涂 勁，廖建新，李德玉，王立濤

（1.中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，北京市 100048；2.中國(guó)三峽建設(shè)管理有限公司，北京市 100038）

0 引言

2015年9月1日起開(kāi)始實(shí)施的能源行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《水電工程水工建筑物抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（NB 35047—2015），總結(jié)了國(guó)內(nèi)諸多水電工程水工建筑物抗震設(shè)計(jì)的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，在大壩抗震設(shè)防水準(zhǔn)框架、設(shè)計(jì)地震動(dòng)參數(shù)的確定、大壩及地基巖體動(dòng)態(tài)性能參數(shù)的取值以及拱壩動(dòng)力分析方法、內(nèi)容和深度等方面均有所變化。新規(guī)范對(duì)大壩抗震安全分析及評(píng)價(jià)建議了以壩體和基巖典型部位的變形隨地震作用加大而變化的曲線上出現(xiàn)拐點(diǎn)作為大壩地基系統(tǒng)整體安全度的評(píng)價(jià)指標(biāo)。然而，超載曲線上拐點(diǎn)的出現(xiàn)與壩體-地基系統(tǒng)變形累積狀況的關(guān)系如何，是否反映壩體-地基系統(tǒng)的受力工作性態(tài)從量變到質(zhì)變的過(guò)程，尚待通過(guò)進(jìn)一步的研究來(lái)揭示。

本文對(duì)某重大高拱壩工程，在按照新規(guī)范采用場(chǎng)地相關(guān)的設(shè)定地震反應(yīng)譜及相應(yīng)的人工地震波，按照新規(guī)范規(guī)定的材料動(dòng)態(tài)性能參數(shù)取值的條件下，采用地震超載的方式進(jìn)行高拱壩-地基系統(tǒng)的極限抗震承載能力研究，在尋求典型部位的變形隨地震作用加大而變化的曲線上出現(xiàn)拐點(diǎn)作為系統(tǒng)整體安全判據(jù)的同時(shí)，關(guān)注壩體-地基系統(tǒng)從局部到整體的變形發(fā)展?fàn)顩r，建立安全判據(jù)的量化指標(biāo)與其強(qiáng)震破壞發(fā)展過(guò)程中重要的物理變化之間的關(guān)系，從而明確該拱壩-地基系統(tǒng)在給定的整體穩(wěn)定計(jì)算模式下的破壞機(jī)理，為確保大壩抗震安全提供參考。

1 計(jì)算方法概述

在計(jì)算分析中采用非線性地震波動(dòng)反應(yīng)分析方法，將壩體、地基和庫(kù)水的強(qiáng)震反應(yīng)本質(zhì)上作為滿足體系中接觸面邊界約束條件的波傳播問(wèn)題，在時(shí)域內(nèi)以顯式有限元方法求解。以黏彈性人工邊界反映遠(yuǎn)域地基的輻射阻尼作用，以動(dòng)接觸力模型模擬壩體橫縫、基巖各塊體之間的縫面的接觸滑移關(guān)系，在靜力荷載作用后，考慮地震波輸入進(jìn)行有限元時(shí)程分析。

由于在結(jié)構(gòu)為非線性的條件下，靜、動(dòng)力反應(yīng)的疊加原理不成立，因此采用靜動(dòng)組合計(jì)算的方法，即將靜力荷載以階躍函數(shù)的形式施加到拱壩和地基系統(tǒng)上，以動(dòng)力方法進(jìn)行計(jì)算，待靜力反應(yīng)穩(wěn)定后，再將地震波由基巖輸入，對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行波動(dòng)反應(yīng)分析。

