所以僅適用于對供電質量要求很高（如重要建筑物的中央監控系統、計算機系統等）的場所使用。
5．加強對電子產品生產的管理、檢測和監督，鼓勵廠家采用有源功率因數校正等新技術，生產低諧波值的電子產品。從源頭對諧波污染進行治理，這是最根本的措施。
參考文獻
［關鍵詞］建筑物防雷設施裝置間距跨步電壓埋地深度接地電阻
一、前言
在建筑物防雷設計中，設計人員對一、二級防雷建筑物的防雷設計比較重視，疏漏差錯很少，但對大量的三級防雷建筑物的防雷設計卻常有忽視。由于設計質量管理規定：對于一般工程的電氣設計允許可以不要計算書，因此許多設計人員對三級防雷建筑物的防雷設計，不再進行設計計算，僅憑經驗而設計。對于防雷設施的是否設置及防雷設施的各種安全間距未進行計算、驗算，因此造成大量的三級防雷的建筑物的防雷設計、施工存在較大的的盲目性，使有些工程提高了防雷級別，增加了工程造價，而有些工程卻未按規范設計、施工，造成漏錯，帶來很大隱患和不應有的損失。
二、建筑物防雷規范的概述及比較
現今建筑物防雷標準有1993年8月1日起實施的《民用建筑電氣設計規范》JGJ/T16－92推薦性行業標準，1994年11月1日起實施的《建筑物防雷設計規范》GB50057－94強制性國家標準。GB50057－94使建筑物的防雷設計、施工逐步與國際電工委員會IEC防雷標準接軌，設計施工更加規范化、標準化。
GB50057－94將民用建筑分為兩類，而JCJ/T16－92將民用建筑防雷設計分為三級，分得更加具體、細致、避免造成使某些民用建筑物失去應有的安全，而有些建筑物可能出現不必要的浪費。為更好的掌握IEC、GB50057－94、JCJ/T16－92三者的實質，特擇其主要條款列于表1。且后面的分析、計算均引自JCJ/T16－92中的規定。
三、預計的年雷擊次數確定設置防雷設施
除少量的一、二級防雷建筑物外，數量眾多的還是三級防雷及等級以外的建筑物防雷，而對此類建筑物大多設計人員不計算年預計雷擊次數N，使許多不需設計防雷的建筑物而設計了防雷措施，設計保守，浪費了人、材、物?，F計算舉例說明：
例1：在地勢平坦的住宅小區內部設計一棟住宅樓：6層高層數不含地下室，地下室高2.2m，三個單元，其中：長L=60m，寬W=13m，高H=20m，當地年平均雷暴日Td=33.2d/a，由于住宅樓處在小區內部，則校正系數K=1。
據JCJ/T16－92中公式D·2－1、D·2－2、D·2－3、D·2－4得：與建筑物截收相同雷擊次數的等效面積km2：Ae=L·W＋2L＋WH200－H＋πH200－H×10－6=60×13＋2（60＋13）20（200－20）＋3.14×20（200－20）×10－6=0.02084km2
建筑物所處當地的雷擊大地的年平均密度：
Ng=0.024Td1.3=0.024×33.21.3=2.28次/km2·a
建筑物年預計雷擊次數：
N=KNgAe=1×2.28×0.02084=0.0475次/a
據JCJ/T16－92第12.3.1條，只有在N≥0.05GB50057－94中：N≥0.06才設置三級防雷，而本例中：N=0.0475<0.05，且該住宅樓在住宅樓群中不是最高的也不在樓群邊緣，故該住宅樓不需做防雷設施。
根據以上計算步驟，現以L=60m，W=13m，分別以H=7m、10m、15m、20m四種不同的高度，K值分別取1，1.5，1.7，2，Ng=2.28km2·a進行計算N值，計算結果見表2。
