高土石壩抗震性態(tài)分析與災害對策研究*

豐土根，楊貴

(1.河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇南京210098;2.河海大學巖土工程科學研究所，江蘇南京210098)

土石壩工程由于施工簡便，地質條件要求低，造價相對較低，并可就地取材且料源豐富，因此是水利水電工程中極為重要的一種壩型。土石壩工程的建設歷史久遠，并經(jīng)久不衰。隨著我國社會經(jīng)濟的發(fā)展，水利水電工程建設突飛猛進，近年來，我國許多土料防滲土石壩壩高達到200 m甚至300 m以上。已建成的黃河小浪底工程，為斜心墻土石壩，壩高達到167 m，并建在70多m深的覆蓋層上，可以說是我國當前在土料防滲土石壩建設中最具代表性的工程。1980年代我國開始建設面板堆石壩，起點較高，發(fā)展非常快。如西北口、溝后、成屏一級和株樹橋等壩，壩高都在70 m以上，有的超過百米級。目前，我國壩高達百米級的混凝土面板堆石壩已很多，一部分已接近200 m級，甚至超過200 m。如已建浙江珊溪工程利用開挖料石筑壩，壩高132.5 m;云南茄子山工程壩體填料為花崗巖石料，壩高107 m;黃河公伯峽面板堆石壩，設計抗地震烈度為Ⅷ度，最大壩高達133 m;已建成的天生橋一級電站面板堆石壩，壩高178 m［1］。隨著國家西部大開發(fā)計劃實施，一批高土石壩正在興建，大多數(shù)都處于中國西南高地震活動區(qū)，土石壩壩高開始向300 m級高度研發(fā)和建設。如315 m高的雙江口、293 m高的兩河口、261.5 m高的糯扎渡、225 m高的江坪河、232 m高的水布埡以及240 m高的長河壩等。由于壩高庫大，壩址所在地區(qū)地形地質條件復雜，環(huán)境惡劣，地震烈度高，一旦失事，將產生災難性的后果。因此強震環(huán)境下筑壩堆石料的動力特性與高土石壩動力反應分析是必須研究的課題。本文簡要回顧了高土石壩筑壩料動力特性與抗震分析研究進展。

1 高土石壩抗震性態(tài)試驗研究

1.1 動力測試技術

粗粒土動力特性的研究進展，在很大程度上取決于測試技術的提高。室內研究粗粒土動力變形特性主要有3種途徑:①以波動理論為基礎(超聲波與脈沖技術)，測得土中波的傳播速度、衰減特性;②以振動理論為基礎(共振柱試驗)，測試土的剛度和阻尼特性;③循環(huán)載荷試驗，直接得到土的應力－應變關系，主要有循環(huán)三軸試驗、中空扭剪試驗、單剪試驗、扭單剪試驗等。循環(huán)載荷試驗具有易于控制初始應力條件、動應力條件、排水條件等優(yōu)點，因此得到了廣泛應用和發(fā)展，在過去的幾年里，國內外在這方面的研究取得了一些新的進展。

進行粗粒土動力變形特性測試的室內試驗加載路徑應能夠合理反映現(xiàn)場應力條件。常規(guī)的循環(huán)三軸試驗主應力方向固定，且為軸對稱的變形條件，與現(xiàn)場的實際應力條件有相當?shù)牟町悺６覂妊h(huán)扭單剪儀可以模擬土體中主應力軸的旋轉、循環(huán)單剪變形、剪應變在垂直方向上均勻分布等應力條件，能夠較好地反映現(xiàn)場的加載條件，因此近期得到應用。郭慶國曾對粗粒土的抗剪強度采用真三軸試驗進行了嘗試性的研究［2］，但它是今后粗粒土力學發(fā)展的基礎和趨勢。可見，復雜加載條件下粗粒土的動力特性的試驗研究仍有待開展。

不同試驗方法的應變水平和測定的指標不同，對所得到的試驗結果無法進行綜合的對比分析［3］。引入高精度微觀位移傳感器，可以測量較寬應變幅值下，尤其是微應變條件下的動力特性，從而將用一個堆石料試樣對不同應變水平下動力特性進行連續(xù)測試推進到了一個實質性階段。這不僅簡化了特性參數(shù)的測試方法，降低了測試成本，而且明顯提高了測試精度。

土石料作為一種散體材料，土顆粒間相互位置排列和粒間作用力對于土石料的力學性質有重要的影響，許多問題都涉及到土石料組構問題。目前用于組構測試的方法通常有X－射線、掃描電鏡、透射電鏡等。對于土石料，要監(jiān)測受力變形過程中試樣內部結構的動態(tài)變化，計算機斷層X－射線技術(簡稱CT)是最為合適有效的方法。近年來，CT技術在巖土試驗中得到了較為廣泛的應用，長江科學院較早地開展了CT三軸儀上進行探討性試驗，CT圖像非常清晰可靠，能夠準確地反映顆粒的位置和形態(tài)。

