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上水库坝址位于三道沟左岸山顶东侧凹地内，东坝址位于该凹地南面冲沟和西南侧垭口处，上水库正常蓄水位2247m，死水位2221m，调节库容724万m 3 ，天然条件库容不能满足要求，需要扩挖。上水库主要建筑物：主坝、副坝、库盆防渗系统、环库公路等。上水库不设泄洪建筑物。
（1）主坝布置。主坝采用混凝土面板堆石坝，坝轴线方位角为NW341°13′52″和SE109°11′31″，中间以圆弧连接，坝顶高程2252.0m，最大坝高47m（坝轴线处），坝顶长824.6m。坝顶宽10.00m，坝顶上游设4.20m高的L形防浪墙，墙顶高程2253.2m，墙底高程2249.0m，高出正常蓄水位2m。上游坝坡1∶1.4，下游坝坡1∶1.4。坝后设堆渣回填区，顶高程2252m，下游坡度1∶2.0，采用块石护坡。
（2）副坝布置。根据上水库库盆扩挖及冲沟发育情况修建5座副坝，①号、④号和⑤号副坝采用混凝土面板堆石坝，②号和③号副坝采用混凝土溢流副坝。
①号副坝位于主坝左岸上游垭口（6号沟）处，采用钢筋混凝土面板堆石坝，上游接主坝、下游接库盆面板；坝顶长度195.19m，坝顶高程2252.0m，最大坝高26.6m（坝轴线位置），坝顶宽度为10.00m。④号和⑤号副坝位于北侧库尾垭口处，两侧与库盆面板相接；坝顶长度分别为50.0m、74.8m，坝顶高程2252.0m，最大坝高分别为15.41m、10.06m（坝轴线位置），坝顶宽度为7.0m。
②号和③号副坝分别位于4号沟、2号沟垭口处，坝型采用混凝土重力坝，两侧与库盆面板相接；坝顶长度分别为34.6m、23.5m，坝顶高程2252.0m，最大坝高分别为14.0m、7.5m，坝顶宽度为7.0m，坝体上游坡比为1∶0.2、下游坡比为1∶0.6。溢流堰顶高程2249.00m，上部设置交通桥；溢流面设置台阶式消能，台阶宽度1.0m。
（3）库盆布置。上水库采用全库盆混凝土面板防渗的形式，库顶中心线周长2195.34m（含挡水坝），库顶高程2252m，库底高程2220m，较死水位低1m，局部兼顾进水口底板高程为2202m，上水库最大水深45m。正常蓄水位2247m以下库容748万m 3 ，死水位2221m以下库容24万m 3 ，调节库容724万m 3 ，防渗面板总面积35.5万m 2 （含挡水坝上游防渗面板），水库消落深度26m。库顶2252m至库底2220m之间按坡比1∶1.4开挖，库底填筑石渣，底高程2220m，填筑料主要采用弱风化新鲜与强风化的细粒花岗岩混合料。
（1）坝体分区原则。本着“以料定坝”的设计原则，尽量减小坝体上游部位变形量；从坝体上游区各料区向下游区的材料渗透系数依次递增，并符合料区间的水力过渡要求；坝体分区应尽量简单；尽可能提高枢纽开挖的石渣料的利用率。
（2）坝体分区。上水库面板堆石坝坝体材料分区共分6个区，具体如下：垫层区（2A）、垫层小区（2B）、过渡料区（3A）、主堆石料区（3B）、下游堆石料区（3C）和下游护坡区（3P）。①号、④号和⑤号副坝与主坝采用相同的分区。
1）垫层区（2A）。垫层区（2A）与混凝土面板相接触，直接起着支承面板的作用，均匀传递水压力，以防止面板变形过大而破坏，以及在下游坝料的保护和共同作用下，不发生渗透变形破坏。垫层区设计水平宽度3m，等宽布置。垫层料采用弱风化及新鲜花岗岩加工后的优良级配料。垫层料应级配连续，最大粒径为80mm，粒径小于5mm的颗粒含量为30%～45%，小于0.075mm的颗粒含量小于5%。铺料厚度40cm，填筑压实孔隙率不大于17%。
