混凝土大壩的抗震安全評價

1、安全管理文書混凝土大壩的抗震安全評價日期：單位：混凝土大壩的抗震安全評價本文論證了混凝土大壩重點是高拱壩的抗震安全評價的實踐與發(fā) 展現(xiàn)狀。現(xiàn)有的評價準則主要依據(jù)混凝土的強度，特別是抗拉強度來判 斷大壩的安全性。大壩的應力計算則以彈性動力分析為基礎。各國規(guī)范 關于地震設防水平和大壩的容許拉應力數(shù)值有很大差別，表明認識上的不一致。事實上，由于各壩壩高、壩型、地形、地質(zhì)條件不同，地震時 壩身中某一部分產(chǎn)生的最大拉應力不足以全面反映大壩的抗震安全性。 混凝土的動態(tài)強度是大壩抗震安全評價中的一個薄弱環(huán)節(jié)。大壩抗震設計中目前只依據(jù)Raphael進行的局部加載速率的試驗結果選取混凝土的 動強度。實際上，地震

2、作用下，不同的壩不同部位的應變速率是不相同 的，而且混凝土的動強度還和應變歷史、初始靜抗壓強度、含水量以及 尺寸效應等許多因素有關，有待作深入研究。在以上分析基礎上，文中 建議了混凝土大壩抗震安全評價的合理方法以及進一步的研究方向。隨著國民經(jīng)濟的發(fā)展，小灣、溪洛渡等一批 300m級世界超高拱壩 和龍灘等200m級高碾壓混凝土重力壩即將在我國西部高烈度地震區(qū)進 行建設。高壩的抗震性評價關系到下游廣大地區(qū)工農(nóng)業(yè)生產(chǎn)和人民生命 財產(chǎn)的安全，具有特殊重要的意義。目前有關混凝土大壩在地震作用下 的動力分析技術已經(jīng)取得了很大的進步，我們可以對復雜形狀的拱壩進 行比較嚴密的三維壩水地基系統(tǒng)的地震響應分析。在

3、計算中可以考慮河谷地震動的不均勻輸入；可以考慮拱壩結構縫在強震作用下的相對滑移 和轉動；可以考慮拱壩和無限地基的動力相互作用影響等?；炷链髩?的彈性振動響應分析可以達到比較高的計算精度。但是，對混凝土大壩 抗震安全評價有關的一些重要問題，其中包括地震設防標準，混凝土材 料的動力特性等，都還沒有得到很好解決。以下，我們對一些問題的發(fā)展現(xiàn)狀作一些分析。1混凝土大壩抗震安全評價的歷史回顧混凝土大壩的抗震安全評價經(jīng)歷了較長時期的歷史發(fā)展。 安全評價 包括強度和穩(wěn)定兩個方面。由于失穩(wěn)的發(fā)展一般是一漸進過程，所以， 目前正在研究應用不連續(xù)變形方法來分析大壩沿薄弱面失穩(wěn)的發(fā)展過 程。這樣，將壩基失穩(wěn)、變形

4、與大壩的變形、應力重分布與破壞過程相 結合進行綜合考慮?？梢愿鼮榭茖W地評價大壩的安全性。這將是今后的 發(fā)展方向。但就目前情況來說，混凝土大壩特別是拱壩的設計，基本上 分別獨立地對穩(wěn)定和應力分析進行檢驗。 穩(wěn)定分析主要采用極限平衡方 法，按塑性力學上限理論計算安全系數(shù)。穩(wěn)定方面出現(xiàn)的問題則通過壩 線選擇和加固措施來解決。所以，大壩剖面的選擇將主要通過應力進行 控制。從應力方面評價混凝土大壩的抗震安全性，目前將仍主要建立在 容許應力的基礎上。各國都根據(jù)彈性動力分析計算出的地震應力來進行 大壩的抗震設計。本文將主要討論這方面的問題。由于混凝土大壩在強 震中的震害主要表現(xiàn)為受拉出現(xiàn)裂縫，發(fā)生應力重分布