1.2 堆石料的動力變形特性

各種動荷載作用下，粗粒土的動力變形性狀主要受到應變水平、應力條件、測試手段、顆粒特性及排水條件等因素的影響。現(xiàn)有的有關粗粒土的動力變形特性的研究多是圍繞測取等價線性化計算所需要的剪切模量與阻尼比隨著應變幅值的非線性變化規(guī)律而展開。下面分別結合動剪切模量和動阻尼比的經(jīng)驗表述形式及影響因素進行總結。

1.2.1 堆石料的動剪切模量

影響堆石料動剪切模量的因素除剪應變幅以外，孔隙比或相對密度和圍壓也是重要影響因素，其次是顆粒大小(尤其是最大顆粒尺寸)、巖性、沉積歷史以及循環(huán)應力的周數(shù)等。依應變幅值的大小，通常分為:微應變幅值下的動剪切模量和中等應變條件下的動剪切模量。

(1)微應變幅值下的動剪切模量及其影響因素

微應變幅值下的動剪切模量是描述堆石料動力特性的一個重要參數(shù)，通常也稱為初始剪切模量(Gmax)，在微小應變水平下(≤10－4%)，它基本上為常數(shù)。通常用室內共振柱試驗或者現(xiàn)場波速試驗來確定。近年來，微幅應變傳感測試儀器的使用，使得室內循環(huán)加載試驗也開始應用于初始模量的測定。

圍壓和試樣的密實度是影響堆石料微幅應變下剪切模量的主要因素，大量室內動力試驗的測試結果表明:隨著圍壓的增加，模量呈遞增趨勢;而隨孔隙比的增加，模量逐步下降。考慮這些主要因素，提出了初始剪切模量的各種形式的經(jīng)驗關系，典型的有Seed等人［4］結合現(xiàn)場測試結果給出的經(jīng)驗公式和Hardin等人［5］結合砂土的室內試驗結果給出的經(jīng)驗公式。

除了經(jīng)驗公式中反映的兩種主要因素外，研究者還探討了顆粒特性(巖性、顆粒大小等)、取樣方法和試驗手段等的影響。一些學者對相同密度下不同粗粒含量的堆石料的測試表明［6］，隨著粗粒含量的增加，初始模量明顯增加。孔憲京等［7］利用室內振動臺上的大型模型壩，從另一種角度研究了堆石料粒徑對初始剪切模量的影響，并指出當剪應變一定時，模量隨平均粒徑的增大而增加，但粒徑增大到一定值時，其增長率趨于平緩。梁永霞［6］指出，在相同密度下，隨試驗用料粒徑變小初始剪切模量下降，并建議將室內模擬堆石料的試驗結果用于工程時，應乘以(1.0～1.5)的修正系數(shù)。賈革續(xù)在高精度大型液壓伺服三軸儀上的靜動試驗結果表明［8］:在微應變條件(小于10－3%)下各種試驗手段得到的堆石料的彈性模量是很接近的。

(2)中等應變條件下的動剪切模量及其影響因素

對于土工動力問題，必須考慮較寬應變幅值范圍內剪切模量的變化規(guī)律。為描述動剪切模量隨應變幅值增加而衰減的特性，通常將某一應變幅值下的剪切模量G用微幅應變條件下的最大剪切模量Gmax進行歸一化處理，將此剪切模量比記為δ=G/Gmax。土工試驗通常給出動力變形測試的散布數(shù)據(jù)點，使得在計算中模型參數(shù)的收集與整理相當困難。但若在前述初始剪切模量經(jīng)驗公式的基礎上，將模量參數(shù)K和指數(shù)m取為變量，便可以表述較寬應變幅值范圍內的剪切模量。吳興征等［9］考慮到半對數(shù)坐標系中模量比與剪應變之間的曲線變化趨勢與Fredlund等人提出的非飽和土土水特征曲線的形式極為相似，提出了經(jīng)驗關系式。

試驗結果表明［6］，堆石料飽和試樣和干試樣的模量遞減曲線沒有明顯的差異，可能是孔隙水壓力的變化對由大粒徑堅硬顆粒組成的試樣影響不大所致。研究表明，主應力比的變化對模量的歸一化曲線影響不大。因此，現(xiàn)場的剪切模量G可以由各向異性固結的室內實驗得到，只需調整平均主應力的大小。

