SL 203-1997（条文说明） 水工建筑物抗震设计规范.pdf

1、中华人民共和国行业标准水工建筑物抗震设计规范SL 203-97 条文说明1997北京目次l 总则. . . . . 46 3 场地和地基. . . 49 3.1 场地. . . 49 3.2 地基. . 50 4 地震作用和抗震计算. 52 4.1 地震动分量及其组合. . . . 52 4.2 地震作用的类别.53 4.3 设计地震加速度和设计反应谱. . 53 4.4 地震作用和其他作用的组合. . 55 4.5 结构计算模式和计算方法. . 55 4.6 水工晦凝土材料动态性能. . 58 4.7 承载能力分项系数极限状态抗震设计. . 59 4.9 地震动土压力. . 60 5 土石坝

2、. . . . 62 5.1 抗震计算. . . . 62 5.2 抗震措施. . . 65 6 重力坝. . 6. 1 抗震计算. . 69 6.2 抗震措施. . . 71 7 拱坝. . . . 73 7.1 抗震计算. . . .73 7.2 抗震措施. . . 75 8 水闸. 8. 1 抗震计算. . . 77 8.2 抗震措施. . 78 9 水工地下结构. . . 80 44 9.1 抗震计算. . . . 80 9.2 抗震措施. . . . . . . . . . . . . . . . 81 10 进水塔. . . 82 10. 1 抗震计算. 82 11 水电站压力铜管

3、和地面厂房. . 85 11. 1 压力钢管. . 85 11.2 地面厂房. . . 85 45 1 总则1.0.1 本条简要说明制定本规范的目的，特别指明了要防止水工建筑物地震破坏导致的次生灾害。1. O. 2 本条规定了本规范的适用范围。国内外震害情况表明，水工建筑物一般从7度开始出现地震损害。因此，各国都以7度作为抗震计算和设防的起点。但国内外也有6度地震造成水工建筑物损害的实例，特别在一些施工质量较差的工程的薄弱部位。设计烈度为6度时，抗震计算不会起控制作用，因此，只要求对重要水工建筑物参照本规范采取适当的抗震措施。设计烈度在9度以上的工程，国内外仅有个别实例，且都未经设计强震考验。

4、又鉴于我国主要水工建筑物的设计规范都仅造用于l、2、3级建筑物，因此，本规范明确主要造用于设计烈度为6、7、8、9度的1、2、3级水工建筑物.对4、5级水工建筑物可参照使用。其中，土石坝适用于碾压式均质坝、分区坝及人工防渗材料坝，混凝土坝适用于混凝土实体重力坝、坝顶溢流重力坝、宽缝重力坝、空腹重力坝、棍凝土拱坝，支墩坝、浆砌石重力坝和浆砌石拱坝等可参照使用z水闸适用于平原地区，但山区、丘陵区的泄水闸可参照使用F溢洪道可参见重力坝和水闸有关规定使用;地下结构造用于水工隧洞直段、埋设管道、地下厂房等大型洞室及河岸式进、出口等建筑物;调压培可参照进水塔有关规定使用F厂房包括河床式、坝后式、岸坡式水电

5、站厂房，泵站厂房可参照使用。这些使用范围都是和各类水工建筑物相应的设计规范相协调一致的.对设计烈度高于9度的水工建筑物或高度超过250m的塞水建筑物，目前缺乏较成熟的抗震经验，要求对其抗震安全性进行专门研究论证后，报主管部门审查、批准。1.0.3 水工建筑物抗震设防目标是针对以设计烈度为指标的设防标准的。水工建筑物，特别是水坝，遭受强震万一发生愤决，将46 导致严重次生灾害，因此，设防目标首先要确保在遭遇设计烈度的地震时，不发生严重破坏导致次生灾害。考虑到目前对地震规律和水工建筑物地震破坏机理认识的局限性，以及我国的具体国情，要在强震时完全避免某些局部损坏，将导致工程设计很不经济，有些目前在技

6、术上也有一定困难，因此，容许可能有轻微损坏，但经一般处理后仍可正常运用。1. O. 4 本条主要规定了水工建筑物的设防标准及其地震危险性的评价要求。我国目前仍以地震烈度作为各类工程抗震设防依据的基本指标。现行的中国地震烈度区划图(990)(以下简称烈度区划图)给出的50年期限内，一般场地条件下，可能遭遇超越概率为10%的地震基本烈度是一般工程项目抗震设防的依据。但对于1级窒水建筑物这类极端重要的工程，由于一旦遭受重大震害而失事，会导致不堪设想的严重后果F同时，也考虑到当前国内外地震预报工作尚处于发展阶段，及我国近几十年来多次大震发生在预期的低烈度区的实际情况。本规范规定，可根据其遭受震害的危害