計(jì)算中，將兩岸壩肩按地質(zhì)構(gòu)造確定的可能滑動(dòng)巖塊的各個(gè)滑動(dòng)面，都作為抗剪強(qiáng)度符合Cou-lomb公式的、類似壩體橫縫的接觸面處理。由于在強(qiáng)震作用下，由于壩體橫縫的張開(kāi)，拱壩靜動(dòng)綜合的最大主應(yīng)力一般以拱端位置最為顯著，易導(dǎo)致開(kāi)裂，是拱壩壩體抗震的薄弱部位，即使在靜態(tài)荷載作用下，沿拱座壩基的上游壩踵常為高拉應(yīng)力區(qū)，中部為高剪應(yīng)力區(qū)，且這一位置又是壩體和地基體系中的斷面突變區(qū)，在施工中也為強(qiáng)約束區(qū)。為此，在沿壩基交接面這一薄弱部位設(shè)置雙節(jié)點(diǎn)的動(dòng)接觸邊界，但其初始抗拉強(qiáng)度在靜、動(dòng)荷載作用階段分別取為混凝土的靜、動(dòng)態(tài)極限抗拉強(qiáng)度值。

在這一計(jì)算體系下，考慮由于地震本身存在很大不確定性而實(shí)際可能發(fā)生的超設(shè)計(jì)概率水平的地震動(dòng)作用，即采用地震超載的方式大壩-地基體系達(dá)到整體安全的極限狀態(tài)，基于對(duì)拱壩工作機(jī)理的認(rèn)識(shí)以及參照Pacoima拱壩的震害實(shí)例，影響拱壩體系整體安全性的極限狀態(tài)，是包括壩體和壩肩巖體在內(nèi)整個(gè)體系的失穩(wěn)，可取計(jì)入壩體和壩肩巖體動(dòng)態(tài)變形耦合影響的壩體位移響應(yīng)的突變和不斷增長(zhǎng)作為其相應(yīng)的評(píng)價(jià)指標(biāo)。

2 計(jì)算條件及計(jì)算模型

2.1 計(jì)算條件

作為算例的某拱壩為拋物線雙曲拱壩，最大壩高285.5m，頂拱拱冠處厚14m，拱冠梁底厚60m，厚高比0.21。壩頂中心線弦長(zhǎng)602.2m，弦高比2.17。上游正常蓄水位1880m，相應(yīng)下游水位1640m；靜荷載包括壩體自重、庫(kù)水靜水壓力、淤沙壓力、溫度荷載、滲透壓力。設(shè)計(jì)地震峰值加速度為355gal，地震輸入采用設(shè)定地震方法生成場(chǎng)地相關(guān)設(shè)計(jì)反應(yīng)譜，并依據(jù)場(chǎng)地相關(guān)反應(yīng)譜生成人工地震加速度時(shí)程，三方向歸一化的加速度時(shí)程如圖1所示。

大壩壩區(qū)河谷陡峻，坡面完整，無(wú)大沖溝分布，壩基兩岸分布有基本呈水平向的層間、層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶，這些錯(cuò)動(dòng)帶與基巖內(nèi)優(yōu)勢(shì)裂隙切割出兩岸多層滑塊，可能對(duì)大壩地震動(dòng)力響應(yīng)及壩肩巖體動(dòng)力穩(wěn)定有一定影響，同時(shí)為提高大壩承載能力，在下游面拱端處設(shè)置了貼角，這些因素對(duì)大壩抗震安全的影響均需在計(jì)算模型中予以反映。

圖1 輸入地震加速度時(shí)程Fig.1 The input seismic acceleration time history

2.2 計(jì)算模型

對(duì)于該工程拱壩-地基系統(tǒng)計(jì)算分析采用基于空間域以集中質(zhì)量有限元離散，時(shí)間域以中心差分法離散的數(shù)學(xué)模型，遠(yuǎn)域地基的能量逸散以黏彈性人工邊界體現(xiàn)，壩體橫縫和基巖內(nèi)滑裂面及壩基交界面均以動(dòng)接觸力模型模擬，壩基交界面考慮初始抗拉強(qiáng)度。其數(shù)值按前期進(jìn)行的大壩全級(jí)配動(dòng)態(tài)性能試驗(yàn)結(jié)果取值，初始靜態(tài)抗拉強(qiáng)度值為2.40MPa，初始動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度值為3.65MPa。