對于循環(huán)三軸試驗和扭單剪試驗的剪切模量歸一化曲線，有些試驗結果表明二者基本一致，而Iida等［10］得出的扭單剪試驗的剪切模量歸一化曲線低于動三軸試驗的曲線。更為確切的結論有待于深入的試驗研究。

此外，試樣的巖性和沉積歷史也對堆石料的剪切模量有一定的影響。關于堆石料在排水循環(huán)荷載下的積累殘余變形特性，也進行了試驗研究。

1.2.2 堆石料的動阻尼特性

土的阻尼主要是滯回阻尼，相應的等效粘性阻尼比ξ描述了一個周期內土體損失的能量和最大彈性剪切應變能量之比。由于試驗設備的摩阻力往往較大且不易準確考慮，所得試驗數(shù)據(jù)的離散性較大。一些高精度微小位移測試儀器的開發(fā)，使得對堆石料的動阻尼特性的認識逐步深入。

通常建立下面兩種形式的經(jīng)驗關系來表述粗粒土的動阻尼特性。一是直接建立動模量與阻尼比之間的關系［5］。二是考慮動阻尼特性的各種影響因素直接建立經(jīng)驗關系。

影響堆石料阻尼比的主要因素有剪應變、孔隙比或相對密度及圍壓等。

1.3 堆石料的動力強度特性

Hatanaka等［11］首次進行了堆石料循環(huán)不排水試驗研究了其動力強度。Yasuda等［12］也對堆石料的動力強度特性進行了系統(tǒng)的研究，并首次采用了大型扭單剪試驗儀。

1.3.1 堆石料動強度特性的特點

不排水循環(huán)加載測試結果表明，隨時拉等粗粒土的動強度特性與砂土相比具有以下兩個不同點:(1)孔隙水壓力的增長模式與密砂的明顯不同。堆石料在循環(huán)測試的早期階段，隨著循環(huán)加載次數(shù)的增加，在壓縮荷載方向超孔隙水壓力快速增至幾乎100%的圍壓，有效應力為接近零值，而在拉伸荷載方向超孔隙水壓力迅速地下降。此外，堆石料在等向與非等向固結條件下，孔隙水壓力比的最大值達到0.9或更大。(2)對應堆石料，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，應變逐漸增加，即使循環(huán)次數(shù)達到100次，也不會出現(xiàn)飽和松砂液化時應變突然增加的現(xiàn)象。研究表明，堆石料具有較強的循環(huán)變形特性，但累積變形隨循環(huán)次數(shù)的增加而加大。這對于以變形控制為主的堆石料構筑物的抗震穩(wěn)定性的影響是不容忽視的。

飽和堆石料的孔隙水壓力快速增加對其動力變形和強度特性的影響及其合理的描述是值得深入研究的問題。

1.3.2 堆石料動強度特性的描述方法

對于粗粒土的強度特性，通常將循環(huán)剪應力比、動應變幅值和振動次數(shù)三者之一作為指定標準，考慮其余二者的關系得到不同的描述形式。比如:(1)一定應變幅值下循環(huán)剪應力比和相應振次之間的關系;(2)一定振次下發(fā)到某一指定應變幅值所需的循環(huán)剪應力比;(3)一定循環(huán)剪應力比下達到某一指定應變幅值所需要的振動次數(shù)等。

1.3.3 堆石料動強度的影響因素

動強度的影響因素主要包括相對密度、圍壓、初始剪應力、試驗方法、取樣方式和巖性等。

不同相對密度的堆石料的不排水循環(huán)試驗結果表明，相對密度越大，循環(huán)剪應力比越大。在較高的相對密度下，循環(huán)剪應力比依賴于圍壓，隨著平均正應力的下降，循環(huán)剪應力比增加。這與Yunoki等［13］關于密砂所得到的循環(huán)剪應力比依賴于圍壓的結論是相符的。但當相對密度較低時，堆石料的循環(huán)剪應力比并不依賴于初始圍壓。較高相對密度的堆石料，隨著初始剪應力的增加，循環(huán)剪應力比增加。由扭單剪試驗得到的循環(huán)剪應力比總是小于三軸試驗得到的結果，而與平均主應力和初始剪應力大小無關。同樣的相對密度下，重塑樣的循環(huán)應力比僅為原狀樣的50%。

對不同含礫量的砂礫石進行的振動臺試驗［3］所得結果表明，只有當含礫量大于某一界限含礫量時，砂礫石才具有較好的抗震性能。并指出，當含礫量小于界限含礫量時粒料不能形成骨架，砂礫石的滲透性主要由其中的砂料決定，液化性能也與所含砂料接近。

