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探究地震系数估计的土坝地震反应研究
Konstantinos I. Andrianopoulos a, Papadimitriou b, Achilleas G., George D. Bouckovalas a,
Dimitrios K. Karamitros a
摘要
本文通过具有四种不同的横截面且高度从20 m变化到120 md的四个非线性二维模型（2D）进行动态分析，并采用数值分析的方法对土坝的地震反应进行研究。考虑到地震的影响，分析参数性质的激发特性（强度和频率含量），包含基础土壤刚度和存在典型的稳定护岸和/或蓄水池的情况。研究的结果表明坝的振动的主要周期受其高度和输入运动的强度的影响。结果还表明，坝顶的峰值加速度受到其高度，输入运动特性，和基础土刚度影响，且不存在其他的影响参数。这些相同的分析得到的结果，在1084个潜在的滑动质量内分析的横截面的伪静态地震系数的结果，证明了地震系数随着滑动质量增大而减小，如果定位质量位于上游则比下游增加快，并且受地震激发特性和基础土刚度的强烈影响。此外，这些结果允许对现有的地震系数估计方法进行彻底评估，量化其准确性和描述其局限性。这一评价过程还说明了目前没有一套方法可以准确的描述所有重大问题参数
1引言
在有限的关于全世界严重的大坝地震事故报告中大部分主要与液化有关（例如，1971年圣费尔南多地震期间的下圣费尔南多大坝，1978年伊佐 - 希金 - 金凯地震期间的许多尾矿坝，如Mochikoshi大坝，以及2001年期间的一些印度水坝，如Chang和Shivlakha大坝 Bhuj地震）。 相比之下，据许多侦察报道报告和研究，还有更多其他的案例中发生某种裂缝或边坡滑动引发的强烈震动，这不一定与液化有关（例如，在1989年Loma Prieta地震期间的奥地利水坝）。此外，地震对土坝的损害继续发生在世界各地，不幸的是仍然包括总体崩溃，例如在2011年日本东北地震期间18.5米藤沼路堤的完全失效，因此，提出了关于现有水坝的地震安全问题，没有被设计来抵御地震（小或老的水坝）或使用分析方法进行设计的坝现在被认为是过时的。 新的，较高的水坝大部分在不利的基础条件下建成，从而增加了对更精确的设计方法的需求
一般来说，对新的或现有水坝的地震稳定性的评估可以通过（a）伪静态分析，（b）位移（Newmark或滑块）法，和（c）动态应力变形数值分析发。 尽管方法（c）的稳健数值分析是现在最为普遍的，方法（a）和（b）至少在新水坝的设计初步阶段或现有水坝的安全评估中仍然是世界各地水坝的抗震设计以及工程实践的基础，与（b）相比，伪静态分析具有积累的经验和用户友好性的好处，因为它们在20世纪50年代首次被使用，并且仅需要伪静态安全因子的估计。
这样一个伪静态问题的例子如图1所示。其中还描述了重要的问题参数，如波峰处地震加速度的峰值，
PGAcrest，在露头（床）岩，PGArock，和在“自由场”基础土，PGA 该方法的最关键的点是施加在滑动质量块的重心处的水平惯性力Fh的值。该力Fh等于滑动质量W的权重乘以无量纲地震系数kh。因此，选择适当的kh值对于估计FSd和对安全，合理的设计或安全评估至关重要。
Figure 1 土坝和高堤的地震边坡稳定性的关键几何和岩土参数的定义
kh的值应反映设计地震期间滑动质量的振动。假定滑动质量块通常不是刚性的，则该质量块内的不同位置不会同相振动（特别是在高坝中，在坝体内的地震剪切波的主要波长kd与它们的高度H [ 14]，并且它们的振动不具有相等的强度（例如，在坝体内的振动比在其表面上更不强烈）。因此，kh的值应与滑动质量的合成加速度时间历程相关，其与沿着限定坝体内的滑动质量的剪切带的合成（水平）力时间历史有关。这种合成的加速度时间历程通常预期是坝和激励的特性以及滑动质量的几何形状的函数[15]。然而，如果已经沿着限定坝体内滑动块的剪切带开始滑动，也可能受到影响[16]。