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GB51247-2018 水工建筑物抗震设计标准.pdf

系数取1.2套改得到。

系数取1.2套改得到。

7。1。9当采用基于反应谱法的动力法计算得出的重力坝抗滑稳 定的结构系数不符合本标准第7.1。7条或第7.1。8条的规定时， 可采用基于时间历程法，通过计算重力坝抗滑稳定结构系数随时 间变化的历程做进一步论证。大坝在地震作用下的动态抗滑稳定 性与静力作用情况下有着显著差异。由于地震作用的往复特性和 滑动失稳有个残余变形积累的过程，瞬间的抗滑稳定指标超限： 并不意味着最终的失稳破坏，这是动、静态抗震稳定性判断的本质 区别。因此，可根据稳定指标超限的持续时间和程度，综合评判大 坝的抗滑稳定性。

评价做出了原则性规定。最大地震作用下重力坝的抗震设防目 标为不致发生不可控制的库水下泄的灾变，是个定性的宏观 表述。到目前为止，国内外尚未有由于地震导致重力坝溃决的 震害实例。重力坝在最大可信地震作用下严重受损导致不可控 的库水下泄的破坏机理及其评价准则应包括：最大可信地震作 用的合理确定、大坝坝体与地基的初始损伤、破坏加剧直至完全 债决的演进过程的分析理论和数值模拟方法。以及可合理表征 大项溃决的定量评价指标。这是一个十分复杂、不确定因素众 多的难题，尽管有为数不多的研究成果TB／T 2965-2018 铁路桥梁混凝土桥面防水层，但目前对可供设计采用 的评价体系和指标难以完全形成共识。因此，本条规定了对此 工况进行大坝抗震设计计算的基本原则，并强调了应结合工程 类比进行综合评价

7。2。1重力坝坝轴线在平面上出现转折时，转折处相邻坝段在地 震作用下动力反应差异较大，导致其地震变形难以协调，可能在接 缝处出现变形过大而导致接缝止水破坏以及局部混凝土挤压破 坏。2008年汶川地震时宝珠寺重力坝转折处坝段横缝间出现了 明显的挤压破坏迹象。因此，在强震区的重力坝坝轴线宜取直 线型。 7。2。2、7。2。3坝体上部裂缝是已有经受强震的重力型高坝坝体

明显的挤压破坏迹象。因此，在强震区的重力坝坝轴线宜取直 线型。 7。2.2、7。2。3坝体上部裂缝是已有经受强震的重力型高坝坝体 的主要震害，如我国的新丰江坝、印度的柯依那坝和伊朗的西菲罗 坝等上部的贯穿性裂缝的震害实例。为此强调了对重力坝上部的 抗震措施

的主要震害，如我国的新丰江坝、印度的柯依那坝和伊朗的西菲罗 坝等上部的贯穿性裂缝的震害实例。为此强调了对重力坝上部的 抗震措施。

7。2。4根据当前强震区龙开口等重力坝抗震设计实践，提出必要

时可在上游坝附近铺设黏土铺盖的抗震措施，使强震时 附近可能出现的裂缝能自愈，提高了坝部位抗震安全性

时可在上游坝附近铺设黏土铺盖的抗震措施，使强

7。2。6对在强震区修建的龙开口、滚弄重力坝的研究表明，横缝

7.2.7重力坝动力分析结果表明，在地震作用下，坝体泄水孔口

面或表孔闸墩底面与溢流堰面交接部位，由于应力集中效应而易 出现局部高拉应力区，加强配筋可有效限制这些部位地震时的开 裂破坏，确保泄水建筑物的运行安全。

8。1。1除规定在设计地震作用下应进行坝体强度和拱座稳定计

1除规定在设计地震作用下应进行坝体强度和拱座稳定 价外，要求在最大可信地震作用下应进行坝体和地基系统 彩分析。

8。1.2目前我国拱坝设计规范中规定，拱坝应力分析一般以拱

分载法作为基本方法。地震作用属于基本标准中的特殊工况，需 要综合静、动作用效应后评价抗震安全性。为与基本标准中的分 析方法相协调，本标准规定拱项强度分析以静、动力拱梁分载法为 基本分析方法。考虑到有限单元法已在拱坝设计中得到普遍应用 的实际情况，规定在进行拱梁分载法分析的同时应采用有限元法 分析。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。

