高面板堆石壩面板地震動力反應特性大型 振動臺模型試驗研究

楊正權 劉小生 周國斌 劉啟旺 趙劍明 楊玉生

摘要： 混凝土面板是面板堆石壩整個防滲體系的核心結構，其結構安全性是整個大壩系統正常運行的基本保障。強震作用下，面板產生動應力應變反應與靜力作用效應相疊加，可能會對面板的結構安全性產生重大影響，故面板的地震動力反應特性一直都是大壩抗震設計關注的重點問題。通過高面板堆石壩大型地震模擬振動臺模型試驗，研究面板在地震作用下的各向動應變反應過程及其極值空間分布規律，再根據面板動應變反應過程和材料力學理論分析面板的動應力反應過程及其極值空間分布特性，并利用振動臺模型試驗成果推求研究原型壩混凝土面板的動力反應特性。研究表明：振動臺模型試驗實測面板三向應變反應過程及其推求的主應變、主應力過程符合對面板動力反應特性的一般認識，振動臺模型試驗可作為研究面板動力反應特性的重要手段；沿豎直方向上，面板的大、小主應變極值均出現在0.6倍壩高左右的高程上；和應變分布規律基本對應，面板的大、小主應力和最大剪應力極值同樣分布在0.6倍壩高左右的高程上；面板在地震中所受動拉應力水平總體低于動壓應力。

關鍵詞： 地震反應； 高面板堆石壩； 混凝土面板； 大型振動臺模型試驗

中圖分類號： TV312； TV641.4文獻標志碼： A文章編號： 1004-4523（2018）02-0209-10

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2018.02.003

引 言

面板堆石壩是隨著近年來碾壓堆石壩壩體施工技術快速進步而迅速發展起來的一種土石壩壩型。面板堆石壩由于壩體體型相對“單薄”而使得其土石方量較其他土石壩壩型少得多，防滲體材料為人工材料混凝土，不受當地防滲材料儲量的限制，且面板系統的體量小、防滲效果好，因而受到了現代壩工領域的青睞，國內外已有大量的面板堆石壩建成，并有數量眾多的高或者超高面板堆石壩正在建設[1-2]。面板堆石壩的工程優勢主要是在于面板防滲體系的使用，也正是為此，面板的安全性和防滲效果對整個面板堆石壩結構體系的安全性和效益發揮起到了決定性的作用。尤其是在地震工況下，地震動作用所產生的面板動應力和靜力作用產生的應力相疊加，很大可能使得面板的受力狀態趨于惡化，對整個混凝土面板系統的安全性是一個巨大挑戰。靜力作用下，國內外已有數個堆石壩混凝土面板發生破壞而影響工程安全運行的案例，如巴西的Campos Novos面板堆石壩和Barra Grande面板堆石壩發生了面板垂直縫擠壓破壞，中國的三板溪面板堆石壩和布西面板堆石壩發生了水平向施工縫擠壓破壞等[3]。也有由于地震作用而引起面板局部破壞的工程案例，如2008年汶川地震中的紫坪鋪面板堆石壩，面板發生了局部錯臺和擠壓破壞[4]。面板在地震作用下的破壞性態受其地震動力反應性態所控制，因而面板系統在地震作用下的地震動力反應特性，就成為了工程技術人員關心的問題。

