土石坝三维真非线性地震反应分析方法及工程应用

1、赵剑明中国水利水电科学研究院土石坝三维真非线性地震反应分析方法及工程应用土石坝三维真非线性地震反应分析 与安全评价方法计算参数的确定方法的模型试验验证方法的工程应用摘要土石坝具有对基础条件适应性好、能就地取材和充分利用开挖料、投资省、施工方法简单以及抗震性能好等优点,是广泛采用的坝型。引言土石坝不仅在中小型工程中被广泛采用。在高坝中也占有很大的比例。在我国实施的西部大开发及西电东送发展战略中，在建和拟建的高坝许多为土石坝：糯扎渡（261.5m）古水（305m）双江口（约310m）日冕（300m）两河口工程（288m）班多（253m）而对于强震区土石坝的建设，抗震问题往往是控制因素。因此土石坝抗

2、震研究工作的迫切性和重要性越来越突出。 结合土石坝抗震研究的需要，开发了三维真非线性地震反应分析及安全评价方法。基于国家“八五”、“九五”攻关等研究成果在包括著名水利工程和土工抗震专家汪闻韶院士等老专家的指导和支持下完成 得到了许多科研、设计和建设单位的支持经过大型振动台模型试验验证 在多个重要土石坝工程中得到应用，效果显著。 面板堆石坝的数值分析堆石材料的本构模型 接触面与接缝的模拟 施工填筑过程 水库蓄水 数值分析算法计算参数常规静力应力应变分析坝体的长期变形动力分析 (地震工况)三维真非线性地震反应分析及安全评价方法静力计算模型DuncanChang双曲线模型改进的Naylor K-G模

3、型清华非线性解耦K-G模型双屈服面弹塑性三维真非线性地震反应分析及安全评价方法静力计算模型试验室的试验只能在相对比较简单的条件下测定少量的物理量，而本构模型则要求有更广的概括性和适应性，它所应用的是比试验条件更为复杂、更为全面的基本关系。从这个角度上说，任何本构模型都是对现实状况的简化和近似处理。 由于堆石材料本构关系呈现出较为强烈的非线性，因此在构造其本构模型时，非线性的应力应变关系是一项重要的因素。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法静力计算模型弹塑性模型在理论上对堆石体的应力应变关系考虑得更为全面，可以模拟堆石的剪缩（胀）特性和塑性应变的发展过程，但是，其模型相对较为复杂，而且在模型的

4、构造中还需引入屈服面和流动法则等假定，另外，模型参数的确定也有一定的难度。 从目前面板堆石坝计算分析的现状上看，邓肯模型、双屈服面弹塑性模型和清华的非线性解耦K-G模型应用较多，而且，尤以邓肯模型的应用最为普遍。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法静力计算模型在应用邓肯模型进行面板堆石坝的计算分析中，增量法是最常用的数值计算方法。而由邓肯模型的特点可以看出，其模型的基础是常规三轴试验，模型的弹性参数应该而且也只能通过常规三轴试验得出。 由于邓肯模型依据了虎克定律，而虎克定律无法反映土的剪胀性，因此，一般认为邓肯模型是无法考虑土的剪胀。不过，尽管如此，在确定模型参数时所采用的体积应变则是既包含

5、了平均正应力所引起的体缩，同时也包含了部分由于剪切所引起的土体体积变化。这种体积变化，在模型的参数中有时会得到一定程度的反映。邓肯模型应用广泛，参数资料较全，工程经验丰富。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法动力本构模型 dynamic stress-strain model 目前面板堆石坝地震反应分析中采用的坝料的动力本构模型主要有两大类： 等价粘弹性模型（粘）弹塑性模型 真非线性模型其他弹塑性模型三维真非线性地震反应分析及安全评价方法等价粘弹性模型等价粘弹性模型（等效线性模型）是把土看作粘弹性体，采用等效剪切模量G和等效阻尼比这两个参数来反映土的动应力应变关系的两个基本特征：非线性和滞后

6、性，这种模型的关键是要确定动剪切模量G和动阻尼比随动剪应变幅的变化关系以及最大动剪切模量Gmax等。等价粘弹性模型概念明确，应用方便，而且在参数的确定和应用方面积累了较丰富的试验资料和工程经验，能为工程界所接受，实用性强，应用较为广泛。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法等价粘弹性模型 等价粘弹性模型的局限性和缺陷也是明显的，不能考虑影响坝料动力变形特性的一些重要因素。其缺点主要有：不能直接计算残余变形。等价粘弹性模型在加荷与卸荷时模量相同，因而不能计算土体在周期荷载连续作用下发生的残余变形。不能考虑应力路径的影响。阻尼的大小与应力路径有关，在不同应力时加荷与卸荷的滞回圈所消耗的能量大小不同

7、。不能考虑堆石料的各向异性。堆石料的固有各向异性反映过去的应力历史对性质的影响，而等价粘弹性模型模型不包括这种影响。较大应变时误差大，所用的割线模量在小应变时与非线性的切线模量很接近，但在大应变时两者相差很大，偏于不安全。 。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法三维真非线性模型 “八五”期间李万红等发展了一种适用于土石坝的粘弹塑性动力本构模型； “九五”期间赵剑明等将其推广到三维情况，应用到面板堆石坝的动力分析中，并通过大型振动台模型试验进行了验证；并在工程应用中完善和发展。中国水科院真非线性模型将土视为粘弹塑性变形材料 -初始加荷曲线 -移动的骨干曲线 -开放的滞回圈三维真非线性地震反应分

