混凝土大坝的抗震安全评价

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1、混凝土大坝的抗震安全评价本文论证了混凝土大坝重点是高拱坝的抗震安全评价的实践与发展现状。现有的评价 准则主要依据混凝土的强度，特别是抗拉强度来判断大坝的安全性。大坝的应力计算则 以弹性动力分析为基础。各国规范关于地震设防水平和大坝的容许拉应力数值有很大差 别，表明认识上的不一致。事实上，由于各坝坝高、坝型、地形、地质条件不同，地震 时坝身中某一部分产生的最大拉应力不足以全面反映大坝的抗震安全性。混凝土的动态 强度是大坝抗震安全评价中的一个薄弱环节。大坝抗震设计中目前只依据Raphael进行 的局部加载速率的试验结果选取混凝土的动强度。实际上，地震作用下，不同的坝不同 部位的应变速率是不相同的，

2、而且混凝土的动强度还和应变历史、初始静抗压强度、含 水量以及尺寸效应等许多因素有关，有待作深入研究。在以上分析基础上，文中建议了 混凝土大坝抗震安全评价的合理方法以及进一步的研究方向。随着国民经济的发展，小湾、溪洛渡等一批300m级世界超高拱坝和龙滩等200m级 高碾压混凝土重力坝即将在我国西部高烈度地震区进行建设。高坝的抗震性评价关系到 下游广大地区工农业生产和人民生命财产的安全，具有特殊重要的意义。目前有关混凝 土大坝在地震作用下的动力分析技术已经取得了很大的进步，我们可以对复杂形状的拱 坝进行比较严密的三维坝水地基系统的地震响应分析。在计算中可以考虑河谷地震动的 不均匀输入；可以考虑拱坝

3、结构缝在强震作用下的相对滑移和转动；可以考虑拱坝和无 限地基的动力相互作用影响等。混凝土大坝的弹性振动响应分析可以达到比较高的计算 精度。但是，对混凝土大坝抗震安全评价有关的一些重要问题，其中包括地震设防标准， 混凝土材料的动力特性等，都还没有得到很好解决。以下，我们对一些问题的发展现状 作一些分析。1、混凝土大坝抗震安全评价的历史回顾混凝土大坝的抗震安全评价经历了较长时期的历史发展。安全评价包括强度和稳定 两个方面。由于失稳的发展一般是一渐进过程，所以，目前正在研究应用不连续变形方 法来分析大坝沿薄弱面失稳的发展过程。这样，将坝基失稳、变形与大坝的变形、应力 重分布与破坏过程相结合进行综合考

4、虑。可以更为科学地评价大坝的安全性。这将是今 后的发展方向。但就目前情况来说，混凝土大坝特别是拱坝的设计，基本上分别独立地 对稳定和应力分析进行检验。稳定分析主要采用极限平衡方法，按塑性力学上限理论计 算安全系数。稳定方面出现的问题则通过坝线选择和加固措施来解决。所以，大坝剖面 的选择将主要通过应力进行控制。从应力方面评价混凝土大坝的抗震安全性，目前将仍 主要建立在容许应力的基础上。各国都根据弹性动力分析计算出的地震应力来进行大坝 的抗震设计。本文将主要讨论这方面的问题。由于混凝土大坝在强震中的震害主要表现 为受拉出现裂缝，发生应力重分布，使大坝的承载能力降低。因此，混凝土的容许抗拉 强度成为

5、大坝抗震安全检验的十分重要的指标。在混凝土坝的设计中，很长时期内，拱坝采用试载法(多拱梁法)，重力坝采用材料 力学方法进行分析。这种方法计算比较简便，又基本上可以反映大坝的受力特性，所以 在比较长的大坝建设实践中发挥了重要作用，同时也积累了一定的经验。但是这种方法 采用平面变形假定，忽略了应力集中的影响，也有一定的局限性。在早期混凝土大坝的 设计中，基本上采用了不容许拉应力出现的标准。以拱坝为例，认为主要以承受压力为 主，对压应力采用比较高的安全系数(正常荷载工况达到4，非常荷载工况达到3)，计 算中断面的受拉部分按开裂计算，形成内部新的受压拱，进行应力重分布。早期，大坝 的设计地震力不高，地