根據(jù)該大壩壩區(qū)地形地質(zhì)特點(diǎn)和壩區(qū)各類基巖材料性質(zhì)，結(jié)合層間層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶以及拱端貼角的模擬要求，應(yīng)用有限元網(wǎng)格自動(dòng)剖分技術(shù)，生成大壩-基礎(chǔ)系統(tǒng)三維有限元網(wǎng)格，壩體用沿厚度方向布置3層的三維塊體元離散。整個(gè)分析系統(tǒng)順河向?yàn)?120m，橫河向1500m，豎向860m，節(jié)點(diǎn)總數(shù)57326，自由度數(shù)近171978個(gè)。拱壩-地基系統(tǒng)有限元網(wǎng)格如圖2所示，其中壩體與滑塊部分有限元網(wǎng)格如圖3所示，由于層間層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶的切割，兩岸塊體均被分為6層（由圖中滑塊內(nèi)不同顏色區(qū)分），由上至下所模擬的錯(cuò)動(dòng)帶及其位置和抗剪斷參數(shù)列于表1。

圖2 拱壩-地基系統(tǒng)有限元網(wǎng)格圖Fig.2 The dam-foundation finite element mesh

圖3 壩體及兩岸滑塊有限元網(wǎng)格圖Fig.3 The dam and sliders mesh

表1 兩岸滑塊內(nèi)層間層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶位置及參數(shù)Tab. 1 The position and parameters of the disturbed belt in the slider

本文將按照反應(yīng)譜生成的人工地震波作為地表輸入，按照一維波入射時(shí)地表反應(yīng)是底部輸入2倍的理論解，將地震波折半作為人工邊界處的地震加速度輸入波，并利用專門(mén)程序?qū)⒓铀俣炔ㄞD(zhuǎn)換成位移波和速度波進(jìn)行輸入。壩體-庫(kù)水的動(dòng)力相互作用是影響大壩動(dòng)力反應(yīng)的重要因素。目前工程界普遍接受忽略庫(kù)水可壓縮性的所謂“庫(kù)水附加質(zhì)量”的處理方法表征動(dòng)水壓力的影響。本文分析中采用Westgarrd庫(kù)水附加質(zhì)量公式，折半后施加于壩面相應(yīng)節(jié)點(diǎn)。

由于在計(jì)算中計(jì)入了基巖中的層間層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶等非線性接觸面，整個(gè)體系的求解是一個(gè)非線性的動(dòng)力分析問(wèn)題，地應(yīng)力場(chǎng)對(duì)應(yīng)的基巖內(nèi)動(dòng)接觸邊界的初始應(yīng)力狀況必須計(jì)入，但地應(yīng)力資料較難獲得，本研究近似以地基自重應(yīng)力場(chǎng)作為初始地應(yīng)力場(chǎng)。所以其計(jì)算步驟分為三步：①首先對(duì)整個(gè)體系在未建壩時(shí)在近域地基自重荷載作用下進(jìn)行靜力求解，但僅保留地基內(nèi)滑裂面的動(dòng)接觸邊界間的接觸力，作為接觸邊界初始狀況，而將其初始滑移和張開(kāi)度都置為0。②在此基礎(chǔ)上，將建壩后壩體自重、庫(kù)水壓力、庫(kù)內(nèi)泥砂壓力、溫度、基巖滲壓荷載等各項(xiàng)靜力荷載以階躍函數(shù)形式作用在整個(gè)計(jì)算體系，求解靜力反應(yīng)。③在靜力求解穩(wěn)定后，從人工邊界底部入射三分量的地震位移時(shí)程，求解整個(gè)體系的地震波動(dòng)反應(yīng)。

在動(dòng)態(tài)分析中，體系阻尼取瑞雷阻尼形式，α、β系數(shù)由體系阻尼比ξ=0.05及體系的有效高、低頻范圍確定。

2.3 計(jì)算工況

本研究考慮正常蓄水位與設(shè)計(jì)溫降組合工況，在輸入給定的場(chǎng)地相關(guān)的地震波時(shí)程的條件下，進(jìn)行設(shè)計(jì)地震及在設(shè)計(jì)地震基礎(chǔ)上，超載倍數(shù)為1.4、1.6、1.62、1.7、1.74、1.75、1.8的計(jì)算。