8、析及安全评价方法三维真非线性模型三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性模型模型的应用准则在动力反应分析中，模型确定了切线剪切模量的取值。在不规则循环荷载作用下，振动开始到当前为止，土体承受的剪应力比随时间变化，其绝对值的时程最大值定义为屈服剪应力比，其增量符号最后一次反向时的动剪应力比定义为动剪应力比幅值，则：如果当前动剪应力比绝对值小于动剪应力比幅值，而且剪应力比绝对值小于屈服剪应力比，则使用滞回圈曲线计算切线剪切模量。如果当前动剪应力比绝对值不小于动剪应力比幅值，而且剪应力比绝对值小于屈服剪应力比，则使用骨干曲线计算切线剪切模量。如果当前剪应力比绝对值不小于屈服剪应力比，则使用初始

9、加荷曲线计算剪切模量。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性模型真非线性模型参数：（1）模型参数A和B以及0可以用剪应力比控制的循环三轴试验来测定，主要受振次、动剪应力比幅值和初始剪应力比影响比较大。（2）模型参数A和B也可由等效线性粘弹性模型参数换算得到，换算原则是使两变形模型的骨干曲线重合和滞回圈包围的面积相等。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性模型真非线性模型参数三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性模型这种真非线性模型的特点是：（1）与等效线性粘弹性模型相比，能够较好地模拟残余应变，用于动力分析可以直接计算残余变形；在动力分析中可以随时计算切线模量并进行非线

10、性计算，这样得到的动力响应过程能够更好地接近实际情况。（2）与基于Masing准则的非线性模型相比，增加了初始加荷曲线，对剪应力比超过屈服剪应力比时的剪应力应变关系的描述较为合理；滞回圈是开放的；考虑了振动次数和初始剪应力比等对变形规律的影响。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法等效线性分析方法 等效线性方法是土石坝地震反应分析中应用较广泛的一种动力分析方法，其基于的本构模型为土体等价粘弹性模型（等效线性模型）。 等效线性动力分析方法的基本性质是线性分析方法，但是采用迭代的方法使计算最终采用的剪切模量和阻尼比较好地符合土体非线性特性。 著名的QUAD-4程序就是采用的这种等效线性方法。 三

11、维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性分析方法 有别于等效线性分析方法的一类方法。这种方法基于土体真非线性本构模型，即采用（粘）弹塑性模型。 真非线性分析方法用切线剪切模量Gt代替等效线性中的割线模量进行计算，Gt在滞回圈中的每一段都是不同的。 由于真非线性动力分析比较真实地采用了地震动过程中各时刻土体的切线剪切模量，较好地模拟了土体的非线性特性，可计算出土体单元接近真实的反应过程，是一种比较精确的计算方法。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性分析方法 李万红和赵剑明等根据所采用的改进的粘弹塑性模型的特点，为了更有效地进行真非线性动力反应分析，采用了增量法和全量法交替进行的算法

12、以控制增量法的误差积累。根据粘弹塑性模型及有限元原理，推导出结构的增量和全量方程分别为：（1）（2） 这种真非线性动力分析方法将遵循实际加载路径所进行的逐步增量分析与每时段内多次迭代计算有机结合起来，能够充分反映每一时刻土体响应的非线性滞回效应，使得分析更趋精确合理。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性分析与等效线性分析的若干比较 为了验证提出的真非线性分析方法，针对一修筑于梯形河谷中坝高100m的面板堆石坝，分别采用等效线性分析方法和真非线性分析方法进行了地震反应分析，在顺河向输入El Centro波，最大加速度取为0.2g。典型单元动剪应变时程曲线三维真非线性地震反应分析及安全评

13、价方法真非线性分析与等效线性分析的若干比较 等效线性方法和真非线性方法得到的应变和位移地震反应有着明显的区别：等效线性分析得出的动应变和位移围绕零点振动，没有偏移，无残余变形产生；真非线性分析得出的动应变和位移在振动过程中偏离零点，产生残余变形，并且地震过程中残余变形不断积累和增长。 典型结点动位移时程曲线三维真非线性地震反应分析及安全评价方法真非线性分析与等效线性分析的若干比较 真非线性动力分析方法和等效非线性方法在概念上有着本质的区别，在计算结果上存在差异，真非线性方法较真实地反应了结构的地震反应，而且能够直接计算出坝体的残余变形，在理论上更为合理。若想得到坝体接近真实的地震反应，宜采用基

14、于（粘）弹塑性模型的真非线性分析方法。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法考虑孔压消散和扩散的有效应力法 从是否考虑地震过程中孔隙水压力影响的角度出发，地震反应分析方法又可分为总应力法和有效应力法。有效应力法中又有不考虑孔隙水压力消散和扩散和考虑孔隙水压力消散和扩散两种，即不排水有效应力法和排水有效应力法。目前在多数地震反应分析中只考虑孔隙水压力的产生增长过程，而没有考虑孔隙水压力的消散和扩散，亦即是不排水的有效应力方法。在土石坝的坝料透水性较强的情况下，有效应力分析中不仅要考虑孔隙水压力的产生增长，而且应考虑孔隙水压力的消散和扩散，即应用排水有效应力方法。 尽管混凝土面板坝中坝体大部分是

