混凝土大坝的抗震安全评价_林皋(2)

212　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011g,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

[7]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》,明确了使用安全运行地震动

OBE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OBE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.OBE一般选为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,经过经济上合理性的论证时,还可适当延长[8].关于MDE的概率水准或重现期,没有作明确规定.值得注意的是MDE的决定一般都和大坝的失事后果相联系,只对特别重要的坝,才令MDE等于MCE[6].确定MCE,一般有确定性方法(地质构造法)和概率法等两种方法,国际大坝委员会的导则认为,就目前的认识水平而言,不可能明确规定必须采用哪种方—10—

法.建议同时采用两种方法,并应用工程经验进行判断.

采用两级设防水准有待解决的问题是MDE作用时,如何检验大坝的安全性.目前还没有取得共同的认识,但是近年来已受到许多国家的关注,并且已有了一定的进展.这方面有代表性的是加拿大

[9]大坝安全委员会1995年制定的《大坝安全导则》,将大坝按其失事后果区分为4类:①非常小———

无伤亡,除大坝本身外,无经济损失;②小———无预期伤亡,中等损失;③高———若干伤亡,较大损失;④很高———大量人员伤亡,很高震害损失.最大设计地震MDE的年超越概率AEF按大坝失事后果确定:①失事后果小的坝:1/100<AEF<1/1000;②失事后果高的坝:1/1000<AEF<1/10000;③失事后果很高的坝:AEF=1/10000.加拿大的BCHydro公司又将上述准则进一步具体化,按极端情况下的生命损失(LOL)以及社会经济、财政和环境损失(SFE)的金额来区分失事后果的大小:①非常小:LOL<0101,SFE<10万加元;②小:0101<LOL<1,10万加元<SFE<1000万加元;③高,1<LOL<100,1000万加元<SFE<10亿加元;④很高:100<LOL<10000,10亿加元<SFE<1000亿加元;⑤特殊高:LOL>10000,SFE>1000亿加元.关于MDE的年超越概率,正在进一步制订便于操作的准则,但尚未获得最终结果.关于安全评价方法,他们也在研究,认为计算应力只是一个中间步骤,希望确定坝的地震失效模式,了解开裂后坝的动力特性.

欧洲许多国家大都参照国际大坝委员会制定的准则进行考虑.例如,法国按近1000年内发生的最大区域地震在最不利位置处发生时确定MCE,而DBE则按大坝运行期内可能发生一次的地震规模确定.意大利基本上以国际大坝委员会的准则为基础.南斯拉夫大坝MDE的重现期选为1000至10000年,按失事后果确定.瑞士重要大坝的安全评价按MCE考虑,小坝参照房屋建筑的要求考虑.瑞士电力工程服务公司为伊朗若干拱坝(坝高100m左右)进行的抗震设计,MCE的平均重现期定为2000年左右.其地震加速度值约为DBE的两倍.MCE作用时容许大坝开裂,要求检验被裂缝分割的坝体的动态稳定.假设强震时拱坝的结构缝、水平施工缝以及坝基接触面上裂缝均张开,按各坝块为刚体的假设分析裂后坝的稳定性,要求各坝块的相对变形和转动不使坝丧失稳定,不发生坝块坠落.按照他们的经验,设计良好的拱坝,坝的剖面基本上由DBE工况确定.此外,我国台湾按失事的危险性将大坝分为3类,1类MDE=MCE;2类DBE<MDE<MCE;3类OBE<MDE<DBE.其中DBE的重现期为100年,OBE的重现期为25年.

213　我国现行规范标准[10]　我国现行的水工建筑物抗震设计规范标准虽然采用了极限状态的计算公式,实质上仍然是以弹性分析为主的容许应力标准,按计算出的最大拉应力来控制坝的安全性.采用一级设防标准,选择的设计地震加速度,对基本烈度(50年超越概率10%,重现期475年)为Ⅶ、Ⅷ、Ⅸ度区的场地,分别取为011g,012g和014g.只是对设计烈度小于8度,坝高小于70m的2级或3级的混凝土重力坝和拱坝,容许采用拟静力法分析,引入地震作用效应折减系数ξ=0125.但对重要大坝,则需将设计地震加速度的水准提高到100年超越概率2%(重现期4950年).地震作用采用反应谱法进行弹性分析,适当提高结构的阻尼比(拱坝3%-5%),材料强度取值也适当提高,混凝土动态强度较静态强度提高30%,动态抗拉强度取为动态抗压强度的10%.计入结构重要性系数,设计状况系数,结构系数和材料分项系数影响后,混凝土的抗拉强度设计值约为材料抗压强度标准值的01132倍.