7、性，在基本烈度基础上提高1度作为设计烈度。现行烈度区划图使用说明中规定，对重大工程、特殊工程、可能产生严重次生灾害的工程应进行专门地震危险性评价工作。水利水电工程地质勘察规范对此有具体规定。本条与这些规定基本协调一致，但因烈度区划图巳采用地震危险性分析方法.所以，再按地震危险性分析进行烈度复核己无必要。地震行业标准DBOOl-94.我国绝大多数地区只考虑近震的影响，按GBJ1 1-89 (建筑抗震设计规范给出的结果，仅有少数城镇属于远震的范围，真中8度区远震3个.7度区远震15个.6度区远震29个。水利水电工程大都不在城镇，因此缺乏确定远震和近震的依据，应用比较困难。鉴于绝大多数地区只考虑近震

8、的影响，因此在条文中，只列出近震做为一般标准。当有地震危险性分析成果，能明确场地烈度比主要潜在震源的震中烈度低2度时，可以按远震考虑，此时，对于7度和8度相应的临界标准贯入锤击数应增加两击，这样与GBJl1-89的标准是一致的。3.2.4 地基中的可液化土层，应查明分布范围，分析其危害程度，根据工程实际情况，选择合理工程措施。具体工程措施很多，从本质上讲可以归纳为以下几方面z改变地基土的性质，使其不具备发生液化的条件z加密可液化土的密实度，改变其应力状态;改善排水条件，限制地震中土体孔隙水压力的产生和发展，避免液化或减轻液化程度F围封可液化地基，消除或减轻液化破坏的危50 害性。条文中所列的是

9、较常用的方法。若液化土层埋深浅，工程量小，可采用挖除换土的方法，该方法造价低、施工快、质量高，处理后砂层的相对密度可达到0.8以上。重劳击实法也多有采用，加密深度可达10m以上。填土压重常用于土石坝上、下游地基。围封液化土层和桩基主要用于水闸、排灌站等水工建筑物。3.2.5 本条系SDJlO-78附录一关于地基中可能发生液化的土层和软弱粘土层的评价方法的软弱粘土部分。3.2.6 若软弱粘土层的深度浅、工程量小，可采用挖除或置换的方法。对土坝地基中的软弱粘土层可采用砂井排水，放缓坝坡，加上、下游压重。对闸基中的软弱粘土，可采用预压、团结、桩基或复合地基。在软弱粘土地基上不宜修建混凝土坝、砌石坝和

10、堆石坝。3.2. 本条系SDJlO-78第12条。3.2.8 本条系SDJlO一78第13条。51 4 地震作用和抗震计算4.1 地震动分量及其组合4.1.1-4.1.3地震动可分解为三个互相垂直的分量。在接近震中的高烈度区，地震动的竖向分量较显著。根据现阶段已有的大量强震记录的统计分析，地震动的两个水平向峰值加速度大致相同，竖向峰值加速度则平均仅为水平向的1/2-2/3.塞水建筑物承受侧向水压力，其中土石坝和混凝土重力坝(包括支墩坝)等都靠坝体自重维持稳定，在竖向地震作用下，抗滑稳定安全系数将有所降低，并在坝体产生全断面的拉应力。研究表明长悬臂、大跨度或高耸的水工混凝土结构，由竖向强地震作用

11、在结构上部产生的轴力是不可忽略的。对若干已建工程试设计结果表明z对土石坝在8度地震时，计入竖向地震作用后，其抗滑稳定安全系数的降低一般不超过1%.9度时约降低4%左右，危险滑弧的位置改变很少。?昆凝土重力坝(包括支墩坝)在8度地震时，计入竖向地震作用使抗滑稳定安全系数降低2%-3%.9度时，约降低5%-6%。竖向地震作用引起的坝体上部动应力，在一维计算中约占水平地震作用下的6%-10% .在二维计算中更小。对双曲拱坝，坚向地震分量作用及其和水平向地震分量组合问题非常复杂，目前各国规范对此的规定也不统一，又因目前动力拱梁分载法程序尚不具备竖向调整功能，致使计算竖向地震作用存在实际困难。根据有限单

