本文論證了混凝土大壩重點是高拱壩的抗震安全評價的實踐與發展現狀。現有的評價準則主要依據混凝土的強度，特別是抗拉強度來判斷大壩的安全性。大壩的應力計算則以彈性動力分析為基礎。各國規范關于地震設防水平和大壩的容許拉應力數值有很大差別，表明認識上的不一致。事實上，由于各壩壩高、壩型、地形、地質條件不同，地震時壩身中某一部分產生的最大拉應力不足以全面反映大壩的抗震安全性。混凝土的動態強度是大壩抗震安全評價中的一個薄弱環節。大壩抗震設計中目前只依據Raphael進行的局部加載速率的試驗結果選取混凝土的動強度。實際上，地震作用下，不同的壩不同部位的應變速率是不相同的，而且混凝土的動強度還和應變歷史、初始靜抗壓強度、含水量以及尺寸效應等許多因素有關，有待作深入研究。在以上分析基礎上，文中建議了混凝土大壩抗震安全評價的合理方法以及進一步的研究方向。
隨著國民經濟的發展，小灣、溪洛渡等一批300m級世界超高拱壩和龍灘等200m級高碾壓混凝土重力壩即將在我國西部高烈度地震區進行建設。高壩的抗震性評價關系到下游廣大地區工農業生產和人民生命財產的安全，具有特殊重要的意義。目前有關混凝土大壩在地震作用下的動力分析技術已經取得了很大的進步，我們可以對復雜形狀的拱壩進行比較嚴密的三維壩水地基系統的地震響應分析。在計算中可以考慮河谷地震動的不均勻輸入；可以考慮拱壩結構縫在強震作用下的相對滑移和轉動；可以考慮拱壩和無限地基的動力相互作用影響等。混凝土大壩的彈性振動響應分析可以達到比較高的計算精度。但是，對混凝土大壩抗震安全評價有關的一些重要問題，其中包括地震設防標準，混凝土材料的動力特性等，都還沒有得到很好解決。以下，我們對一些問題的發展現狀作一些分析。
1、混凝土大壩抗震安全評價的歷史回顧
混凝土大壩的抗震安全評價經歷了較長時期的歷史發展。安全評價包括強度和穩定兩個方面。由于失穩的發展一般是一漸進過程，所以，目前正在研究應用不連續變形方法來分析大壩沿薄弱面失穩的發展過程。這樣，將壩基失穩、變形與大壩的變形、應力重分布與破壞過程相結合進行綜合考慮。可以更為科學地評價大壩的安全性。這將是今后的發展方向。但就目前情況來說，混凝土大壩特別是拱壩的設計，基本上分別獨立地對穩定和應力分析進行檢驗。穩定分析主要采用極限平衡方法，按塑性力學上限理論計算安全系數。穩定方面出現的問題則通過壩線選擇和加固措施來解決。所以，大壩剖面的選擇將主要通過應力進行控制。從應力方面評價混凝土大壩的抗震安全性，目前將仍主要建立在容許應力的基礎上。各國都根據彈性動力分析計算出的地震應力來進行大壩的抗震設計。本文將主要討論這方面的問題。由于混凝土大壩在強震中的震害主要表現為受拉出現裂縫，發生應力重分布，使大壩的承載能力降低。因此，混凝土的容許抗拉強度成為大壩抗震安全檢驗的十分重要的指標。
在混凝土壩的設計中，很長時期內，拱壩采用試載法(多拱梁法)，重力壩采用材料力學方法進行分析。這種方法計算比較簡便，又基本上可以反映大壩的受力特性，所以在比較長的大壩建設實踐中發揮了重要作用，同時也積累了一定的經驗。但是這種方法采用平面變形假定，忽略了應力集中的影響，也有一定的局限性。在早期混凝土大壩的設計中，基本上采用了不容許拉應力出現的標準。以拱壩為例，認為主要以承受壓力為主，對壓應力采用比較高的安全系數(正常荷載工況達到4，非常荷載工況達到3)，計算中斷面的受拉部分按開裂計算，形成內部新的受壓拱，進行應力重分布。早期，大壩的設計地震力不高，地震加速度一般取為0.1g左右，這種情況下許多拱壩的安全性主要由靜力情況控制。隨著壩工建設的發展，這種評價標準在實踐中暴露出來的矛盾越來越多。
首先，是拉應力的控制標準問題逐漸被突破。由于壩高增加，同時在復雜條件下建設的大壩數量越來越多，初期不容許拉應力出現的標準無法滿足設計要求。另一方面，也考慮到大體積混凝土實際上可以承受某種程度的拉應力。從而，在一些混凝土壩的設計中逐步容許一定數量的拉應力。以拱壩表現得最為明顯。但是，允許拉應力的數值各壩都不完全相同。總的看來，存在著逐步提高的趨勢。以美國為例[1]，1924年設計Pacoima拱壩時，加州工程師取容許拉應力0.7MPa(100psi)；1967年美國土木工程學會與美國大壩委員會總結的拱壩拉應力容許值為0.84～1.26MPa(120～180psi)；1974年美國墾務局標準，容許拉應力在正常荷載時為1.05MPa(150psi)，非常荷載時為1.575MpP(225psi)；1977年Auiburn壩設計時，拉應力容許值達到5.25MPa(750psi)；1984年Raphael根據若干座壩混凝土試樣的試驗值，建議地震時容許拉應力可達6.958MPa(994psi).拉應力的容許值實際上決定了大壩設計的安全度，因為它決定斷面裂縫的范圍以及應力重分布的結果。關于拉應力的容許值，各國、各個單位、各座壩取值不同。至今還沒有公認的標準，反映了認識上的不一致。這是可以理解的，因為各座壩的具體情況不同，拉應力發生的部位不同，對壩安全性的影響也各不相同，很難要求采取一個統一的標準。