3　混凝土材料的动力特性

对混凝土大坝进行抗震安全评价,除了地震设防标准而外,一个重要的方面是混凝土材料的动力特性问题.在坝工问题研究中这是相对薄弱的环节.20世纪50年代后期日本的火田野正进行了比较全面的对混凝土动态抗压和动态抗拉强度影响的研究[13,14],注意到了加载速率对混凝土动态强度的重要影响,以后有一些作者进行了这方面的研究.在大坝设计中,目前应用比较广泛的一个依据是Raphael所进行的试验[15],他在5座西方混凝土坝中钻孔取样进行动力试验,在0105秒的时间内加载到极限强度(相当于大坝5Hz的振动频率),得出动态抗压强度较静强度平均提高31%;直接拉伸

—11—

强度平均提高66%,劈拉强度平均提高45%,试验结果有一定离散性.据此,他提出了混凝土大坝在地震作用下抗拉强度设计标准的建议.地震作用下混凝土的抗拉强度(单位psi)为

2/3(1)ft=216fc

计入断面塑性影响时的混凝土表面抗拉强度(单位psi)为

2/3f′t=314fc(2)

式中:fc为混凝土的静态抗压强度.

这一结果是在一定条件下取得的,即应变速率大体相当于5Hz的振动.但目前已被不分情况地普遍推广应用于大坝的设计[16],我国《水工建筑物抗震设计规范》也采用了这一结果.实际上,不同的大坝、不同的部位,地震时的应变速率各不相同,例如,对300m级的高拱坝来说,其基本振动频率接近于1Hz,地震时的应变速率远低于5Hz时相应的应变速率.近年来,关于应变速率对混凝土强度的影响已进行了大量研究[17,18].其中欧洲混凝土协会(CEB)1990样板规范建议的计算公式形式如下[19]:

11016δεft/fts=(ε??/ε??　　　??<30s-1s)(3)

(4)′δ=1/(10+6f′c/fco)

式中:ft为应变速率ε??时的动态抗拉强度;fts为静态抗拉强度;ε??为动应变速率,3×10-6～300s-1;

′ε??10-6s-1;f′s为静应变速率,3×c为混凝土抗压强度;fco为混凝土标准抗压强度,

10MPa.

地震荷载作用时的应变速率,一般在

(10-3～10-2)范围内变化[17].应当指出,

不同的研究者得出的结果离散性很大[18],见

图1.式(1)所代表的是其平均趋势.而

且,对混凝土动态强度影响的因素也很多.

混凝土在受拉、受弯和受压时,其动态强度

的增长幅度不同.不同强度的混凝土增长幅

度不同,低标号混凝土增长幅度较高.此外,

混凝土试件的湿度也对其动强度的增长幅度

发生重要影响,干混凝土的动态强度基本上

不随应变速率的增加而变化[20].还有,尺寸

效应也是一个不应忽略的因素.图1　不同研究者所获得的应变速率对混凝土抗拉强度的影响

以上的很多研究都是针对恒定的加载速率而进行的,实际上,地

震时大坝各部分所承受的应变速率是变化的[21].往复荷载作用时,最

大动应力发生的瞬时,其相应的动应变速率ε??=0(图2),这表明混凝

土的动态强度应和加载历史有关.对于循环加载,加载幅度与加载循

环数也将对动强度发生影响.“八五”期间我们进行的实验[22]表明,

加载强度达到混凝土强度的75%,预加载100周后,动强度可较不进

图2　

应力和应变速率的变化行预加载时降低12%～20%.