斤的基本方法。采用振型分解反应谱法一般可较好地给出拱 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 程抗震设防类别为甲类的拱坝，或结构复杂、地基条件复杂 贝，还应增加非线性有限元法的分析评价

型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

8。1。6基于动力法的拱坝坝体抗拉强度和抗压强度的结构系数 套改中的安全系数。与重力坝坝体抗拉强度和抗压强度相同，见 表4。

座稳定，也为我国现行拱坝设计规范所采用。但考虑到地震作用 下拱座稳定问题的复杂性，刚体极限平衡法难以完全真实反映，对 手工程抗震设防类别为甲类的拱坝或地质情况复杂的拱坝，规定 应按本标准第8。1.11条的要求采用有限元法或模型试验进行比 较论证。

的影响，而且在地震作用下，作用于滑动岩块上的拱端推力的大小 和方向及滑动体的滑动模式，都随时间而变化，岩体的静、动态物 理力学参数值也可能有差异。迄今，关于坝基岩体材料的动态试 验资料极少。因此，目前只能对问题做适当简化，并取基岩的静态 力学参数值进行计算分析。 已有分析研究表明，拱坝岸坡的地震动加速度沿高程有定 的动态效应。但与两岸山体形态和高度有关。目前，国内外对坝 岸坡的地震动态效应尚缺乏实测资料的充分验证。鉴于当前拱座 岩体稳定的抗震计算的模型、方法和参数取值都较粗略，因此，暂 不计人可能滑动岩块的地震动态效应。 鉴于地震动加速度三个分量的最大值一般并不同时发生，在 按刚体极限平衡法的稳定分析中，必须考虑地震动加速度三个分 量最大值的遇合问题。本标准明确规定了岩块地震惯性力的组合 方式和工况。规定的三种地震动加速度遇合值的选取原则为：基 于某一地震作用方向取最大值，其他两个方向均乘以0。5的遇合 系数。

强度的平均值。其结构系数的取值系根据安全系数1.2 出的。

。1。10当采用基于反应谱法的动力法计算拱座推力，并结合按 最大值遇合系数计算的岩块惯性力，计算得出的拱座稳定结构系 数不能符合本标准第8.1.9条的规定时，可采用基于时间历程法， 通过计算拱座抗滑稳定结构系数随时间变化的历程做进一步论 正。除了本标准第7.1。9条的条文说明中指出的动、静态抗震稳 定性判断的本质区别外，对于拱坝，还由于：在地震过程中拱端推 力与地基潜在滑动岩块的惯性力两者的最大值都在改变，不太可 能同时发生；且对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，并不 意味着最终的拱坝失稳破坏。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本标准第 8.1.9条规定的方法给出的结构系数，即便瞬时的结构系数不能满 足本标准第8.1。9条的规定。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弓引起最终的失稳。因此，对采 用动力法进行拱座潜在滑动君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，综合评判大坝的拱座抗滑稳 定性。 8。1。11考虑到工程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 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，不能反映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坝

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 乍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，不能反映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坝 的拱坝抗震安全度；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 伏。另方面。由于地震为往复作用的荷载。即使在地震的某瞬 旬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，由于横缝张开弓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，尤其是在 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，地震作用下也会有局部损 伤开裂。因此，对于工程抗震设防类别为甲类的重要拱坝，以及需 进行最可信地震作用下抗震设防的重工程，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已有显著进 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，综合评价拱坝与地基整体系统的抗震安全是十 分重要的。

坝抗震分析及安全评价时的评价标准。近年来，结合国内溪洛渡、 天岗山、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。研究中计人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。研究结果表明，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，由于坝

力法仅适用于设计烈度小于度且坝高70m及以下的拱坝，因 此，参照仅有的少量国外（如日本）现行设计规范，动态分布系数坝 顶取为3.0，最低建基面取为1.0，沿高程按线性内插，沿拱圈均布 的简化分布规律。