其次，隨著強震記錄的不斷積累和豐富，大壩的設計地震加速度數值也呈逐步上升趨勢。1940年美國ElCentro記錄到的最大地震加速度為0.32g(M=7.0).1970年以后具有特大加速度的記錄不斷涌現。例如，1973年前蘇聯Gazli地震時為1.3g(M=7.2)；1978年伊朗地震時0.87g(M=7.4)；1979年美國ImperialValley地震時為1.7g(M=6.6)；1985年智利地震時0.75g(M=7.8)；1994年美國Northridge地震時為1.82g(M=6.7)；1999年我國臺灣集集地震時1.0g左右(M=7.3).其中，1985年加拿大地震時記錄到的最大加速度甚至超過2.0g(M=6.9).雖然，人們認識到對建筑物響應起作用的應該是有效峰值加速度EPA，但是，實測地震加速度超過甚至遠遠超過抗震設計中的加速度則是事實。對混凝土大壩設計來說，對壩造成震害的幾次強震中實測到的大壩場地加速度是值得重視的。其中，印度Koyna重力壩，1967年12月11日發生M=6.5級強震，震中位于大壩以南偏東2.4km，實測壩基加速度為：壩軸向0.63g，順河向0.49g，豎向0.34g.伊朗SefidRud大頭壩，1990年6月21日發生M=7.6級大震，震中距壩址約5m，壩址無儀器記錄。相距40km處的強震儀記錄到的加速度峰值為0.56g，按地震動衰減規律估算的壩基加速度為0.714g.美國Pacoima拱壩，1971年2月9日發生M=6.6級SanFernando地震時，左壩肩基巖峰頂加速度，水平和垂直分量分別達到1.25g和0.72g，估算壩基加速度約為0.50g左右；1994年1月17日M=6.8級Northridge地震時，實測壩基加速度，水平和豎向分量分別達到0.54g和0.43g，左壩肩峰頂1.58g.這幾次地震都對大壩造成了比較強烈的震害。其中還包括我國的新豐江大壩。需要指出，上述大壩都進行過抗震設計。我國的新豐江大頭壩，在1959年水庫蓄水后不久，由于在庫區發生有感地震，1961年按Ⅷ度地震烈度進行過一期加固，水平向設計地震系數0.05.1962年3月19日發生M=6.1級強震時造成大壩頭部斷裂。印度Koyna重力壩在震前按地震系數0.05進行設計，震后頭部轉折處出現了嚴重的水平裂縫；伊朗SefidRud大頭壩震前按地震系數0.25進行過抗震設計，震后形成了一條幾乎貫穿全壩的頭部水平裂縫。美國Pacoima拱壩在1971年SanFernando地震時，左壩頭與重力墩之間的接縫被拉開，震后進行過加固，1994年Northridge地震時又重新被拉開。大量地震記錄超過傳統采用的設計地震加速度，因此，按照什么標準進行混凝土大壩的抗震設防，成為設計人員所十分關注的問題。
2、各國現行抗震設防標準的基本框架
一方面，不少大壩壩址記錄到的地震加速度遠遠超過設計中采用的地震加速度，并且造成大壩的震害；另一方面，按傳統地震加速度設計的大壩也表現有一定的抗震能力，有的經受了強震的考驗，1976年意大利GemonaFreulli發生的M=6.5級強震中，在離震中50km范圍內有13座拱壩未發生震害，其中包括Ambiesta拱壩，壩高59m，震中距22km，震中烈度達Ⅸ度。面對這一矛盾，各國對于大壩抗震設防采取了不同的處理方法，歸納起來可以有三種途徑。
2.1采用較低的設計地震加速度值的做法
日本和俄羅斯，仍然保留傳統的做法，采用較低的設計地震加速度值。日本大壩設計基本采用擬靜力法，土木工程學會大壩抗震委員會規定的設計地震系數[2]，混凝土壩強震區取為0.12～0.20，弱震區取為0.10～0.15.考慮彈性振動的動力放大影響，拱壩壩身地震系數取為壩基的2倍。俄羅斯1995年頒布的設計標準重新確認了前蘇聯1981年施行的地震區建筑設計規范CHи∏Ⅱ-7-81[3，4]。規范規定，對地震烈度為Ⅶ、Ⅷ、Ⅸ度的建筑場地，相應的最大地震加速度分別為100cm/s2、200cm/s2和400cm/s2.水工建筑物按擬靜力方法進行計算，地震荷載根據建筑物周期按反應譜方法確定，Ⅰ類場地的最大動力系數β=2.2，Ⅱ類、Ⅲ類場地最大動力系數β=2.5，任何情況下β均不小于0.8.按一維簡圖(懸臂梁)進行計算時，振型不少于3個；按二維簡圖進行計算時，混凝土壩的振型不少于10個。水工建筑物的地震荷載均按場地烈度相應的加速度進行計算，同時引入一容許破壞程度系數K?1=0.25進行折減。對于Ⅰ級擋水建筑物，按加速度矢量表征的計算地震作用，在此基礎上加大20%.此外，還規定，位于高于Ⅶ度地區的Ⅰ級擋水建筑物按場地烈度所相應的地震加速度(即不折減)作補充計算。日本規定，對高拱壩和重要大壩，除進行基本分析外，還需要進行動力分析和動力模型試驗，并選擇適當的地震波時程曲線。俄羅斯規范要求Ⅰ級水工建筑物除進行地震作用計算外，還應進行模型試驗在內的研究，比較理想的是在部分已建成的及已投入使用的建筑物上進行原型試驗研究，以檢驗壩的動力特性及計算方法的合理性。
阪神大地震后日本的許多抗震規范都作了比較大規模的修改，但是《壩工設計規范》則還沒有修改的動向。因為在阪神地震中，沒有發現水壩有明顯的震害，認為按現有方式設計的大壩地震時是安全的[5]。據了解，由于實測的地震加速度值與設計地震加速度有較大的差別，日本規范將來有可能作一定的調整，但不會有實質性的改變。
2.2采用兩級地震設防標準