15、非饱和的，可采用总应力法进行分析，但对于建造在覆盖层上的面板坝以及下游水位较高时，还是要考虑振动孔隙水压力的影响，采用考虑孔压消散和扩散的非线性有效应力地震反应分析方法进行分析更为合理。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法考虑孔压消散和扩散的有效应力法 本研究利用本文研究者提出的结点等价体积和三维结点等价流量的概念，结合Biot固结理论，考虑孔隙水压力的消散和扩散，建立了一套较完善的三维真非线性有效应力地震反应分析方法。分析更为合理；也可有效进行液化可能性分析 振动孔隙水压力的确定动孔压比和动剪应力比关系曲线本研究采用了直接利用动孔压比与动剪应力比关系曲线的计算方法。也可采用有关孔压模式。

16、三维真非线性地震反应分析及安全评价方法考虑孔压消散和扩散的有效应力法 结点等价体积 渗流微元体增量形式的比奥固结方程有限元形式 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法接触面的模拟 simulation of interface 土石坝的计算分析中会遇到两种不同性质材料间的接触面问题，如面板和堆石垫层之间，坝基防渗墙与地基土料之间。当两种材料性质相差很大时，接触面两边的材料模量相差悬殊，在荷载作用下可能沿接触面产生滑移和开裂，出现变形不连续现象，因此有必要设置合适的接触面单元来模拟这种接触面特性。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法接触面的模拟 目前已提出了一些不同形式的接触面单元，这些接触面

17、单元大致可以分为两类:无厚度单元有厚度薄单元三维真非线性地震反应分析及安全评价方法无厚度单元 无厚度单元的典型代表是Goodman单元，它提出最早，在工程中应用也最广泛，它较好地模拟了接触面的错动或张开，但它的两侧材料相互重叠，而且由于法向劲度很大，导致法向应力误差较大，有时会出现波动。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法有厚度单元有厚度薄单元最早由Desai提出，Desai薄单元在一定程度上克服了无厚度单元的缺点，但对剪切变形的模拟尚不能令人满意。殷宗泽提出了一种刚塑性的有厚度薄单元型式，可以较好地模拟接触面剪切破坏逐步发展过程，是对薄单元型式的一种改进。赵剑明等将其拓展到三维接触面问题，

18、并应用到实际面板坝工程动力分析中。随着粗粒土与结构的大型接触面试验研究的开展和深入，对面板堆石坝中接触面特性的认识将更加深入，接触面的模拟也将更加接近实际。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法接触面的模拟土与结构相互作用时，在它们的接触界面上发生力的传递，然后向较远处扩散。由于土与结构材料性质的较大差异，当二者发生相对剪切错动时，一方面在接触界面上土与结构有相对错动，另一方面，附近的薄层土体比其较远处土体将出现较大的剪切变形。如果接触面相对粗糙，在较大相对位移下其剪破面一般出现在土内，这个薄层是实现相互作用，进行力相互传递的主要受力层，称为剪切错动带。当接触界面较为光滑时，滑动破坏可能发生

19、在界面上，但滑动之前仍然存在剪切错动带在相互作用中进行力的传递。剪切错动带现象可以在静载试桩、面板堆石坝、挡土结构等实际工程中观察到。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法接触面的模拟面板堆石坝的面板混凝土和垫层之间的接触面是粗糙接触面，接触面应从广义的概念进行理解，即接触面不仅包括土与混凝土的接触界面，而且应包括邻近界面的一部分土体，即存在剪切错动带，这部分土体(堆石体）因混凝土的约束作用而在一定程度上改变了其强度和刚度。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法 因此宜选取一种有厚度薄单元逐步过渡混凝土与堆石之间的刚度差异，来模拟面板与堆石之间的接触面特性。三维各向异性有厚度接触面薄单元 接触

20、面上的变形可以分为基本变形和破坏变形两部分。基本变形与其它土体的变形一样，不管破坏与否都是存在的，用表示；破坏变形包括滑动破坏和拉裂破坏，只有当剪应力达到抗剪强度产生了沿接触面的滑动破坏，或接触面受拉产生了拉裂破坏时才存在，用表示。三维各向异性有厚度接触面薄单元三维真非线性地震反应分析及安全评价方法 地震永久变形 作为大坝抗震安全性评价的的重要指标，土石坝的地震永久变形计算是土石坝抗震研究中一个重要课题。地震永久变形的计算方法除了利用（粘）弹塑性模型直接计算残余变形的真非线性分析方法外，主要有两大类：滑动体位移分析法整体变形分析法三维真非线性地震反应分析及安全评价方法 地震永久变形 滑动体位移