從表2中的數據可知，在本區內：①當K=1時，舉例中的建筑物均N<0.05，不需設置防雷設施。②當K=1.5時，即建筑物在河邊、湖邊、山坡下或山地中土壤電阻率較小處、地下水露頭處、土山頂部、山谷風口等處的或特別潮濕的建筑物，在高度達15m或以上者，必須設置三級防雷措施。③當K=1.7時，即金屬的磚木結構的建筑物，高度達7m及以上者，必須設置三級防雷措施。④當K=2時，即建筑物位于曠野孤立的位置，高度達7m兩層以上者，均設置三級防雷措施。
可見，有的建筑物在20m的高度，卻不需設置防雷措施，而有的建筑物高度在7m，就必須設置三級防雷措施。關鍵因素在于建筑所處的地理位置、環境、土質和雷電活動情況所決定。
同時在峻工的工程中，我們也看到，例1中的民用建筑物，有許多類似的工程不該設置防雷卻按三級防雷設計施工了，施工后的防雷接地裝置如圖1所示。
其中8組引下線均利用結構中的構造柱的412主筋，水平環路接地體埋深1m，距樓外墻1m。以上鋼材均為鍍鋅件，則共需鍍鋅鋼材0.192t，人工費2950元，定額預算工程直接費約0.75萬元。類似這種三級防雷以外的住宅樓、辦公樓及其他民用建筑，在我們地區1998年約竣工600～800棟，僅增設的防雷設施其工程直接費約為450～600萬元。以此類推，在全省、全國因提高防雷等級而提高工程造價浪費的數字是巨大的。因此，設計人員對民用建筑物的防雷設計必須對建筑物年預計雷擊次數進行計算，根據計算結果，結合具體條件，確定是否設置防雷設施。
四、防雷設施與人、金屬管道等的安全距離
1.雷電流反擊電壓與引下線間距的關系
當建筑物遭受雷擊時，雷擊電流通過敷設在樓頂的避雷網，經接地引下線至接地裝置流入地下，在接地裝置上升高的電位等于電流與電阻的乘積，在接地引下線上某點離地面的高度為h的對地電位則為
Uo=UR＋UL=IkRq＋L1
式中Ik—雷電流幅值kA
Rq—防雷裝置的接地電阻Ω
L—避雷引下線上某點離地面的高度的為h到接地裝置的電感μH
雷電流的波頭陡度kA/μH
1式中右邊第一項UR即IkRq為電位的電阻分量，第二項UL即為電位的電感分量，據GB50057－94有關規定，三類級防雷建筑物中，可取雷電流Ik=100kA，波頭形狀為斜角形，波頭長度為10μs，則雷電流波頭陡度==10kA/μs，取引下線單位長度電感Lo=1.4μH/m，則由1式可得出
Uo=100Rq＋1.4×h×10=100Rq＋14hkV2
根據2式，在不同的接地電阻Rq及高度h時，可求出相應的Uo值，但引下線數量不同，則Uo的數值有較大差異。下面以例1中引下線分別為4、8根假定每根引下線均流過相同幅度的雷擊電流，且忽略雷電流在水平避雷上的電阻及電感壓降，計算出的UR/UL值列于表3。
由表3中可知，接地電阻Rq即使為零，在不同高度的接地引下線由于電感產生的電位電感分量也是相當高的，同樣會產生反擊閃絡。
2.引下線與人體之間的安全間距
雷擊電流流過引下線及接地體上產生的雷擊電壓，其電阻分量存在于雷電波的持續時間數十μs內，而電感分量只存在于波頭時間5μs內，因此兩者對空氣絕緣作用有所不同，可取空氣擊穿強度：電感UL=700kV/m，電阻ER=500kV/m?；炷翂Φ膿舸姸鹊扔诳諝鈸舸姸?，磚墻的擊穿強度為空氣擊穿強度的一半。