2）垫层小区。垫层小区（2B）设置在趾板周边缝下游侧，为了给周边缝底部铜片止水提供比垫层料更均匀、平整的支撑面，当止水局部破坏出现渗漏时，加强垫层料对渗漏的控制。小区断面为梯形，最小厚度3m，顶宽2m，下游坡1∶1。垫层小区料采用细垫层料，要求级配连续，具备很好的抵抗渗透破坏的能力，渗透系数小。垫层小区料最大粒径 D max ≤40mm，较理想的级配为 D 90 ≤20mm，小于5mm的颗粒含量应不小于45%， D 15 大约是0.5mm，小于0.075mm的颗粒含量应不大于5%。铺料厚度20cm，其填筑标准同垫层区。
3）过渡料区（3A）。过渡料区为满足垫层与主堆石区的水力过渡而设置，材料采用新鲜花岗岩。过渡料区水平宽度3m，在岸坡及坝基部位适当加宽。级配要求：最大粒径为300mm，粒径小于5mm的颗粒含量为15%～25%，小于0.075mm的颗粒含量小于5%，级配连续。填筑压实孔隙率不大于18%，铺料厚度40cm。
4）主堆石料区（3B）。该区是面板堆石坝的主体，是承受水荷载及其他荷载的主要支撑体，位于上游坝壳及坝体底部范围，对坝体稳定和面板变形具有重要意义，应满足抗剪强度高、压缩性低和透水性强的要求。主堆石料采用上水库库盆爆破开挖的细粒花岗岩料，弱风化新鲜与强风化（6∶4）的混合料。为提高坝坡稳定性及有利于排水，主堆石体布置在坝体上游侧及下游高程2215m以下。级配要求：最大粒径小于800mm，小于5mm的颗粒含量小于20%，小于0.075mm的颗粒含量小于5%，级配连续。填筑压实孔隙率不大于19%，铺料厚度80cm。
5）下游堆石料区（3C）。下游堆石料区位于坝体下游区，受水荷载影响较小。上游坡1∶0.3，顶部高程2245.0m，底部高程2215.0m。下游堆石料采用细粒花岗岩强风化料。级配要求：下游堆石料最大粒径小于800mm，小于5mm的颗粒含量均值为13%，小于0.075mm的颗粒含量均值为3%，级配连续。填筑压实孔隙率不大于21%，铺料厚度80cm。
6）下游护坡区（3P）。该料区主要是利用混凝土框格梁加砌石护坡，提高下游坝坡抗震效果，防止下游坝坡被雨水冲刷。同时，又使坝下游面美观坚固。
上水库面板堆石坝的标准剖面如图3-1所示。
图3-1 上水库面板堆石坝标准剖面图
对上水库坝料及基础覆盖层材料静、动力特性开展试验研究，通过对各区坝料以及河床覆盖层进行的相关物理和力学性能对比试验，系统分析和研究了坝料、覆盖层在复杂应力状态下的静力压缩变形特性、剪胀（缩）性特性、应力应变关系及强度特性等，并类比其他工程提出了筑坝料、覆盖层的试验成果，见表3-1、表3-2。上水库筑坝料动力特性试验成果见表3-3。
表3-1 上水库坝料抗剪强度参数试验成果表
表3-2 上水库筑坝料应力应变模型参数试验成果汇总表（ E-B 模型参数）
续表
表3-3 上水库筑坝料动力特性试验成果表
根据NB 35047-2015的相关要求，抗震分析中，混凝土的动态强度标准值较其静态标准值提高20%，相应的材料性能分项系数可取为1.5；混凝土的动态弹性模量标准值较其静态标准值提高50%；混凝土的动态抗拉强度标准值取为动态抗压强度标准值的10%；混凝土的动态抗剪强度参数的标准值取静态标准值，当采用拟静力法计算地震作用效应时，取静态均值；各类极限状态下的材料动态性能的分项系数取静态作用下的值。混凝土材料的静态、动态力学参数见表3-4和表3-5。
表3-4 混凝土材料静态力学参数
注 表中 f ck 、 f tk 为静态标准值， f c、 f t为静态设计值。
表3-5 混凝土材料动态力学参数
注
表中
、
为动态标准值，
、
为动态设计值。
依据工程区断裂结构面的规模、破碎带宽度、性状及工程地质条件，将工程区断裂结构面分为五级，见表3-6。工程区岩体物理力学参数建议值见表3-7。工程区结构面力学性质建议值见表3-8。
表3-6 工程区断裂结构面分级表
表3-7 工程区岩体物理力学参数建议值
抗震设计中，相关岩体为边坡设计中的Ⅳ类岩体，采用岩体/岩体抗剪断参数的下限，即 f ′=0.7， c ′=0.4MPa。
表3-8 结构面力学性质建议值