以美國為代表的一些國家，采用兩級地震設防標準。這也是目前許多國家壩工抗震設計中的一種趨勢。美國墾務局在1970年以前，大壩設計地震加速度采用0.1g，1974年以后提出設計基準地震DBE與最大可信地震MCE兩級設防的概念[6]。美國大壩委員會1985年起草并經國際大壩委員會1989年公布的《大壩地震系數選擇導則》[7]，明確了使用安全運行地震動OBE與最大設計地震動MDE兩級設防的地震動參數選擇原則。按照這一準則，在安全運行地震OBE作用時，大壩應能保持運行功能，所受震害易于修復。故一般可進行彈性分析，并采用容許應力準則。在最大設計地震MDE作用時，要求大壩至少能保持蓄水能力。這表示可容許大壩出現裂縫，但不影響壩的整體穩定，不發生潰壩。同時，大壩的泄洪設備可以正常工作，震后能放空水庫。OBE一般選為100年內超越概率50%(重現期145年)的地震動水平，以Housner為首的美國大壩安全委員會則建議DBE的重現期為200年，經過經濟上合理性的論證時，還可適當延長[8]。關于MDE的概率水準或重現期，沒有作明確規定。值得注意的是MDE的決定一般都和大壩的失事后果相聯系，只對特別重要的壩，才令MDE等于MCE[6]。確定MCE，一般有確定性方法(地質構造法)和概率法等兩種方法，國際大壩委員會的導則認為，就目前的認識水平而言，不可能明確規定必須采用哪種方法。建議同時采用兩種方法，并應用工程經驗進行判斷。
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年內發生的最大區域地震在最不利位置處發生時確定MCE，而DBE則按大壩運行期內可能發生一次的地震規模確定。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穩定。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定性，要求各壩塊的相對變形和轉動不使壩喪失穩定，不發生壩塊墜落。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我國現行規范標準[10]我國現行的水工建筑物抗震設計規范標準雖然采用了極限狀態的計算公式，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%，重現期475年)為Ⅶ、Ⅷ、Ⅸ度區的場地，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，混凝土動態強度較靜態強度提高30%，動態抗拉強度取為動態抗壓強度的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節。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抗壓和動態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]。其中歐洲混凝土協會(CEB)1990樣板規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抗拉強度；fts為靜態抗拉強度；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，對混凝土動態強度影響的因素也很多。混凝土在受拉、受彎和受壓時，其動態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生重要影響，干混凝土的動態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，最大動應力發生的瞬時，其相應的動應變速率=0，這表明混凝土的動態強度應和加載歷史有關。對于循環加載，加載幅度與加載循環數也將對動強度發生影響。“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(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。美國規范標準按兩級設防。DBE取重現期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抗拉強度，即不容許出現裂縫。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年規范試行本中的一個規定，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。當時參照了前蘇聯標準中的一些規定。然而，前蘇聯在1981年施行的新規范中，對水工建筑物已經取消了這一規定。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，現有關于混凝土大壩在地震中的表現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，但不發展。雖然，在計算模型方面還有待進一步完善改進，但這一現象表明，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，我國規范要求進行專門研究[10]。日本、俄羅斯等規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，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。