3 主要計(jì)算成果

經(jīng)計(jì)算分析，圖4和圖5給出設(shè)計(jì)地震下右岸和左岸底滑面與上游壩面交界處壩體與基巖順河向錯(cuò)動(dòng)時(shí)程；圖6給出設(shè)計(jì)地震下大壩建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布；圖7為兩岸滑塊震后順河向位移云圖；圖8～圖11為地震超載倍數(shù)為1.60、1.62、1.74、1.75時(shí)大壩建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布；圖12和圖13為地震超載倍數(shù)為1.60與1.75時(shí)兩岸滑塊底滑面順河向震后錯(cuò)動(dòng)量分布；圖14為壩踵震后順河向位移隨超載倍數(shù)變化曲線；圖15為左右岸底滑面壩體基巖節(jié)點(diǎn)對(duì)震后順河向錯(cuò)動(dòng)隨超載倍數(shù)變化曲線。

圖4 設(shè)計(jì)地震右岸底滑面與上游壩面交界處壩體與基巖順河向錯(cuò)動(dòng)時(shí)程圖Fig.4 Slip along the river at the junction of right slipping surface and the dam under design seismic

圖5 設(shè)計(jì)地震左岸底滑面與上游壩面交界處壩體與基巖順河向錯(cuò)動(dòng)時(shí)程圖Fig.5 Slip along the river at the junction of left slipping surface and the dam under design seismic

圖6 設(shè)計(jì)地震建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布圖（cm）Fig.6 Distribution of the dislocation along the river for the dam-foundation interface（K=1.0）

圖7 設(shè)計(jì)地震兩岸滑塊震后順河向位移云圖（m）Fig.7 Distribution of the displacement along the river for the sliders（K=1.0）

圖8 建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布（K=1.60）（cm）Fig.8 Distribution of the dislocation along the river for the dam-foundation interface（K=1.60）

圖9 建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布（K=1.62）（cm）Fig.9 Distribution of the dislocation along the river for the dam-foundation interface（K=1.62）

圖10 建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布（K=1.74）（cm）Fig.10 Distribution of the dislocation along the river for the dam-foundation interface（K=1.74）

圖11 建基面震后順河向錯(cuò)動(dòng)量分布（K=1.75）（cm）Fig.11 Distribution of the dislocation along the river for the dam-foundation interface（K=1.75）

圖12 滑塊底滑面順河向震后錯(cuò)動(dòng)量分布（K=1.74）（cm）Fig.12 Distribution of the dislocation along the river for the bottom slipping surface（K=1.74）

圖13 滑塊底滑面順河向震后錯(cuò)動(dòng)量分布（K=1.75）（cm）Fig.13 Distribution of the dislocation along the river for the bottom slipping surface（K=1.75）

圖14 壩踵震后順河向位移隨超載倍數(shù)變化曲線Fig.14 The relationship between the displacement of the dam heel and the overload factor curve

圖15 左右岸底滑面壩體基巖節(jié)點(diǎn)對(duì)震后順河向錯(cuò)動(dòng)隨超載倍數(shù)變化曲線Fig.15 The relationship between the sliding of the slider and the overload factor curve

4 破壞機(jī)理分析

從圖4和圖5兩岸滑塊底滑面高程處壩基交界面的局部錯(cuò)動(dòng)時(shí)程曲線可見(jiàn)，在靜態(tài)荷載作用下，兩岸滑塊底滑面與壩體上游面交界處壩體與基巖間出現(xiàn)1～2cm的局部錯(cuò)動(dòng)，但在下游側(cè)未發(fā)生錯(cuò)動(dòng)。在設(shè)計(jì)地震過(guò)程中，底滑面上游側(cè)的錯(cuò)動(dòng)量有所增加，并在地震接近結(jié)束時(shí)達(dá)到穩(wěn)定不再發(fā)展，而此時(shí)下游側(cè)壩體與基巖間仍未發(fā)生錯(cuò)動(dòng)。圖6顯示河床部位壩基交界面在上游側(cè)出現(xiàn)錯(cuò)動(dòng)，主要發(fā)生在上游側(cè)略少于1/3壩厚的區(qū)域，而壩體與滑塊間的錯(cuò)動(dòng)主要發(fā)生在兩岸滑塊底滑面（C3）附近。由圖7可見(jiàn)，滑塊的順河向位移量由底滑面向上呈由大到小的變化趨勢(shì)，即最底層滑塊殘余順河向位移最大。而隨高程增高，滑塊的順河向位移減小，壩體與滑塊間的錯(cuò)動(dòng)漸不顯著。總體上看，由于中上部?jī)砂秹渭珏e(cuò)動(dòng)帶的局部變形以及壩體橫縫張開(kāi)導(dǎo)致拱向作用降低，河床部位壩基承擔(dān)了更多梁向靜動(dòng)荷載，地震過(guò)程中壩基上游側(cè)發(fā)生了一定的局部錯(cuò)動(dòng)。