12、元法EACD-3D程序计算结果，当水深与坝高之比约为0.85时，坚向地震作用对一般拱坝的地震作用效应影响不大。就平均而言，坝体的拱梁应力较仅考虑水平向地震作用时约增加5%-8%，水平位移增加约1%。对于1、2级双曲拱坝或严重不对称、空腹等特殊坝型，地震烈度又较高时，竖向地震对坝体的反应不能忽视，宜进行专门研究。52 4. 1. 44. 1.8 对于土石坝、混凝土重力坝等窒水建筑物，其沿坝轴向的刚度很大，这个方向的地震作用力将传至两岸，因此可以不计其作用效应。对于拱坝，顺河流方向和垂直河流方向的地震作用效应及其最大应力部位都不相同，其值相当，因此都应计入。由于地震的三个分量的峰值并非同时出现，而

13、当其分别作用于建筑物时，其最大反应也不同时出现，因而有一个峰值在时间上的遇合问题，总地震作用效应一般取各方向地震的作用效应平方总和的方根值。研究表明，取水平向和坚向地震作用效应的平方总和方根值，或将竖向地震作用效应乘以0.5的遇合系数后与水平向地震效应直接相加，两者结果大致相当。4.2地震作用的类别4.2.1.4.2.4 目前国内外在水工建筑物抗震设计中都只计入水平向地震作用引起的动水压力。研究表明z由于土石坝(除面板堆石坝、外)的上游坝坡较缓，其地震动水压力影响很小，可以忽略。瞬时的地震作用对渗透压力、浮托力的影响很小，地震引起的浪压力数值也不大，在抗震计算中都可予以忽略。地震淤沙压力的机理

14、十分复杂，目前在国内外的工程抗震设计中，大多是在计算地震动水压力时，将建筑物前水深算到库底而不再另行计入地震淤沙压力。但当坝前的淤沙高度很大时，已有初步研究成果表明，这样近似处理结果可能偏于不安全。因此，对高坝遇到这类情况，应作专门研究。4.3 设计地震加速度和设计反应谱4.3.1.4.3.2 在工程抗震设计中，与烈度对应的设计地震加速度代表值的取值，直接影响抗震设防的标准和基本建设投资。现有资料统计结果表明，烈度和峰值加速度的统计关系具有很大的离散性。因此，设计烈度对应的设计地震加速度代表值实质上是这一抗震设计基本参数的设计标准。为保持规范的连续性和与各53 类工程抗震设计规范的协调统一，表

15、4.3.1中水平向设计地震加速度的代表值系根据建设部的建标0992J419号文，关于统一抗震设计规范地面运动加速度设计取值的要求确定。4. 3. 34. 3. 5 在采用基于反应谱的动力法作抗震计算时，设计反应谱是又一个重要设计基本参数。其形状及有关参数主要与场址场地类别及地震震中离场址的远近有关，即所谓场地相关反应谱。本规范规定的设计反应谱基本采用GB11-89在大量国外的和少量国内的强震记录计算结果的统计资料基础上给出的均值反应谱形式。但一些参数的取值，则根据水工建筑物的特点确定。已有研究表明:场地土越硬，地震震中越近，场地加速度反应中高频分量就越多，并且反映地震卓越周期的特征周期越小，而

16、非岩性地基的最大反应还与覆盖层厚度有关。但从目前已高的统计资料中尚不足以从平均意义上区分场地类别和震中距对反应谱最大值的影响。设计反应谱的最大值与结构阻尼值有关。结构阻尼的机理十分复杂，它隐含了相邻介质的相互作用和能量在地基中逸散的影响，与水位、地基土特性以及体系振动频率和地震动强度等因素有关，并具有非线性特征，在理论上目前尚难搞清。原型结构实测的阻尼值受激振力限制而偏小。因此，本规范列出的各有关水工建筑物设计反应谱最大值的代表值，系参照国内外实测阻尼数据及考虑强震时因阻尼值增大动力效应降低等因素综合的反映工程经验的设计标准。4. 3. 64. 3. 7 表4.3.6中给出的设计反应谱特征周期

17、，只反映了场地类别对地震动卓越周期的影响，并未计入远震时主要由面波引起的长周期分量的影响。这一方面是考虑到，远震和近震目前还缺乏一个较为一致的确切定义，且烈度区划图和专门的地震危险性分析结果都是综合有关的各个潜在震源的影响，无法区分远震和近震的影响。另一方面，远震时设计反应谱特征周期54 延长，主要影响高度大、基频低的结构。从已有的水工结构工程实例看，像小湾这样高达292m的双曲拱坝的基本周期才接近1.0 S;高达285m的大狄克逊重力坝，其基本周期约1.0S;高112m的小浪底进水塔基本周期约为0.8S。可见，基本周期超过1.0s的水工结构不多。从安全计，本条规定在设计烈度不大于8度时，若结