由于土石料動力變形和強度特性較為復雜，堆石壩體動力分析問題一直是大壩抗震研究領域的難點，而恰恰面板的地震動力反應特性很大程度上受堆石壩體的地震動力反應特性所控制。近年來，隨著土動力學和結構動力分析理論、方法的迅速發展，面板堆石壩（堆石壩體和面板）的地震動力反應特性研究也取得了較大進步，對于幫助研究人員認識面板的地震動力反應特性很有意義，例如面板的動應變應力反應過程、極值水平及分布特性和面板抗震措施等[5-6]。然而對于這些理論和分析方法，普遍缺少原型觀測和模型試驗等的實例驗證。對于土石壩的震害調查，歷來都是大壩抗震研究人員十分重視的工作，例如壩體在實際地震中的地震加速度反應[7]、地震殘余變形[8]和大壩局部結構動力破壞性態[9]等。對面板的震害調查，則往往局限于震后面板狀態的觀察、分析[10-11]，對于面板在地震中的動力反應過程少見有相關文獻報道。制作大比尺面板堆石壩模型，在大型振動臺上進行地震模擬振動試驗，是研究面板地震動力反應特性的另一重要手段。由于模型壩尺寸較大，模型壩（包括面板）的地震動力反應測試結果可靠性高，大型振動臺模型試驗成果對認識面板的地震動力反應特性十分有益。此外，除利用振動臺模型試驗成果直接分析面板的地震動力反應特性外，還可以利用試驗成果對已有面板堆石壩動力分析理論、方法進行驗證，對于改進這些理論、方法很有幫助。

本文進行某實際高面板堆石壩大型振動臺模型試驗，研究大壩混凝土面板的地震動力反應特性。研究了面板的三向動應變反應過程及其峰值在豎直方向上的分布特點，并根據材料力學理論推求不同測點的主應變和主應力反應過程，分析其峰值在豎直方向上的分布規律，再根據面板堆石壩振動臺模型試驗相似理論，推求了原型壩面板的地震動應力反應特性。最后，對面板堆石壩面板地震動力反應特性大型振動臺模型試驗成果的應用，也進行了一些有益的討論。

第2期楊正權，等： 高面板堆石壩面板地震動力反應特性大型振動臺模型試驗研究振 動 工 程 學 報第31卷 1 面板堆石壩大型振動臺模型試驗

某實際水利水電工程的攔河大壩為鋼筋混凝土面板堆石壩，最大壩高156 m，壩頂軸線長635 m，壩頂寬12 m。堆石壩體上游壩坡坡比為1∶1.4；下游坡設兩級馬道，第2級馬道以上壩坡坡比為1∶1.5，以下壩坡坡比為1∶1.4。壩體內部設墊層區、反濾區、過渡區、主堆石區和次堆石區等不同材料分區。為研究大壩壩體在地震作用下的地震動力反應特性和深入分析混凝土面板的地震動力反應特性，進行了大壩的大型地震模型振動臺模型試驗，本文主要基于大壩模型試驗中面板動力反應特性相關工作展開論述。

1.1 試驗設備

試驗在三向6自由度大型高性能地震模擬振動臺上進行。振動臺臺面尺寸為6 m×6 m，為國內臺面尺寸最大的振動臺。振動臺不僅尺寸大，且性能優良，振動臺主要性能參數為：最大載重為80 t；工作頻率為0.1～50 Hz；最大加速度為±1.5g（x），±1.0g（y），±0.8g（z）；最大速度為±1.0 m/s（x），±1.2 m/s（y），±0.8 m/s（z）；最大位移為±15 cm（x），±25 cm（y），±10 cm（z）；最大傾覆力矩為180 t·m。

1.2 模型壩設計

基于文獻[10]提出的重力場中土石壩振動臺模型試驗相似律進行振動臺模型試驗設計。模型壩壩高1 m，原型壩壩高156 m，所以模型試驗的幾何比尺Cl為156；模型壩和原型壩的控制填筑密度分別為1.93 g/cm3和2.16 g/cm3，即密度相似常數Cρ為1.12；模型壩填筑料和原型壩堆石料最大動剪模量系數分別為1459和3159，故動變形模量相似常數Cc為2.17。通過3個控制相似常數Cl，Cρ和Cc，以及模型試驗相似律，就可以確定模型試驗其他所有項目的相似常數，具體如表1所示。

認為河谷基巖為剛性體，選擇原型壩13個控制斷面按幾何比尺縮尺作為模型壩的控制斷面，各斷面間用三角形拼接出基巖河谷地形，用鋼筋混凝土來模擬巖石地基。將原型堆石料按混合級配法縮尺后作為模型壩填筑料，模型料最大控制粒徑為20 mm。