此外，試樣巖石的沉積歷史、巖性也顯著地影響粗粒土的動強度。

高土石壩抗震關鍵技術研究“八五”攻關專題是結合瀑布溝、小浪底、吉林臺、紫坪鋪、大柳樹等5座200 m級高土石壩工程進行的。對3種堆石料、1種墊層料、2種過渡料和壩基砂礫料進行了動應力應變關系試驗，在循環(huán)加荷動三軸測試裝置和測試技術及粗粒土動力性質的研究方面，取得了一些主要成果［14］。

2 高土石壩抗震分析理論

2.1 土石壩非線性計算分析

地震反應分析方法基于本構模型可分為兩大類，一類是基于等價粘彈性模型的等效線性分析方法，另一類是基于彈塑性模型的真非線性分析方法。前者模型應用方便，而且在參數(shù)的確定和應用方面積累了較豐富的試驗資料和工程經(jīng)驗，能為工程界所接受;后者能夠較好地接近土體的實際反應，并能夠直接計算壩體的殘余變形，在理論上更為合理［15－18］。

從是否考慮地震過程中孔隙水壓力影響的角度出發(fā)，地震反應分析方法又可分為總應力法和有效應力法。有效應力分析方法中又有不考慮孔隙水壓力消散和擴散與考慮孔隙水壓力消散和擴散兩種［19－23］。而與之密切相關的動孔壓特性、動強度和液化特性的研究工作也取得了重要進展，已建立了土體液化機理理論，土的液化、破壞及極限平衡間的關系和區(qū)別也得到了深入認識［22－28］。這些都為土石壩地震災害機理的研究奠定了基礎。

從國內外的研究現(xiàn)狀來看，土石壩動力反應分析方法逐漸由二維的、等效線性的、總應力分析方法向三維的、真非線性的、考慮孔壓擴散和消散的有效應力分析方法發(fā)展，而在庫水、壩體、地基等的耦合非線性分析、復雜應力條件下的非線性本構模型、孔壓計算模式，地震殘余變形計算方法、接觸面模擬及邊界條件處理、地震動輸入、高精度數(shù)值模擬和非線性計算方法等方面還需要進行深入的研究工作。工程上慣用擬靜力法進行抗滑穩(wěn)定分析來進行土石壩及地基的抗震安全評價［29－30］，然而，傳統(tǒng)的擬靜力法不能很好地考慮與地震動特性密切相關的土體的內部應力——應變關系和實際工作狀態(tài)，求出的安全系數(shù)只是所假定的潛在滑裂面上的所謂安全度，無法得到實際內力分布和確定土體變形，也就無法預測土體失穩(wěn)的發(fā)生和發(fā)展過程，更不能考慮局部變形對壩體穩(wěn)定的影響。所以，近年來，逐步發(fā)展了進行土石壩及地基的地震安全評價的動力法。在動力法中，為了進行抗震安全評價，首先對土石壩及地基進行地震反應分析，求出在地震作用下土體內部的應力和變形分布等，然后按照相應的破壞標準來評價大壩的安全性。動力法中的關鍵問題包括:土石料動力特性的確定、土石壩及地基地震反應的分析、安全評價標準和理論方法等。

在非線性地震反應分析的基礎上，聯(lián)合室內試驗和現(xiàn)場測試等手段，研究高土石壩地震作用下的災害機理、抗震安全性及防災對策是高土石壩抗震研究中的關鍵問題。而研究地震破壞機理必須深入研究地震作用下結構的非線性問題，包括非線性材料性質、非線性破壞參數(shù)、非線性地震反應特征、非線性求解理論和實驗方法。這方面的研究目前還很不完善，更需要創(chuàng)新性的研究工作。根據(jù)結構的破壞特征和工程的破壞機理提出合理的高土石壩抗震設計方法和抗震措施，并研究相應措施的作用機理，以解除地震災害之虞，這是抗震研究的重點和目標，在研究中應重視它們的針對性、可靠性、實用性和經(jīng)濟性。

高土石壩抗震關鍵技術研究“八五”攻關專題，在高土石壩動力反應分析方法和計算技術的發(fā)展方面，取得了如下一些主要成果［14］。

(1)中國水利水電科學研究院提出了結構非線性粘彈塑性分析方法或者稱增量線性粘彈性動力反應分析方法，其最大特點是:采用增量法和全量法交替進行，可控制增量法的誤差積累，使分析結果更為合理。

(2)大連理工大學對面板與墊層間接觸面的動力模型，采用了河海大學在振動拖板裝置和改裝的動單剪儀上對墊層料與混凝土接觸面進行周期剪切試驗所得的結果;比較了單元形態(tài)對計算結果的影響，認為在面板壩計算中，面板用平面單元是可行的。對Goodman單元和薄單元進行的比較說明，當薄單元的厚度在10 cm左右時，兩種單元的計算結果的最大相對誤差都不超過1%，故建議用一定厚度的各向異性的薄單元取代Goodman單元，以簡化計算。