18、构基本周期超过1.0S，将反应谱特征周期延长0.05S。此外，将设计反应谱适用的最大周期取为3.0s，是因为强震记录的数字化处理难以反映大于3.0S的长周期反应谱值。4.4 地震作用和其他作用的组合4.4.1-4.4.4 大地震和非常洪水的发生概率都很小，其相遇的橄率就更小了。因此，一般情况下，在抗震计算中，将地震作用与水库的正常蓄水位组合。已有研究表明，土石坝的上游坡的抗震稳定性并非是最高库水位控制，因此，需要选用最不利的常遇水位进行验算。抽水蓄能电站，水位降落属正常运行条件，对于这类电站上、下池的土石坝，在抗震稳定计算中，应考虑水位降落。己有研究表明，高拱坝在遭遇强震时，在顶部动力放大效应

19、明显的抗震薄弱部位，地震产生的动应力较大，在和静态应力叠加后，拱向仍有较大拉应力，可导致经灌浆的伸缩横缝张开，从而增大梁向拉应力。由于静水压力作用下各坝段间伸缩横缝被压紧，因而在低水位时遭遇地震所产生的拱向拉应力可能是控制的，因此对于重要拱坝，宜补充地震作用和常遇低水位组合的验算。水闸边墩和翼墙在低水位时，若地下水位较高，此时垂直河流向地震作用下，可能会控制配筋，因此，对重要水闸也宜补充地震作用和常遇低水位组合的验算。4.5 结构计算模式和计算方法4.5.1 抗震验算必须遵循作用、结构分析方法和安全判别准则三者相互配套的原则。作为特殊组合中的地震作用也必须和各类建55 筑物的基本设计规范相呼应

20、并受其制约。我国现行重力坝和拱坝设计规范中，分别规定以一维悬臂梁和拱梁分载法的计算结果作为衡量安全的主要依据p而碾压式土石坝设计规市中，则规定采用瑞典圆弧法和简化的毕肖普法进行稳定分析。并相应地采用了在长期工程实践中形成的安全判别准则。为此，在这些建筑物的抗震计算中必须采用相应的计算模式。4.5.2 rl昆凝土重力坝(包括支墩坝)在通常情况下横缝都不灌浆。根据我国新丰江、覆窝坝，印度柯依那坝，英国黑摸坝及日本管野、木地山坝等经受68度地震的调查资料，相邻坝段间都有错动的迹象，横缝间漏水量也有所增力日，表明强震时全坝的整体性较差。土石坝坝址河谷的宽高比一般较大。将坝体作为顺河流向及垂直河流向两个

21、方向的二维剪切梁进行动力分析的结果表明，当短形河谷的宽高比大于35时，两岸对坝中部约束的影响不大，坝体地震作用接近于按一维单宽剪切梁振动求得的结果。4.5.3 地震作用是随时间迅速变化的动态作用，抗震计算应当考虑地震动的运动特征和建筑物的动态特性，因此，应当以动力分析为基础。对于工程抗震设防类别为甲类的混凝土水工建筑物都应采用动力法作抗震计算。考虑到目前土石坝坝料的非线性特性、抗震计算中的动态本构关系、非线性动力分析方法、及相应的抗震安全判别准则等，都尚在继续探讨中，暂时还难以列入规范作硬性规定，因此仍以拟静力法为主进行抗震计算。此外，根据我国具体情况，对量大面广的中小型水工建筑物，目前也只能

22、按拟静力法进行抗震计算。对工程抗震设防类别为丁类的4、5级水工建筑物，则强调应着重采取抗震措施，保证其抗震安全性。4.5.4 水工建筑物与地基和库水的动力相互作用在抗震计算中有重要影响。在坝体和地基的动力相互作用方面，已有研究成果的主要结论是J坝基各点的地震动输入并非均匀;无限地基的能量逸散有重要影响。但对这两方面的不同研究成果有相当差异，目前仍处于探讨阶段，尚难得出公认的方法和结论。此外，还要考56 虑到所采用的计算模式的限制。因此，暂时还只能以无质量地基底部均匀输入的近似方式考虑结构与地基间的动力相互作用和地震动的输入。在坝体和库水的动力相互作用方面，目前把坝体和库水作为一个楠合体系进行动

