采用兩級設防水準有待解決的問題是MDE作用時，如何檢驗大壩的安全性。目前還沒有取得共同的認識，但是近年來已受到許多國家的關注，并且已有了一定的進展。這方面有代表性的是加拿大大壩安全委員會1995年制定的《大壩安全導則》[9]，將大壩按其失事后果區(qū)分為4類：①非常小無傷亡，除大壩本身外，無經濟損失；②小無預期傷亡，中等損失；③高若干傷亡，較大損失；④很高大量人員傷亡，很高震害損失。最大設計地震MDE的年超越概率AEF按大壩失事后果確定：①失事后果小的壩：1/10010000,SFE>1000億加元。關于MDE的年超越概率，正在進一步制訂便于操作的準則，但尚未獲得最終結果。關于安全評價方法，他們也在研究，認為計算應力只是一個中間步驟，希望確定壩的地震失效模式，了解開裂后壩的動力特性。
　　
　　歐洲許多國家大都參照國際大壩委員會制定的準則進行考慮。例如，法國按近1000年內發(fā)生的最大區(qū)域地震在最不利位置處發(fā)生時確定MCE，而DBE則按大壩運行期內可能發(fā)生一次的地震規(guī)模確定。意大利基本上以國際大壩委員會的準則為基礎。南斯拉夫大壩MDE的重現(xiàn)期選為1000至10000年，按失事后果確定。瑞士重要大壩的安全評價按MCE考慮，小壩參照房屋建筑的要求考慮。瑞士電力工程服務公司為伊朗若干拱壩(壩高100m左右)進行的抗震設計，MCE的平均重現(xiàn)期定為2000年左右。其地震加速度值約為DBE的兩倍。MCE作用時容許大壩開裂，要求檢驗被裂縫分割的壩體的動態(tài)穩(wěn)定。假設強震時拱壩的結構縫、水平施工縫以及壩基接觸面上裂縫均張開，按各壩塊為剛體的假設分析裂后壩的穩(wěn)定性，要求各壩塊的相對變形和轉動不使壩喪失穩(wěn)定，不發(fā)生壩塊墜落。按照他們的經驗，設計良好的拱壩，壩的剖面基本上由DBE工況確定。此外，我國臺灣按失事的危險性將大壩分為3類，1類MDE=MCE;2類DBE
　　2.3我國現(xiàn)行規(guī)范標準[10]我國現(xiàn)行的水工建筑物抗震設計規(guī)范標準雖然采用了極限狀態(tài)的計算公式，實質上仍然是以彈性分析為主的容許應力標準，按計算出的最大拉應力來控制壩的安全性。采用一級設防標準，選擇的設計地震加速度，對基本烈度(50年超越概率10%，重現(xiàn)期475年)為Ⅶ、Ⅷ、Ⅸ度區(qū)的場地，分別取為0.1g，0.2g和0.4g.只是對設計烈度小于8度，壩高小于70m的2級或3級的混凝土重力壩和拱壩，容許采用擬靜力法分析，引入地震作用效應折減系數ξ=0.25.但對重要大壩，則需將設計地震加速度的水準提高到100年超越概率2%(重現(xiàn)期4950年).地震作用采用反應譜法進行彈性分析，適當提高結構的阻尼比(拱壩3%-5%)，材料強度取值也適當提高，混凝土動態(tài)強度較靜態(tài)強度提高30%，動態(tài)抗拉強度取為動態(tài)抗壓強度的10%.計入結構重要性系數，設計狀況系數，結構系數和材料分項系數影響后，混凝土的抗拉強度設計值約為材料抗壓強度標準值的0.132倍。
　　
　　3、混凝土材料的動力特性
　　