模型壩面板用人工配合材料來模擬水泥的作用，用細軟鐵絲網來模擬鋼筋的作用。根據模型試驗相似律，計算得到面板動彈模量相似比為28.73（相似律為C1/2ρC1/2lCc）。原型壩面板C30混凝土動彈模量取為32.5 GPa，換算得到模型壩面板的動彈模量為1.13 GPa。根據模型試驗對面板動彈模量相似的要求，采用人工配合材料制作面板，配合料由水泥、砂子、珍珠巖、水和面粉摻合料等組成，根據文獻[10]給出的方法來確定各材料的配合比例。

1.3 模型壩制作

為了控制好模型壩的填筑密度及其均勻性，整個壩體按7層稱料，并逐層擊實填筑而成，沿順河和橫河兩個方向控制填筑表面的平整度。堆石壩體填筑完成后，對上游壩坡進行嚴格的整平，再將細鐵絲網分區固定于壩坡表面后分區施工面板，面板施工完成后進行2周的晾干養護，圖1為制作完成的面板堆石壩三維整體模型。表1 模型試驗相似律及相應相似常數

Tab.1 Similarity law of the model test and the corresponding similarity parameters

符號項目相似律〖〗模型試驗相似常數L壩體幾何尺寸Cl156.0ρ堆石體/面板密度Cρ1.12C堆石體模量系數Cc = Cp/ Cm2.17G堆石體剪切模量/面板楊氏模量CG= C1/2lCc C1/2ρ28.68σ堆石體/面板應力Cσ= C1/2lCc C1/2ρ28.68ε堆石體/面板應變Cε= C1/2ρ C1/2l/Cc6.09u堆石體位移Cu= C1/2ρ C3/2l/Cc949.82ù堆石體速度Cù= C1/4ρ C3/4l/C1/2c30.82ü堆石體加速度Cü=Cg=11ξ堆石體阻尼比Cξ=11C′堆石體有效凝聚力CC′ = CρCl174.72φ′堆石體有效摩擦角Cφ′=11t時間Ct= C1/4ρ C3/4l/C1/2c30.82f頻率Cf= C-1/4ρC-3/4lC1/2c0.032

圖1 面板堆石壩振動試驗模型壩

Fig.1 Model of concrete faced rock-fill dam

地震作用下，混凝土面板的動應變反應通過粘貼在面板表面的應變花進行量測，應變花由互成45°角的三向應變片組成。所有應變片為同一批次生產，規格相同，電阻為120 Ω，絲柵5×3 mm。應變片粘貼時，先用砂紙將混凝土表面磨平拋光，再用記號筆在預設位置劃線定位，然后用專用膠水將應變片粘貼在預設位置。在位于河床中央的主控制斷面（最大橫斷面）上沿豎直方向布置6個應變花，自壩頂向壩踵布置于前述各填筑層的交界面高程上。應變花構造及其在測試斷面上的布置情況如圖2（a）所示，三向應變片的布置方向分別是x向（橫河水平向），y向（順壩坡方向）和z向（前兩者的等角分線方向），粘貼在面板表面應變花的實際狀態如圖2（b）所示。圖2 應變花構造及其在測試斷面上的布設情況（單位： mm）

Fig.2 Strain rosette and its′ layout on control cross-section of model dam （Unit： mm）1.4 輸入地震動

在大壩振動臺模型試驗中，輸入的地震波包括壓縮場地波、規范波和天然波等，輸入方式包括順河水平單向輸入、水平豎直雙向輸入和三向輸入。本文選取更能反映壩址區場地地震動特性的場地波作為分析對象，同時為了便于對比分析，使得研究問題盡量簡單化，考慮不同方向地震動輸入對大壩壩體和面板地震動力反應影響的差異，分析實例選取大壩結構振動狀態相對簡單的順河水平單向輸入情況，預設輸入加速度峰值分別為0.1g，0.2g和0.3g。圖3和4分別給出了預設加速度峰值為0.1g時，臺面實測輸入地震波加速度時程（實測峰值為0.099g）和相應的傅里葉頻譜圖。