23、力分析已无困难，可以直接给出满库坝体地震作用效应。研究的重点集中在库水可压缩性引起的共振效应和库岸淤积的吸能作用方面。已有成果表明，库水可压缩性影响并非如特定条件下理论分析结果那样严重，特别在计入库岸世积的吸能作用后更是如此。因此，在混凝土坝的动力分析中，计算坝体和库水动力相互作用产生的动水压力时，可以忽略库水的可压缩性而以坝面附加质量的形式计入。这些简化途径也是目前国内外重大水利水电工程抗震设计动力分析中普遍采用的。对于高度超过250m的大坝，库水可压缩性和地震动不均匀输入影响，应专门研究论证。4.5.9 拟静力法的抗震计算是在对地震区设计或已建的各类水工建筑物进行大量动力分析的基础上，按不

24、同结构类型、高度归纳出大体上能反映结构动态反应特性的地震作用效应沿高度分布规律，以动态分布系数表征，对不同的水工建筑物，它可以是地震惯性力或地震加速度分布，并可根据震害和工程设计实践经验确定总的最大地震惯性力，由此得出的分布的地震作用仍以静态作用形式给出，从而在设计中避免了繁复的动力分析。拟静力法中地震作用的效应折减系数的引入，主要是为了弥合按设计地震加速度代表值进行动力分析的结果与宏观震害现象的差异，井和国内外已有工程抗震设计实践相适应。形成这些差异的原因是，水工建筑物在静态作用下的计算模式和参数取值，主要只是种在相当程度上带有经验性的设计标准，往往不能反映实际的安全裕度;另外，拟静力法的抗

25、震计算也难以完全反映结构的动态地震作用效应及其地震破坏机理。在拟静力法的抗震计算中，各类水工建筑物的动态分布系数的分布和取值以及安全判别准则，在各有关章节中分别规定。57 4.6 水工混凝土材料动态性能4.6.1 在海凝土坝的动力分析中，在强震作用下，重力坝的坝顶和坝踵部位势必出现相当数量的拉应力而难以达到设计规范中有关基本不出现拉应力的要求;拱坝的地震拉应力值更大，也势必超过设计规范中基于经验性给出的允许拉应力值的安全标准。大量动力分析结果表明，混凝土的抗震强度验算中，拉应力值常起控制作用。因此，在混凝土水工建筑物的抗震计算中，应明确规定混凝土抗拉强度的标准值及其相应的安全准则。目前国内外工

26、程界较多采用的是美国垦务局根据试验结果确定的，取?昆凝土抗压强度的10%作为其弯拉强度值。考虑到我国新的温凝土等级划分以及施工具体情况，从偏于安全考虑，混凝土动态抗拉强度的标准值取为动态抗压强度标准值的8%。国内外已有的混凝土材料试验资料表明:干试件在相应于地震作用的快速加荷下，其抗压强度增长30%以上，湿试件增长更多。多数资料表明，混凝土抗拉强度的增长甚至比抗压强度还多，达50%以上。因此，棍凝土的动态抗压强度标准值至少可较静态标准值提高30%，这已为国内外工程界普遍接受。至于动态抗拉强度标准值，规定也较静态标准值提高30%。实际上，由于在作强度校核时，作用效应综合了地震作用和静态作用的影响

27、.目前，在不同静态作用下承受快速加荷的水工棍凝土动态强度，国内外都缺乏试验资料，难以在动态强度的增长中考虑其随静态作用比例的变化;而且，强震时，在综合应力中，动态应力是主要的z同时也为了避免使抗震计算复杂化，因而，一般都只能规定在地震作用时，动态强度的增民比例。但增长幅度取值较试验结果为小，以近似体现总的作用效应中有一部分静态作用的影响。4.6.2 有关大坝棍凝土与地基岩体及有缝隙岩体的动态抗剪强度试验资料，目前国内外都很少见。从已有资料中尚难以判断其动、静态抗剪强度的差异，因此规定在地震作用下的抗滑稳定计算中，动态抗剪强度参数的标准值可取其静态的标准值。迄今，在58 确定性方法中，均取静态均