　　對混凝土大壩進行抗震安全評價，除了地震設防標準而外，一個重要的方面是混凝土材料的動力特性問題。在壩工問題研究中這是相對薄弱的環(huán)節(jié)。20世紀50年代后期日本的火田野正進行了比較全面的對混凝土動態(tài)抗壓和動態(tài)抗拉強度影響的研究[13，14]，注意到了加載速率對混凝土動態(tài)強度的重要影響，以后有一些作者進行了這方面的研究。在大壩設計中，目前應用比較廣泛的一個依據是Raphael所進行的試驗[15]，他在5座西方混凝土壩中鉆孔取樣進行動力試驗，在0.05秒的時間內加載到極限強度(相當于大壩5Hz的振動頻率)，得出動態(tài)抗壓強度較靜強度平均提高31%；直接拉伸強度平均提高66%，劈拉強度平均提高45%，試驗結果有一定離散性。據此，他提出了混凝土大壩在地震作用下抗拉強度設計標準的建議。地震作用下混凝土的抗拉強度(單位psi)為
　　
　　ft=2.6fc2/3
　　
　　計入斷面塑性影響時的混凝土表面抗拉強度(單位psi)為
　　
　　f′t=3.4fc2/3
　　
　　式中：fc為混凝土的靜態(tài)抗壓強度。
　　
　　這一結果是在一定條件下取得的，即應變速率大體相當于5Hz的振動。但目前已被不分情況地普遍推廣應用于大壩的設計[16]，我國《水工建筑物抗震設計規(guī)范》也采用了這一結果。實際上，不同的大壩、不同的部位，地震時的應變速率各不相同，例如，對300m級的高拱壩來說，其基本振動頻率接近于1Hz，地震時的應變速率遠低于5Hz時相應的應變速率。近年來，關于應變速率對混凝土強度的影響已進行了大量研究[17，18]。其中歐洲混凝土協(xié)會(CEB)1990樣板規(guī)范建議的計算公式形式如下[19]：
　　
　　ft/fts=(/s)1.016δ<30s-1
　　
　　δ=1/(10+6f′c/f′co)
　　
　　式中：ft為應變速率時的動態(tài)抗拉強度；fts為靜態(tài)抗拉強度；為動應變速率，3×10-6～300s-1；s為靜應變速率，3×10-6s-1；f′c為混凝土抗壓強度；f′co為混凝土標準抗壓強度，10MPa.
　　
　　地震荷載作用時的應變速率，一般在(10-3～10-2)范圍內變化[17]。應當指出，不同的研究者得出的結果離散性很大[18]。而且，對混凝土動態(tài)強度影響的因素也很多?；炷猎谑芾⑹軓澓褪軌簳r，其動態(tài)強度的增長幅度不同。不同強度的混凝土增長幅度不同，低標號混凝土增長幅度較高。此外，混凝土試件的濕度也對其動強度的增長幅度發(fā)生重要影響，干混凝土的動態(tài)強度基本上不隨應變速率的增加而變化[20]。還有，尺寸效應也是一個不應忽略的因素。
　　
　　以上的很多研究都是針對恒定的加載速率而進行的，實際上，地震時大壩各部分所承受的應變速率是變化的[21]。往復荷載作用時，最大動應力發(fā)生的瞬時，其相應的動應變速率=0，這表明混凝土的動態(tài)強度應和加載歷史有關。對于循環(huán)加載，加載幅度與加載循環(huán)數也將對動強度發(fā)生影響。“八五”期間我們進行的實驗[22]表明，加載強度達到混凝土強度的75%，預加載100周后，動強度可較不進行預加載時降低12%～20%.