根据地质资料显示，工程区仅松动体及边坡块体设计中涉及结构面力学参数问题。结构面裂隙以岩块岩屑型为主，少量为岩屑夹泥型，连通率较好，根据库坝区结构面力学参数建议值，给出潜在底滑面的强度参数 f =0.50、 c =0.08MPa；饱和条件下，按80%折减，取饱和条件强度参数为 f =0.40、 c =0.064MPa。
坝体边坡在地震动力作用下的破坏不仅仅与地震动力的强度有关，还与坝身材料的动力特性和阻尼性质等因素有关。针对上水库坝体标准剖面，采用有限单元法进行坝坡稳定性动力时程分析。材料的静、动力参数等与三维计算一致，输入地震同时考虑水平向与竖直向。竖向地震加速度取水平向设计地震加速度的2/3。计算分设计、校核地震两种工况，地震波采用场地谱人工合成地震波，设计、校核地震分别按100年超越概率水平2%、1%取地震动峰值加速度值进行动力分析计算，见图3-2、图3-3。
图3-2 基岩水平加速度时程及拟合反应谱与目标谱对比（100年2%）
图3-3 基岩水平加速度时程（100年1%）
设计地震情况下，坝坡稳定计算成果见图3-4和图3-5。
图3-4 设计地震过程坝坡安全系数时程曲线
图3-5 设计地震过程坝坡最小安全系数及滑动面
校核地震情况下，坝坡稳定计算成果见图3-6和图3-7。
图3-6 校核地震过程坝坡安全系数时程曲线
图3-7 校核地震过程坝坡最小安全系数及滑动面
计算结果表明，设计地震情况下上游坝坡最小安全系数为2.02，校核地震情况下为1.889；设计地震情况下下游坝坡最小安全系数为1.937，校核地震情况下为1.734。上、下游坝坡安全系数均满足规范要求。滑弧位置均位于坝顶附近，应针对此部位加强坝体防震、抗震措施。
1.本构模型
应力、应变分析采用空间四面体单元与空间六面体等参数单元。计算中基岩、山体、面板及连接板宜采用线弹性模型；过渡层、垫层、主堆石、次堆石、任意料区等材料采用非线性弹性邓肯-张 E-B 非线性弹性模型。面板与垫层间设置接触面，采用Goodman单元模拟，周边缝（趾板与面板、面板与防浪墙间接缝）及面板间垂直缝计算模型按分离缝模拟。动力分析采用国内外广泛使用的等价非线性黏弹性模型。
（1）三维静力有限元计算本构模型。堆石体与地基覆盖层材料按非线性材料考虑，计算常用邓肯-张 E-B 非线性弹性模型，主要计算公式如下：
其中
式中： S 为应力水平； E t 随应力水平 S 增大而迅速减少； E i 为初始切线模量； σ 3 为侧限压力。
σ 3 对初始切线模量 E i 的影响可采用Janbu（1963）的经验公式计算：
式中： K 为模量参数； n 为无因次指数。
要确定土的切线模量 E t ，需要确定 c 、 φ 、 K 、 n 、 R f 试验常数。对于静力计算的邓肯-张 E-μ 非线性弹性模型来讲，切线泊松比 μ t 的表达式如下：
μ i 为初始泊松比，根据试验资料分析， μ i 随侧限压力 σ 3 的增加而减少，表示为
其中， G 、 F 、 D 为试验参数。邓肯-张 E-μ 模型的主要优点是可以利用常规三轴剪切试验测定所需的8个计算参数 c 、 φ 、 K 、 n 、 R f 、 F 、 G 和 D 。对于堆石体的计算而言，邓肯-张 E-B 模型的计算结果要比邓肯-张 E-μ 模型的计算结果更符合实际。1980年邓肯等提出从三轴试验结果整理出切线体积模量 B t ，由 B t 和 E t 作为参数进而求得 μ t 的方法，其中：
式中： B t 为体积模量系数； K b 为待定试验常数； m 为体积模量指数； p a 为大气压。
引入切线体积模量系数 B t 后，相当于假定土的泊松比为
计算中限制 B t 值在 E t /3～17 E t 范围内，即相当于 μ t 在0～0.49范围内。邓肯-张 E-B 模型由于比较简单直观，可以利用常规三轴剪切试验测定所需的7个计算参数 c 、 φ 、 K 、 n 、 R f 、 K b 和 m 。