28、值为标准值。4. 6. 3 GB50199-94规定，抗力的分项系数系考虑其自身的变异性而导致的性能降低系数。因此，在地震作用下的抗力分项系数均取与静态作用下的相同。在确定性方法中，抗力分项系数值为1.0。4.7 承载能力分项系数极限状态抗震设计4.7.1 -4.7.3 GB50199-94要求各类水工结构设计规范均应据此制定相应的规定。为此，本规范的修订也体现了向可靠度设计原则转轨的要求。目前国内外各类结构的可靠度设计中，都遵循了保持规范连续性的要求，采用所谓套改的方法，即在现行的确定性方法的规范基础上对分项系数极限状态设计式中的系数进行校准。按照在转轨套改中积极慎重、区别对待的精神，本规范

29、按GB50199一94中的分项系数极限状态设计方法，统一给出了各类水工建筑物的抗震强度和稳定验算公式。但各类水工建筑物的分项系数取值及其含立则根据实际情况，区别对待。对于具备条件的重要结构，在用动力法作抗震验算时，其结构系数是通过可靠度分析的校准求得，相应一定的可靠指标，具有明确的模率含义。对于暂时还不具备条件的结构，以及采用拟静力法作抗震计算的中、小型工程，结构系数主要从现行的确定性方法中的安全系数换算求得，以求第一步先在形式上和GB50199-94保持一致，便于在今后积极创造条件，在改进设计方法时赋予概率含义。水工建筑物是按设计烈度确定其地震作用的。在性质上符合GB50199-94中规定的

30、出现概率很小、持续时间很短的偶然作用和偶然设计状况。在各类水工建筑物的设计规范中，历来都把地震作用与校核洪水的作用都列为出现概率小的特殊作用组合。偶然作用的分项系数应取为1.0。设计状况系数是为了考虑在不同设计状况下可以有不同的可59 靠度水准。作为偶然状况考虑的非常洪水作用时对重力坝的初步校核结果认为，设计状况系数取0.85为宜。实际上，在地震作用下水工建筑物的目标可靠度水准，目前还难以有统一的规定。因此，也取其设计状况系数为0.85。最终的抗震可靠度水准是由套改校准的结构系数体现的。在本规范抗震验算中规定的结构系数，其相应的静态作用和材料性能分项系数取值列于表1。表1静态作用和材料性能分项

31、系数静态作用材料性能水压力1.0 混凝土强度1.4 动重力坝、浮托力1.0 摩擦力1.4 力拱坝重力坝坝基法渗透压力1.2 凝聚力2.4 混凝土容重1.0 拱座岩体摩擦力.凝聚力1.0 其他混凝土结构1.0 1.0 拟静力法1. 0 1.0 在由确定性法设计的现行规范的安全系数按GB50199-94套改校准结构系数时，一般以现有规范中采用的作用和抗力值为标准值。4.4 水工钢筋混凝土结构的地震作用效应及抗力计算都需符合SL/T191一96的要求，因此仅对其地震作用作出统一规定。但考虑到目前建筑部门在钢筋混凝土结构抗震设计中，核算截面强度时采用的设计地震系数都为设计烈度对应值的35%.因此，在按

32、动力法确定对应设计烈度的弹性反应的地震作用效应时，也相应折减至35%.以求统一。在按拟静力法确定地震作用效应时，已根据水工建筑物的经验，引入地震作用的效应折减系数0.25.故不需再作折减。拟静力法中的地震作用一般稍偏于安全，因此，钢筋混凝土结构的地震作用的效应折减系数取值较动力法稍小。4.9地震动土压力4.9.1-4.9.2 地震动土压力问题十分复杂，国内外目前大多采60 用在静土压力的计算式中，增加对滑动土模的水平向和竖向地震作用，以此近似估算主动动土压力值。鉴于近似计算的滑动平面假定，在计算被动动土压力时与实际情况差得很远，使结果不合理。因此，地震被动动土压力问题也应结合工程经验作专门研究

33、。61 5 土石坝5.1抗震计算5.1.15.1. 2和附录ASDJlO一78中规定对土石坝采用拟静力法进行抗震稳定计算。SDJ218-84(碾压式土石坝设计规泡和碾压式土石坝设计规范SDJ218-84修改和补充规定)C以下简称补充规定)规定土石坝的静力稳定分析以瑞典圆弧法为主，并辅以简化的毕肖普法。多年来，拟静力法在我国土石坝的抗震设计中发挥了很大作用，积累了较丰富的经验。日本大坝委员会1978年发布了坝工设计规范。日本建设省河川局开发科1991年颁发土石坝抗震设计指南)，其中土石坝的抗震设计与SDJ10一78类似。自从提堂CTeton)垮坝及圣费尔南多(SanFernando)坝遭受震害以