21、分析法的基本出发点是假定土石坝的残余变形主要是由地震时坝坡及地基发生瞬态失稳时滑移体产生位移造成的，主要基于Newmark的刚体滑动面假设和屈服加速度概念。整体变形分析法的基本假定是把坝体及地基作为连续介质来处理。这类方法一般是先进行地震反应分析，求出坝体及地基的反应，然后利用材料动力特性的试验结果，加以简化求出坝体残余变形。目前，基于Serff和Seed等人提出的应变势概念的整体变形计算方法有着广泛的应用。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法滑动体位移分析法滑动体位移分析法的基本出发点是假定土石坝的残余变形主要是由地震时坝坡及地基发生瞬态失稳时滑移体产生位移造成的，该方法较适合于填筑密实

22、的土石坝。这个概念最早是由Newmark提出的随后Franklin和Chang，Makdisi和Seed，渡边启行等对该方法做了改进和发展。滑动体位移的概念是很有意义的，滑动体位移法简单方便，工程上应用较多。需要注意的是，如何确定土石坝在地震作用下的滑移面是个很关键的问题，另外，如何考虑地震过程中抗剪强度降低、剪胀现象等也是值得探究的。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法整体变形分析法整体变形分析法的基本假定是把坝体及地基作为连续介质来处理。这类方法一般是先进行地震反应分析，求出坝体及地基的反应，然后利用材料动力特性的试验结果，加以简化求出坝体残余变形。整体变形分析法首先由Serff、See

23、d20等人提出，除初步近似估算法外，这类方法又可分为两种。 修正模量法（即软化模量法） 等效结点力法等效结点力法在工程中得到了广泛应用。目前，基于Serff和Seed等人提出的应变势概念的整体变形计算方法有着广泛的应用。采用这种方法确定土石坝地震残余变形，除了对土石坝进行地震反应分析外，基于试验研究确定土石料动力作用下的残余应变模式也非常关键。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法 Taniguchi（谷口荣一）建议的公式曾经得到较多的应用。Taniguchi模式中只考虑了土料的残余剪应变，而没有计入土料的残余体应变。 面板堆石坝中堆石体具有由于棱角破碎而引起体积收缩的特性，残余体积变形不宜忽

24、略。面板堆石坝的残余变形中，既包括残余剪切变形，也包括残余体积变形，残余体积变形是不宜忽略的。因此，采用包括残余体应变和剪应变的残余变形计算方法更为合理。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法残余剪应变p与残余轴应变p之间的关系：(3)式中为动波桑比。根据试验结果，残余轴应变p与动剪应力比 0的关系可以用幂函数形式表示如下：(4) 式中，Ka、na 分别是以3、Kc和N为参变数的系数和指数，由试验结果确定，等效振次Neq=6和12时不同固结应力条件下的系数和指数值见表1。残余轴应变p以%表示，动剪应力 和有效法向应力0采用相同的量纲。地震残余变形计算方法 残余剪应变计算模式 三维真非线性地震

25、反应分析及安全评价方法地震残余变形计算方法 残余体应变计算模式 根据这些试验结果并参照其他相关研究成果，非饱和料残余体应变与动剪应力的关系可用如下公式表示：(5) 上式中dV 为残余体应变，为动剪应力，0 为平均有效主应力，Kc为固结比，N为振动次数。dV采用%形式 ，与0 采用相同的单位；KV为系数，nV为指数，KV 、nV是以3 、Kc和N为参变数的，其值根据相应动三轴试验确定，见表2。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法地震残余变形计算方法 残余变形的计算 根据SEED应变势的概念，由于相邻单元间的相互牵制，上面算得的应变并不是各单元的实际应变，不满足单元间的变形协调条件,而应看作是

26、一种应变势。为了使各单元能产生与此应变势引起的应变相同的实际应变，就设法在有限元网格结点上施加一种等效结点力，即采用等效结点力法计算残余应变引起的坝体残余变形。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法地震残余变形计算方法 残余变形的计算 应用上面的方法算出坝体相应各单元的残余应变，按照残余应变的主轴方向与静力状态应力主轴方向一致的原则，将残余应变换算为直角坐标系下的应变p，则等效结点力Fp为：(6)式中B为应变矩阵，D为弹性矩阵。将此等效结点力作用于坝体，便可求出地震作用下的坝体残余变形。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法 坝体及地基抗震安全性评价方法 除根据土石坝及地基的加速度、应力反

27、应及地震残余变形情况进行抗震安全评价外，还进一步综合坝体及覆盖层地基液化可能性、单元抗震安全系数、坝坡地震抗滑稳定性等方面进行整体安全评价。 坝体及覆盖层地基液化可能性评价方法 本文采用了有效应力分析方法，则采用孔压比作为液化判别指标，如果孔压比接近或等于1，则单元液化。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法坝体及地基单元抗震安全性的评价方法在运用有限元法计算出土石坝及地基单元的静应力和地震作用下的动应力后，按下式计算土石坝及地基单元的抗震安全系数Fe：Fe =f/其中，f为单元潜在破坏面抗剪强度，由下式确定计算：f =ftg+ c 式中，f 为单元潜在破坏面上的有效法向应力，f=(f0- u