在任何情况下，仅仅瞬时观察到合成加速度时间历程的峰值，因此，使用地震系数khmax的各自峰值的土坝的设计，以及对安全的伪静态因子的要求地震“失效”FSdP1.0，导致过于保守的方法。因此，通常的做法是使用地震系数的“有效”值khE（khmax的百分位数），结合现有的FSdP1.0要求，但通常以“小”为代价仍然未知）永久下坡位移。khE / khmax比率的文献值范围为0.5至0.8，最常用的值等于0.67（例如英国水坝或堤岸斜坡的静态分析标准）。或者，近来已经努力将“有效”地震系数khE（用于伪静态分析）的适当选择直接与允许的下坡位移相关联，从而引入基于性能的设计原则在完善的伪静态分析方法中。
给定问题的复杂性，（通常）柔性滑动质量的合成加速度时间历程的精确估计需要鲁棒的动态数值分析。两种类型的数值程序已被用于此目的：“解耦”分析，其中被检查的坝（和滑动质量）的动态响应与可能的滑移单独计算，和“耦合”分析，其中动态响应与滑动质量的永久下坡位移的积累同时考虑。这种分析在软件，专业知识和成本方面总是要求苛刻，因此破坏了在（c）中选择方法（a）的目的。为了避免这些缺点，世界各地的研究人员和从业者已经设计了各种简化的方法来估计在伪静态分析中使用的适当的地震系数值。尽管如此，尚不清楚这种简化方法与测量的响应以及土坝的地震反应的鲁棒动态分析的结果是否一致。
因此，本研究尝试阐明现有简化估计地震系数的方法（第2节概述）和稳健动态数值分析（使用第3节所述方法进行）之间的兼容性。这些分析提供了对分区土坝和均匀高堤的地震反应的了解，并确定了各种问题参数的相对重要性。如第4节详细描述的，这些参数包括激励特性（强度和频率含量），坝几何形状（高度和稳定护堤的存在），基础土壤条件和大坝的操作阶段（“建筑结束”稳态渗漏“条件）。注意，除了激励特性，研究的其他参数对土坝的静态稳定性至关重要，但它们在地震荷载方面的意义是未知的。根据数值结果提供其准确性和限制的量化。
如上所述，本文论述了“分区土坝和均匀高堤”的地震反应。 然而，为了简明起见，在本文的其余部分，研究的地质结构将被称为“大坝和堤”。
2.地震系数估计方法
本节首先概述了文献中关于“有效”地震系数khE的建议，用于大坝和堤岸的伪静态边坡稳定性分析（第2.1节）。 然后提供来自地震系数峰值(khmax)的文献的估计量，用于基于位移的（Newmark型）方法（2.2节）。
2.1。 估计“有效”地震系数
根据Kramer，Terzaghi首先描述了“严重”，“暴力，破坏性”和“灾难性”地震的khE = 0.1,0.2和0.5的值 。 直到20世纪70年代中期，khE的描述是基于当地经验，通常导致0.10和0.15之间的值，假定值随着设计地震震级M或土木工程的重要性而增加 ，不超过0.2（美国陆军工程兵队的旧设计指南）的值。 然而，Kramer将khE的范围增加到0.25，在美国和日本，最近的做法。 较早的值（高达0.15）已经由seed证实，其提出了对于M = 6.5的值为0.1和对于M = 8.5的值为0.15，以及FSd = 1.15的要求以确保位移不超过1 m（高坝的允许值）。
seed的建议最近被验证为相当合理，即使是高PGA值。然而，PGA水平对khE值的影响，早在Terzaghi已经直观地承认，土坝和高堤的地震边坡稳定性的关键几何和岩土参数的定义。 Computers and Geotechnics在20世纪80年代中期的文献建议。特别地，基于USCOLD的技术报告，在美国的典型实践是使用范围从0.25（PGA / g）至1PGA / g的khE值，其中最大值考虑放大的大坝内的弹性运动。根据Pyke，khE的范围从0.2（PGA / g）到0.6（PGA / g），但基于地震幅度值M分别在6.5到8.5之间。注意，虽然存在不同的地震量度量，但是上述M的值必须被认为等于最准确的矩量Mw。然而，在Idriss之后，可以考虑MLle;6 6.25的局部幅度ML是精确的（ML≌Mw），表面波幅度MS≌Mw对于6.25 lt;MS le;6 7.5是精确的。