據表3計算的數據，下面計算引下線與人體之間的安全距離。因每組引下線利用構造柱中的412鋼筋，可以認為引下線與人體、金屬管道、金屬物體之間為空氣間隔，且認為引下線與空氣之間間隔層為抹灰層，可忽略不計。
1當引下線為4組時，人站在一層，h1=3m，Rq=30Ω，則URI=750kVUL1=10.5kV人體與引下線之間安全距離L安全1>
方可產生的反擊。人站在5層，h2=15m，Rq=30Ω，則：UR2=750kVU12=52.5kV則安全距離L安全2>
1.575m<1.83m。在上述兩個房間內，保持如此的距離是很難做到的，因此存在很危險的雷電壓反擊。
（2）當引下線為8組時，當站在一層房間內，h1=3m，Rq=30Ω，則UL1=5.25kVUR1=3.75kV則安全間距L安全1>
0.757m。人站在5層時，h2=15m則UL2=26.25kVUR2=375kV則安全間距L安全2>
可見，引下線數量增加一倍，安全間距則減小一半。因此設置了防雷設施后，應嚴格按照規范設置引下線的數量及間距。同時建議可縮短規范內規定的引下線間距，多設一定數量的引下線，可減少雷電壓反擊現象。這樣處理，對增加工程造價微乎其微。
3.引下線與室內金屬管道、金屬物體的距離
1當防雷接地裝置未與金屬管道的埋地部分連接時，按例一中數據：樓頂的引下線高度h=Lx=20m，Rq=30Ω時，據JCJ/T16－92第12.5.7條規定，Lx<5Rq=5×30=150m，則
Sal≥0.2KcRi＋0.1Lx
式中Kc—分流系數，因多根引下線，取0.44
Ri—防雷接地裝置的沖擊電阻，因是環路接地體，Ri=Rq=30Ω
Sal—引下線與金屬物體之間的安全距離/m
則
Sal≥0.2×0.44×30＋0.1×20=2.816m。
2當防雷接地體與金屬管道的埋地部分連接時，按式12.3.6－3，Sa2≥0.075KcLx=0.075×0.44×20=0.66
由以上計算的Sal≥2.816m，Sa2≥0.66m，在實際施工時，均很難保證以上距離，因為金屬管道靠墻0.1m左右安裝，又由于Sa2≤Sal，因此可將防雷接地裝置與金屬管道的埋地部分連接起來，同時，在樓層內應將引下線與金屬管道物體連接起來，防止雷電反擊。
4.引下線接地裝置與地下多種金屬管道及其它接地裝置的距離Sed
據JCJ/T16－92第12.5.7條及公式12.3.6－4：Sed≥0.3KcRi=0.3×0.4×30=3.96m，而在實際施工中，地下水暖管道交錯縱橫，先于防雷及電氣接地裝置施工，等施工后者時，已經很難保證Sed≥3.96m了，也難于保證不應小于2m的規定，因此可將防雷接地裝置與各種接地裝置共用，即實行一棟建筑一個接地體。將接地裝置與地下進出建筑物的各種金屬管道連接起來，實行總等電位聯結。
綜上所述，在實行一棟建筑一個總帶電位聯結、一個共用接地體的措施后，在樓頂部應將避雷帶針與伸出屋面的金屬管道金屬物體連接起來，在每層內的建筑物內應實行輔助等電位聯結，即引下線在經過各個樓層時，將它與該樓層內的鋼筋、金屬構架全部聯結起來，于是不論引下線的電位升到多高，同樓層建筑物內的所有金屬物包括地面內鋼筋、金屬管道、電氣設備的安全接地都同時升到相同電位，方可消除雷電壓反擊。
五、跨步電壓與接地裝置埋地深度
跨步電壓是指人的兩腳接觸地面間兩點的電位差，一般取人的跨距0.8m內的電位差?？绮诫妷旱拇笮∨c接地體埋地深度、土壤電阻率、雷電位幅值等諸多因素。當接地體為水平接地帶時，
