标准规范下载简介
NB35047-2015水电工程水工建筑物抗震设计规范.pdf8.1.3目前我国拱坝设计规范中规定，拱坝应力分析一般以拱梁 分载法作为基本方法。地震作用属于基本规范中的特殊工况，需 要综合静、动作用效应后评价抗震安全。为与基本规范中的分析 方法相协调，规定拱坝强度分析以静、动力拱梁分载法为基本分 析方法。在保留拱梁分载法为基本分析方法的同时，强调了对于 项高大于70m的拱坝采用有限元法进行静、动力分析的必要性。 对于工程抗震设防类别为甲类，或结构复杂或地基条件复杂的拱 坝，强震作用下坝体、地基的材料非线性以及地基或坝体内的缝 面接触非线性效应等会对大坝抗震安全产生影响，故规定此时应 采用非线性有限元法进行分析。 8.1.4基于只计地基弹性影响的振型分解法是现阶段结构动力分 析的基本方法。采用振型分解反应谱法一般可较好地给出拱坝的 动力反应，对于重要拱坝应同时按时间历程法进行比较验算。对 工程抗震设防类别为甲类的拱坝，或结构复杂、地基条件复杂的 拱坝，还应增加非线性有限元法的分析评价。 8.1.5为简化计，对拱坝动水压力值取为按7.1.14条中式（7.1.14） 中计算值的1/2。已有研究成果表明，简化的动水压力与用有限元 模拟库水的动力分析结果及试验实测结果比较，无论是坝体的各 满库低阶频率和振型或坝面相应的振型动水压力都较好符合，从 而可使批坝地需作用效应的分析简化很名
析的基本方法。采用振型分解反应谱法一般可较好地给出拱坝的 动力反应，对于重要拱坝应同时按时间历程法进行比较验算。对 工程抗震设防类别为甲类的拱坝，或结构复杂、地基条件复杂的 拱坝，还应增加非线性有限元法的分析评价
8.1.5为简化计，对拱坝动水压力值取为按7.1.14条中式（
中计算值的1/2。已有研究成果表明GB／T 12668.7201-2019标准下载，简化的动水压力与用有限元 模拟库水的动力分析结果及试验实测结果比较，无论是坝体的各 满库低阶频率和振型或坝面相应的振型动水压力都较好符合，从 而可使拱坝地震作用效应的分析简化很多。
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8.1.7自前国内外在拱坝设计中仍采用刚体极限平衡法分析拱座 稳定，也为我国现行拱坝设计规范所采用。但对于工程抗震设防 类别为甲类的拱坝或地质情况复杂的拱坝，应按8.1.10规定采用 有限元法或模型试验进行比较论证
8.1.8拱座稳定分析问题十分复杂，它不但受坝址地形
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不同地震分量产生的岩体惯性力的遇合系数的确定，也存在一定 的任意性。因此，瞬间的抗滑稳定指标超限，更不意味着最终的 失稳破坏。曾结合大岗山、锦屏一级等拱坝工程，开展了基于时 间历程法的拱座动力稳定分析工作。计算结果表明，给出的拱座 稳定结构系数时程中大多均大于按8.1.9规定的方法给出的结构 系数，即便瞬时的结构系数不能满足8.1.9规定的要求，但持续时 间极短，与地震总持续时间的比值多数情况下均小于1%，个别情 况下可达2%，如此短暂的瞬间滑动所累计的残余变形，应不致引 起最终的失稳。因此，对采用动力法进行拱座潜在滑动岩块抗震 稳定的进一步论证时，可根据稳定指标超限的持续时间和程度， 综合评判拱座的抗滑稳定性
8.1.11考虑到抗震设防类别为甲类的拱坝的重要性，采用基于线
弹性理论的拱梁分载法和有限单元法难以反映大坝的地震反应和 抗震能力的实际情况，因此规定应采用非线性数值计算或振动台 动力模型试验，分析评价拱坝与地基整体系统在设计地震和最大 可信地震作用下的整体稳定安全性。 将拱坝结构作为整体结构、将坝基岩体视为无质量地基而只 计其弹性影响的线弹性分析方法，不能反应拱坝坝段间横缝强震 时开合的动力非线性影响和地震动能量向无线远域逸散的“辐射 阻尼”影响，难以真实描述拱坝地震时的实际工作形态和评价大 项的抗震安全度：刚体极限平衡法由于其假定岩体为刚性以及与 坝体受力变形状态无关，滑动岩体各滑裂面同时到达极限平衡状 态，不能反映可变形岩体在静、动荷载作用下，首先导致滑裂面 局部拉裂或压剪屈服破坏、进而其应力和变形重新调整的实际性 状。另一方面，由于地震为往复作用的荷载，即使在地震的某 瞬间滑动岩体达到极限平衡状态，也并不意味着必然会失稳；地 震作用下拱坝坝体在坝附近由于地基的约束作用出现高拉应力 集中区，在坝体中部拱冠附近，由于横缝张开引起的应力重分布 效应导致的梁向拉应力稍增大。这些部位在强烈地震作用下，尤