28、d ) ，f0为相应单元潜在破坏面上的震前有效法向应力，ud 为动孔压。、c 为单元的有效抗剪强度指标，本计算为有效应力分析，可直接采用静力有效强度指标。为单元潜在破坏面上的总剪应力，由下式计算：=s+d式中，s和d分别为相应单元潜在破坏面上的静剪应力和等效动剪应力，其中d =0.65dmax , dmax为地震过程中潜在破坏面上的最大动剪应力。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法土石坝坝坡抗震稳定性分析 工程上惯用拟静力法进行抗滑稳定分析来进行土石坝及地基的抗震安全评价，然而，传统的拟静力法不能很好地考虑与地震动特性密切相关的土体的内部应力应变关系和实际工作状态，求出的安全系数只是所假定的

29、潜在滑裂面上的所谓安全度，无法得到实际内力分布和确定土体变形，也就无法预测土体失稳的发生和发展过程，更不能考虑局部变形对坝体稳定的影响。 近年来，逐步发展了进行土石坝及地基的地震安全评价的动力法。在动力法中，为了进行抗震安全评价，首先对面板坝及地基进行地震反应分析，求出在地震作用下土体内部的应力和变形分布等，然后按照相应的破坏标准来评价大坝的安全性。三维真非线性地震反应分析及安全评价方法坝坡的抗震稳定性在运用有限元法计算出坝坡单元的静应力和地震作用下每一瞬时的动应力后，则可以利用来分析坝坡的稳定性。坝坡地震抗滑稳定安全系数按下式计算：式中ni和ni为的第i单元滑动面上的法向应力和切向应力，i、

30、c i为滑动面上第i单元的动有效应力抗剪强度指标，l I是滑动面通过第i单元的长度。如果考虑地震过程中反应应力的时程变化，计算出每一瞬时滑动面的抗滑稳定安全系数，则在本文中称之为动力时程线法；如果不考虑地震过程中反应应力的时程变化，上式中的滑动面上的法向应力取为震前有效法向应力，剪应力取为震前剪应力与等效动剪应力（即0.65倍的最大动剪应力）之和，则得到按地震作用等效平均算得的最小安全系数，在本文中称之为动力等效值法。 三维真非线性地震反应分析及安全评价方法土石坝抗震稳定性分析动力时程线法和动力等效值法在整个地震过程中，坝体各单元的动应力及动孔压随震动时间不同而不同，因此其动力抗滑稳定安全系数

31、在各时刻也是不同的。动力时程线法算得的安全系数是地震过程中每一时刻（瞬时）的安全系数，反映了地震过程中坝坡抗滑稳定安全系数随时间的动态变化过程。土石坝抗震稳定性分析动力时程线法和动力等效值法而动力等效值法得到的安全系数是地震作用下坝坡一个总的安全系数，是整体平均等效的概念，不反映地震过程中安全度的动态变化。综合两种方法分别算出的安全系数，便可对坝坡的抗震安全性进行判断。分析成果的可靠性合理先进的计算方法准确可靠的计算参数参数确定：工程经验、工程类比静动力试验确定方法采用的模型及计算方法与土料的静动力试验紧密结合，所用参数由相应的试验确定，采用先进的处理方法确保成果的可靠性。 计算参数的确定中国

32、水科院岩土所拥有一系列完整配套、功能齐全的大、中、小型静、动力特性试验设备及其它室内外动、静监测设备。可进行各种土石料的静动力特性研究和模型参数的确定。试验设备中，配备了先进的计算机数据采集与处理软件以及绘图软件。计算参数的确定 100T大型动静三轴试验机 自主研制、国内领先试样直径为30cm ，最大轴向荷载1000kN，最大激振荷载30T，最大围压力3 MPa，振动频率0.0110Hz ，振动波形包括正弦、三角及方波。装配有剪切波速测试装置、微小应变激光测试系统、小应变至大应变轴向及体应变测试系统。可用来研究土石坝及地基粗粒土料的动强度、动孔压、残余变形和体应变特性，剪切波速及动力变形特性（

33、动剪模量及阻尼比）。 装配有剪切波速测试装置、微小应变激光测试系统及非饱和体变测试系统。 （含两项专利技术）日本DTS-158型共振柱仪 日本S3D动力三轴仪大、中、小型三轴试验机及微机数据处理系统 大型三轴蠕变仪 试样直径为300mm，高700mm，最大围压力4Mpa，轴向加压系统的最大轴向出力800kN，设计最大恒压加荷时间为6个月。轴向压力、轴向位移、围压力、体积变化和孔隙压力测试可同时采用传感器和常规仪表两种方式测试，具有数据自动采集和处理功能。 该试验仪可用于堆石料和砾质土等粗粒土料的流变、湿化特性试验研究。同时，由于该设备围压系统和轴向加压系统为独立的控制系统，非常适宜复杂应力路径

34、的试验研究工作。 现场测试技术和设备 现场测试技术和设备:多道瞬态面波勘探技术 图2-51 XJ-22剖面的拟速度（Vx）等值线图 现场测试技术和设备 室内试验和现场测试相结合共同确定土料特性和计算参数图2-59 XJ-22剖面剪切波速等值线图(m/s)真非线性分析方法的模型试验验证三向六个自由度的大型模拟地震振动台真非线性分析分析方法的模型试验验证 对比分析结果表明，计算得到的地震作用下坝体的加速度反应、面板的应力和应变及坝体残余变形与试验结果相当一致。从而，在计算和试验相互印证的同时，也进一步验证了本研究提出的三维真非线性地震反应分析方法的可靠性。目前振动台主要参数：最大台面尺寸：55m；

