混凝土大壩的抗震安全評價（一）
發布時間：2010-01-14 共2頁
隨著國民經濟的發展，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進行建設。高壩的抗震性評價關系到下游廣大地區工農業生產和人民生命財產的安全，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 地基系統的地震響應分析。在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。混凝土大壩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展現狀作一些分析。
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歷了較長時期的歷史發展。安全評價包括強度和穩定兩個方面。由于失穩的發展一般是一漸進過程，所以，目前正在研究應用不連續變形方法來分析大壩沿薄弱面失穩的發展過程。這樣，將壩基失穩、變形與大壩的變形、應力重分布與破壞過程相結合進行綜合考慮。可以更為科學地評價大壩的安全性。這將是今后的發展方向。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定和應力分析進行檢驗。穩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。穩定方面出現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為受拉出現裂縫，發生應力重分布，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，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揮了重要作用，同時也積累了一定的經驗。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(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，形成內部新的受壓拱，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量越來越多，初期不容許拉應力出現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量的拉應力。以拱壩表現得最為明顯。但是，允許拉應力的數值各壩都不完全相同。總的看來，存在著逐步提高的趨勢。以美國為例[1]，1924年設計Pacoima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0.84～1.26MPa(120～180psi)；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值也呈逐步上升趨勢。1940年美國El Centro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。例如，1973年前蘇聯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Imperial Valley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日發生M=6.5級強震，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Sefid Rud大頭壩，1990年6月21日發生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，按地震動衰減規律估算的壩基加速度為0.714g.美國Pacoima拱壩，1971年2月9日發生M=6.6級San Fernando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，由于在庫區發生有感地震，1961年按Ⅷ度地震烈度進行過一期加固，水平向設計地震系數0.05.1962年3月19日發生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0.05進行設計，震后頭部轉折處出現了嚴重的水平裂縫；伊朗Sefid Rud大頭壩震前按地震系數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San Fernando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，按傳統地震加速度設計的大壩也表現有一定的抗震能力，有的經受了強震的考驗，1976年意大利Gemona Freulli發生的M=6.5級強震中，在離震中50km范圍內有13座拱壩未發生震害，其中包括Ambiesta拱壩，壩高59m，震中距22km，震中烈度達Ⅸ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定的設計地震系數，混凝土壩強震區取為0.12～0.20，弱震區取為0.10～0.15.考慮彈性振動的動力放大影響，拱壩壩身地震系數取為壩基的2倍。俄羅斯1995年頒布的設計標準重新確認了前蘇聯1981年施行的地震區建筑設計規范CH и∏Ⅱ-7-81。規范規定，對地震烈度為Ⅶ、Ⅷ、Ⅸ度的建筑場地，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，地震荷載根據建筑物周期按反應譜方法確定，Ⅰ類場地的最大動力系數β=2.2，Ⅱ類、Ⅲ類場地最大動力系數β=2.5，任何情況下β均不小于0.8.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K1=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，還規定，位于高于Ⅶ度地區的Ⅰ級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，并選擇適當的地震波時程曲線。俄羅斯規范要求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范都作了比較大規模的修改，但是《壩工設計規范》則還沒有修改的動向。因為在阪神地震中，沒有發現水壩有明顯的震害，認為按現有方式設計的大壩地震時是安全的。據了解，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，日本規范將來有可能作一定的調整，但不會有實質性的改變。