34、来，美国垦务局已不再用拟静力法进行土石坝的抗震稳定分析。陆军工程师兵团仅对地震作用较小(地面峰值加速度小于或等于O.05g)的密实地基上很好填筑的土石坝采用拟静力法。由于发展早，资料较多，目前在美国，土石坝抗震计算主要采用动力法，其内容包括建立在有限元法动力分析基础上的滑动稳定计算和变形计算。近年来我国在高烈度区设计及建造的一些高土石坝，已进行了动力分析，以研究用拟静力法无法得出的坝体和坝基内的动应力分布及地震引起的坝体变形。此外，1971年美国圣费尔南多地震中下圣费尔南多坝的液化，1976年我国唐山地震中密云水库白河主坝因保护层液化而引起的滑坡均表明，当坝体和坝基中存在可液化土类时，采用拟静

35、力法不能作出正确的安全评价。鉴于拟静力法在我国土石坝抗震设计中的实际作用，针对我国大量的中小型水库绝大多数为土石坝，无法广泛采用动力分析这一国情，根据国内外土石坝抗震设计的水平，并考虑到在动力62 分析中部分的计算参数选择及工程安全判据方面资料尚不够充分，本规范规定仍以拟静力法作为土石坝抗震设计的主要方法，但对于高烈度区的大型土石坝和地基中存在可液化土的土石坝，在进行拟静力法计算的同时，应进行动力计算以便对工程抗震安全作综合判断。本规范附录A的A.1中只规定了对土石坝进行动力分析的基本要求。本规范5.1.2和附录A中的A.2与土石坝的静力稳定分析方法一致，土石坝的拟静力法分析以瑞典圆弧法为主。

36、对于重要工程，可同时采用简化毕肖普法。本规范附录A中的A.2、5.1.6分别给出了采用瑞典圆弧法进行土石坝坝坡抗震稳定计算的公式与基本上根据SD10一78第20条和补充规定中1.o. 17 的规定经套改得出的结构系数，考虑到土石坝等级已在结构的重要性系数中计入，故对各级土石坝可予以归并。采用简化毕肖普法，确定土石坝坝坡稳定安全系数K的公式如下zK=cb十CGE1+ GE2土Fv)tgrp-Ywz)btgrpJsecO，/Cl十tgftgO，/K)-L;CGE1+GE2土F.)sinO，+ Mh/rJ (5. 1. 2) 式中各符号的意义与瑞典圆弧法相同，见本规范附录A。由于该式是一个求K的迭代

37、计算公式，无法给出用显式表达的结构抗力R和结构系数巧。故表2中对于不同的重要性系数凡，给出了几与K的换算关系，表中Y。按GB50199-94的规定，对1级建筑物取1.1，对2、3级建筑物取1.00 表2.与.、K的关系 1. 25 1.20 1. 15 1.10 1.05 1. 00 1.1 1.34 1. 28 1.23 1. 18 1.12 1.0 1. 35 1.29 1. 23 1. 18 5.1.3 本规范沿用了SD10一78中水平向地震作用的q图形形状和适用坝高范围的规定，并取竖向地震的街和水平向地震的相63 同，但对代的最大值也作了随设计烈度增高而减小的规定，是基于下列考虑:如图

38、1所示，实测资料表明，对于土石坝来说，坝顶加速度放大倍数虽然受到决定坝体动力特性的坝型、坝料、地基、几何尺寸等因素的影响，但对同一座土石坝，坝顶加速度放大倍数随地震加速度的增高而降低，这一现象的原因在于土石料为非线性材料，随着动力变形的增大，动剪切模量降低和阻尼增大，致使土石坝的基频降低，坝顶加速度放大倍数减小;在动力分析中，考虑土石料的非线性动力特性，也可以得出与实测资料类似的结果。8 句pnuphdam唁部组长福倒剧嗣后田间惠实测值。本规范采用值. . . . . . . . . 3 . . . 、. . 。. . . 。. . . . . . . 电. . . . . . . . 2 。

39、l 10 100 1000 坝基最大加速度(crn!sl围1土石坝坝顶加速度放大倍数实测资料因此，本规范作出了土石坝坝顶加速度放大倍数因烈度不同而异的规定，在8度时保留SD10一78的值，7度时略有提高，9 度时稍降低。5.1.4 影响土的动态强度的因素很多，包括土的密实程度，颗粒的级配、形状、定向排列、稠度，以及振动应力和应变的大小，振动频率和历时，振动前士的应力状态等等。因此，原则上应通过动力试验测定抗震稳定分析中土体的抗剪强度。SD10-78实施64 十几年来的实践也表明，对于地震区的大中型工程有必要也有条件进行动力试验。大量的动力试验结果表明，在循环荷载作用下，土石料中孔隙水压力增高，