　　
　　地震作用下，大壩各部位在不同時刻處于不同應變速率和應變歷史條件，大壩各部位的強度和剛度均相應發(fā)生不同程度的變化，這些因素都將對大壩的地震響應產生一定影響，值得重視。
　　
　　4、對混凝土大壩抗震安全評價的幾點看法和建議
　　
　　從以上各國大壩抗震設防標準的討論中可以看出，各國的安全評價標準存在有較大的差別，認識很不一致。我們不妨做一簡單比較。我國300m級的小灣拱壩和溪洛度拱壩均位于Ⅷ度強震區(qū)內，按100年超越概率2%的水準，設計地震加速度分別為0.308g和0.320g.按日本標準，強震區(qū)(相應于烈度Ⅷ度和Ⅸ度)設計地震加速度為0.12g-0.20g.按俄羅斯標準，Ⅰ級大壩Ⅷ度區(qū)設計地震加速度取為0.06g，同時按0.2g進行補充分析。美國規(guī)范標準按兩級設防。DBE取重現(xiàn)期200年，則小灣和溪落渡的設計地震加速度約相應于0.07g和0.12g(依據地震危險性分析結果)，此外，要求在MDE地震作用時保持蓄水能力。上述標準都按彈性分析計算地震應力。由于各國國情不同，材料強度的控制標準不同，施工質量的可靠程度不同，這種比較并不能完全反映大壩抗震設計的安全度，但還是給我們一定的啟示。值得注意的是，各國大壩的設計地震加速度(包括我國低烈度區(qū)的一些低混凝土壩在內)雖有差別，但比較接近(除拱壩外，日本大壩壩身的設計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；俄羅斯、美國等則考慮動力影響，將大壩壩身的加速度在地基加速度基礎上進行放大).相對來說，我國重要大壩的設計地震加速度有所偏高，其設計加速度(100年超越概率2%)，達到或接近國外MDE的水平。而在MDE作用時，國外一般容許大壩發(fā)生一定程度的震害，只要保持水庫的蓄水能力即可。我國則要求地震時大壩的最大應力不超過材料的動態(tài)抗拉強度，即不容許出現(xiàn)裂縫。我國重要大壩設計地震加速度偏高的一個原因是沿用了1978年規(guī)范試行本中的一個規(guī)定，對于1級擋水建筑物，設計地震烈度可在基本烈度基礎上提高一度。當時參照了前蘇聯(lián)標準中的一些規(guī)定。然而，前蘇聯(lián)在1981年施行的新規(guī)范中，對水工建筑物已經取消了這一規(guī)定。這表明如何對重要大壩進行抗震設防也是一個值得深入研究的問題。
　　
　　需要指出一點，現(xiàn)有關于混凝土大壩在地震中的表現(xiàn)以及地震震害等的經驗主要限于百米左右或百米以下的大壩。而目前我們需要建設的是300m級的超高拱壩，所以有必要結合高壩的特點進行研究。這一點對拱壩特別重要。由于拱壩采用了比較高的抗壓安全系數，強度儲備大，局部出現(xiàn)裂縫后，應力調整有一定余地。但高拱壩的強度儲備相對較小，壩體開裂后應力調整的余地也相應減小，需要引起重視。我們曾嘗試對小灣拱壩(H=292m)和二灘拱壩(H=240m)進行過非線性動力分析[9]。計算中采用非線性彈性模型。這種模型相對比較簡單，應用也比較普遍。國際上一些著名的商用軟件，如ADINA，NONSAP等都采用這種方法。這種模型在理論上雖不夠完整嚴密，但它可用顯式的應力-應變曲線來反映混凝土的變形規(guī)律，根據混凝土的壓、拉應力大小，加荷、卸載情況，以及受拉后出現(xiàn)裂縫等情況，可以采用均質各向同性、正交異性，線性和非線性等不同的應力-應變關系來描述，物理概念明確。同時可以選擇適當的多軸應力條件下的破壞準則以便更好地反映混凝土的多軸受力和變形特性。