地震作用下,大坝各部位在不同时刻处于不同应变速率和应变历史条件,大坝各部位的强度和刚度均相应发生不同程度的变化,这些因素都将对大坝的地震响应产生一定影响,值得重视.4　对混凝土大坝抗震安全评价的几点看法和建议

从以上各国大坝抗震设防标准的讨论中可以看出,各国的安全评价标准存在有较大的差别,认识很不一致.我们不妨做一简单比较.我国300m级的小湾拱坝和溪洛度拱坝均位于Ⅷ度强震区内,按100年超越概率2%的水准,设计地震加速度分别为01308g和01320g.按日本标准,强震区(相应—12—

于烈度Ⅷ度和Ⅸ度)设计地震加速度为0112g-0120g.按俄罗斯标准,Ⅰ级大坝Ⅷ度区设计地震加速度取为0106g,同时按012g进行补充分析.美国规范标准按两级设防.DBE取重现期200年,则小湾和溪落渡的设计地震加速度约相应于0107g和0112g(依据地震危险性分析结果),此外,要求在MDE地震作用时保持蓄水能力.上述标准都按弹性分析计算地震应力.由于各国国情不同,材料强度的控制标准不同,施工质量的可靠程度不同,这种比较并不能完全反映大坝抗震设计的安全度,但还是给我们一定的启示.值得注意的是,各国大坝的设计地震加速度(包括我国低烈度区的一些低混凝土坝在内)虽有差别,但比较接近(除拱坝外,日本大坝坝身的设计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;俄罗斯、美国等则考虑动力影响,将大坝坝身的加速度在地基加速度基础上进行放大).相对来说,我国重要大坝的设计地震加速度有所偏高,其设计加速度(100年超越概率2%),达到或接近国外MDE的水平.而在MDE作用时,国外一般容许大坝发生一定程度的震害,只要保持水库的蓄水能力即可.我国则要求地震时大坝的最大应力不超过材料的动态抗拉强度,即不容许出现裂缝.我国重要大坝设计地震加速度偏高的一个原因是沿用了1978年规范试行本中的一个规定,对于1级挡水建筑物,设计地震烈度可在基本烈度基础上提高一度.当时参照了前苏联标准中的一些规定.然而,前苏联在1981年施行的新规范中,对水工建筑物已经取消了这一规定.这表明如何对重要大坝进行抗震设防也是一个值得深入研究的问题.

需要指出一点,现有关于混凝土大坝在地震中的表现以及地震震害等的经验主要限于百米左右或百米以下的大坝.而目前我们需要建设的是300m级的超高拱坝,所以有必要结合高坝的特点进行研究.这一点对拱坝特别重要.由于拱坝采用了比较高的抗压安全系数,强度储备大,局部出现裂缝后,应力调整有一定余地.但高拱坝的强度储备相对较小,坝体开裂后应力调整的余地也相应减小,需要引起重视.我们曾尝试对小湾拱坝(H=292m)和二滩拱坝(H=240m)进行过非线性动力分析[9].计算中采用非线性弹性模型.这种模型相对比较简单,应用也比较普遍.国际上一些著名的商用软件,如ADINA,NONSAP等都采用这种方法.这种模型在理论上虽不够完整严密,但它可用显式的应力-应变曲线来反映混凝土的变形规律,根据混凝土的压、拉应力大小,加荷、卸载情况,以及受拉后出现裂缝等情况,可以采用均质各向同性、正交异性,线性和非线性等不同的应力-应变关系来描述,物理概念明确.同时可以选择适当的多轴应力条件下的破坏准则以便更好地反映混凝土的多轴受力和变形特性.计算中,采用美国1971年的SanFernando地震时岩基上的地震波,有较多波型记录.采用材料的容许抗拉强度为3MPa.计算结果表明,对小湾拱坝,输入设计地震加速度01308g,在高水位时,拱冠梁坝踵部分开裂,应力重分布后,部分混凝土被压碎.并扩展至右岸坝肩1/2-1/3坝高处相继发生开裂与局部单元压碎.在运行低水位时,坝顶拱冠部分偏左也发生若干单元开裂,并导致部分单元压碎.对二滩拱坝采用材料容许抗拉强度215MPa,输入地震加速度01308g时(超过原设计加速度01144g),拱冠梁坝踵部位局部开裂,但不发展.虽然,在计算模型方面还有待进一步完善改进,但这一现象表明,同一应力控制标准,对不同拱坝,其抗震安全性可有很大差别.这是因为,各坝坝高、坝的型式、两岸地形、地质情况不同,按弹性动力反应分析计算出的最大应力,不足以全面反映拱坝的抗震安全性.高拱坝对应力的敏感性更为强烈,值得深入研究.