6、震加速度一般取为o.lg左右，这种情况下许多拱坝的安全性主 要由静力情况控制。随着坝工建设的发展，这种评价标准在实践中暴露出来的矛盾越来 越多。首先，是拉应力的控制标准问题逐渐被突破。由于坝高增加，同时在复杂条件下建 设的大坝数量越来越多，初期不容许拉应力出现的标准无法满足设计要求。另一方面， 也考虑到大体积混凝土实际上可以承受某种程度的拉应力。从而，在一些混凝土坝的设 计中逐步容许一定数量的拉应力。以拱坝表现得最为明显。但是，允许拉应力的数值各 坝都不完全相同。总的看来，存在着逐步提高的趋势。以美国为例1，1924年设计 Pacoima拱坝时，加州工程师取容许拉应力0.7MPa(100psi

7、)； 1967年美国土木工程学会 与美国大坝委员会总结的拱坝拉应力容许值为0.841.26MPa(120180psi) ； 1974年 美国垦务局标准，容许拉应力在正常荷载时为1.05MPa(150psi),非常荷载时为 1.575MpP(225psi)； 1977 年 Auiburn 坝设计时，拉应力容许值达到 5.25MPa(750psi)； 1984年Raphael根据若干座坝混凝土试样的试验值，建议地震时容许拉应力可达 6.958MPa(994psi).拉应力的容许值实际上决定了大坝设计的安全度，因为它决定断面 裂缝的范围以及应力重分布的结果。关于拉应力的容许值，各国、各个单位、各座坝

8、取 值不同。至今还没有公认的标准，反映了认识上的不一致。这是可以理解的，因为各座 坝的具体情况不同，拉应力发生的部位不同，对坝安全性的影响也各不相同，很难要求 采取一个统一的标准。其次，随着强震记录的不断积累和丰富，大坝的设计地震加速度数值也呈逐步上升 趋势。1940年美国ElCentro记录到的最大地震加速度为0.32g(M=7.0).1970年以后具 有特大加速度的记录不断涌现。例如，1973年前苏联Gazli地震时为1.3g(M=7.2) ； 1978 年伊朗地震时 0.87g(M=7.4) ； 1979 年美国 ImperialValley 地震时为 1.7g(M=6.6) ； 198

9、5 年智利地震时 0.75g(M=7.8)； 1994 年美国 Northridge 地震时为 1.82g(M=6.7)； 1999 年我国台湾集集地震时1.0g左右(M=7.3) 其中，1985年加拿大地震时记录到的最大加 速度甚至超过2.0g(M=6.9).虽然，人们认识到对建筑物响应起作用的应该是有效峰值加 速度EPA，但是，实测地震加速度超过甚至远远超过抗震设计中的加速度则是事实。对 混凝土大坝设计来说，对坝造成震害的几次强震中实测到的大坝场地加速度是值得重视 的。其中，印度Koyna重力坝，1967年12月11日发生M=6.5级强震，震中位于大坝以 南偏东2.4km,实测坝基加速度为

10、：坝轴向0.63g，顺河向0.49g,竖向0.34g.伊朗 SefidRud大头坝，1990年6月21日发生M=7.6级大震，震中距坝址约5m，坝址无仪器 记录。相距40km处的强震仪记录到的加速度峰值为0.56g,按地震动衰减规律估算的坝 基加速度为0.714g.美国Pacoima拱坝，1971年2月9日发生M=6.6级SanFernando地 震时，左坝肩基岩峰顶加速度，水平和垂直分量分别达到1.25g和0.72g，估算坝基加 速度约为0.50g左右；1994年1月17日M=6.8级Northridge地震时，实测坝基加速度， 水平和竖向分量分别达到0.54g和0.43g，左坝肩峰顶1.5

11、8g.这几次地震都对大坝造成 了比较强烈的震害。其中还包括我国的新丰江大坝。需要指出，上述大坝都进行过抗震 设计。我国的新丰江大头坝，在1959年水库蓄水后不久，由于在库区发生有感地震， 1961年按训度地震烈度进行过一期加固，水平向设计地震系数0.05.1962年3月19日 发生M=6.1级强震时造成大坝头部断裂。印度Koyna重力坝在震前按地震系数0.05进 行设计，震后头部转折处出现了严重的水平裂缝；伊朗SefidRud大头坝震前按地震系 数 0.25 进行过抗震设计，震后形成了一条几乎贯穿全坝的头部水平裂缝。美国 Pacoima 拱坝在1971年SanFernando地震时，左坝头与重