(3)土石壩地震永久變形分析方法的發(fā)展。水科院提出的結構非線性粘彈塑性動力分析方法，將土視為粘彈塑性變形材料，認為土體在動荷載作用下的彈塑性變形規(guī)律的數(shù)學模式，由初始加荷曲線、骨干曲線和滯回圈構成。建立了土體非線性彈塑性剪應變模型，并據(jù)此計算土體的切線剪切模量。利用土體的非線性彈性模型，計算土體的割線剪切模量和(割線與切線)阻尼比，并假定泊松比為常數(shù)，計算割線楊氏模量。結構非線性粘彈塑性動力分析方法可求出土體的永久變形。這次攻關，對分析土體永久變形的半經(jīng)驗方法，如整體變形分析法(主要是節(jié)點力法)和剛體滑動法等，也做了一些重要改進。

(4)動水壓力計算方法的進展。河海大學研究了動水壓力與混凝土面板堆石壩的相互作用，計算動水壓力時，分別考慮了水體不可壓縮、水體可壓縮及用Westergaard公式計算動水壓力3種情況。認為用不可壓縮水體數(shù)學模型進行壩水耦合系統(tǒng)動力分析是妥當?shù)摹estergaard動水壓力作為附加質量進行壩與動水壓力耦合的動力分析，計算工作量小，可用于較低的壩。用可壓縮水體數(shù)學模型進行壩水耦合系統(tǒng)動力分析工作量大，不宜采用。

(5)行波輸入對土石壩反應的影響。四川聯(lián)大研究了行波輸入對土石壩反應的影響。研究表明，這種影響主要表現(xiàn)在地震作用的方向性和強化區(qū)的出現(xiàn)。認為行波的波速和方向對地震反應有重大影響;當行波沿壩軸線輸入時，會產生較大的垂直加速度，較大的位移差動和較大的水平應力。對瀑布溝土石壩，其行波反應在多數(shù)情況下有所增強，增幅約為30%。

(6)計算機程序的研制。南科院研制了土石壩總應力三維靜、動力分析通用程序TOSSD3和土石壩有效應力法三維靜、動力分析程序EFESD3。河海大學研制了WWCC2D和WWCC3D動力有限元分析程序。四川聯(lián)大開發(fā)了具有行波輸入功能的土石壩三維非線性動力分析程序。

2.2 土石壩隨機地震反應分析

土是一種典型的非線性材料，土工結構的地震破壞又具有累積損傷的特性，因此，即使按目前控制輸入地震波三要素的方法來選擇若干條具有相同的最大加速度，卓越周期和地震持續(xù)時間的不同波形地震波，計算同一土工結構的動力響應，其結果也是相當離散的。吳再光等利用人造地震波技術，產生5條符合同一功率譜的人工地震波，利用QUAD4程序計算了同一土石壩的地震反應，結果發(fā)現(xiàn)最大反應加速度相差近一倍［31］。Franklin等將9條真實地震記錄的加速度進行歸一化，都調態(tài)到具有相同的最大加速度、卓越周期和地震持續(xù)時間，利用Newmark滑動模型計算某邊坡滑塊的永久位移，大小之差超過4倍。Makdisi和Seed采用類似的方法對真實土石壩地震永久變形進行了計算，結果離散性更大，同一震級不同波形的地震波引起的土石壩永久位移相差可達10倍以上［32］。大量的計算分析也表明，對相同控制參數(shù)的地震液化計算得出的結論也完全不同。由此可知，在土動力學中對土工結構進行抗震設計時，僅靠最大加速度、卓越周期、地震持續(xù)時間等基本要素來選擇某一條或幾條確定性地震波是不夠的，合理的途徑應當是考慮地震動過程的隨機性，在隨機振動理論的基礎上，經(jīng)過場地危險性分析，從統(tǒng)計概率的角度對土工結構的抗震性能進行評價。

隨機地震反應分析首先確定基巖運動平穩(wěn)模型或非平穩(wěn)模型，引用隨機地震反應虛擬激勵法在頻域內求解動力平衡運動方程。通過非線性迭代，求出反應量的各階譜矩等統(tǒng)計量，并根據(jù)各變量的統(tǒng)計量計算動力響應的統(tǒng)計特性如最大值、均值、均方差等進行巖土結構可靠度或風險性分析［33］。