顶取为3.0，最低建基面取为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拟静力法的拱坝坝体抗拉强度、抗压强度和拱座抗滑稳 定的结构系数的套改中所取的安全系数，分别与重力坝坝体抗拉 强度、抗压强度和建基面抗滑稳定的安全系数相同。套改后的结 构系数与安全系数的关系见表5

定的结构系数的套改中所取的安全系数，分别与重力坝坝体抗拉 强度、抗压强度和建基面抗滑稳定的安全系数相同。套改后的结 构系数与安全系数的关系见表5。

8。2。1在拱坝坝型优化时应充分考虑坝体抗震的要求，便坝体在 不同水位作用下，其上部尽量压紧，应力场分布均匀，充分利用混 疑土材料的强度特性。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 项体型和垫座式的坝基周边缝。又如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，项顶动位移值很大，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 接缝开裂，破坏坝体的整体性，因此强震区的双曲拱坝宜减小向上 游的倒悬度。

的拱坝除应满足对地基的般要求外，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。要 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，

3。2。3项体遭受地震作用时，其变形增大，相邻坝段可能产生相 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减振阻尼器和布设跨缝 钢筋限制横缝开度、保证止水安全的措施。 8。2。4根据国内外拱坝动力分析成果，地震时坝体最大应力区在 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 单拱坝，对有轴向受拉及小偏心受拉的拱截面以及压应力超过13 MPa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。必要时在上游坝附近铺设黏土铺盖的措施，可使 强震时可能出现的裂缝自愈，以提高坝距部位抗震安全。 8。2。5地震时，坝顶加速度大，其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。

8。2。3坝体遭受地震作用时，其变形增大，相邻坝段可能产生

对位移，坝段间的接缝止水易遭损环，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减振阻尼器和布设跨缝 钢筋限制横缝开度、保证止水安全的措施

9.1。1水闻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 彼坏，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，为此本标准对水闸运行关键设备提 出应做抗震设计的要求。

9。1。2自前用动力法对水闸进行地震作用效应计算已具省

y。1。2 自前用动力法对水闸进行地震作用效应计算已具省 对于高烈度区及地基有可液化土的重要水闸结构应采用动 行抗震计算。

。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 本三维体系进行分析。已经没有困难，无须对水闸结构做过多简化。 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，认为按公式（9。1.6）计算水平向惯性力还是比较合理的，且稍 偏于安全

。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

凝土结构的规定进行截面承载力抗震验算，并应符合现行 准《水闸设计规范》SL265的规定

9。1。10在现行行业标准《水闸设计规范》SL265中，考虑地震作 用时的抗滑稳定安全系数取1。0，只是一种设计标准，因此需要按 本标准的规定对地震作用效应进行折减

9。1。10在现行行业标准《水闸设计规范》SL265中，考虑地震作

重，震害主要表现在地基和建筑物两个方面。因此，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闻底板 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 民板与黏土地基脱离，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，才避免使闻功能失效而 破坏。因此，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在水闸结构设计中，沿高度的刚度，特别是垂直河

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（И度以上）时，不宜采用分离式结构，而宜采用整体式桩 基结构的水闸。

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

9.2.5边墩及岸坡丧失稳定性主要表现为沉陷、倾倒、倒塌、滑移。

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，或有附加荷重，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。故规定应采取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

是纵横裂缝，并有垂直错动，以致反滤破坏、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。

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。地表峰值加速度小于0。1g和地表峰值速度小于 20cm/s时，岩基中的隧洞基本上无震害发生。因此规定，对设计 地震加速度为0。4g或设计地震加速度为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，故对设计地震动峰值加速度大于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，因此对设计地震动峰值加速度大于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及其以下部位地震动峰值加速度代表值可折半，50m以 内可按线性变化。岩基地表最天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 公板竺注西米圳新士八

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。地表峰值加速度小于0。1g和地表峰值速度小于 20cm/s时，岩基中的隧洞基本上无震害发生。因此规定，对设计 地震加速度为0。4g或设计地震加速度为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，故对设计地震动峰值加速度大于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，因此对设计地震动峰值加速度大于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。3地下结构地震响应分析方法可分为拟静力计算法

加速度法。横断面计算模型的周围介质范围可取为4倍～5倍 地下结构的宽度或高度。 反应位移法最初是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 扩大，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 黄的计算方法，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