由左、右岸底滑面與上、下游壩面交界處壩體與基巖順河向錯(cuò)動(dòng)隨地震超載倍數(shù)增加的發(fā)展?fàn)顩r可見(jiàn)，如圖8所示，在超載倍數(shù)為1.60及之前的地震工況，上游側(cè)壩體與基巖間的錯(cuò)動(dòng)量的增長(zhǎng)隨地震超載倍數(shù)的增加十分緩慢，下游側(cè)節(jié)點(diǎn)對(duì)之間的錯(cuò)動(dòng)量?jī)H為2mm以下，大壩地基系統(tǒng)的工作性能未出現(xiàn)明顯改變。在地震超載倍數(shù)為1.62時(shí)，如圖9所示右岸底滑面部位壩體與基巖間發(fā)生貫穿性的剪切錯(cuò)動(dòng)。右岸底滑面位置壩體與基巖間剪切錯(cuò)動(dòng)區(qū)域的貫穿為相應(yīng)區(qū)域大壩位移量的增長(zhǎng)提供了運(yùn)動(dòng)學(xué)上的可能性。進(jìn)而在超載倍數(shù)1.74時(shí)，如圖10所示河床部位壩基交界面的明顯錯(cuò)動(dòng)區(qū)域雖已發(fā)展到該區(qū)域3/4以上的面積，但左岸底滑面處下游側(cè)壩體與基巖間仍基本未發(fā)生錯(cuò)動(dòng)。在超載倍數(shù)1.75時(shí)，如圖11所示，左岸底滑面處壩體與基巖間也發(fā)生貫穿性的剪切錯(cuò)動(dòng)，從而使滑塊以下的整個(gè)河床部位壩基交界面均出現(xiàn)了貫穿性錯(cuò)動(dòng)區(qū)域，致使壩體下部高程整體發(fā)生較大的順河向位移。

如圖12和圖13所示兩岸滑塊底滑面C3的順河向錯(cuò)動(dòng)分布情況可見(jiàn)，底滑面在緊鄰壩體的部位有較明顯的錯(cuò)動(dòng)，而在錯(cuò)動(dòng)帶內(nèi)離開(kāi)壩體一定距離處明顯減小，底滑面在靠近側(cè)滑面處基本未發(fā)生滑移，表明即使在較大的超載倍數(shù)下，滑塊的變形主要限于層間層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶臨近壩體區(qū)域的局部錯(cuò)動(dòng)，未發(fā)生沿底滑面的整體滑移。

從破壞機(jī)理來(lái)看，由于兩岸壩肩層間層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶局部變形和壩體橫縫張開(kāi)導(dǎo)致大壩拱向作用降低帶來(lái)的拱端推力的減小，加之兩岸側(cè)滑面相對(duì)有利的產(chǎn)狀和較強(qiáng)的抗剪參數(shù)，本文模擬的大壩兩岸壩肩滑裂體具有較強(qiáng)的整體動(dòng)力抗滑穩(wěn)定性。相對(duì)而言，河床部位壩基交界面成為大壩-地基體系強(qiáng)震破壞的關(guān)鍵控制部位，隨著地震超載倍數(shù)的增加，較弱的拱向作用使壩體承受的靜動(dòng)作用較多地向梁向轉(zhuǎn)移，加劇了河床部位壩基面局部變形的發(fā)展，最終導(dǎo)致這一區(qū)域壩基面的剪切錯(cuò)動(dòng)貫通，順河向位移增長(zhǎng)加速，而使大壩工作性態(tài)發(fā)生轉(zhuǎn)折性變化。由這一拱壩-地基體系破壞模式和破壞機(jī)理的分析可見(jiàn)，設(shè)計(jì)所采用的下游貼角增大了河床壩段壩體的梁向剛度，擴(kuò)大了河床部位的壩基交界面面積，對(duì)于延緩這一區(qū)域壩基面剪切錯(cuò)動(dòng)的貫通，提高大壩的抗震承載能力是有利的。