（2）三维动力有限元计算本构模型。在完成大坝静力分析的基础上，进行三维有限元动力分析，考虑运行期遭遇地震作用。动力计算采用时程分析法，应用等效线黏弹性模型和逐步积分法模拟。运用南京水利科学研究院沈珠江动力本构模型对面板堆石坝进行三维非线性动力计算分析。动力本构模型各部分如下：
1）阻尼比 λ ：
式中： A L 为滞回圈的面积； A T 为阴影部分三角形的面积。
动力有限元分析中阻尼比 λ 一般采用下式计算：
式中： k 1 为材料参数； γ d 为动剪应变； λ max 为最大阻尼比。
按实测的阻尼比与动应变关系拟合堆石料的最大阻尼比 λ max ，取试验的下包线确定堆石料的最大阻尼比。
2）动弹性模量 G d 。哈定（Hardin）假定滞回圈为双曲线，相应的动剪切模量为
其中
式中： G max 为最大剪切模量； P a 为大气压力； σ 3 为大坝堆石体围压； k 2 和 n 为材料参数。
3）黏弹性本构模型。使用Kelvin黏弹性模型模拟土体的率相关特性。黏弹性本构模型数学表达式为
式中： K 、 G 为弹性体积模量和弹性剪切模量； η K 、 η G 为体积及剪切黏滞系数。
4）动残余变形计算模型。动残余体积应变增量Δ ε v 和残余剪切应变增量Δ γ s 按下式计算：
式中：ΔN L 、N L 为等效振动次数的增量和累加量；c 1 、c 2 、c 3 、c 4 、c 5 为5个动力残余变形计算参数。
2.计算区域及坐标
（1）计算区域。按地形、地质资料分高程、分区域模拟。上水库大坝计算范围包括库底回填料，竖直方向地基取至高程2150m，顺河向自坝后任意料区向外侧延伸200m；计算采用土石坝三维非线性静动力有限元法动力分析程序CFRD。
（2）计算坐标系规定为：取坝体顺河向最大剖面与坝轴线交点为原点； X 轴为顺河向，指向下游； Y 轴为坝轴向（横河向），由右岸指向左岸； Z 轴为竖向，指向上方，与高程一致。
3.计算参数、边界约束条件与荷载施加方法
筑坝材料静力计算采用邓肯-张 E-B 模型，依据坝料试验结果并类比其他工程提出了计算参数，见表3-8。筑坝材料动力计算采用南京水利科学研究院沈珠江动力本构模型，动力计算采用的坝料试验参数见表3-9。
表3-9 上水库坝料有限元静力计算参数（邓肯-张 E-B 模型）
静力计算中将大坝堆石体填筑过程分为24级，模拟分步施工过程，大坝填筑到设计高程后，模拟面板施工，然后施加水荷载。水荷载分为死水位、正常蓄水位两种工况。计算边界条件的设置：静力计算时模型四周采用法向约束，底面采用三个方向的全约束。
地震输入：计算时考虑水平向与竖向地震作用，竖向地震加速度取水平向设计地震加速度的2/3。计算分设计、校核地震两种工况，地震波采用场地谱人工合成地震波，设计、校核地震分别按100年超越概率水平2%、1%取地震动峰值加速度值进行动力分析计算，见图3-2、图3-3。
4.单元网格划分
坝基和两岸坝肩岩体采用超单元自动剖分或人工剖分，形成有限元网格。面板、垫层、堆石体等其他分区按设计尺寸模拟，离散后，计算模型结点总数89733个，单元总数85824个。上水库面板堆石坝的计算模型有限元网格划分见图3-8。
图3-8 上水库面板堆石坝的计算模型有限元网格划分图
5.计算工况
根据抽水蓄能电站特点，静力计算工况分为竣工期与运行期（正常蓄水位、死水位），荷载组合见表3-10。动力计算工况为运行期遭遇地震，荷载组合见表3-11。
表3-10 静力计算工况荷载组合表
表3-11 运行期遭遇地震计算工况荷载组合表
为了便于对计算结果进行分析，结合上水库坝址区地形条件给出典型剖面（7-7位置，见图3-9）上的应力变形等值线图。
图3-9 坝体应力变形分析典型剖面位置示意图
1.坝体变形
上水库面板堆石坝竣工期及正常运行时，坝体的变形极值见表3-12。
（1）竣工期。竣工后，由于坝后任意料区的影响，坝体内（不含坝后任意料区）最大竖向沉降发生在坝体下游堆石区的中部靠近坝后任意料区的位置，最大值为13.6cm。坝体向上游方向的最大位移为4.8cm；坝体横向变形基本对称。大坝位移的分布符合堆石坝变形的基本规律。