图2反应位移法计算模型

反应加速度法是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的计算方 法。计算时，地震荷载米用无地下结构条件下，将结构所在位置对 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。

图3有限元反应加速度法计算模

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 移法中算出地基地震响应位移后，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 地基内地震动弓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 范围的儿何形状，图4给出了一个觉高比为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要求。

(a)侧边界施加强追位移应变分布 （单位：e）

有限元反应位移法地基应变分不

拟静力计算方法中的地基地震响应位移、剪应力及加速度 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 导到的与地基最大应变水平相对应的收敛模量。 拟静力计算方法适合于地形条件简单、地层接近水平成层分 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。

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N、轴弯曲应力aM 和剪切应力v的计算式。因为一般岩基满足<2s的条件（U Us分别为基岩的压缩波和剪切波波速的标准值），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，

和剪切应力v的计算式。因为一般岩基满足<2U的条件（Up s分别为基岩的压缩波和剪切波波速的标准值），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 召轴向传播导出。 10。1。5土体中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aN、轴弯曲应力oM和剪切应力aV 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'/cosO，L'为地震波波长，6 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θ为45°时轴向变形应变最大，夹角θ为0°时垂直轴向变形曲 率最大；故在计算队时，对应剪切波采用的视波长标准值为 L=21/2sT，对应压缩波采用的视波长标准值为L一Tg；在计算 3m时，视波长标准值为L一UsTg。Ku、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对于地形和地质条件变化比较复杂的水工地下结构，如 地下厂房隧洞等深埋地下洞室及河岸式进、出口等浅埋洞室，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 应计人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。由于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 还不为一般水工设计人员所掌握，故应进行专门研究。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

地下厂房隧洞等深埋地下洞室及河岸式进、出口等浅埋洞室，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 应计人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。由于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 还不为一般水工设计人员所掌握，故应进行专门研究。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，因此本条只做原则性规定。

由于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。震害调查表明，地下结构埋深越大，震害越轻。 10。2。2两线路间交角增大，震害趋于减轻，因此两条隧洞相交的 角度不宜过小。

10。2。3暗挖法施工对地基扰动小，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、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加强衬砌与围岩的整体联合作用，有利于地下结构抗震

0。2。0根据国内外地下结构设价 震缝的设置对于避免和减轻震害具有很好的效果。 10。2。7日本阪神地震中。地下结构因中柱的损坏导致结构顶板 塌，震后分析表明中柱与顶板间的刚性连接大大降低了中柱的 变形性能。

1。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 共作为配筋依据的内力或应力。进水塔作为高箕结构，强震时在 也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 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 静力法做抗震计算已不够精确，需要采用动力法计算地震作用效 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。

111.1重要的进水塔多为钢筋混凝上结构，抗震计算结果需提 共作为配筋依据的内力或应力。进水塔作为高箕结构，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

纽抗震安全性的影响更为突出。因此，对重要的进水塔结杉 静力法做抗震计算已不够精确，需要采用动力法计算地震 应。但对量大面广的中小型进水塔，仍可采用拟静力法进 计算。

要比例，如小浪底工程高112m的进水塔，动力分析中的塔 动水压力合力及其对塔底的弯矩儿乎都和塔体惯性力和 近。因此，在动力分析中需要考虑塔体和内、外水体的动力 用。此外，地基刚度对塔体动力特性有显著影响，不应忽略

对于重大工程或结构复杂的进水塔，宜用有限元法进行动

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

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，塔体相连成一排的塔体群，其比值a/H。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在对进水塔做抗滑和抗倾覆校核时，般都采用静力 法。实际上，地震动是瞬间往复运动，滑动位移般不涉及幕开 裂问题，塔体倾覆更需要有个发展过程。现行的抗滑和抗倾覆 校核方法以及根据工程经验制订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 的建筑物和构筑物抗震设计规范相对应。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 数一0.25。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，参照现行国家标准《建筑抗 震设计规范》GB50011、《构筑物抗震设计规范》GB50191，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。1311。1。15在目前，对于进水塔这类高耸结构，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 仍按静力法计算。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，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。

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、裂原发育、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。我国汶川地震时，沙牌 水电站压力钢管破损导致发电厂房被淹，机组严重损坏。