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其是最大可信地震作用下，可能会出现开裂损伤。地基岩体中分 布有微裂缝及软弱结构面、断层等地质缺陷，地震作用下也会有 高部损伤并裂。因此，对于抗震设防类别为甲类的重要拱坝，以 及需进行最大可信地震作用下抗震设防的重大工程，采用计入上 述各类复杂因素影响的分析，结合工程类比评价拱坝地基系统的 整体安全度是必要的。 拱坝地基系统的振动台动力模型试验技术近年来有显著进展 已在小湾、溪洛渡、大岗山等拱坝工程抗震设计中得到了应用。 因此，对于重要的拱坝工程进行振动台动力模型试验，结合数值 计算分析成果，综合评价拱坝坝基整体系统的抗震安全是十分重 要的
8.1.12规定了对于采用8.1.11条规定进行大坝抗震分析及评价
近年来，结合国内溪洛渡、大岗山、锦屏一级等高拱坝的抗 震设计，开展了拱坝坝基体系整体抗震安全研究。研究中计入坝 体横缝非线性和无限地基辐射阻尼影响，模拟了两岸控制性滑裂 体及地基中主要构造接触非线性和材料非线性影响。结果表明， 采用坝体或基岩典型部位变形随地震作用的变化曲线上出现拐点 作为大坝地基系统整体安全度的评价指标是基本可行的。 8.1.13采用拟静力法计算拱坝地震作用效应时，由于项型及河谷 地形不同，很难综合得出动态分布系数的分布规律。鉴于拟静力 法仅适用于设计烈度小于VI度且坝高70m及其以下的拱坝，因此 参照仅有的少量国外（如日本）现行规范，取坝顶为3.0，坝基为 1.0，沿高程按线性内插，沿拱圈均布的简化分布规律。 8.1.14拟静力法的结构系数是套改确定的，其中抗滑稳定的结构 系数是按抗滑稳定安全系数为2.3套改得出
近年来，结合国内溪洛渡、大岗山、锦屏一级等高拱坝的抗 震设计，开展了拱坝坝基体系整体抗震安全研究。研究中计入坝 体横缝非线性和无限地基辐射阻尼影响，模拟了两岸控制性滑裂 体及地基中主要构造接触非线性和材料非线性影响。结果表明， 采用坝体或基岩典型部位变形随地震作用的变化曲线上出现拐点 作为大坝地基系统整体安全度的评价指标是基本可行的，
地形不同，很难综合得出动态分布系数的分布规律。鉴于拟静力 法仅适用于设计烈度小于VI度且坝高70m及其以下的拱坝，因此， 参照仅有的少量国外（如日本）现行规范，取坝顶为3.0，坝基为 1.0，沿高程按线性内插，沿拱圈均布的简化分布规律。 8.1.14拟静力法的结构系数是套改确定的，其中抗滑稳定的结构 系数是按抗滑稳定安全系数为2.3套改得出
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水位作用下，其上部尽量压紧，应力场分布均匀，充分利用混凝 土材料的强度特性。例如高271.5m的英古里拱坝，在坝体体型选 择上，首先根据抗震要求，采用了多项式函数逼近优化后的拱坝 体型和垫座式的坝基周边缝。另一个位于强震区的哥斯达黎加的 卡奇坝，该坝有两个预应力岸墩，中央坝段拱度很大且很薄，拱 坝高达80m而底厚仅7m，在坝顶用水平锚索施加预应力。经动 力计算表明，在强震作用下，坝顶动位移值很大，但由于坝体结 构柔软，应力反应却不大。 双曲拱坝向上游倒悬过大，地震时有可能引起倒悬坝块附近 妾缝开裂，破坏坝体的整体性，因此强震区的双曲拱坝宜减小向 上游的倒悬。
8.2.2拱坝的抗震安全首先取决于地基和拱座的稳定。
拱坝除满足对地基的一般要求外，还应避免两岸岩性相差太大及 两岸山头过于单薄，要特别注意两岸基岩的抗震稳定性。例如美 国的帕柯依玛拱坝，在1971年圣费尔南多地震时，由于左岸山头 比较陡峭单薄，使基岩的加速度值增加很多，在左岸坝肩基岩上 实测加速度达1.25g，造成左岸拱圈与拱座间伸缩缝自坝顶张开， 深达18m。因此，要认真做好对地基内软弱部位的加固工作，可 采取诸如灌浆、混凝土塞、局部加预应力锚筋、支护等措施。认 真做好坝基防渗惟幕和排水幕，减低拱坝两岸岩体内的水头，提 高地基系统的稳定性与强度。
8.2.3坝体遭受地震作用时，其变形增大，相邻坝段可能
体遭受地震作用时，其变形增大，相邻坝段可能产生相 LELA