5、，使大壩的承載 能力降低。因此，混凝土的容許抗拉強度成為大壩抗震安全檢驗的十分 重要的指標。在混凝土壩的設計中，很長時期內(nèi)，拱壩采用試載法 （多拱梁法）， 重力壩采用材料力學方法進行分析。這種方法計算比較簡便，又基本上 可以反映大壩的受力特性，所以在比較長的大壩建設實踐中發(fā)揮了重要 作用，同時也積累了一定的經(jīng)驗。但是這種方法采用平面變形假定，忽 略了應力集中的影響，也有一定的局限性。在早期混凝土大壩的設計中， 基本上采用了不容許拉應力出現(xiàn)的標準。以拱壩為例，認為主要以承受 壓力為主，對壓應力采用比較高的安全系數(shù)（正常荷載工況達到4,非常荷載工況達到3)，計算中斷面的受拉部分按開裂計算，形成內(nèi)部

6、新的受 壓拱，進行應力重分布。早期，大壩的設計地震力不高，地震加速度一 般取為0.1g左右，這種情況下許多拱壩的安全性主要由靜力情況控制。 隨著壩工建設的發(fā)展，這種評價標準在實踐中暴露出來的矛盾越來越 多。首先，是拉應力的控制標準問題逐漸被突破。由于壩高增加，同時 在復雜條件下建設的大壩數(shù)量越來越多，初期不容許拉應力出現(xiàn)的標準 無法滿足設計要求。另一方面，也考慮到大體積混凝土實際上可以承受 某種程度的拉應力。從而，在一些混凝土壩的設計中逐步容許一定數(shù)量 的拉應力。以拱壩表現(xiàn)得最為明顯。但是，允許拉應力的數(shù)值各壩都不 完全相同?？偟目磥恚嬖谥鸩教岣叩内厔?。以美國為例1 ,1924年設計Pac

7、oima拱壩時，加州工程師取容許拉應力 0.7MPa(100psi)； 1967年美國土木工程學會與美國大壩委員會總結的拱壩拉應力容許值 為0.841.26MPa(120180psi) ; 1974年美國墾務局標準，容許拉應 力在正常荷載時為1.05MPa(150psi),非常荷載時為1.575MpP(225psi); 1977年Auiburn壩設計時，拉應力容許值達到 5.25MPa(750psi) ; 1984 年Raphael根據(jù)若干座壩混凝土試樣的試驗值，建議地震時容許拉應力 可達6.958MPa(994psi).拉應力的容許值實際上決定了大壩設計的安全 度，因為它決定斷面裂縫的范圍以

8、及應力重分布的結果。關于拉應力的 容許值，各國、各個單位、各座壩取值不同。至今還沒有公認的標準， 反映了認識上的不一致。這是可以理解的，因為各座壩的具體情況不同， 拉應力發(fā)生的部位不同，對壩安全性的影響也各不相同，很難要求采取 一個統(tǒng)一的標準。其次，隨著強震記錄的不斷積累和豐富， 大壩的設計地震加速度數(shù)值也呈逐步上升趨勢。1940年美國ElCentro記錄到的最大地震加速度 為0.32g(M=7.0).1970年以后具有特大加速度的記錄不斷涌現(xiàn)。例如， 1973年前蘇聯(lián)Gazli地震時為1.3g(M=7.2) ； 1978年伊朗地震時 0.87g(M=7.4) ； 1979年美國 Imperi

9、alValley 地震時為 1.7g(M=6.6)； 1985年智利地震時0.75g(M=7.8) ； 1994年美國Northridge 地震時為 1.82g(M=6.7) ； 1999年我國臺灣集集地震時1.0g左右(M=7.3).其中， 1985年加拿大地震時記錄到的最大加速度甚至超過2.0g(M=6.9).雖然，人們認識到對建筑物響應起作用的應該是有效峰值加速度EPA但是，實測地震加速度超過甚至遠遠超過抗震設計中的加速度則是事實。對混凝土大壩設計來說，對壩造成震害的幾次強震中實測到的大壩場地加速 度是值得重視的。其中，印度 Koyna重力壩，1967年12月11日發(fā)生 M=6.5級強震