圖3 臺面實測輸入壓縮場地波加速度時程示例（圖中縱軸加速度單位為g）

Fig.3 Example of actual measured acceleration time-history curves by the shaking table （the unit is ″g″ in figure）

圖4 臺面實測輸入壓縮場地波傅里葉譜示例

Fig.4 Example of actual measured Fourier spectra curves by the shaking table2 面板動應變反應

將應變片實測的應變時程曲線經過歧義點剔除和漂零處理后，可以得到各測點實際三向動應變反應時程。模型壩在壓縮場地波作用下，處在大壩中間高程的3號測點（0.6倍壩高）的三向應變反應時程和相應傅里葉譜如圖5和6所示。圖5中縱軸應變單位為微應變με，1με=10-6；對應變方向的符號規定與材料力學的一般要求一致，即拉為正壓為負。對比圖3和4可知，和輸入加速度時程相對應，應變反應比較大的時段出現在0.6 s前后，臺面加速度時程和應變反應時程在波形上也有很好的對應性。從振動頻譜圖也可以看出，面板振動的頻譜特性和地震動輸入有較好的對應關系。測點三向應變反應

圖5 應變花實測測點三向應變反應時程（3號測點應變花）

Fig.5 Dynamic strain response time-history of concrete measured by 3# strain rosette圖6 應變花實測測點三向應變反應傅立葉譜（3號測點應變花）

Fig.6 Dynamic strain response Fourier spectra curves of concrete measured by 3# strain rosette

圖7 面板三向應變極值（拉壓雙向）沿高程分布的對比

Fig.7 Comparison of the concrete dynamic strain response peak values （three direction） on vertical direction

在拉壓方向上基本呈對稱分布，這表明面板的動應變反應也基本是在靜力狀態的基礎上接近對稱的反復拉壓反應。從時程曲線還可以看出，測點的壓應變峰值要高于拉應變峰值。

對以上應變反應時稱取雙向（拉和壓）極值，可以得到各向應變反應極值在豎直方向上的分布情況，如圖7所示。從量值上看，隨著輸入地震動強度的增加，面板的動應變反應幅度增加；面板三向動應變反應中，順河向量值最大，45°方向次之，橫河向最小，這是由于振動臺輸入順河水平單向地震波對壩體進行激振，壩體在順河方向（和順坡方向基本一致）上的振動幅度最大，面板的動力反應在此方向上也就最強烈。從分布特性上看，橫河向應變反應的極值點出現在壩體頂端，且沿壩踵向壩頂是逐漸增大的，面板順坡向和45°方向上的應變反應最大值均出現在靠近壩體中部的0.6倍壩高高程上，壩踵和壩頂處面板應變反應的幅度最小；豎直方向上，三向應變拉壓雙向分布曲線形狀基本對稱，但是壓應變水平要明顯高于拉應變水平。應變反應極值在豎直方向上的分布特性，主要是受面板在地震過程中的加速度反應和變形過程所控制。

根據材料力學理論，線彈性混凝土材料單元的大小主應變（ε1，ε3）同雙向正交（x，y方向）及其45°夾角方向（z方向）應變間的關系可以用下式來表示γxy=2ε45°-εx-εy

ε1=12[（εx+εy）+（εx-εy）2+γ2xy]

ε3=12[（εx+εy）-（εx-εy）2+γ2xy]（1）式中 γxy為最大剪應變。

對前述測點的三向應變時程按公式（1）可以計算得到測點的大小主應變時程。圖8所示為模型壩在壓縮場地波作用下（臺面輸入加速度峰值0.099g），3號測點處面板的大小主應變反應時程，其縱軸應變單位同圖5。從測點大小主應變時程曲線的形態可以看出，大主應變在大部分時段內為拉應變，而小主應變在大部分時段為壓應變，大小主應變曲線沿時間軸的分布形態基本對稱，小主應變絕對值高于大主應變。