对位移，坝段间的接缝止水易遭损坏，成为抗震薄弱部位。因此， 必须注意分缝的构造设计，横缝止水宜采用能适应较大变形的接 缝止水型式和材料，以承受地震作用时接缝多次张开。例如英古 里拱坝，根据不同水头在上游面设置数量和宽度不等的多道加宽 半环形止水设施。强调了在必要时应采用阻尼器和布设跨缝钢筋 限制横缝开度、保证止水安全的措施， 国
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坝体中上部。因此，在拱坝的抗震设计中必须采取有效的工程措 施以加强这一薄弱部位的抗震性能。例如；安皮斯塔拱坝，根据 试验结果加强了顶部拱圈的刚性；卡奇拱坝设计中采取了加强坝 体整体性的工程措施，减少伸缩缝，在坝项埋设预应力钢缆；英 古里拱坝，对有轴向受拉及小偏心受拉的拱截面以及压应力超过 13MPa的部位都布置钢筋，在坝体上部1/4坝高范围内布设了水 平钢筋网，在坝体上部约2/3坝高范围内布置竖向构造钢筋。我 国研究成果表明，上部布设拱向跨缝钢筋的作用仅仅在于限制横 缝开度。适当提高坝体局部混凝土等级，是增强局部抗拉强度的 有效抗震措施。必要时在上游坝鐘附近铺设粘土铺盖的措施，可 使强震时可能出现的裂缝自愈，以提高坝鐘部位抗震安全。 8.2.5地震时，坝顶加速度大，顶上附属结构容易产生断裂、倾 斜和倒塌等震害。因此要采用轻型、简单、整体性好和具有足够 强度的结构、减小附属结构突出于坝体的尺寸，以降低地震惯性 力。要特别注意交通桥、机架桥等结构连接部位的结构选型，防 止受震时出现断裂、倒塌或脱落。
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9.1.1水闸的抗震安全校核的主要内容是抗震稳定和结构强度， 因此应对水闸的抗震稳定和强度进行抗震分析计算。从汶川地震 的震害调查结果可知，有许多水闸结构没有破坏而设备遭到地震 破坏，失去运行功能。为保障震后降低水位，防止次生灾害的发 生，水闸的正常运行至关重要，为此本次规范修订对水闸运行关 键设备提出应做抗震设计的要求
9.1.4目前动力分析方法与软件都已较为普及，因此把闸室作为 整体三维体系进行分析，已经没有困难，无需对水闸结构作过多 简化。
9.1.6通过对典型水闸支座上的水平向地震惯性力的试设计计算 认为该惯性力计算公式还是比较合理的，且稍偏于安全。 9.1.9当强震区的水闸闸室为钢筋混凝土结构时，应按照钢筋混 凝疑土结构的规定进行截面承载力抗震验算，并符合水闸设计规范 的要求。
9.1.10在现行水设计规范中， 考虑地震作用时的抗滑稳定安全 系数接近1.0，只是一种设计标准，因此需要对地震作用效应进行 折减。
9.2.1水闸大多建筑在软弱地基上，在地需作用下，其
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9.2.1水闸大多建筑在软弱地基上，在地震作用下，其破坏相当 严重，震害主要表现在地基和建筑物两个方面。因而在修筑水闸 时，应注意地基处理，如对液化土层进行封围或采用桩基以提高 地基的承载力。当采用桩基时，应特别注意防止震后地基与闸底 板的脱离，造成管涌通道。如蓟运河新防潮闸，采用井柱桩基分 离式底板，在1976年唐山地震时，由于闸墩与底板沉陷量不同， 使部分底板与粘土地基脱离，底板与上游铺盖、下游消力池之间 的塑料止水带撕裂，造成漏水通道。由于及时处理，才免使闸功 能失效而破坏。因而必须采取有效的防渗措施，结构上采用多道 止水，分缝处采用柔性连接；同时，应选用强度大、柔性好的止 水材料。
9.2.2要求水闸结构设计中，沿高度的刚度，特别是垂首
求水闸结构设计中，沿高度的刚度，特别是垂直河流方
向刚度变化宜均匀，避免发生突变，以防止因地震时应力集中而 使机架桥发生破坏。震害调查表明，凡采用桩基、整体式钢筋混 凝土结构的震害较轻，而分离式结构震害较重，采用浆砌块石结 构的震害最为严重。因此，强震区不宜建筑浆砌块石结构的水闸。 当地震烈度较高（7度以上）时，不宜采用分离式结构，而采用整 体式桩基结构的水闸。
9.2.3~9.2.4由震害调查及动力分析可知，机架桥越高，地震作
凡案价巡高，地晨作 用效应越强；顶部重量越大，地震作用效应也越大。因此，宜降 低机架桥高度，减轻其顶部重量，以减少地震作用效应。同时， 应采取防止机架桥横梁在地震时落梁的措施