10、，震中位于大壩以南偏東 2.4km,實測壩基加速度為：壩 軸向0.63g，順河向0.49g，豎向0.34g.伊朗SefidRud大頭壩，1990 年6月21日發(fā)生M=7.6級大震，震中距壩址約5m，壩址無儀器記錄。 相距40km處的強震儀記錄到的加速度峰值為0.56g，按地震動衰減規(guī)律估算的壩基加速度為0.714g.美國Pacoima拱壩，1971年2月9日發(fā)生 M=6.6級San Ferna ndo地震時，左壩肩基巖峰頂加速度，水平和垂直分 量分別達到1.25g和0.72g，估算壩基加速度約為0.50g左右；1994年 1月17日M=6.8級Northridge地震時，實測壩基加速度，水平和

11、豎向 分量分別達到0.54g和0.43g，左壩肩峰頂1.58g.這幾次地震都對大壩 造成了比較強烈的震害。其中還包括我國的新豐江大壩。需要指出，上 述大壩都進行過抗震設計。我國的新豐江大頭壩，在1959年水庫蓄水后不久，由于在庫區(qū)發(fā)生有感地震，1961年按忸度地震烈度進行過一期 加固，水平向設計地震系數(shù) 年3月19日發(fā)生M=6.1級強震時造成大壩頭部斷裂。印度Koyna重力壩在震前按地震系數(shù)0.05進行 設計，震后頭部轉折處出現(xiàn)了嚴重的水平裂縫；伊朗 SefidRud大頭壩 震前按地震系數(shù)0.25進行過抗震設計，震后形成了一條幾乎貫穿全壩 的頭部水平裂縫。美國 Pacoima拱壩在1971年S

12、an Ferna ndo地震時， 左壩頭與重力墩之間的接縫被拉開，震后進行過加固，1994年Northridge地震時又重新被拉開。大量地震記錄超過傳統(tǒng)采用的設計地 震加速度，因此，按照什么標準進行混凝土大壩的抗震設防，成為設計 人員所十分關注的問題。2、各國現(xiàn)行抗震設防標準的基本框架一方面，不少大壩壩址記錄到的地震加速度遠遠超過設計中采用的 地震加速度，并且造成大壩的震害；另一方面，按傳統(tǒng)地震加速度設計 的大壩也表現(xiàn)有一定的抗震能力，有的經(jīng)受了強震的考驗，1976年意大 利GemonaFreulli發(fā)生的M=6.5級強震中，在離震中50km范圍內(nèi)有13 座拱壩未發(fā)生震害，其中包括 Ambie

13、sta拱壩，壩高59m，震中距22km, 震中烈度達區(qū)度。面對這一矛盾，各國對于大壩抗震設防采取了不同的 處理方法，歸納起來可以有三種途徑。2.1采用較低的設計地震加速度值的做法日本和俄羅斯，仍然保留傳統(tǒng)的做法，采用較低的設計地震加速度 值。日本大壩設計基本采用擬靜力法，土木工程學會大壩抗震委員會規(guī) 定的設計地震系數(shù)2，混凝土壩強震區(qū)取為0.120.20，弱震區(qū)取為 0.100.15.考慮彈性振動的動力放大影響，拱壩壩身地震系數(shù)取為壩 基的2倍。俄羅斯1995年頒布的設計標準重新確認了前蘇聯(lián)1981年施行的地震區(qū)建筑設計規(guī)范 CHUnn -7-813 , 4。規(guī)范規(guī)定，對地震烈 度為、忸、區(qū)度

14、的建筑場地，相應的最大地震加速度分別為100cm/s2、200cm/s2和400cm/s2.水工建筑物按擬靜力方法進行計算，地震荷載根 據(jù)建筑物周期按反應譜方法確定，I類場地的最大動力系數(shù) B =2.2 , II 類、皿類場地最大動力系數(shù) B =2.5，任何情況下B均不小于08按一 維簡圖（懸臂梁）進行計算時，振型不少于3個；按二維簡圖進行計算時， 混凝土壩的振型不少于10個。水工建筑物的地震荷載均按場地烈度相 應的加速度進行計算，同時引入一容許破壞程度系數(shù)K 1=0. 25進行折 減。對于I級擋水建筑物，按加速度矢量表征的計算地震作用，在此基 礎上加大20%此外，還規(guī)定，位于高于度地區(qū)的I級