表3-12 上水库坝体变形计算极值成果表
（2）正常运行期（正常蓄水位）。蓄水后，在水压力的作用下，坝体整体向下游方向变形。坝体顺河向位移仍向上游，但受水压力作用，顺河向水平位移减小为4.3cm。蓄水对坝体的沉降量影响较小，蓄水后大坝坝体最大沉降为13.9cm，表明坝体的沉降绝大部分在施工期内完成。
正常蓄水位工况下，上水库面板坝典型剖面各向位移的计算成果见图3-10。
图3-10 正常蓄水位工况典型剖面坝体各向位移等值线图（单位：mm）
2.坝体应力计算结果分析
上水库面板坝竣工期及正常蓄水位时，典型剖面坝体内第一、第三主应力极值计算成果见表3-13。
表3-13 上水库坝体应力极值计算成果表
（1）竣工期。大坝竣工期坝体应力为堆石体自重应力场分布，坝体的第一、第三主应力比较规则，呈连续的变化，基本上全部为压应力。大主应力呈现从坝顶到坝底逐步增加的趋势，最大主应力发生在坝底。第一主应力最大值为0.76MPa，第三主应力最大值为0.31MPa。
（2）正常运行期（正常蓄水位）。大坝正常蓄水位时，在自重和水压力联合作用下，第一主应力数值略有增加，第一主应力最大值为0.77MPa，第三主应力最大值为0.31MPa。从应力水平分布来看，坝体及坝后任意料区各断面的应力水平均不高，在0.1～0.7范围内，局部最大值为0.8，且只出现在坝后任意料区。坝体内没有出现明显的剪切破坏区，表明坝体在此荷载情况下是稳定的。正常蓄水位工况下，上水库面板坝典型剖面的第一、第三主应力计算成果见图3-11，应力水平计算成果见图3-12。
图3-12 正常蓄水位工况坝体典型剖面应力水平云图（无量纲，最大值0.8）
3.上水库大坝正常蓄水位面板应力、变形计算结果分析
上水库面板坝正常蓄水位时面板的应力、变形计算极值成果见表3-14。
表3-14 上水库面板变形与应力计算极值成果表
（1）正常蓄水位作用下面板指向上游的最大位移为1.01cm，发生在沟谷最深处面板的中部偏下附近。面板坝轴向最大位移为0.67cm，由于上库地形平缓，无明显深沟，因此面板坝轴向的位移较小。面板挠度最大为9.7cm。
（2）正常蓄水位作用下，面板沿坝轴向为压应力，最大压应力发生在近最大断面所处的面板（15号面板）底部附近，为0.43MPa。面板顺坡向应力靠近库盆底部的面板应力较大，顶部面板应力较小，应力最大值发生在坝轴线转折处的面板（24号面板）底部附近，为1.06MPa。
从面板应力与变形计算结果来看，面板挠度和水平位移值都不大，面板应力分布符合一般规律，面板在静力情况下是安全的。
正常蓄水位工况下上水库面板变形计算成果见图3-13，各向应力计算成果见图3-14。
图3-13 正常蓄水位工况面板各向位移等值线图（单位：mm）
图3-14 正常蓄水位工况面板各向应力等值线图（单位：kPa）
4.面板接缝变形
上水库面板坝正常蓄水位时周边缝和垂直缝变形量计算极值成果见表3-15。
表3-15 上水库面板坝正常蓄水位时周边缝和垂直缝变形量计算极值成果表
在正常蓄水位作用下，由于地形上无明显深沟，面板在坝轴线方向变形较小，因此面板接缝缝面法向拉伸或压缩相对位移较小。周边缝剪切位移的最大值约9.1mm，张拉位移的最大值约7.0mm，沉陷位移的最大值为9.0mm；垂直缝剪切位移的最大值约5.0mm，张拉位移的最大值约5.0mm，沉陷位移的最大值为8.0mm。
正常蓄水位工况下上水库面板坝接缝变形量见图3-15。
图3-15 正常蓄水位工况下上水库面板坝接缝变形量（单位：mm）