移。震害调查表明，除地质条件外，还与墙后地震主动动土压力 有关，若墙后填土过高、有附加荷重或地下水位过高，均会产生 较大的地震主动动土压力，对稳定不利。故规定应适当降低墙后 填土高度，减少附加荷重，并降低地下水位等有利于边墩及岸坡
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稳定的措施。 9.2.6震害调查表明，护坦、消力池、海漫等结构的破坏形式主 要是纵横裂缝，并有垂直错动，以至反滤破坏、止水撕裂，造成 渗漏通道。因此规定，防渗铺盖宜采用混凝土结构，适当布筋， 并需加强反滤和增强止水。
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10.1.1实际震害表明，良好地质条件下的地下结构的震害比地面 结构轻。地表加速度小于0.1g和地表速度小于20cm/s时，岩基 中的隧洞基本上无震害发生。因此规定对设计地震加速度0.4g或 设计地震加速度0.2g的1级地下结构，验算建筑物和围岩的抗震 安全和稳定性。鉴于地下结构进、出口是震害多发部位，故对设 计地震加速度大于0.1g的地下结构验算进、出口部位岩体的抗震 稳定。基岩上部土体对地震动有显著的放大作用，因此对设计地 震加速度大于0.1g的土体内1级地下结构验算建筑物的抗震安全 和建筑物下方土体的震陷。 10.1.2实际震害及理论分析表明地下结构的地震响应取决于结 构与周围介质的动力相互作用，因此确定地下结构场地地震位移 响应时空分布是确定地下结构地震响应的关键。因此规定在地下 结构的抗震计算中，采用场地地震动响应分析确定场地最大位移 量及其沿深度的分布。为简化分析计算，场地可假定为水平成层 介质，采用一维波动分析，软基介质可采用等价线性模型计入土 的动力非线性特性。根据弹性理论分析和国外少量观测资料，岩 基内地震动分布随深度渐减且分布规律相对明确，故规定基岩面 下50m及其以下部位加速度代表值折半，50m以内可按线性变化 岩基地表最大位移量可由加速度代表值和场地卓越周期推算。 10.1.3地下结构地震响应分析方法可分为拟静力计算法和动力 分析计算法两类。拟静力分析法中采用较多的有反应位移法或反 应加速度法。横断面计算模型的周围介质范围可取为4～5倍地下
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结构的宽度或高度。 反应位移法最初针对隧洞类轴线方向较长的地下结构的轴线 或垂直轴线方向的地震响应计算提出的。随着地下结构规模的折 大，反应位移法也被逐渐应用到了隧洞横断面的地震响应计算。 最基本的反应位移法中，地下结构按梁单元简化，周围介质对结 构的动力相互作用以分布弹簧替代，在弹簧的外端施加无结构条 件下的地基地震响应位移进而算出结构的地震应力与变形响应， 如图2所示。反应位移法中对结构地震响应起控制性作用的分布 弹簧的计算方法，在各种设计规范中差异很大，同时分布弹簧间 相互独立也与地基介质的连续特性有所差别。 反应加速度法。为了回避分布弹簧计算的随意性，直接将结 构和地基采用有限单元建立数值模型进行拟静力计算。地震荷载 采用无地下结构条件下，结构所在位置对应剪切应变最大时刻的 基础响应惯性力分布作用于拟静力分析模型的相应节点，如图3 所示。底部采用固定边界、侧面边界采用水平滚动支撑或施加原 基础的地震响应剪应力。 在上述有限单元建立的数值模型的侧边界直接施加反应位移 法中算出的地基地震响应位移，进而计算结构和地基的应力，称 为有限元反应位移法。这种方法省去计算分布弹簧系数，且模拟 连续介质与结构的相互作用，最初应用于岩基隧洞的地震响应计 算。然而，由于只在侧边界施加强迫位移，与地震作用下地基内 地震动引起的水平面内均匀变形不同，计算模型中的应变分布随 距侧边界的距离增加而发生变化，无法在全模型范围准确再现地 震作用下的基础变形状态，导致作用于结构上的地震荷载产生误 差，计算模型中侧向地基范围越大，这种误差越显著。模型范围 内的变形分布仅取决于边界位移分布形式和计算范围的几何形状 图4给出了一个宽高比0.7的算例结果，地下结构位置附近的应 变分布可满足精度要求。因此，采用有限元反应位移法计算时， 需选择适当的计算范围并先行确认其中的地基变形分布满足精度
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图2反应位移法计算模型
图3有限元反应加速度法计算模型