35、最大载重量20t；最大水平向加速度1.0g（注：能模拟比唐山地震烈度还大一倍以上地震）；最大频响范围0.1120Hz， LXJ-4 450g-t土工离心机 模型试验机技术指标：转动半径：5.03m；最大加速度：300g； 有效负载：1.5 t；吊篮尺寸：1.5m*1.0m*1.5m 有效荷载容量：450g.t亚洲第一模型箱的吊装主控制台该离心机于1997年成功的完成了丁肇中教授主持的国际合作项目AMS磁体结构强度试验。该试件随美国发现号航天飞机升空经十天飞行后安全返回中国水科院拟建的离心机振动台ItemIndices离心机加速度120 g水平振动加速度30 g竖向振动加速度20 g振动频率40

36、0 Hz振动历时3 s有效负载400 kg激振方向H+V振动波形Sinusoidal, random ,earthquake振动台面积1000700 mm振幅4 mm振动台质量700 kg已经应用到紫坪铺、大柳树、下天吉、鄂平、察汗乌苏、龙首二级、公伯峡、积石峡、九甸峡、下坂地、班多、糯扎渡、恰甫其海、长河坝、龙头石等工程中，取得了良好的效果。 真非线性方法的工程应用在四川紫坪铺工程中的应用最大坝高156m设计烈度:8度峰值加速度:0.26g在宁夏大柳树工程中的应用最大坝高163.5m；设计烈度:9度；100年超越概率为0.02时，坝址基岩峰值加速度为0.56g。 在新疆察汗乌苏工程中的应用最

37、大坝高107.60m；坝基砂砾石覆盖层最大厚度为46.70m, 初设设计烈度:8度峰值加速度:0.231g在青海公伯峡工程中的应用最大坝高139m；坝顶长度429m设计烈度:8度峰值加速度:0.2g在青海积石峡工程中的应用最大坝高100m；坝顶长度308m设计烈度:8度峰值加速度:288gal(0.29g)在甘肃九甸峡工程中的应用最大坝高136.5m；河床深槽覆盖层砂卵砾石层厚5654m. 设计烈度:8度峰值加速度:284gal(0.29g)在甘肃龙首二级（西流水）工程中的应用最大坝高146.5m；坝顶长度190.6m.设计烈度:8度峰值加速度:218gal(0.22g)在湖北鄂平工程中的应用

38、最大坝高124.3m；坝顶长度295.25m.设计烈度:8度；峰值加速度为0.2g。 在新疆下坂地工程中的应用最大坝高78m；坝址河床覆盖层勘探揭示最厚147.95m ,存在可液化砂层。设计烈度:8度；峰值加速度: 250.7gal(0.256g)9度校核在四川龙头石工程中的应用bcBCaAdD主剖面沥青混凝土心墙堆石坝 最大坝高72.5m；河床覆盖层深厚，一般为6070m，最大厚度77.0m，存在可液化砂层。设计烈度:8度；峰值加速度: 219gal(0.223g)在四川长河坝工程中的应用最大坝高240m；坝址河床覆盖层深厚，为6576.5m,存在可液化砂层。设计烈度:8度；峰值加速度: 3

39、59gal(0.366g)在云南糯扎渡工程中的应用土质心墙坝最大坝高261.5m；设计烈度:8度；峰值加速度: 0.283g在新疆恰甫其海工程中的应用土质心墙坝最大坝高108m；设计烈度:9度；峰值加速度: 435.6gal(0.444g)大坝典型剖面单元抗震安全系数等值线在青海班多工程中的应用最大坝高253m；坝顶长度670m.设计烈度:8度峰值加速度:0.274g在四川紫坪铺工程中的应用最大坝高156m设计烈度:8度峰值加速度:0.26g结点2011的加速度反应时程曲线加速度反应顺河向横河向竖向顺河向最大加速度等值线（单位：m/s2）最大竖向加速度等值线（单位：m/s2）加速度反应坝体水平

40、顺河向最大加速度发生在下游坝顶处，下游坡的反应加速度明显大于上游坡，坝体竖向最大加速度发生在下游坡上部靠近坝顶处；相比之下，竖向和横河向加速度反应比顺河向加速度反应小得多。 从计算结果来看，坝顶及坝顶附近下游坡区域的加速度反应是比较大的，存在地震作用下上述区域堆石松动、滑落的可能性，建议在上述区域采取适当的抗震加固措施。最大动剪应力坝体单元抗震稳定安全系数坝体典型横剖面最大动剪应力分布情况如上图所示。所得坝体堆石最大动剪应力为401.2kPa 。坝体典型横剖面单元抗震安全系数分布情况如下图所示，坝体中单元抗震安全系数均大于1，不会产生动力破坏。 由图可见，面板地震动应力中，坡向最大，坝轴向次之