（1）最不利地震荷载输入方向研究。同时在 X 、 Y 、 Z 三个方向分别施加不同相位角的地震波进行组合计算，各工况均共有6种情况，分别为3条地震波在 X 、 Y 、 Z 三个方向的排列组合，竖向输入地震动加速度曲线取水平向的2/3；然后找出地震反应最强烈的组合，作为工程设计工况和校核工况的地震动加速度输入曲线，并整理相应的计算成果进行分析。在地震作用设计工况下，通过比较6种地震波相位角组合情况下典型剖面处的震后沉降量发现， X 方向输入100年2%-1的地震波、 Y 方向输入100年2%-2地震波、 Z 方向输入100年2%-3的地震波的2/3时，地震反应最为强烈。因此，取该组合进行计算成果整理和分析。在地震作用校核工况下， X 方向输入100年1%-2的地震波、 Y 方向输入100年1%-1地震波、 Z 方向输入100年1%-3的地震波的2/3时，地震反应最为强烈。因此，取该组合进行计算成果整理和分析。
（2）动力反应加速度。表3-16为上水库挡水坝在设计、校核地震工况时大坝的最大动反应加速度。
表3-16 地震工况下坝体加速度相应成果表
1）上水库在设计地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：坝体加速度反应在顺河向、坝轴向（横河向）和竖向均较为强烈，由于鞭梢效应及库周山体约束的影响，在沟谷最深部位断面附近的坝顶反应最为强烈。从坝体断面绝对加速度分布来看，顺河向的加速度反应最为强烈，坝轴向及竖向的加速度反应较为强烈。坝体顺河向加速度最大值为8.9m/s 2 ，放大系数2.31，发生在坝顶附近；坝轴向加速度最大值为8.7m/s 2 ，放大系数2.26；坝体竖向加速度最大值为5.0m/s 2 ，放大系数1.95。
2）上水库在校核地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：各方向加速度分布规律与设计地震情况基本一致，最大值均有所增加。坝体顺河向加速度最大值为10.01m/s 2 ，放大系数2.26；坝轴向加速度最大值为9.8m/s 2 ，放大系数2.09；坝体竖向加速度最大值为5.9m/s 2 ，放大系数1.88。
3）在设计地震与校核地震作用下，顺河向加速度反应较其他两个方向剧烈，加速度随地震动参数的增大而增大，但加速度放大系数有所减小。加速度最大值出现在坝顶，加速度放大倍数迅速增大，表明受高阶模态的影响，顶部出现明显的鞭梢效应，应加强顶部的防震、抗震措施。
设计地震作用下，上水库坝体典型剖面各向加速度最大值反应等值线图见图3-16。
图3-16 典型剖面设计地震过程中各方向加速度最大值等值线图（单位：m/s 2 ）
（3）坝体动位移。上水库挡水坝在设计地震和校核地震工况大坝的各向最大动位移见表3-17。
表3-17 地震工况下坝体动位移成果表
1）上水库在设计地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：顺河向动位移从坝基至坝顶沿高程逐渐增加，最大值为3.7cm。坝轴向位移的最大值为3.3cm，也发生在坝轴线上的坝顶附近；竖向位移的最大值为1.2cm，发生在坝轴线上的坝顶附近。
2）上水库在校核地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：坝体各向动位移分布规律与设计地震情况基本一致，最大值均有所增加。顺河向动位移最大值为4.4cm；坝轴向位移的最大值为3.4cm；竖向位移的最大值为1.4cm。
3）在设计地震与校核地震作用下，顺河向位移反应较其他方向强烈，但整体看来坝体各向动位移量值不大，表明坝体具有较好的抗震性能。
设计地震作用下，上水库坝体典型剖面各向最大位移等值线图见图3-17。
（4）坝体动应力。上水库挡水坝在设计地震和校核地震工况下坝体的最大动应力见表3-18。
图3-17 典型剖面设计地震各向最大位移等值线图（单位：mm）
表3-18上水库挡水坝在设计地震、校核地震工况下坝体动应力成果表
1）上水库在设计地震作用，输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：最大主应力从坝基至坝顶沿高程逐渐减小，最大值基本位于坝基部。坝体的应力反应较小，最大第一主应力反应为0.46MPa，最大第三主应力反应为0.10MPa；叠加后最大第一主应力反应为1.16MPa，最大第三主应力反应为0.46MPa。