拟静力计算方法中的地基地震响应位移、剪应力及加速度一 股采用一维动力分析求出，地基材料的动力非线性特性可采用等 价线性近似。拟静力计算模型中的地基模量等也应采用一维分析
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的与地基最大应变水平相对应的收
（a）侧边界施加强迫位移应变分在
图4有限元反应位移法地基应变分布对比
拟静力计算方法适合于地形条件简单地质接近水平成层分布 的地基内结构形式简单的地下结构的地震响应分析。对于形式复 杂的结构或复杂地形地质条件，应采用动力有限元方法建立地下 结构和地基的分析计算模型，并采用逐步积分法计算结构的动力 响应。
拟静力计算方法适合于地形条件简单地质接近水平成层分布 的地基内结构形式简单的地下结构的地震响应分析。对子形式复 杂的结构或复杂地形地质条件，应采用动力有限元方法建立地下 结构和地基的分析计算模型，并采用逐步积分法计算结构的动力 响应。 10.1.4隧洞类轴线方向较长地下结构地基沿结构轴向变形或垂 直结构轴向变形引起的结构变形与应力可根据弹性地基上的梁的 假定下推导出来。对于岩基内隧洞直线段忽略地基与结构的相互 作用、假定地震动近似为卓越周期T。的水平行进简谐波，可以推 导出简化的地震波传播引起的轴向应力、轴弯曲应力M和剪 切应力g的计算式。因为一一般岩基满足V<2V，条件，故岩基中
直结构轴向变形引起的结构变形与应力可根据弹性地基上的梁的 假定下推导出来。对于岩基内隧洞直线段忽略地基与结构的相互 作用、假定地震动近似为卓越周期T。的水平行进简谐波，可以推 导出简化的地震波传播引起的轴向应力α、轴弯曲应力和剪 切应力α的计算式。因为一般岩基满足V,<2V,条件，故岩基中
轴向应力以压缩波沿轴向传播导出，轴弯曲应力和剪切应力以剪 切波沿轴向传播导出。
切波沿轴向传播导出。 10.1.5软基内隧洞地基与结构的相互作用不可忽略，其直线段因 地震波传播引起的轴向应力α~、轴弯曲应力M和剪切应力 的计算式中应包含相应的折减系数。折减系数取决于隧洞刚度、 地基弹簧系数和地震波视波长L=L'/cosθ。θ为地震波行进方向 与地下结构轴线的夹角。简谐剪切波条件下，夹角为45°时轴 句变形应变最大，夹角θ为0°时垂直轴向变形曲率最大；故在 计算β~时，对应剪切波采用的视波长标准值为L=21/2V,T。，对应 压缩波采用的视波长标准值为L=V,Tg；在计算βM时，视波长标 准值为L=VTg。K、K,分别为隧洞轴向和垂直隧洞轴向单位长度 地基刚度系数标准值。计算公式推导过程将隧洞结构假定为弹性 地基上的梁，日本水道系统抗震设计规范也采用类似公式。 10.1.6对于地形地质条件变化比较复杂的水工地下结构、地下竖 井、隧洞的转弯段、地下厂房等深埋洞室及河岸式进出、口等浅 理结构，应采用三维动力有限元法进行分析确定结构的地震响应 分析计算中应计入地震动在复杂条件下的反射、散射，地基辐射 阻尼，结构与地基的动力相互作用。目前积累的经验还较少，动 力分析计算需要专门的结构动力学、地震工程、岩土工程的综合 理论基础，还不是一般水工设计人员所掌握，应进行专门研究。 特别是计算中的简化假定、参数取值及计算结果，尚缺乏足够的 依据和验证资料，因此，只做原规定
10.2.1地质条件对地下结构震害影响很大，因此，应主动避开不 利地质条件。地下结构理深愈大震害愈轻。 10.2.2两线路间交角增大，震害趋于减轻。 10.2.3 暗挖施工对地基扰动小，有利于地下结构抗震安全。 10.2.4 实际震害中，隧洞进、出口受害严重，例如：砌衬开裂、
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洞口塌堵塞等。提高进、出口的抗震性能不仅有利于减轻震害， 也有利于震后检修与维护。 通过增加衬砌厚度抵抗地震破坏较为困难，实际震害表明 这种方式有时甚至效果相反。 10.2.5提高衬砌与围岩的整体联合作用有利于地下结构抗震安全 10.2.6根据国内外地下结构设计经验和实际震害调查结果，防震 缝的设置对于避免和减轻震害具有很好的效果