类似地，相应的英国标准[18]已经提出使用khE = 0.67（PGA / g）。该建议基本上意味着在坝内的任何滑动质量是刚性的，因此由khmaxg表示的其合成加速度时间历程的峰值等于PGA，或者等效地khmax = PGA / g。还已经通过用于斜坡的伪静态分析的地震代码（例如EC8和希腊代码EAK）而不是大坝或堤坝提出了“有效”地震系数和PGA之间的类似相关性。例如，EC8建议使用khE = 0.5（-PGA / g），使用国家附录中的岩石露头位置的强度图和根据地面类别的土壤因子，从而引入一维位点扩增效果的每个值。在希腊语代码中，强度图提供了“有效”地面加速度的值，其基本上转化为khE = 0.4（PGA / g）。估计khE中使用独特的百分点值（0.5以上），因为这个值应该是地震幅度，M和PGA水平的函数。此外，EC8解释了由于入射地震波的散射和衍射引起的地形不规则（例如，近坡度）附近的地震运动的预期放大，这种现象通常被称为“地形效应”。特别地，已经提出，当z = H时，khE的估计从其最小上述值线性地增加到其最大值，由于所应用的地形效应，非常浅的失效表面高出20％如果斜坡具有高度HP=30m并且其倾斜度在15°和30°之间（较高的角度出现在自然坡度中，较少出现在泥土坝中）。因此，EC8与针对适度陡坡将PGA提高25％的明确建议一致。对于较陡的坡度（例如，根据EC8，对于倾斜角gt; 30°，40％）或甚至中等倾斜的坝和堤，如果它们的峰相对窄，这种增加可以更大。
根据Marcusson，坝的边坡稳定性应该使用与PGAcrest（图1）相关的khE值来进行，这是不考虑PGA的加速度的峰值。
2.2。 估计峰值地震系数
在他们的开创性工作中，Makdisi和Seed首先将峰值地震系数khmax的值与（PGAcrest / g）的值和比率（z / H）的降函数相关联， 在坝的高度H（图1）上的故障表面的深度z（从峰顶测量）。 特别是，通过采用“去耦”分析，他们报告了khmax le; PGAcrest / g的值，对于z / H = 0的等号保持。从他们的建议得到的好处是，khmax不仅通过PGAcrest考虑了坝振动，但也通过z / H的滑动质量的几何特性，这两者都没有用PGA描述。
使用Makdisi和Seed的相关性和Marcusson的（在2.1节）已经产生了估计PGAcrest的实际需要，PGAcrest的值通常不等于PGA或PGArock值，可以从 地震危险性研究。 一般来说，PGAcrest的准确估计需要执行非线性数值分析，例如为本研究执行的那些分析（第3节）。 或者，可以通过使用坝基础土的自由场表面的非弹性响应谱来获得估计，其应当可从上述地震危险研究中获得。 这样做，PGAcrest的值可以通过考虑大坝的前两到三种振动模式估计[15]。
虽然从理论角度来看声音较少，但如果khmax与PGA本身相关，则上述实际问题不再存在。 Zania等人研究了这种情况。他们执行了一个“去耦”程序来估计下坡路堤的位移。 特别地，它们将khmax /（PGA / g）与路堤的特征周期的调谐周期比率在激励的主要周期上的比率相关联。 这种相关性使得能够提出用于零斜率位移的“地震系数频谱”（术语“频谱”意味着在（调谐）周期比率大约为1的情况下khmax /（PGA / g）的最大平稳值 由于谐振）
最近，Rathje和Antonakos对柔性滑动质量执行参数“耦合”分析，并建立了khmax /（PGA / g）比率的预测方程。 该方程式表示khmax /（PGA / g）的比随着PGA输入的增加而减小，其值由（Tmass / Tm）周期比控制。 特别地，周期Tmass是滑动质量的基本周期，其被假定为大致作为在基岩上的1D水平土层振动，其厚度等于滑动质量的最大厚度。 同时，Tm是地震激发的平均周期，其类似但不等于主要周期Te。 特别地，该预测方程表明，随着滑动质量变得更柔性（即，其变得更厚），khmax /（PGA / g）的值显着降低，特别是对于Tmass / Tmamp;
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