圖14可見(jiàn)壩踵節(jié)點(diǎn)順河向位移在地震超載倍數(shù)超過(guò)1.60后，增加速度開(kāi)始加快，在超載倍數(shù)達(dá)到1.74倍后，增速進(jìn)一步加快，在超載倍數(shù)1.75時(shí)，震后位移達(dá)到12cm左右。從圖15壩體與基巖間的局部錯(cuò)動(dòng)隨地震超載倍數(shù)增加的變化情況也可見(jiàn)，1.60和1.74是左右岸下游側(cè)壩基交界面出現(xiàn)錯(cuò)動(dòng)的分界點(diǎn)，因此在這兩點(diǎn)處上下游的壩基交界面均出現(xiàn)兩次階躍性的增長(zhǎng)，標(biāo)志著大壩-地基體系的工作性態(tài)發(fā)生明顯的變化。從特征位移隨超載倍數(shù)變化曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)的判據(jù)來(lái)看，地震超載倍數(shù)在1.60～1.74的范圍是壩體-地基體系工作性態(tài)發(fā)生變化的轉(zhuǎn)折區(qū)段，按照偏于安全的原則建議該拱壩的抗震超載安全系數(shù)取為典型部位位移開(kāi)始陡增的1.60，但超載倍數(shù)1.74后壩體特征位移反應(yīng)才真正出現(xiàn)顯著增長(zhǎng)。由此可見(jiàn)，特征位移隨超載倍數(shù)變化曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)也對(duì)應(yīng)著結(jié)構(gòu)體系某一關(guān)鍵部位的變形累積達(dá)到某一界限，形成新的、允許更大位移量的變形機(jī)制。在本研究的大壩算例中即為滑塊以外的河床部位的壩基交界面錯(cuò)動(dòng)范圍貫通，使壩基底部能夠形成整體錯(cuò)動(dòng)。

5 結(jié)束語(yǔ)

本文在按照規(guī)范NB 35047—2015采用場(chǎng)地相關(guān)的設(shè)定地震反應(yīng)譜及相應(yīng)的人工地震波，并按照其規(guī)定的材料動(dòng)態(tài)性能參數(shù)取值的條件下，采用地震超載的方式進(jìn)行拱壩-地基系統(tǒng)的極限抗震承載能力和地震破壞機(jī)理的研究。研究表明，從特征位移隨超載倍數(shù)變化曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)的判據(jù)來(lái)看，地震超載倍數(shù)在1.60～1.74的范圍是該拱壩壩體-地基體系工作性態(tài)發(fā)生變化的轉(zhuǎn)折區(qū)段，按照偏于安全的原則建議其抗震超載安全系數(shù)取為典型部位位移開(kāi)始陡增的1.60。而從相應(yīng)的破壞機(jī)理分析可見(jiàn)，地震超載倍數(shù)在1.60～1.74的區(qū)段正相應(yīng)于河床部位壩基交界面錯(cuò)動(dòng)范圍貫通，使壩基底部能夠形成整體錯(cuò)動(dòng)的變化過(guò)程。由此可見(jiàn)，特征位移隨超載倍數(shù)變化曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)也對(duì)應(yīng)著結(jié)構(gòu)體系某一關(guān)鍵部位的變形累積達(dá)到某一界限，形成了新的、允許更大位移量的變形機(jī)制。對(duì)于不同大壩工程而言，其大壩體型、壩址地形、地質(zhì)條件等都具有各自的特點(diǎn)，其相應(yīng)的地震破壞模式和機(jī)理也各不相同，但如能建立極限抗震能力判據(jù)的特征位移隨超載倍數(shù)變化出現(xiàn)拐點(diǎn)這一量化指標(biāo)與大壩-地基體系變形機(jī)制變化之間的相互關(guān)系，則將更加有助于對(duì)大壩-地基體系抗震安全的監(jiān)控和保障。

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