11.1.1重要的进水塔多为钢筋混凝土结构，抗震计算结果需提供 作为配筋依据的内力或应力。进水塔作为高结构，强震时在地 震惯性力和动水压力的侧力作用下，其抗震稳定性，特别是抗倾 覆稳定性以及塔底地基承载力会有问题，必须验算。 11.1.2随着工程建设规模日益扩大，进水塔作为工程咽喉对枢纽 抗震安全性的影响更为突出。因此，对重要的进水塔结构，用拟 静力法作抗震计算已不够精确，需要采用动力法求地震作用效应 但对量大面广的中小型进水塔，仍可采用拟静力法进行抗震计算。 11.1.3进水塔塔内外的动水压力在塔体的地震作用中占有重要 比例，如小浪底工程高112m的进水塔，动力分析中的塔内外动 水压力合力及其对塔底的弯矩儿乎都和塔体惯性力和力矩接近。 因此，在动力分析中需要考虑塔体和内外水体的动力相互作用。 此外，地基刚度对塔体动力特性有显著影响，不应忽略。 11.1.4中小型进水塔可按变截面悬臂梁进行动力分析，但应同时 考虑弯曲和剪切变形，转动惯性的影响可以忽略。塔底地基变形 影响可采用坝工设计中常用的伏格特（Vogt）地基系数或其他半 无限平面的集中参数法。 对于重大工程或结构复杂的进水塔宜用有限元法进行动力 分析。
11.1.6～11.1.7在进水塔的动水压力分析中可不计水体可压缩性 影响，因而动水压力仅体现惯性作用，可作为附加质量处理。动 水压力可以分为由地面运动加速度和塔体弹性加速度反应所引起
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水压力代表值或附加质量代表值可分别按两种最大水深计算后取 其平均值。 11.1.9研究表明，当塔体相连成一排的塔体群，其比值a/Ho接近 3.0时，动水压力与重力坝采用的威斯特伽特（Westergaard）简化 公式计算结果相近，差别仅在于塔体前后都有水。 11.1.11在对进水塔作抗滑和抗倾覆校核时，一般都采用静力法。 实际上，地震动是瞬间往复运动，滑动位移一般不涉及惟幕开裂 可题，塔体倾覆更需要有一个发展过程。现行的抗滑和抗倾覆校 核方法以及根据工程经验制定的相应安全准则都只是一种设计标 准。因此，对高箕塔形结构的抗震稳定计算，应采用与上述方法 和安全准则相配套的折减系数。进水塔工程多为钢筋混凝土结构， 其截面强度抗震验算中因采用线弹性分析方法，取地震作用的效 应折减系数为0.35。在抗震稳定性和地基承载力的抗震验算中， 应采用同样的地震作用效应折减系数，使结果和其他部门现行的 建筑和构筑物抗震设计规范相应。对于中小型进水塔工程，采用 拟静力法进行抗震计算时，已引入地震作用的效应折减系数 =0.25。在拟静力法中归纳的动态分布系数是偏于安全的。 11.1.12考虑到地震作用的短暂性，参照《建筑抗震设计规范》 和《构筑物抗震设计规范》，地基的地震动态承载力的标准值一般 可较静态时增大50%。 11.1.13～11.1.15在目前，对于进水塔这类高箕结构，即使塔体 的地震作用效应按动力分析求得，其抗滑和抗倾覆的校核计算都 乃按静力法计算。在计算中，塔基假定为刚性平面，塔基面上的 垂直正应力应按材料力学方法计算，与此配套的安全判别标准为： 在考虑地震的偶然状况中，按抗剪断强度公式计算的抗滑稳定和 抗倾覆稳定的安全系数可分别取为2.3和1.2。塔底地基承载力的 校核中，一般要求塔基边缘最大压应力不超过1.2倍的地基动态 承载力的标准值，其平均压应力不大于地基动态承载力标准值。
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12水电站压力钢管和地面厂房
12.1.4已有震害表明，敷设在构造破碎、裂隙发育、地基软弱或 山脊、高坎、深坑等地段的明管，地震时损坏较严重。如日本某 水电站的压力钢管敷设在十分陡峻的风化岩山坡上，在关东大地 震时，由于岩石崩塌，造成锚定支座的破坏。汶川地震沙牌水电 站压力钢管破损至发电厂房被，机组严重损坏。 12.1.5镇墩和支墩位于坚硬土层上的明管震害较轻。我国东川地 震中某矿钢筋混凝土管道支座遭受9度地震作用，产生不均匀沉 陷。日本市之漱和上打波两座水电站压力钢管在北美浓地震时， 支座下沉分别达70mm和30mm。因此，强震区明管的镇墩、支 墩敦宜设置在坚硬土层，并适当缩短间距，加大断面，在应力集中 部位增加布筋。 12.1.6管道接头是抗震薄弱部位。日本十胜冲地震中，给水管接 头损坏占水管损坏总量的65%。我国通海、海城地震震害表明 刚性接头大多松动漏水，而柔性接头都完好无损
12.2.7我国新丰江水电站坝后式厂房在遭受6.1级水库地震作用 后，厂房有轻微损坏。机组间伸缩缝都有扩大迹象，厂房排架柱 与柱间填充墙接触面处产生裂缝，厂房发电机层钢筋混凝土风道 和机墩连接处出现细微环向裂缝。因此，对结构刚度有突变、温 度应力大等薄弱部位，宜适当增加布筋。