2.3 土石壩地震永久變形

目前，我國水工建筑物抗震設計規(guī)范規(guī)定:堆石壩壩體抗震穩(wěn)定性分析仍然采用表面滑動法，但實際震害和研究表明，抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)并不能準確地反映堆石壩在地震后是否破壞或失效。在較強的地震作用下，堆石壩可能發(fā)生瞬時失穩(wěn)或瞬時處于極限平衡狀態(tài)，但這種瞬時失穩(wěn)并不一定導致工程的破壞或失效。只要瞬時失穩(wěn)引起的壩體變形不影響工程的正常使用，從工程觀點考慮還是允許的。由此可見，驗算壩坡在地震作用下的穩(wěn)定安全系數(shù)并不是判斷大壩安全的直接指標。于是各國學者開始尋找更為合理的穩(wěn)定判別方法。對于面板堆石壩而言，其安全標準和設計依據(jù)更多地取決于壩體的變形，按土石壩在地震中發(fā)生的永久變形來評估其安全性是普遍認為可行的途徑。多年來，學者們一直致力于這方面的研究，并基于數(shù)值分析方法給出的壩體動力反應分析結果提出了多種簡化分析方法。關于土石壩地震引起的永久變形計算包括確定性和隨機性兩個方面。所謂確定性地震永久變形分析，就是對某一條或幾條已知的地震波譜進行確定性數(shù)值積分，求得動應力和動位移，進而求得地震永久變形的方法。它又包括滑動體變形和整體變形分析兩部分。

滑動體變形計算分析方法。該方法是1965年Newmark［34］基于極限平衡理論提出來的，其基本出發(fā)點是:假設永久變形是由于滑動土體沿著最危險的滑動面在地震荷載作用下發(fā)生瞬態(tài)失穩(wěn)時的滑動位移所產生的。當土體內某一點加速度超過材料的屈服加速度時，沿破壞面就會發(fā)生滑動，加速度減去屈服加速度積分兩次就得到永久位移。在Newmark法的基礎上，許多學者做了改進。如Markdisi和Seed［32］、陳生水和沈珠江［35］等。

整體變形計算分析方法。整體變形方法的基本假定是將土體的變形作為連續(xù)介質處理，土的本構關系采用通常的粘彈性模型，采用有限單元法進行計算，再結合實驗研究而發(fā)展起來的一類方法。從永久變形產生機理來看，這類方法包括以下兩種:(1)軟化模量法。這種方法認為永久變形是由于地震應力作用下靜剪切模量降低而引起的。采用兩次有限元計算，地震永久變形等于按降低的剪切模量所算得的靜應變與地震前靜應變之差。這種方法是由Lee提出來的，后來Serff等［36］又提出了初步近似估算法、線性修正模量法、非線性修正模量法。(2)等效結點力法。這種方法認為地震力對變形的影響可用一組作用于單元結點上的靜結點力(即等效結點力)代替，按照試驗確定的動應力與殘余變形關系曲線，用有限元法在等效結點力作用下產生的附加變形就是地震永久變形。代表方法有Taniguchi、Whitman提出的方法［37］、張克緒［38］、劉漢龍［39］等效結點力法等。

永久變形隨機性分析也包括滑體變形分析和整體變形分析。(1)滑體變形隨機性分析。1984年，Lin首次提出了土石壩地震永久變形分析方法;1986年Lin進一步對他的方法用于理想滑塊永久變形計算的各個細節(jié)作了具體介紹;1991年，吳再光等［40］參照Lin的研究，對土石壩地震永久變形進行了更深入的分析。(2)整體變形隨機性分析。目前有關該方面的研究較少，只有吳再光等做了一些初步工作。他把液化分析的累積損傷模型引入土體隨機地震作用下軟化模量分析中。劉漢龍基于等價結點力模型，考慮地震的隨機性，建立了一種地基土石壩隨機地震永久變形分析方法［33］。

3 高土石壩抗震措施與防災減災對策研究

3.1 土石壩抗震措施研究

一般土石壩為滿足抗震要求，除基礎淺層有細砂透晶體需作振沖加碎石樁處理外，一般采用較緩壩坡坡度，如新疆吉林臺工程混凝土面板砂礫石壩，設計抗震烈度為Ⅷ度，坡度比為1∶1.7～11∶1.9;也可將靠壩坡外側的一部分填筑料選用抗滑能力較強的堆石，坡度可選用11∶1.4或稍緩。大多數(shù)面板堆石壩抗震性能好，與其堆石填料有關。此外，為減少壩體填筑料，并滿足抗震要求，有的工程采用壩體內加設混凝土框格，有的工程在壩體內加設鋼筋網(wǎng)，以增強其抗滑能力［1］。

(1)心墻堆石壩防滲體頂部開裂是常見的震害現(xiàn)象，采取選用優(yōu)質筑壩土料，注意填筑質量和優(yōu)化斷面設計等措施，積極防止地震引起的開裂，無疑是很重要的，但是更為重要的是，要精心設計好防滲體上下游的“自愈”式反濾層和過渡層，特別是下游面，一定要做得更為可靠［14］。