41、，最小面板应力反应分别是面板坡向和坝轴向最大动压和动拉应力等值线。坡向最大动应力出现在面板中上部。算得的面板坡向最大动压应力为3.42MPa，坡向最大动拉应力为3.13MPa； 面板坡向最大动拉应力等值线（单位：kPa）面板坝轴向最大动拉应力等值线（单位：kPa）坝轴向最大动压应力为2.54MPa，坝轴向最大动拉应力为2.31MPa 。面板应力反应28001600240020001200800400面板坝轴向动拉应力与静应力合力等值线（以压为正，单位：MPa）面板坡向动拉应力与静应力合力等值线（以压为正，单位：MPa）分别是面板坡向和坝轴向动拉应力与相应静应力合力等值线，图中应力以压为正，拉为

42、负。面板应力反应面板中拉压应力较大，尤其是在面板周边部位出现了较大拉应力，而且拉应力区范围较广，因此有必要在相应部位采取合理措施，以防止裂缝产生。地震引起的周边缝最大位移为：张开8.4mm，沉降8.7mm，剪切7.4mm。地震引起的垂直缝最大位移为：张开5.1mm，沉降4.6mm，剪切5.8mm。图3-52为面板周边缝和典型垂直缝在地震过程中最大张开量分布情况。 地震过程中面板周边缝和典型垂直缝的最大张开量（mm）面板拉应力区（静动力合力）液化可能性 紫坪铺面板坝坝基覆盖层渗透系数为5.7910-211.5710-2cm/s，在进行有效应力分析中考虑了孔隙水压力的消散。作为比较，本研究分别做了

43、不考虑孔隙水压力消散和考虑孔隙水压力消散的计算，所得的覆盖层中最大孔压比的时程曲线如图3-53所示。 在不考虑孔隙水压力的消散时，算得的覆盖层中最大孔压比为 0.415；在考虑孔隙水压力的消散时，算得的覆盖层中最大孔压比为0.047。可见在地震作用下坝基覆盖层不会发生液化。 覆盖层中最大孔压比时程曲线竖向残余位移等值线（单位：cm）坝体典型剖面（0+350）残余位移分布情况分别如图所示。所算得的坝体顺河向最大水平残余位移为15.47cm，最大竖向残余位移为23.11cm，均发生在坝顶处，坝体下游的残余变形相对比上游的残余变形大。坝体地震沉陷量为坝高的0.148% 。 地震残余变形空库时面板抗震

44、稳定安全系数时程曲线下游坡抗震稳定安全系数时程曲线动力时程线法算得的空库时面板抗震稳定安全系数时程曲线如图3-56所示。动力时程线法算得的空库时面板抗震稳定安全系数时程曲线的最小值为1.20，按动力等效值法算得的最小安全系数为1.30。可见，面板是满足抗震稳定性要求的。地震过程中按动力时程线法算得的下游坡抗震稳定安全系数时程曲线如图3-57所示，下游坡抗震稳定安全系数时程曲线最小值为1.12，图3-58为相应最危险滑动面位置示意图。按动力等效值法算得的最小安全系数为1.23，图3-59为相应最危险滑动面位置示意图。可见，在地震过程中下游坡是稳定的。面板及坝坡抗震稳定性动力等效值法分析中下游坡最

45、危险滑动面位置动力时程线法分析中下游坡最危险滑动面位置坝坡抗震稳定性在青海班多工程中的应用最大坝高253m；坝顶长度670m.设计烈度:8度峰值加速度:0.274g输入地震波根据有关资料1011，坝址区场地地震基本烈度为7度，设防烈度为8度，大坝设计水平及竖直地震加速度分别为0.274g、0.183g。计算时同时输入水平向（顺河向和横河向）和竖向地震。 输入地震波对动力分析结果有较大影响9，通过对甲方提供的多条时程曲线的计算分析，最终验算选用的输入地震加速度时程曲线如图所示。 面板结点的加速度反应时程曲线加速度反应面板顺河向最大加速度为8.76m/s2，最大加速度放大倍数为3.26；横河向（坝

46、轴向）最大加速度为8.14m/s2，最大加速度放大倍数为3.03；坝体最大竖向加速度为4.61m/s2，最大加速度放大倍数为2.57。地震变形图7是地震结束后因地震作用产生的面板地震残余挠度情况，其中最大值38.8cm。图8是震后静动力叠加的面板挠度等值线图，其中最大值83.7cm。 图8 震后静动力叠加的面板挠度等值线图（cm）图7 震后因地震作用产生的面板挠度（cm）接缝位移地震引起的周边缝最大位移为：张开13.1mm，沉降12.2mm，剪切11.7mm。地震引起的垂直缝最大位移为：张开8.5mm，沉降5.6mm，剪切4.8mm。图9为面板周边缝和典型垂直缝在地震过程中最大张开量分布情况。

47、图9 面板周边缝和典型垂直缝地震产生的最大张开量（mm）接缝位移地震结束后周边缝最大位移为：张开41.2mm，沉降38.7mm，剪切31.6mm。垂直缝最大位移为：张开21.3mm，沉降19.6mm，剪切17.7mm。下图为地震结束后周边缝最大位移情况。 图9 面板周边缝和典型垂直缝地震产生的最大张开量（mm）面板应力根据三维动力计算结果，面板地震动应力中，坡向和坝轴向动应力较大，法向动应力比较小。以下各图是面板坡向和坝轴向最大动压和动拉应力等值线。坡向最大动应力出现在面板中上部。算得的面板坡向最大动压应力为3.47MPa，坡向最大动拉应力为3.12MPa；坝轴向最大动压应力为3.33MPa，