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13.1.1本条对地震作用的分量选取做出了规定。如渡槽的设计烈 度为VI度及VI度以上时，应考虑竖向地震作用的影响。 13.1.2由于渡槽动力特性的复杂性，对于1级渡槽，采用简化计 算方法难以正确把握其动力响应的特点，要求建立尽可能符合实 际的渡槽空间计算模型。对于很长的渡槽，可以选取具有典型结 构或特殊地段或有特殊构造的多跨渡槽进行地震反应分析，并考 虑相邻跨的结构和边界条件的影响。 渡槽结构采用桩基方案时，应考虑桩土相互作用的影响。对 桩基边界条件的精确模拟涉及复杂的桩土相互作用分析。研究表 明，对于渡槽结构本身的响应而言，采用土体的等效弹簧模拟桩 土相互作用能得到较为满意的结果。 13.1.3渡槽内水体的动水压力要包括在地震作用下对槽体的冲 击作用和液面晃动的对流作用，并要考虑槽内水体和渡槽结构动 态耦合的影响、地震动水平和竖向分量的影响。为了适应实际渡 槽工程中采用的矩形和U型截面，对被较普遍采用的豪斯纳模型 给出的刚性容器内水平振动的动水压计结果，进行了研究改进， 给出了槽内液体作用在槽壁及槽底的地震动水压力及附加质量的 计算公式。对于U型渡槽，其下部曲线部分可视为在水平向既是 槽壁，在竖向又是槽底。对矩形和U型截面渡槽分别给出其等效 质量、等效弹簧刚度及高度的计算公式。 13.1.4对于2级渡槽，参照了一般桥梁抗震设计中采用的将墩体 和槽体分别单独进行抗震计算的模型，补充了对槽内水体动水压
13.1.1本条对地震作用的分量选取做出了规定。如渡槽的设计烈 度为VI度及VI度以上时，应考虑竖向地震作用的影响。 13.1.2由于渡槽动力特性的复杂性，对于1级渡槽，采用简化计 算方法难以正确把握其动力响应的特点，要求建立尽可能符合实 际的渡槽空间计算模型。对于很长的渡槽，可以选取具有典型结 构或特殊地段或有特殊构造的多跨渡槽进行地震反应分析，并考 虑相邻跨的结构和边界条件的影响。 渡槽结构采用桩基方案时，应考虑桩土相互作用的影响。对 桩基边界条件的精确模拟涉及复杂的桩土相互作用分析。研究表 明，对于渡槽结构本身的响应而言，采用土体的等效弹簧模拟桩 土相互作用能得到较为满意的结果
击作用和液面晃动的对流作用，并要考虑槽内水体和渡槽结构动 态耦合的影响、地震动水平和竖向分量的影响。为了适应实际渡 槽工程中采用的矩形和U型截面，对被较普遍采用的豪斯纳模型 给出的刚性容器内水平振动的动水压计结果，进行了研究改进， 给出了槽内液体作用在槽壁及槽底的地震动水压力及附加质量的 计算公式。对于U型渡槽，其下部曲线部分可视为在水平向既是 槽壁，在竖向又是槽底。对矩形和U型截面渡槽分别给出其等效 质量、等效弹簧刚度及高度的计算公式。 13.1.4对于2级渡槽，参照了一般桥梁抗震设计中采用的将墩体 和槽体分别单独进行抗雪计算的模型补充了对槽内水体动水压
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13.1.7由于渡槽使用功能的要求，需承受远超过结构自重
载，并保证结构不漏水。地震时，渡槽槽身迎水面要求严格抗裂。 因此，渡槽设计时常采用预应力技术。本条规定采用动力法验算 预应力钢筋混凝土渡槽槽身的截面承载力时，不对地震作用效应 进行折减，
13.1.8为适应众多3级及3级以上渡槽的抗震设计，参照桥梁及 水闻中采用的简化途径，对拟静力法作出了相应规定。 13.1.9河道内水体对槽墩的动水压力作用，可参考铁路工程抗震 设计规范有关规定计算
13.2.1减隔震设计可以延长结构的自振周期，对降低结构的地震 作用效果显著，在国际上已得到广泛应用。对设计烈度为VI度 及VI度以上、结构复杂、抗震设计困难的渡槽，宜采用减、隔 震设计。 采用减、隔震设计的简支梁渡槽，相邻跨段槽身间的止水材 料及型式应满足位移的要求。 渡槽减隔震设计可选用铅芯橡胶支座、球形抗震阻尼支座 抗震型盆式支座。减隔震装置应构造简单、性能可靠，应进行定 期维护和检查，并考虑减隔震系统的可更换性要求。
13.2.3为防止地震时槽身横向跌落，应在槽墩顶部设置