計算中，采用美國1971年的SanFernando地震時巖基上的地震波，有較多波型記錄。采用材料的容許抗拉強度為3MPa.計算結果表明，對小灣拱壩，輸入設計地震加速度0.308g，在高水位時，拱冠梁壩踵部分開裂，應力重分布后，部分混凝土被壓碎。并擴展至右岸壩肩1/2-1/3壩高處相繼發(fā)生開裂與局部單元壓碎。在運行低水位時，壩頂拱冠部分偏左也發(fā)生若干單元開裂，并導致部分單元壓碎。對二灘拱壩采用材料容許抗拉強度2.5MPa，輸入地震加速度0.308g時(超過原設計加速度0.144g)，拱冠梁壩踵部位局部開裂，但不發(fā)展。雖然，在計算模型方面還有待進一步完善改進，但這一現(xiàn)象表明，同一應力控制標準，對不同拱壩，其抗震安全性可有很大差別。這是因為，各壩壩高、壩的型式、兩岸地形、地質情況不同，按彈性動力反應分析計算出的最大應力，不足以全面反映拱壩的抗震安全性。高拱壩對應力的敏感性更為強烈，值得深入研究。
　　
　　綜上所述，對混凝土大壩特別是高壩的抗震安全評價是一個十分復雜而又需要加強研究的問題。我們提出以下看法和建議。
　　
　　(1)對高度超過250m以上的大壩，我國規(guī)范要求進行專門研究[10]。日本、俄羅斯等規(guī)范對重要大壩也都要求進行專門研究。也就是說，采用單一的應力控制標準來評價大壩的抗震安全性是不足的。要強調指出的是目前所進行的專門研究，關于無限地基的動力相互作用影響，壩基不均勻地震動輸入以及橫縫影響，壩基斷層影響等基本上屬于彈性動力響應范疇，我們認為應不僅限于彈性響應分析與彈性動力模型試驗，尚應進行非線性動力分析與動力模型破壞試驗。同時，還應進行靈敏度分析，研究設計地震動，混凝土材料動力特性等方面的不確定性對大壩動力響應的影響，全面衡量大壩的抗震安全性。此外，規(guī)范要求對250m以上的高壩進行專門研究，我們的看法是研究范圍可適當擴大，對高度超過200m，甚至150m的大壩，如龍灘大壩最好也補充進行專門研究。
　　
　　(2)根據動力分析結果表明，像高拱壩這種以雙向受力為主的復雜殼體結構，其關鍵部位的應力很多處于拉-壓工作狀態(tài)，應采用雙軸強度準則檢驗壩的安全性。不少國家在拱壩抗震設計中已經采用了雙軸強度標準[12]。
　　
　　(3)對很多高拱壩來說，起控制作用的工況常常是水庫為常遇低水位時遭遇強地震作用的工況。此時，水面以上壩的上部產生最大的地震拉應力，比滿水位時更為不利。因為滿庫時靜水壓力作用產生的壓應力可抵消一部分拉應力。不過，低水位時遭遇地震作用，壩上部發(fā)生震害，其危害作用與滿庫情況是不相同的，如果壩踵部位具有足夠的抗力，則可建議采用不同的安全系數。許多國家檢驗大壩安全的抗震設防標準都是和大壩失事的后果相聯(lián)系的。
　　
　　(4)加強兩級或多級抗震設防水準的研究，這對于重要大壩的抗震設防更具有現(xiàn)實意義。為保障重要大壩的安全，提高其設防的地震加速度標準，不一定是唯一可行而合理的途徑。采用兩級或多級抗震設防，可使大壩的抗震設計更為合理，既保障了其安全性，同時又符合經濟原則。目前，美國，日本等國，房屋、橋梁等土木建筑物的抗震設計從2000年開始將采用性能設計的方法，在不同風險度的地震作用下，對建筑物提出不同的性能要求。拱壩的抗震設計也宜逐步向性能設計方向努力。這代表著建筑抗震設計的發(fā)展趨向。也是提高大壩抗震設計水平的需要。
　　
　　(5)加強局部開裂后拱壩抗震安全性評價方法的研究。特別要加強混凝土材料動力特性的研究，建立合理的計算模型，全面反映加載速率與加載歷史的影響，使大壩抗震安全性的評價更接近于實際。