3
式中ρ—土壤電阻率/Ω.m
L—水平接地體長度m
Ik—雷電流幅值kA
K—接地裝置埋深關系系數，見表4
Ukmax—跨步電壓最大值kV
按例一中的接地裝置計算，接地體長度L=146m，取Ik=150k，土質為砂粘土，ρ=300Ω.m，則按埋深深度0.3m，0.5m，0.8m，1m時相應的K值取2.2，1.46，0.97.0.78。按3式計算：
其Ukmax值分別為107.97，71.66，47.61，38.28/kV。
世界各國根據發生的人身沖擊觸電事故分析，認為相當于雷電流持續時間內人體能承受的跨步電壓為90～110kV。從計算結果可知，該工程的防雷接地體埋深0.8m時，跨步電壓已在安全范圍內。JCJ/T16－92第12.9.4規定接地體埋設深度不宜小于0.6m，第12.9.7條規定：防擊雷的人工接接地體距建筑物入口處及人行道不應小于3m，當小于3m時，接地體局部埋深不應小于1m，或水平接地體局部包以絕緣物。包以絕緣物易增大其接地電阻，因此還是以埋深大于1m時為好。這樣處理，只增加少量工程造價，卻將接地裝置處理得更加安全可靠，起到事半功倍的效果。
若采用基礎和圈梁內鋼筋作為環形接地體，但由于三級防雷的建筑物大多為毛石基礎，毛石基礎上的圈梁埋地一般為0.3m左右，較淺根本達不到防止危險的跨步電壓需將接地裝置埋深1m的要求，因此不宜采用圈梁做為環形接地體指三級防雷建筑物。
六、區別工頻、沖擊接地電阻
工頻、沖擊接地電阻兩者的區別及關系，許多施工技術人員不能區別與明晰，使部分工程的防雷裝置接地電阻已達到設計值，而仍然盲目采用降阻措施，增加了工程造價。
1、滲漏成因分析
滲漏現象出現后，首先我們要進行滲漏成因分析，實際上就是分析混凝土結構中存在的貫通缺損的成因，包括變形縫和裂縫的滲漏成因分析。
1.1變形縫滲漏成因分析
變形縫是身伸縮縫、沉降縫和抗震縫的總稱。水工混凝土建筑物的特點，要求其變形縫必須具有以下性能：能夠滿足建筑物各部分之間的變形、變位的要求，消除相互間力的傳遞；變形縫止水結構水密性能優良，在設計水頭壓力的作用下，不發生滲漏；止水材料耐久性優良。變形縫止水結構失效有設計、施工和材料等三方面的原因。
設計方面的原因：變形縫尺寸設計不合理，密封止水材料的長期允許伸縮率不能滿足變形縫變形要求等。
施工原因:止水帶位置偏離、止水帶周圍砼有蜂窩孔洞、止水帶焊接不嚴密、密封材料嵌填質量差和砼面脫離等。
止水材料方面的原因：止水材料年久老化腐爛，或失去原來彈塑性而開裂或被擠出等。
1.2滲漏裂縫成因分析
砼是多相復合脆性材料，當砼拉應力大于其抗拉強度，或砼拉伸變形大于其極限拉伸變形時，砼就會產生裂縫。按照深度的不同，可以分為表層裂縫、深層裂縫和貫穿裂縫；按產生原因分，裂縫可以分成溫度裂縫、干縮裂縫、鋼筋銹蝕裂縫、超載裂縫、堿骨料反應裂縫、地基不均勻沉陷裂縫等。分析推斷滲漏裂縫成因可以從結構設計、砼材料性能、施工、運行管理及環境條件、外載作用等方面著手進行。
2、裂縫滲漏的處理
根據裂縫發生的原因及其結構影響的程度，滲漏量大小和集中分散等情況，分別采取以下處理措施。
2.1表面處理