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上应留有足够的搭接长度。 13.2.4地震时，槽身端部与支座连接处的应力、桩基顶部的内力 较大，为受力薄弱部位，应适当增加配筋量。 13.2.5为防止地震时渡槽相邻跨段槽身之间的止水材料遭到破 环，止水结构型式和材料性能应满足抗震要求。
上应留有足够的搭接长度。 13.2.4地震时，槽身端部与支座连接处的应力、桩基顶部的内力 较大，为受力薄弱部位，应适当增加配筋量。 13.2.5为防止地震时渡槽相邻跨段槽身之间的止水材料遭到破 坏，止水结构型式和材料性能应满足抗震要求。
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14.1.2设计烈度VI度及以上时，竖向地震作用对升船机设备，特 别是齿轮齿条型式的升船机设备有较大影响，因此要求考虑竖向 地震的影响。
14.1.3对质量或刚度分布不均匀、不对称的结构，应研究水平地 震作用的扭转影响。即使对于平面规则的结构，国外的多数抗震 设计规范也考虑由于施工、使用等原因所产生的偶然偏心引起的 地震扭转效应以及地震地面运动扭转分量的影响。我国的建筑抗 震设计规范则规定，当规则结构不考虑扭转耦联计算时，应采用 增大边榻结构地震内力的简化处理方法，
14.1.4由于目前采用动力法进行升船机塔柱结构抗震计算已
有困难，因此一般应采用动力法进行分析，拟静力法限于工程抗 震设防类别为乙、丙类，且高度不超过30m，质量和刚度沿高度 分布比较均匀的塔柱结构。拟静力法的动力放大系数可参照进水 塔选取。
14.1.7考虑到竖向悬吊于塔柱结构顶部的平衡重块与塔
间的水平向柔性连接，参照其他抗震设计规范的规定，对塔柱进 行动力分析时，可取30%的平衡重质量附加于塔柱上。在三峡升船 机的动力模型试验中，这样处理的计算结果与试验结果比较相符。
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接件，应进行抗震分析，要求在设计地震作用下，有可靠连接： 防止倒塌。要确保地震时不产生人员伤亡，但允许产生可修复的 损坏。
14.2.1不同高度的结构其动力特性有很大不同，当耦连一起时会 产生动力相互作用，容易引起不可避免损害，因此宜设置防震缝 对其加以分隔。
立生动力相互作用，容易引起不可避免损害，因此宜设置防震缝 对其加以分隔。 14.2.2震害表明，简单、对称的结构对抗震有利。合理的建筑布 置在抗震设计中十分重要，因此要求：平、立面简单对称，平面 内的质量、刚度分布及同类抗侧力构件的承载力较均匀，减少刚 度中心与质量中心的偏心距，避免相邻层间的刚度及抗侧力结构 承载力突变，以避免出现明显的抗震薄弱部位。 14.2.3升船机结构体系要求受力明确，传力路线不间断且合理， 对提高结构的抗震性能有利，是结构选型与布置结构抗侧力体系
度中心与质量中心的偏心距悬挑式外架施工方案修改，避免相邻层间的刚度及抗侧力结构 承载力突变，以避免出现明显的抗震薄弱部位。 14.2.3升船机结构体系要求受力明确，传力路线不间断且合理 对提高结构的抗震性能有利，是结构选型与布置结构抗侧力体系 时需要考虑的因素之一一
承载力突变，以避免出现明显的抗震薄弱部位。 14.2.3升船机结构体系要求受力明确，传力路线不间断且合理， 对提高结构的抗震性能有利，是结构选型与布置结构抗侧力体系 时需要考虑的因素之一。 14.2.4根据三峡、向家坝齿轮齿条升船机的抗震研究表明，在船 箱与塔柱耦合的导向机构上，设置阻尼比不小于10%的附加阻尼 的装置，可以有效降低耦合力。但若阻尼比超过10%过多，耦合 力减少不太明显。
14.2.4根据三峡、向家坝齿轮齿条升船机的抗震研究表明，不
箱与塔柱耦合的导向机构上，设置阻尼比不小于10%的附加阻尼 的装置，可以有效降低耦合力。但若阻尼比超过10%过多，耦合 力减少不太明显。
14.2.5~14.2.6
构构件，楼梯间的非承重墙体，地震时容易倒塌，因此应进行详 细分析，采取可靠连接方式，避免遭遇设计地震时的倒塌破坏。 安装在建筑物上的机械、电气设备系统的支座和连接部件，也要 求达到在设计地震作用下具有可靠连接，
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DB3607／T 001-2020 钨矿绿色矿山建设规范上架建议：规程规范 水利水电工程/水利水电施工