圖8 計算求得測點大小主應變反應時程（3號測點應變花）

Fig.8 Calculated principal strain response time-history of concrete （3# strain rosette）

圖9給出了大小主應變雙向（拉壓）極值沿豎直方向上分布的對比。如圖9所示，大主應變在受拉方向上的極值和小主應變在受壓方向上的極值在豎直方向上分布曲線的形態基本一致，而大主應變在受壓方向上的極值和小主應變在受拉方向上的極值在豎直方向上分布曲線的形態也基本一致。面板所受壓應變極值高于所受拉應變極值，拉壓應變的極值點均出現在靠近壩體中部0.6倍壩高的高程上。

圖9 面板主應變極值（拉壓雙向）沿豎直方向分布對比

Fig.9 Comparison of the concrete principal strain response peak values on vertical direction3 面板動應力反應

基于材料力學理論，可根據單元體任意正交兩向應變和最大剪應變計算求得單元體的大小主應力（σ1，σ3）和最大剪應力（τmax），如下式所示σ1=12E1-μ（εx+εy）+12E1+μ（εx-εy）2+γ2xy

σ3=12E1-μ（εx+εy）-12E1+μ（εx-εy）2+γ2xy

τmax=E2（1+μ）（εx-εy）2+γ2xy（2） 如前述，模型壩面板混凝土的動彈模量E取為1.13 GPa；根據經驗公式，確定動泊松比ν為0.16[10]，式中其他符號意義同前。

基于測點三向應變時程，根據公式（2）可以計算得到測點的大小主應力和最大剪應力時程。圖10給出了模型壩在壓縮場地波作用下（臺面輸入加速度峰值0.099g），3號測點處混凝土大小主應力和最大剪應力反應時程，圖中縱軸應力單位為Pa。由圖10可知，面板所受動態大小主應力時程曲線的相互關系和大小主應變的相互關系一致：大主應力大部分時段內為拉應力，而小主應力大部分時段為壓應

圖10 計算求得測點大小主應力和最大剪應力反應時程（3號測點應變花）

Fig.10 Calculated principal stress response time-history of concrete （3# strain rosette）力，大小主應力曲線沿時間軸的分布形態基本對稱，但小主應力的絕對值極值高于大主應力。

對面板大小主應力反應時程雙向（拉和壓）取極值，最大剪應力時程取極值，得到大小主應力和最大剪應力極值沿豎直方向分布的對比，如圖11所示。由圖11可知，和大小主應變沿高程分布規律一致，大主應力在受拉方向上的極值和小主應力在受壓方向上的極值在豎直方向上的分布曲線形態基本一致，而大主應力在受壓方向上的極值和小主應力在受拉方向上的極值在豎直方向上的分布曲線形態也基本一致。面板所受動壓應力極值高于所受動拉應力，拉壓應力的極值點均出現在靠近壩體中部0.6倍壩高左右的高程上。0.6～0.8倍壩高高程處混凝土所受動剪應力水平最高。面板在地震過程中的動拉壓應變反應和動拉壓應力反應極值均出現在大壩

圖11 面板大小主應力（拉壓雙向）和最大剪應力極值沿高程分布對比

Fig.11 Comparison of the concrete principal stress response peak values on vertical direction0.6左右高程上的這一分布特點，和面板及壩體在地震中的動力反應特性是相關聯的：橫斷面上，面板是一個長高比較大的梁結構，在靜動力作用下，中間段靜動力變形（撓度）大，所引起的應力應變反應自然較大；而且，面板坐落于壩坡表面，其動力反應和壩體在地震中的動力反應，尤其是壩坡表面的動力反應特性也是相關聯的。

此外，試驗結束后對面板狀態進行了仔細觀察，未發現有明顯的張拉裂縫和擠壓破壞，面板和周圍山體也沒有出現明顯的裂縫和錯位。在最大幅值為0.3g的場地地震波作用下，面板未出現會影響其安全性的明顯破壞。