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。我国汶川地震时，沙牌 水电站压力钢管破损导致发电广房被，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区度地震作用产生不均匀 沉陷。日本市之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、 支墩宜设置在坚硬土层上，并适当缩短间距，加大断面，在应力集 中部位增加布筋。

地震中某矿钢筋混凝土管道支座遭受度地震作用，产生不均匀 沉陷。日本市之濑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 支墩宜设置在坚硬土层上，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

12。2。2本条规定了厂房整体抗滑稳定的计算方法和安全评价指 标。厂房抗滑稳定结构系数，系在保持规范连续性的要求下，按照 本标准第5.7.1条～第5.7.3条的说明中的原则、方法和分项系 数取值，经与安全系数“套改”确定的。结构系数与安全系数的对 应关系见表 6。

表6厂房整体抗滑稳定结构系数与安全系数的对应关系

12。2.8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 立力大等薄弱部位，宜适当增加布筋。

13。1。1本条对地震作用的分量选取做出了规定。如渡槽1

烈度为度及度以上时，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 际的三维空间计算模型。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。为适应众多3级及3级以下 渡槽的抗震设计，参照桥梁及水闸中采用的简化途径，对拟静力法 做出了相应规定

13。1。3渡槽结构采用桩基方案时，应考虑桩土相互作用的

直3。直。3波帽结构米用桩塞力 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。但研 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，并应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形截面，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力结果，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形渡槽，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。附录B对矩形和U形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。 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力 的规定。

13。1。5振型分解反应谱法可较好地给出渡槽的动力响应。对于

荷载，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士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河道内水体对槽墩的动水压力作用，可参考

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。对设计烈度为度 及度以上、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。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。对设计烈度为度 及亚度以上、结构复杂、抗震设计困难的渡槽，宜采用减、隔震 设计。

13。2。3为防止地震时槽体的横向跌落：应在槽墩顶部设置挡块。

13。2。3为防止地震时槽体的横向跌落：应在槽墩顶部设置

为防止地震时渡槽纵向位移过大而导致槽身跌落，槽体端

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 均较大，为受力薄弱部位，应增加配筋量。

。4地震时，槽身端部与支座连接处的应力、桩基顶部的内 大，为受力薄弱部位，应增加配筋量。 。5为防止地震时渡槽相邻跨段槽身之间的止水材料遭到石 上水结构型式和材料性能应能满足抗震要求。

坏，止水结构型式和材料性能应能满足抗震要求。

14。1。2设计烈度度及以上时，竖向地震作用对升船机设备，特

14。1。3对质量或刚度分布不均匀、不对称的升船机结构，应研穷

平地震作用的扭转影响。即使对于平面规则的结构，国外的 抗震设计规范也考虑由于施工、使用等原因所产生的偶然 起的地震扭转效应以及地震地面运动扭转分量的影响。我 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 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没

有困难，因此一般情况下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类、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。5振型分解反应谱法相对时程分析法计算比较简单

14。1。5振型分解反应谱法相对时程分析法计算比较简单。

间的水平向柔性连接，参照其他抗震设计规范的规定，对塔 动力分析时，可取30%的平衡重质量附加于塔柱上。在三 机的动力模型试验中，这样处理的计算结果与试验结果比

14.1.8对升船机结构中的非结构构件和附属机电设备

可靠连接，防止倒塌。应确保地震时不产生人员伤亡，但允许产生 可修复的损坏。

4。2。1不同高度的结构其动力特性有很大不同，当耦连一 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 对其加以分隔。

14.2.2震害资料表明LS∕T 3212-2021 挂面，简单、对称的结构对抗震有利。合理

筑布置在抗震设计中十分重要，因此要求：平、立面简单对称 内的质量、刚度分布及同类抗侧力构件的承载力较均勾，减少 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 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，

14。2。3升船机结构体系要求受力明确，传力路线不间断且 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 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%的附力 的装置，可以有效降低耦合力。但若阻尼比超过10%过多 方减少不太明显。

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震害调查表明，附属于楼面、屋面结构上的非结 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 1血22

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DL／T 5161.6-2018 电气装置安装工程质量检验及评定规程 第6部分：接地装置施工质量验收，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。