(2)對于面板堆石壩，地震引起的震害，估計主要發(fā)生在壩的上部，如面板開裂、壩體變形、下游坡淺層滑坡等，另外周邊縫及周邊縫止水結構的局部破壞可能也難以避免。可根據(jù)壩高及其地震反應情況，通過方案比較、分別采取:放緩上部邊坡、在適當高程處增設馬道、壩頂上部的上下游邊坡及壩頂均設面板和釘筋、壩頂上部一定部位加設拉條、加筋，甚至改用碾壓混凝土填筑等措施。必要時，也可考慮在適當高程處，對上游面板加設水平縫;在難以避免開裂的部位，應增強墊層的擋水能力［14］。

3.2 土石壩地震安全評價及防災對策專家系統(tǒng)研究

主要以震害資料和土石壩壩料動力特性數(shù)據(jù)庫為知識庫，以土石壩地震反應分析中的本構數(shù)值模型、地震反應分析方法等為模型庫，以地震安全評價準則及方法為基礎建成評價標準庫，以土石壩抗震加固措施研究系統(tǒng)為對策庫，利用人工智能的理論和專家系統(tǒng)的工具，建立起一套土石壩地震安全評價及防災對策專家系統(tǒng)，基本思路如圖1所示［41］。應用這套專家系統(tǒng)，只要給定適當?shù)某跏紬l件，即可對已建的、在建的和擬建的土石壩進行抗震安全性評價，并給出相應的抗震加固措施和進一步工作的建議。并且盡可能利用人工智能的思想和技術，使該系統(tǒng)能夠對新知識進行學習，在土石壩工程建設的決策、科研、設計與施工的實際應用中不斷自我完善和發(fā)展。

圖1 土石壩地震安全評價及防災對策專家系統(tǒng)

4 結論與展望

由于經(jīng)濟建設和水利資源開發(fā)的需要，在強震區(qū)建設高壩大庫是難以避免的。而對于強震區(qū)高土石壩的建設，抗震問題往往是控制因素。高土石壩一旦出事將是極度災難性的，另一方面，到目前為止我們沒有任何高壩地震破壞的實例及實測資料。因此必須做好高土石壩抗震研究工作，建議進一步開展以下問題研究。

(1)高土石壩的地震災害機理研究。要有效地防災減災，必須要搞清結構在地震作用下是如何破壞的。

(2)高土石壩壩料動力特性研究和土石壩震害資料的獲取與整理工作。可靠的土石料動力特性和震害資料是地震災害機理研究的基礎。

(3)由于彈塑性方法可以直接求解動孔壓和動殘余位移，因此需要開展高土石壩三維彈塑性地震反應分析方法研究。

(4)高土石壩的非線性問題，包括非線性材料性質(本構關系)、非線性破壞參數(shù)、非線性地震反應特征、非線性求解理論和實驗方法等。

(5)根據(jù)結構的破壞特征和工程的破壞機理建立高土石壩抗震安全性評價理論與方法。

(6)高土石壩抗御地震破壞的工程措施及其作用機理研究。

［1］王柏樂，劉瑛珍，吳鶴鶴.中國土石壩工程建設新進展［J］.水利發(fā)電，2005，31(1):63－65.

［2］郭慶國.粗粒土的工程特性及應用［M］.鄭州:黃河水利出版社，1998.

［3］張克緒，謝君斐.土動力學［M］.北京:地震出版社，1989.

［4］Seed H B，Idriss I M.Soil module and damping factors for dynamic response analyses［R］.Berkeley:Earthquake Engineering Research Center，University of California，1970.

［5］Hardin B O，Richart F E Jr.Elastic wave velocities in granular soils［J］.Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，ASCE，1972，98(7):667－692.

［6］梁永霞.模擬堆石料的動力變形測試及其應用［C］//第三屆全國土動力學學術會議論文集.上海:同濟大學出版社，1990:121－124.

［7］孔憲京，韓國城，林皋.粒徑對洞剪切模量的影響［J］.東北水利發(fā)電學報，1988，4(4):9－15.

［8］賈革續(xù).土工三軸試驗新技術研究［D］.大連:大連理工大學，1998.

［9］吳興征.堆石料的靜動力本構模型及其在混泥土面板堆石壩中的應用［D］.大連:大連理工大學，2001.

［10］Iida R，Matsumoto N，Yasuda N，et al.Large－scale tests for measuring dynamic shear moduli and damping ratios of rockfill materials［C］//Sixteenth Joint Meeting，U.S.－Japan Panel on Wind and Seismic Effects.Washington D.C，1984.