4 面板動力反應振動臺模型試驗成果應用探討 根據模型試驗相似律，原型壩和模型壩間面板應力的相似比為174.7（CρCl）。針對面板0.6倍壩高高程的3號測點，推求原型壩相應位置處的動應力反應極值：在加速度峰值為0.099g，0.208g和0.286g順河水平單向場地波作用下，面板所受動壓應力峰值分別為1.10，2.54和3.22 MPa，動拉應力峰值分別為0.91，1.94和2.60 MPa。對比基于三維真非線性有限元分析方法的計算成果可知[10]，在量值水平相當的同種地震波作用下，模型試驗推求原型壩面板動拉壓應力反應極值與實際大壩動力分析得到面板動拉壓應力極值量值水平基本一致：主斷面0.6倍壩高處，輸入地震動峰值加速度為0.260g時，計算求得面板的動壓應力極值和動拉應力極值分別為2.6 MPa左右和2.5 MPa左右，模型試驗確定的面板最大拉應力水平和計算求得的數值較接近，最大壓應力則高于計算求得數值。同時，參考計算求得原型壩主斷面上動拉壓應力極值沿高程分布情況可知，模型試驗和計算確定面板應力沿高程分布一般特性也是一致的。計算確定面板拉壓應力的極值區位于0.7倍壩高左右的高程上，但是模型試驗在此高程上沒有布置應變片測點，前述模型試驗確定的面板拉壓應力極值區高程略低于計算結果。

由于利用大型振動臺模型試驗進行面板動力反應特性研究的研究成果還較少，因此可以通過對比模型試驗成果和理論計算分析以及原型震害調查研究成果，來考察用振動臺試驗方法研究面板動力反應特性的可行性。當然，模型材料的材料動力特性指標為根據經驗公式推算而得，非試驗成果，所取動彈模量值可能和實際值有所差異，還不能從以上模型試驗和計算分析的對比關系，對模型試驗和計算研究成果的準確性予以嚴格的驗證。但是，從兩者的對應關系看，模型試驗成果和基于這些成果推求得到的原型壩相應特性與基于一般力學理論的計算分析成果，不管是從定性規律、分布特性上看，還是從量值水平上看，兩者（模型試驗和理論分析）都有較好的對應關系，兩者之間相互驗證，表明模型試驗成果是值得信賴的。

對于重力場中土工結構振動臺模型試驗的相似律問題，目前仍舊處在探索階段，對其成果的適用性問題仍需進一步的討論和驗證。由于土體動力變形特性受土體應力狀態水平的影響，和可以近似看作是線彈性體的混凝土結構相比，土工結構的動力模型試驗相似律相對復雜，目前土工結構動力模型試驗研究成果的應用應該還處在總體定性、局部定量的階段。但是，盡管模型應力場和原型應力場有差距，重力場中大型振動臺模型試驗也有其他動力模型試驗無法比擬的優勢，由于模型相對原型結構可以做到較大的比尺，對原型結構和材料的模擬更加接近實際，試驗過程中的測試結果也更加可靠。而且，從目前土石壩大型振動臺模型試驗已取得的成果看，振動臺模型試驗在土石壩結構動力特性測試，加速度反應測試和地震動力反應過程及破壞機理分析等方面，都和實際震害調查及理論分析成果有較好的對應關系。這些試驗研究成果對于幫助工程技術人員認識相關規律以及對大壩動力分析相關理論、方法的驗證和改進，定性指導大壩抗震設計，還是很有益處的。從本文的研究成果也可以看到，試驗得到面板動力反應沿大壩高程方向上的分布規律和量值水平，都是和理論分析成果可以相互驗證的，是可信的。可以基于振動臺模型試驗方法，繼續深入進行面板地震動力反應相關影響規律的研究，并指導實際工程設計。