2）上水库在校核地震荷载作用，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：坝体各向动应力分布规律与设计地震情况基本一致，最大值均有所增加，最大第一主应力反应为0.51MPa，最大第三主应力反应为0.13MPa；叠加后最大第一主应力反应为1.21MPa，最大第三主应力反应为0.48MPa。
3）在设计地震与校核地震作用下，坝体内部应力分布的规律性较好。地震过程中坝体堆石区应力反应较小，叠加后堆石体应力分布的数值、规律变化不大。
设计地震作用下，上水库坝体典型剖面最大动应力等值线图见图3-18。
（5）残余变形。上水库挡水坝在地震工况时坝体的最大残余变形见表3-19。
图3-18 典型剖面设计地震过程中各向应力最大值等值线图（单位：kPa）
表3-19 上水库挡水坝在地震工况时坝体的最大残余变形成果表
1）上水库在设计地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：坝体顺河向残余变形指向下游，最大值出现在坝顶位置，为5.1cm。坝体坝轴向残余变形最大值为3.3cm，发生在坝顶。竖向残余变形最大值为10.7cm，震陷率为0.23%。
2）上水库在校核地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：各向残余位移分布规律与设计地震基本相同，但数值有所增大，坝体震陷率亦相应增大。坝体顺河向残余变形最大值为5.2cm；坝体坝轴向残余变形最大值为3.4cm；竖向残余变形最大为11.7cm，震陷率为0.25%。
3）设计地震与校核地震作用下，坝体震陷率远小于1%，满足坝顶超高的要求。设计地震作用下，上水库坝体各向最大残余变形等值线图见图3-19。
（6）面板应力、变形。上水库挡水坝在地震工况下坝体面板的各向应力值见表3-20。
表3-20 上水库挡水坝在地震工况下坝体面板的各向应力值表
1）上水库在设计地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：静动应力叠加后，面板顺坡向应力沿高程增加而减小，靠近库盆底部的面板应力较大，顶部的面板应力较小。面板顺坡向静动应力叠加后最大值发生在坝轴线转折处的面板（24号面板）底部附近，压应力最大值为1.60MPa，拉应力最大值为-0.11MPa。坝轴向应力为压应力，基本无拉应力，最大压应力发生在最大断面处的面板（15号面板）底部附近，为1.02MPa。
图3-19 坝体地震结束后各向残余位移（单位：mm）
2）上水库在校核地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：校核地震作用下，面板各向动应力分布规律与设计地震基本相同，但数值有所增大。动静叠加后顺坡向最大拉、压应力分别为-0.12MPa和1.78MPa；坝轴向最大压应力为1.13MPa。
3）在设计地震和校核地震作用下，考虑到混凝土动态强度较静态强度大30%，面板拉、压应力基本在混凝土允许范围内，不会出现破坏。设计地震过程中上水库面板顺坡向拉、压应力等直线图见图3-20。
上水库挡水坝在地震工况下面板的变形特征值见表3-21。
表3-21 上水库挡水坝在地震工况下面板变形特征值表
4）上水库在设计地震作用输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：受坝体永久变形影响，震后面板挠度分布规律与震前有所不同，下部小上部大，挠度最大值发生在面板中上部，为8.4cm，与蓄水期叠加后最大值为14.2cm。坝轴向位移依旧表现为由两岸向中部变形，最大位移3.2cm，与蓄水期叠加后最大位移3.6cm，均出现在坝顶附近。面板的坡向最大位移为4.9cm，与蓄水期叠加后最大位移为6.0cm。