［11］Hatanaka M，Suzuki Y，Kawasaki T，et al.Cyclic undrained shear properties of high qualify undisturbed Tokyo gravel［J］.Soils and Foundations，1988，28(4):57－68.

［12］Yasuda Y，Matsumoto N，Yoshioka R，Takahashi M.Undrained monotonic and cyclic strength of compacted rockfill material from triaxial and torsional simple shear tests［J］.Canadian Geotechnical Journal，1997，34(3):357－367.

［13］Yunoki Y，Ishihara K，Seki M，et al.Effect of initial effective confining pressure on the behavior of cyclic triaxial shear of dense sand［C］//Proc.of the 17th Japan National Conference on Soil Mechanics and Foundations Engineering.Japanese，1982:1649－1652.

［14］常亞屏.高土石壩抗震關鍵技術研究［J］.水力發(fā)電，1998(3):36－40.

［15］汪聞韶，金崇磐，王克成.土石壩的抗震計算和模型試驗及原型觀測［J］.水利學報，1987(12):1－16.

［16］李萬紅，汪聞韶.無粘性土動力剪應變模型［J］.水利學報，1993(9):11－17.

［17］趙劍明，常亞屏，陳寧.加強高土石壩抗震研究的現(xiàn)實意義及工作展望［J］.世界地震工程，2004，20(1):95－99.

［18］趙劍明，汪聞韶，常亞屏，等.面板壩三維真非線性地震反應分析方法及模型試驗驗證［J］.水利學報，2003(9):12－18.

［19］Finn W D L，Lee K W，Martin G R.An effective stress model for liquefaction［J］.Proc.ASCE，1977，103(GT6):517－533.

［20］Prevost J H，Abdel－Ghaffar A M，Lacy S J.Nonlinear dynamic analyses of an earth dam［J］.Proc.ASCE，JGED，1985，111(7):882－897.

［21］徐志英，沈珠江.土壩地震孔隙水壓力產生、擴散和消散的有限單元法動力分析［J］.華東水利學院學報，1981(4):1－16.

［22］沈珠江.理論土力學［M］.北京:中國水利水電出版社，2000.

［23］趙劍明，汪聞韶，張崇文.土石壩振動孔壓影響因素的研究［J］.水利學報，2000(5):54－59.

［24］《汪聞韶院士土工問題論文選集》編委會.汪聞韶院士土工問題論文選集［M］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，1999.

［25］汪聞韶.土的動力強度及液化特性［M］.北京:中國電力出版社，1997.

［26］劉穎，謝君斐.砂土震動液化［M］.北京:地震出版社，1984.

［27］謝定義.土動力學［M］.西安:西安交通大學出版社，1988.

［28］張建民，謝定義.飽和砂土振動孔隙水壓力理論與應用研究進展［J］.力學進展，1993，23(2):166－180.

［29］中華人民共和國水利部.SL203－97水工建筑物抗震設計規(guī)范［S］.北京:中國水利水電出版社，1997.

［30］中華人民共和國水利部.SL274－2001碾壓式土石壩設計規(guī)范［S］.北京:中國水利水電出版社，2002.

［31］韓國成，吳再光.土石壩地震加速度反應的統(tǒng)計分析［J］.水力發(fā)電學報，1988，7(2):38－45.

［32］Makdisi F I，Seed H B，Simplified procedure for estimation dam and embankment earthquake induced deformation［J］.Proc ASCE，JGED，1978，104(GT7):849－867.

［33］劉漢龍.隨機地震作用下地基及土石壩永久變形分析［J］.巖土工程學報，1996，18(3):19－27.

［34］Newmark N M.Effects of earthquakes on dams and embankments［J］.Geotechnique，1965，15(2):139－160.

［35］陳生水，沈珠江.強震區(qū)域堆石壩的地震永久變形分析方法［J］.河海大學學報，1990，20(2):117－120.

［36］Serff N，Seed H B，Markdisi F I，et al.Earthquake induced deformation of earth dams［C］//Report No.EERC76－4，University of California.Berkeley，1976.

［37］Taniguchi E，Whitman R V，Marr W A.Prediction of earthquake induced deformation of earth dams［J］.Soils and Foundations，1983，23(4):126－132.

［38］張克緒，李明宰，常向前.地震引起的土壩永久變形分析［J］.地震工程與工程振動，1989，9(1):91－100.

［39］劉漢龍，陸兆溱，錢家歡.土石壩地震永久變形分析［J］.河海大學學報，1996，24(1):91－96.

［40］吳再光，韓國城，林皋.土石壩地震永久變形的危險性分析［J］.巖土工程學報，1991，13(2):13－20.

［41］趙劍明，常亞屏，陳寧.加強高土石壩抗震研究的現(xiàn)實意義及工作展望［J］.世界地震工程，2004，20(1):95－99.