15、擋水建筑物按場 地烈度所相應的地震加速度（即不折減）作補充計算。日本規(guī)定，對高拱 壩和重要大壩，除進行基本分析外，還需要進行動力分析和動力模型試 驗，并選擇適當?shù)牡卣鸩〞r程曲線。俄羅斯規(guī)范要求I級水工建筑物除 進行地震作用計算外，還應進行模型試驗在內(nèi)的研究，比較理想的是在 部分已建成的及已投入使用的建筑物上進行原型試驗研究，以檢驗壩的動力特性及計算方法的合理性。阪神大地震后日本的許多抗震規(guī)范都作了比較大規(guī)模的修改，但是壩工設計規(guī)范則還沒有修改的動向。因為在阪神地震中，沒有發(fā)現(xiàn) 水壩有明顯的震害，認為按現(xiàn)有方式設計的大壩地震時是安全的5。據(jù)了解，由于實測的地震加速度值與設計地震加速度有較大的差別

16、，日 本規(guī)范將來有可能作一定的調(diào)整，但不會有實質(zhì)性的改變。2.2采用兩級地震設防標準以美國為代表的一些國家，采用兩級地震設防標準。這也是目前許 多國家壩工抗震設計中的一種趨勢。美國墾務局在 1970年以前，大壩 設計地震加速度采用0.1g ,1974年以后提出設計基準地震 DBE與最大 可信地震MCE兩級設防的概念。美國大壩委員會1985年起草并經(jīng)國際大壩委員會1989年公布的大壩地震系數(shù)選擇導則7，明確了使 用安全運行地震動OBE與最大設計地震動MDE兩級設防的地震動參數(shù)選 擇原則。按照這一準則，在安全運行地震 OBE乍用時，大壩應能保持運 行功能，所受震害易于修復。故一般可進行彈性分析，并

17、采用容許應力 準則。在最大設計地震MDE乍用時，要求大壩至少能保持蓄水能力。這 表示可容許大壩出現(xiàn)裂縫，但不影響壩的整體穩(wěn)定，不發(fā)生潰壩。同時， 大壩的泄洪設備可以正常工作，震后能放空水庫。OBE-般選為100年內(nèi)超越概率50%重現(xiàn)期145年）的地震動水平，以Housner為首的美國 大壩安全委員會則建議 DBE的重現(xiàn)期為200年，經(jīng)過經(jīng)濟上合理性的論 證時，還可適當延長8。關于MDE勺概率水準或重現(xiàn)期，沒有作明確 規(guī)定。值得注意的是MDE勺決定一般都和大壩的失事后果相聯(lián)系，只對 特別重要的壩，才令MDE等于MCE6。確定MCE 般有確定性方法（地 質(zhì)構造法）和概率法等兩種方法，國際大壩委員會

18、的導則認為，就目前 的認識水平而言，不可能明確規(guī)定必須采用哪種方法。建議同時采用兩 種方法，并應用工程經(jīng)驗進行判斷。采用兩級設防水準有待解決的問題 是MDE乍用時，如何檢驗大壩的安全性。目前還沒有取得共同的認識， 但是近年來已受到許多國家的關注，并且已有了一定的進展。這方面有 代表性的是加拿大大壩安全委員會 1995年制定的大壩安全導則9, 將大壩按其失事后果區(qū)分為4類：非常小無傷亡，除大壩本身外，無 經(jīng)濟損失；小無預期傷亡，中等損失；高若干傷亡，較大損失； 很高大量人員傷亡，很高震害損失。最大設計地震MDE的年超越概率AEF 按大壩失事后果確定：失事后果小的壩：1/10010000,SFE1