12、力墩之间的接缝被拉开，震后进行过 加固，1994年Northridge地震时又重新被拉开。大量地震记录超过传统采用的设计地 震加速度，因此，按照什么标准进行混凝土大坝的抗震设防，成为设计人员所十分关注 的问题。2、各国现行抗震设防标准的基本框架一方面，不少大坝坝址记录到的地震加速度远远超过设计中采用的地震加速度，并 且造成大坝的震害；另一方面，按传统地震加速度设计的大坝也表现有一定的抗震能力， 有的经受了强震的考验，1976年意大利GemonaFreulli发生的M=6.5级强震中，在离震 中50km范围内有13座拱坝未发生震害，其中包括Ambiesta拱坝，坝高59m，震中距 22km，震中

13、烈度达IX度。面对这一矛盾，各国对于大坝抗震设防采取了不同的处理方法， 归纳起来可以有三种途径。2.1 采用较低的设计地震加速度值的做法日本和俄罗斯，仍然保留传统的做法，采用较低的设计地震加速度值。日本大坝设 计基本采用拟静力法，土木工程学会大坝抗震委员会规定的设计地震系数2，混凝土 坝强震区取为0.120.20,弱震区取为0.100.15考虑弹性振动的动力放大影响，拱 坝坝身地震系数取为坝基的2倍。俄罗斯1995年颁布的设计标准重新确认了前苏联1981 年施行的地震区建筑设计规范CHuniI-7-813, 4。规范规定，对地震烈度为皿1、训、 X度的建筑场地，相应的最大地震加速度分别为100

14、cm/s2、200cm/s2和400cm/s2.水工 建筑物按拟静力方法进行计算，地震荷载根据建筑物周期按反应谱方法确定，1类场地 的最大动力系数B=2.2,II类、III类场地最大动力系数B=2.5，任何情况下B均不小 于0.8按一维简图（悬臂梁）进行计算时，振型不少于3个；按二维简图进行计算时，混 凝土坝的振型不少于10个。水工建筑物的地震荷载均按场地烈度相应的加速度进行计 算，同时引入一容许破坏程度系数K 1=0.25进行折减。对于I级挡水建筑物，按加速 度矢量表征的计算地震作用，在此基础上加大20%此外，还规定，位于高于WI度地区的I级挡水建筑物按场地烈度所相应的地震加速度（即不折减）

15、作补充计算。日本规定，对 高拱坝和重要大坝，除进行基本分析外，还需要进行动力分析和动力模型试验，并选择 适当的地震波时程曲线。俄罗斯规范要求I级水工建筑物除进行地震作用计算外，还应 进行模型试验在内的研究，比较理想的是在部分已建成的及已投入使用的建筑物上进行 原型试验研究，以检验坝的动力特性及计算方法的合理性。阪神大地震后日本的许多抗震规范都作了比较大规模的修改，但是坝工设计规范 则还没有修改的动向。因为在阪神地震中，没有发现水坝有明显的震害，认为按现有方 式设计的大坝地震时是安全的5。据了解，由于实测的地震加速度值与设计地震加速 度有较大的差别，日本规范将来有可能作一定的调整，但不会有实质性

16、的改变。2.2采用两级地震设防标准以美国为代表的一些国家，采用两级地震设防标准。这也是目前许多国家坝工抗震 设计中的一种趋势。美国垦务局在1970年以前，大坝设计地震加速度采用0.1g，1974 年以后提出设计基准地震DBE与最大可信地震MCE两级设防的概念6。美国大坝委员 会1985年起草并经国际大坝委员会1989年公布的大坝地震系数选择导则7，明 确了使用安全运行地震动0BE与最大设计地震动MDE两级设防的地震动参数选择原则。 按照这一准则，在安全运行地震0BE作用时，大坝应能保持运行功能，所受震害易于修 复。故一般可进行弹性分析，并采用容许应力准则。在最大设计地震MDE作用时，要求 大坝至少能保持蓄水能力。这表示可容许大坝出现裂缝，但不影响坝的整体稳定，不发 生溃坝。同时，大坝的泄洪设备可以正常工作，震后能放空水库。0BE 般选为100年 内超越概率50%（重现期145年）的地震动水平，以Housner为首的美国大坝安全委员会 则建议DBE的重现期为200年，经过经济上合