根據裂縫所在的部位，可用水泥砂漿、防水快凝砂漿以及環氧砂漿等對裂縫部位的表面進行涂抹，粘補，嵌補以及噴漿修補等。對于裂縫滲漏量較大，但不影響建筑物正常使用的漏水裂縫，可采用埋管導滲或鉆孔導滲。埋管導滲即沿漏水裂縫在混凝土表面鑿成上小下大的槽形，并在滲漏集中的部位埋設引水鐵管，然后用棉絮沿裂縫填塞，使漏水集中從引水鐵管排水，再用快凝灰漿或防水快凝砂漿迅速回填封閉槽口，最后把引水管封堵。鉆孔導滲即用風鉆在漏水裂縫一側（水平縫則在縫的下方）鉆斜孔，穿過裂縫面，使漏水從鉆孔中導出，然后封閉裂縫，從導滲孔灌漿填塞。
2.2內部處理
對于淺縫和只需防滲堵漏的裂縫，一般可用水泥灌漿，如對開度小于0.3mm或滲透流速較大以及受溫度變化影響的裂縫，應采用化學灌漿處理。
2.3結構處理結合表面處理
對于影響建筑物整體性或破壞結構強度的裂縫，除了采取內部處理外，有的尚需要采取結構處理結合表面處理的措施，以達到防滲、結構補強或恢復整體性的要求。
3、散滲或集中滲漏的處理
混凝土建筑物出現散滲或集中滲漏的原因，主要由于蜂窩、空洞、不密實及抗滲標號低等缺陷造成。其處理措施：對于建筑物內部混凝土密實性差、裂縫孔隙比較集中的部位，可用水泥和化學灌漿；對于大面積的細微散滲及水頭較小的部位，可采用表面涂抹辦法；對于集中射流的孔洞、流速不大的，可將孔洞鑿毛后用快凝膠泥堵塞。如流速較大，可先用棉絮或麻絲楔入孔洞，以降低流速和減少漏水量，然后再進行堵塞；對于大面積散滲，可修筑防滲導水對于涵洞壁很薄，漏水范圍大，且縮小洞徑不影響用水要求時，可采用內襯鋼板，鋼筋混凝土或預制鋼筋混凝土塊，套管可采用鑄鐵管、鋼管或鋼筋混凝土管等。
4、點滲漏的處理
4.1直接堵漏法
當水壓不大(小于1m水頭)，漏水孔較小時可用此法。先將漏水孔鑿毛，并把孔壁鑿成與砼表面接近垂直的形狀，不能剔成上大下小的楔形槽。用水沖凈槽壁，隨即將快凝止水灰漿捻成與槽直徑相近的圓錐體，待灰漿開始凝固時，迅速用力堵塞于槽內，并向孔壁四周擠壓使灰漿與孔壁緊密結合，封住漏水。外面再涂抹防水砂漿保護層。
4.2下管堵漏法
適用于水壓較大(1~4m水頭)，且漏水孔洞較大的情況。首先清除漏水孔壁的松動砼，鑿成適于下管的孔洞（深度視漏水情況而定）。然后將塑料管或膠管插入孔中，使水順管導出。用快凝灰漿把管子的四周緊密封閉，待凝固后，拔出導水管，按直接堵漏法把孔洞封死。
4.3木楔堵塞法
適用于水壓較大(大于4m水頭)，且漏水孔洞較大的情況。先把漏水處鑿成孔洞，再將一根比孔洞深度短的鐵管插入孔中，使水順管子排出。用快速灰漿封堵鐵管四周。待灰漿凝固后，將一根外徑和鐵管內徑相當且裹有棉絲的木楔大入鐵管，將水堵住。最后用防水砂漿層覆蓋保護。
4.4灌漿堵漏法
灌漿堵漏法對于水壓較大，孔洞較大且漏水量大孔洞的封堵很合適，也可用于密實性差，內部蜂窩孔隙較大的砼的滲漏和回填。灌漿材料可以用水泥、水玻璃、丙凝、丙烯鹽酸以及水泥和水玻璃、丙烯酰胺、丙烯鹽酸的混合灌漿材料。
灌漿堵漏法的具體操作步驟如下：先將漏水孔口鑿成喇叭形，用快凝灰漿把灌漿嘴埋入，并封閉灌漿管四周，使漏水順管集中排出。然后再用高強度砂漿回填至原混凝土面，必要時可以立模養護。待高強砂漿達到一定強度后，沿灌漿嘴頂灌漿。灌漿完畢，關緊灌漿閥門，等漿液凝固后再行拆除。
5、止水、結構縫滲漏的處理
混凝土建筑物止水，結構縫滲漏的修頂灌漿。灌漿完畢，關緊灌漿閥門，等漿液凝固后再行拆除?；炷两ㄖ镏顾?，結構縫滲漏的修補，首先考慮采用熱瀝青進行補灌。當補灌瀝青有困難或無效時，則可采用化學灌漿。灌漿的材料可用聚氨酯，在采用單液法灌漿時，設備簡單，施工容易。此外，還常采用丙凝漿液。