19、000億加元。 關于MDE勺年超越概率，正在進一步制訂便于操作的準則，但尚未獲得 最終結果。關于安全評價方法，他們也在研究，認為計算應力只是一個中間步驟，希望確定壩的地震失效模式，了解開裂后壩的動力特性。歐洲許多國家大都參照國際大壩委員會制定的準則進行考慮。例 如，法國按近1000年內(nèi)發(fā)生的最大區(qū)域地震在最不利位置處發(fā)生時確 定MCE而DBE則按大壩運行期內(nèi)可能發(fā)生一次的地震規(guī)模確定。意大 利基本上以國際大壩委員會的準則為基礎。南斯拉夫大壩MD啲重現(xiàn)期選為1000至10000年，按失事后果確定。瑞士重要大壩的安全評價按 MCE考慮，小壩參照房屋建筑的要求考慮。瑞士電力工程服務公司為伊 朗若干拱

20、壩（壩高100m左右）進行的抗震設計，MCE勺平均重現(xiàn)期定為 2000年左右。其地震加速度值約為 DBE的兩倍。MCE乍用時容許大壩開 裂，要求檢驗被裂縫分割的壩體的動態(tài)穩(wěn)定。 假設強震時拱壩的結構縫、 水平施工縫以及壩基接觸面上裂縫均張開，按各壩塊為剛體的假設分析 裂后壩的穩(wěn)定性，要求各壩塊的相對變形和轉動不使壩喪失穩(wěn)定，不發(fā) 生壩塊墜落。按照他們的經(jīng)驗，設計良好的拱壩，壩的剖面基本上由DBE 工況確定。此外，我國臺灣按失事的危險性將大壩分為3類，1類MDE二MCE類 DBE2.3我國現(xiàn)行規(guī)范標準10我國現(xiàn)行的水工建筑物抗震設計規(guī)范標 準雖然采用了極限狀態(tài)的計算公式，實質(zhì)上仍然是以彈性分析為

21、主的容 許應力標準，按計算出的最大拉應力來控制壩的安全性。采用一級設防 標準，選擇的設計地震加速度，對基本烈度（50年超越概率10%重現(xiàn) 期475年）為、忸、區(qū)度區(qū)的場地，分別取為 0.1g , 0.2g和0.4g.只 是對設計烈度小于8度，壩高小于70m的2級或3級的混凝土重力壩和 拱壩，容許采用擬靜力法分析，引入地震作用效應折減系數(shù)E =0.25.但對重要大壩，則需將設計地震加速度的水準提高到100年超越概率2%重現(xiàn)期4950年）.地震作用采用反應譜法進行彈性分析， 適當提高結構的阻尼比（拱壩3%-5%,材料強度取值也適當提高，混凝土動態(tài)強度 較靜態(tài)強度提高30%動態(tài)抗拉強度取為動態(tài)抗壓強

22、度的10%.計入結構 重要性系數(shù)，設計狀況系數(shù)，結構系數(shù)和材料分項系數(shù)影響后，混凝土 的抗拉強度設計值約為材料抗壓強度標準值的0.132倍。3、混凝土材料的動力特性對混凝土大壩進行抗震安全評價，除了地震設防標準而外，一個重 要的方面是混凝土材料的動力特性問題。在壩工問題研究中這是相對薄弱的環(huán)節(jié)。20世紀50年代后期日本的火田野正進行了比較全面的對混 凝土動態(tài)抗壓和動態(tài)抗拉強度影響的研究13 ,14，注意到了加載速率 對混凝土動態(tài)強度的重要影響，以后有一些作者進行了這方面的研究。 在大壩設計中，目前應用比較廣泛的一個依據(jù)是 Raphael所進行的試驗 15，他在5座西方混凝土壩中鉆孔取樣進行動力