此外，受模型制作和試驗測試自身情況的限制，本文只在主斷面上沿壩坡方向布置了應變花測點，測試得到了沿壩高方向面板的應力應變反應分布特性。對于沿壩軸線方向，以及面板和河谷基巖連接的周邊區域的面板動應力應變反應，沒有進行相關測試，在今后的研究中有待補充完善。而且，受篇幅所限，本文只以單向輸入場地波為例，對振動臺模型試驗測試面板動力反應特性的分析過程、基本研究成果和試驗成果的可靠性及適用性等進行了分析，關于地震動類型、輸入方式和水庫蓄水狀態等相關因素的影響分析，以及面板在強震作用下的破壞模式和破壞規律等的研究成果，將另文予以介紹。

5 結 論

通過高面板堆石壩大型地震模擬振動臺模型試驗，研究了面板在地震作用下的各向動應變反應過程和空間分布規律，根據試驗測試得到面板三向動應變反應過程和材料力學理論，推求了面板的大小主應變反應過程及其極值分布規律，以及面板的動應力反應過程及其極值分布規律，并嘗試根據模型試驗相似律，利用振動臺模型試驗成果推求原型壩混凝土面板的動力反應特性。主要研究結論為：

（1）振動臺模型試驗實測面板三向應變反應過程曲線及其推求主應變和主應力過程曲線符合對面板動力反應過程的一般認識，振動臺模型試驗可作為研究面板地震動力反應特性的重要手段；

（2）在順河水平單向場地地震波作用下，沿豎直方向上面板的大小主應變極值均出現在靠近壩體中部0.6倍壩高左右的高程上，不同高程處面板在地震過程中動拉應變總體小于動壓應變；

（3）和應變分布規律類似，面板大小主應力和最大剪應力極值同樣分布在靠近壩體中部0.6倍壩高左右的高程上，面板所受動拉應力低于動壓應力；

（4）基于面板堆石壩振動臺模型試驗相似理論，根據模型試驗成果，推求得到原型大壩面板應力應變反應的量值水平和分布規律，和基于一般力學理論的數值分析成果基本一致，兩者可以在一定程度上相互驗證。

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Study on large-scale shaking table model tests for face slab′s dynamic response

characteristics of high concrete faced rock-fill dam

YANG Zheng-quan1，2， LIU Xiao-sheng1，2， ZHOU Guo-bin3， LIU Qi-wang1，2，

ZHAO Jian-ming1，2， YANG Yu-sheng1，2

（1.State Key Laboratory of Simulation and Regulation of Water Cycle in River Basin， Beijing 100038， China；

2.China Institute of Water Resources and Hydropower Research， Beijing 100048， China；

3.Guangdong Hydropower Planning & Design Institute， Guangzhou 510635， China）

Abstract： The concrete face slab is the key structure in the anti-seepage system of the concrete faced rock-fill dam， and its safety is the basic guarantee for normal running of the dam. Structural safety of the face slab may be affected greatly by the superposition of dynamic response and static response in the strong earthquake， and the dynamic response characteristics of the face slab has always been the focus in the areas of dam anti-seismic research. In this paper， large-scale shaking table model tests of the high concrete faced rock-fill dam are carried out to study the dynamic response characteristics of the face slab. The dynamic strain response process of the dam face slab and the spatial distribution law of peak values of strains are analyzed firstly. Then， the dynamic stress response process of the dam face slab and the spatial distribution law of peak values of stresses are studied based on the dynamic strain response process and the material mechanics theory.Finally， the dynamic response characteristics of the prototype dam's concrete face slab are investigated based on the results of shaking model tests and the similarity law. The results show that the measured dynamic strain response process of the dam face slab in the shaking model tests and the corresponding calculated dynamic principal stress & strain response process are coincident with the general recognition to the dynamic response characteristics of the dam face slab， and the dam shaking model test can be used as an important method to research dynamic response characteristics of the dam face slab. The peak values of the principal strain appear on the altitude of about 0.6 dam height on dam vertical direction， and the peak values of the principal stress also appear on the same height correspondingly. The dynamic tensile stress undertaken by the concrete face slab in earthquake is less than the dynamic compressive stress generally.

Key words： earthquake respanse； high concrete faced rock-fill dam； concrete face slab； large-scale shaking model test