48、坝轴向最大动拉应力为3.08MPa 。 面板坡向最大动压应力等值线（单位：MPa） 面板应力根据三维动力计算结果，面板地震动应力中，坡向和坝轴向动应力较大，法向动应力比较小。以下各图是面板坡向和坝轴向最大动压和动拉应力等值线。坡向最大动应力出现在面板中上部。算得的面板坡向最大动压应力为3.47MPa，坡向最大动拉应力为3.12MPa；坝轴向最大动压应力为3.33MPa，坝轴向最大动拉应力为3.08MPa 。 面板坡向最大拉应力等值线（单位：MPa） 面板应力根据三维动力计算结果，面板地震动应力中，坡向和坝轴向动应力较大，法向动应力比较小。以下各图是面板坡向和坝轴向最大动压和动拉应力等值线。坡向

49、最大动应力出现在面板中上部。算得的面板坡向最大动压应力为3.47MPa，坡向最大动拉应力为3.12MPa；坝轴向最大动压应力为3.33MPa，坝轴向最大动拉应力为3.08MPa 。 面板坝轴向最大动压应力等值线（单位：MPa） 面板应力根据三维动力计算结果，面板地震动应力中，坡向和坝轴向动应力较大，法向动应力比较小。以下各图是面板坡向和坝轴向最大动压和动拉应力等值线。坡向最大动应力出现在面板中上部。算得的面板坡向最大动压应力为3.47MPa，坡向最大动拉应力为3.12MPa；坝轴向最大动压应力为3.33MPa，坝轴向最大动拉应力为3.08MPa 。 面板坝轴向最大动拉应力等值线 （单位：MPa

50、） 面板应力图26和图27分别为静动力叠加后面板坡向和坝轴向应力等值线图，面板坡向最大压应力和拉应力分别为24.12MPa和2.61MPa；坝轴向最大压应力和拉应力分别为19.86MPa和3.74MPa。 图26 静动力叠加后面板坝坡向应力等值线（MPa）（压为正，拉为负） 面板应力图26和图27分别为静动力叠加后面板坡向和坝轴向应力等值线图，面板坡向最大压应力和拉应力分别为24.12MPa和2.61MPa；坝轴向最大压应力和拉应力分别为19.86MPa和3.74MPa。 图27 静动力叠加后面板坝轴向应力等值线（MPa）（压为正，拉为负）面板应力图28和图29分别为地震结束后面板坡向和坝轴向

51、应力等值线图，面板坡向最大压应力和拉应力分别为21.87MPa和2.11MPa；坝轴向最大压应力和拉应力分别为19.21MPa和2.58MPa。图28 震后面板坝坡向应力等值线（MPa）（压为正，拉为负）面板应力图28和图29分别为地震结束后面板坡向和坝轴向应力等值线图，面板坡向最大压应力和拉应力分别为21.87MPa和2.11MPa；坝轴向最大压应力和拉应力分别为19.21MPa和2.58MPa。图29 震后面板坝轴向应力等值线（MPa）（压为正，拉为负）面板应力图30为静动力合力作用下面板拉应力区分布情况(阴影部分)。可见，面板中拉应力较大，尤其是在面板周边部位出现了较大拉应力，而且拉应力

52、区范围较广，因此有必要在相应部位采取合理措施，例如：加强周边缝止水、做好垫层、并采取有效的排水措施等，以防止因裂缝而形成的危害。 图30 面板拉应力区分布情况（阴影部分为拉应力区）（静动力合力） 面板抗震稳定性上游水压力对面板的动力抗滑稳定性是有利的，所以正常蓄水位时并不是面板动力抗滑稳定的最不利工况。为此，本文计算了不考虑上游库水压力时面板的动力抗滑稳定性。动力时程线法算得的面板抗震稳定最小安全系数时程曲线如图所示。动力时程线法算得的面板抗震稳定安全系数时程曲线的最小值为1.30。按动力等效值法算得的面板抗震稳定最小安全系数为1.43。可见，面板是满足抗震稳定性要求的。 面板抗震稳定最小安全

53、系数时程曲线（不考虑上游水压力） 分析结论通过三维真非线性分析，在现有设计地震、现有计算参数和计算条件下，从面板的加速度反应、地震变形、面板应力、抗震稳定性等分析评价结果来看，该面板坝的面板基本上满足抗震要求；可以说在强震区修建300m级面板坝是可行的。地震作用下，面板中动拉应力较大，静动力叠加后在面板周边部位仍然出现了较大拉应力，而且拉应力区范围较广，因此有必要在相应部位采取合理措施，例如：加强周边缝止水、做好垫层、并采取有效的排水措施等，以防止因裂缝而形成的危害。若干工作设想与展望 prospects （1）加强面板坝震害资料获取与整理工作 一方面，根据历次地震中搜集到的面板坝震害资料以及相应的地震资料、地形和地质资料，并搜集最新最近的相关资料，形成丰富详实的震害数据库，结合数据仓库、数据挖掘技术以及GIS技术等，建成实用可靠的震害资料