23、試驗，在0.05秒的時間內(nèi)加載到極限強度（相當于大壩5Hz的振動頻率），得出動態(tài)抗壓強 度較靜強度平均提高31%直接拉伸強度平均提高66%劈拉強度平均 提咼45%試驗結果有一定離散性。據(jù)此，他提出了混凝土大壩在地震 作用下抗拉強度設計標準的建議。地震作用下混凝土的抗拉強度（單位psi）為ft=2.6fc2/3計入斷面塑性影響時的混凝土表面抗拉強度（單位psi）為f t=3.4fc2/3式中：fc為混凝土的靜態(tài)抗壓強度。這一結果是在一定條件下取得的，即應變速率大體相當于5Hz的振 動。但目前已被不分情況地普遍推廣應用于大壩的設計 16，我國水 工建筑物抗震設計規(guī)范也采用了這一結果。實際上，不同的

24、大壩、不同的部位，地震時的應變速率各不相同，例如，對300m級的高拱壩來說，其基本振動頻率接近于1Hz地震時的應變速率遠低于 5Hz時相應 的應變速率。近年來，關于應變速率對混凝土強度的影響已進行了大量 研究17 ,18。其中歐洲混凝土協(xié)會(CEB)1990樣板規(guī)范建議的計算公 式形式如下19:ft/fts=(/s)1.016 S 30s-1S =1/(10+6f ' c/f ' co)式中：ft為應變速率時的動態(tài)抗拉強度；fts為靜態(tài)抗拉強度；為 動應變速率，3X 10-6300s-1 ; s為靜應變速率，3X 10-6s-1 ; f'c 為混凝土抗壓強度；f co為

25、混凝土標準抗壓強度，10MPa.地震荷載作用時的應變速率，一般在(10-310-2)范圍內(nèi)變化17。應當指出，不同的研究者得出的結果離散性很大18。而且，對混凝土動態(tài)強度影響的因素也很多?；炷猎谑芾⑹軓澓褪軌簳r，其 動態(tài)強度的增長幅度不同。不同強度的混凝土增長幅度不同，低標號混 凝土增長幅度較高。此外，混凝土試件的濕度也對其動強度的增長幅度 發(fā)生重要影響，干混凝土的動態(tài)強度基本上不隨應變速率的增加而變化 20。還有，尺寸效應也是一個不應忽略的因素。以上的很多研究都是針對恒定的加載速率而進行的，實際上，地震時大壩各部分所承受的應變速率是變化的21。往復荷載作用時，最大 動應力發(fā)生的瞬時，其相

26、應的動應變速率 =0,這表明混凝土的動態(tài)強度 應和加載歷史有關。對于循環(huán)加載，加載幅度與加載循環(huán)數(shù)也將對動強 度發(fā)生影響?！鞍宋濉逼陂g我們進行的實驗22表明，加載強度達到混 凝土強度的75%預加載100周后，動強度可較不進行預加載時降低12%20%.地震作用下，大壩各部位在不同時刻處于不同應變速率和應變歷史 條件，大壩各部位的強度和剛度均相應發(fā)生不同程度的變化，這些因素 都將對大壩的地震響應產(chǎn)生一定影響，值得重視。4、對混凝土大壩抗震安全評價的幾點看法和建議從以上各國大壩抗震設防標準的討論中可以看出，各國的安全評價標準存在有較大的差別，認識很不一致。我們不妨做一簡單比較。我國 300m級的小灣

27、拱壩和溪洛度拱壩均位于忸度強震區(qū)內(nèi)，按100年超越概率2%的水準，設計地震加速度分別為 0.308g和0.320g.按日本標準， 強震區(qū)（相應于烈度忸度和區(qū)度）設計地震加速度為0.12g-0.20g.按俄 羅斯標準，1級大壩忸度區(qū)設計地震加速度取為0.06g，同時按0.2g進行補充分析。美國規(guī)范標準按兩級設防。DBE取重現(xiàn)期200年，則小灣和溪落渡的設計地震加速度約相應于 0.07g和0.12g（依據(jù)地震危險 性分析結果），此外，要求在MDE地震作用時保持蓄水能力。上述標準 都按彈性分析計算地震應力。由于各國國情不同，材料強度的控制標準 不同，施工質(zhì)量的可靠程度不同，這種比較并不能完全反映大壩