40、导致有效应力降低，士的动态强度被削弱。因此，虽然在有些情况下，土的动态强度会有所提高，如在瞬间加荷时，粘住土的强度甚至成倍增加，但在土石坝的抗震设计中，动态强度不应高于静态强度。现有资料表明，对碾压密实的土体，用三轴仪测定的动态强度和静态强度很接近，其原因在于这些土体在短时的地震作用下，不致产生显著压缩以致由于孔压增高使强度降低。因此在动态强度测试还未普遍推广的情况下，国外的大坝抗震设计仍多采用静态强度指标。如美国陆军工程师兵团建议采用无地震时的强度，日本建设省1991年的土石坝抗震设计指南也规定采用静态有效强度指标进行抗震稳定分析。无粘性土(主要是堆石、砂砾石)的内摩擦角随法向应力的增加而减

41、小的现象早就为大家所熟知。对于现代碾压堆石料，这一现象更为明显。对于无粘性土，一般认为不应计入凝聚力c值，而采用常量内摩擦角使强度指标不能反映实际数值，稳定安全系数偏低，甚至使现有堆石坝坝坡出现演层滑动起控制作用，而致坝坡的计算安全系数值不能满足规范要求的现象。5.1.5 混凝土面板堆石坝的上游坝坡一般为38。左右，动水压力对坝体地震作用效应影响不宜忽略。5.2抗震措施5.2.1 土石坝遭遇沿坝轴线方向的地震时，坝体压缩，两岸容易发生张力，致使防渗体产生裂缝，所以，在地震区建坝，坝铀线一般宜采用直线，或向上游弯曲，以便在蓄水期间发生地震时，减少两坝肩产生裂缝的几率。5.2.2 经震害调查，堆石

42、坝比土坝震害率小，损害程度较低。日本宫城近海地震发生后，调查83座有震害的坝中，仅有一座是堆65 石坝。土坝中均质坝较分区坝震害重，均质坝体积大，浸润线高，尤其当高蓄水位坝体士料饱和时，震害较严重。所以在坝型选择时，应优先选用堆石坝，只有在当地有丰富的合适的土料而又缺乏石料的中小型工程中，才选用均质坝。为改善均质坝的抗震性能，宜设内部排水，如竖向排水或水平排水系统，以降低浸润线。在地震时刚性心墙不能适应土坝的振动和变形，与周围填土的不同沉陷量容易产生裂缝，所以在高烈度区不宜建刚性心墙坝。5.2.3 SDJ218-84中4.4.1规定，坝顶超高包括最大波浪在坝坡上的爬高、最大风塞水面高度与安全加

43、高。SDJ218-84中。4.4.2又规定，地震区的安全加高应包括地震坝顶沉陷和涌浪高度。从国内外的实例资料看，如果坝基与坝体质量良好，在地震烈度7、8度地区，地震引起的坝顶沉陷并不明显，一般不超过坝高的1%。产生较大地震沉陷的西克尔、陡河、喀什、下圣费尔南多、海勃根等坝，其沉陷都与坝体和地基的液化、坝体的滑坡有关。由于产生的机理不同，地震的附加沉陷量很难计算，特别是对覆盖层较厚及有液化土层的情况。目前.美国采用纽马克CNewmark)法计算填筑良好坝体顶部的地震沉陷，规定采用此方法沿破坏面计算的变形不超过2ft。地震涌浪与地震机制、震级、坝面到对岸距离、水库面积、岸坡和坝坡坡度等因素有关。在设计时常预留涌浪超高，-般地震涌浪高度可根据设计烈度和坝前水深采用O.51. 5 m。日本地震涌浪按坝高1%计算。5.2.4 由于坝体的动力放大作用，坝体上部的地震加速度较下部大，在坝顶附近地震加速度最大，因此在强地震区宜适当加宽坝顶，使坝顶受损后仍能保持坝的稳定。鉴于同样的原因可采用上部缓下部陡的断面。国内外强地震区的一些土石坝已采取了这一措施。5.2.5 震害调查表明，土石坝震害的主要表现是裂缝，在设计中要适当采取防止裂缝的措施。在强地震区要适当加厚防惨体和过66 技层，以防止出现贯通性裂缝或减少裂缝所产生的渗透破坏。土石坝坝顶是产