28、抗震設 計的安全度，但還是給我們一定的啟示。值得注意的是，各國大壩的設 計地震加速度（包括我國低烈度區(qū)的一些低混凝土壩在內(nèi)）雖有差別，但 比較接近（除拱壩外，日本大壩壩身的設計地震加速度均等于地基加速 度，所以地震加速度取得高一些；俄羅斯、美國等則考慮動力影響，將 大壩壩身的加速度在地基加速度基礎上進行放大）.相對來說，我國重要 大壩的設計地震加速度有所偏高，其設計加速度 （100年超越概率2%）, 達到或接近國外MDE勺水平。而在MD昨用時，國外一般容許大壩發(fā)生 一定程度的震害，只要保持水庫的蓄水能力即可。我國則要求地震時大 壩的最大應力不超過材料的動態(tài)抗拉強度，即不容許出現(xiàn)裂縫。我國重要大

29、壩設計地震加速度偏高的一個原因是沿用了1978年規(guī)范試行本中的一個規(guī)定，對于1級擋水建筑物，設計地震烈度可在基本烈度基礎上 提高一度。當時參照了前蘇聯(lián)標準中的一些規(guī)定。 然而，前蘇聯(lián)在1981 年施行的新規(guī)范中，對水工建筑物已經(jīng)取消了這一規(guī)定。這表明如何對 重要大壩進行抗震設防也是一個值得深入研究的問題。需要指出一點，現(xiàn)有關于混凝土大壩在地震中的表現(xiàn)以及地震震害 等的經(jīng)驗主要限于百米左右或百米以下的大壩。而目前我們需要建設的是300m級的超高拱壩，所以有必要結合高壩的特點進行研究。這一點 對拱壩特別重要。由于拱壩采用了比較高的抗壓安全系數(shù)， 強度儲備大， 局部出現(xiàn)裂縫后，應力調(diào)整有一定余地。但

30、高拱壩的強度儲備相對較小， 壩體開裂后應力調(diào)整的余地也相應減小，需要引起重視。我們曾嘗試對 小灣拱壩（H=292m）和二灘拱壩（H=240m）進行過非線性動力分析9。計 算中采用非線性彈性模型。這種模型相對比較簡單，應用也比較普遍。 國際上一些著名的商用軟件，如 ADINA NONSA等都采用這種方法。這 種模型在理論上雖不夠完整嚴密，但它可用顯式的應力-應變曲線來反映混凝土的變形規(guī)律，根據(jù)混凝土的壓、拉應力大小，加荷、卸載情況， 以及受拉后出現(xiàn)裂縫等情況，可以采用均質(zhì)各向同性、正交異性，線性 和非線性等不同的應力-應變關系來描述，物理概念明確。同時可以選 擇適當?shù)亩噍S應力條件下的破壞準則以便

31、更好地反映混凝土的多軸受 力和變形特性。計算中，采用美國 1971年的San Ferna ndo地震時巖基 上的地震波，有較多波型記錄。采用材料的容許抗拉強度為3MPa計算結果表明，對小灣拱壩，輸入設計地震加速度 0.308g，在高水位時，拱 冠梁壩踵部分開裂，應力重分布后，部分混凝土被壓碎。并擴展至右岸 壩肩1/2-1/3壩高處相繼發(fā)生開裂與局部單元壓碎。在運行低水位時，壩頂拱冠部分偏左也發(fā)生若干單元開裂，并導致部分單元壓碎。對二灘 拱壩采用材料容許抗拉強度2.5MPa,輸入地震加速度0.308g時(超過原 設計加速度0.144g)，拱冠梁壩踵部位局部開裂，但不發(fā)展。雖然，在 計算模型方面還有待進一步完善改進，但這一現(xiàn)象表明，同一應力控制 標準，對不同拱壩，其抗震安全性可有很大差別。這是因為，各壩壩高、 壩的型式、兩岸地形、地質(zhì)情況不同，按彈性動力反應分析計算出的最 大應力，不足以全面反映拱壩的抗震安全性。高拱壩對應力的敏感性更 為強烈，值得深入研究。綜上所述，對混凝土大壩特別是高壩的抗震安全評價是一個十分復 雜而又需要加強研究的問