图3-20 设计地震过程中面板顺坡向拉、压应力等值线图（单位：kPa）
5）上水库在校核地震作用，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：面板各向位移分布规律与设计地震基本相同，但数值有所增大，增加幅度不大。挠度最大值为10.0cm，与蓄水期叠加后为15.8cm。坝轴向位移最大值为3.8cm，与蓄水期叠加后最大位移为4.2cm。设计地震作用下面板挠度变形见图3-21。
图3-21 设计地震作用下面板挠度（单位：mm）
（7）接缝变形。上水库面板坝在地震工况下坝体接缝的变形特征值见表3-22。
1）上水库在设计地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.39 g 时：周边缝、垂直缝变形较震前均有所增加，周边缝最大张拉7.5mm，最大剪切12.5mm，最大震陷16.5mm；垂直缝最大张拉7.9mm，最大剪切6.2mm，最大震陷9.0mm。
表3-22 地震工况下坝体接缝变形特征值表
2）上水库在校核地震作用下，输入水平地震峰值加速度0.47 g 时：周边缝、垂直缝变形较设计地震时有所增大，增加幅度不大。周边缝最大张拉8.2mm，最大剪切14.0mm，最大震陷18.5mm；垂直缝最大张拉8.3mm，最大剪切6.8mm，最大震陷10.1mm。
3）在设计地震与校核地震作用下，周边缝与垂直缝变形均在止水材料允许范围内。
（8）极限抗震能力和地震破坏模式研究。输入地震加速度曲线采用组合反映最强烈的100年超越概率1%校核地震时程（峰值加速度0.47 g ），将输入基岩水平向峰值加速度分别提高至0.50 g 、0.55 g 、0.60 g 、0.65 g ，竖向峰值加速度取水平向的2/3，计算不同峰值加速度情况下地震残余位移、坝坡安全系数，结果见表3-23。随着地震动峰值加速度的增加，坝体残余变形与校核地震工况相比有显著提高，峰值加速度提高至0.60 g 时，上水库坝体震陷率接近1%，此时下游坝坡的稳定安全系数为1.021，下游坡处于极限平衡状态。因此，从地震残余位移、坝坡安全系数、接缝变形来看，上水库堆石坝面板极限抗震能力为0.60 g ～0.65 g 。
表3-23 地震结束后的残余位移及地震过程中的安全系数
（1）静力分析。
1）正常蓄水位条件下坝体自身最大沉降为13.9cm，对应的沉降率为0.30%，发生在坝体下游堆石区的中部靠近坝后任意料区的位置；坝体上游方向的最大水平位移为4.3cm，发生在坝体上游坡的中下部位置；相较于其他类似工程，该坝的沉降、沉降率和各向位移均较小。
2）正常蓄水位条件下，大主应力呈现从坝顶到坝底逐步增加的趋势，最大主应力发生在坝底。坝体最第一、第三主应力值分别为0.77MPa、0.31MPa；坝体内部应力水平不高。
3）蓄水期面板挠度最大值为9.7cm，发生在沟谷最深处面板的中部偏下附近。正常蓄水位作用下面板顺河向指向上游的最大位移为-1.01cm，坝轴向最大位移为0.67cm，由于上水库地形平缓，无明显深沟，因此坝轴向的位移较小。
4）运行期面板沿坝轴线方向为压应力，最大压应力发生在近最大断面所处的面板（15号面板）底部附近，为0.43MPa。面板顺坡向应力靠近底部的面板应力较大，顶部面板应力较小，应力最大值发生在坝轴线转折处的面板（24号面板）底部附近，为1.06MPa。从应力分布看，基本无拉应力，面板应力基本在混凝土强度允许范围内。
5）蓄水期周边缝剪切位移的最大值约9.1mm，张拉位移的最大值约7mm，沉降位移的最大值为9.0mm；垂直缝剪切位移的最大值约5.0mm，张拉位移的最大值约5mm，沉降位移的最大值为8.0mm。
上水库混凝土面板堆石坝的应力变形计算成果说明，大坝在各工况下的变形和受力是安全的，大坝分区合理，面板应力在混凝土材料允许应力范围内，接缝变形在止水材料允许变形范围内。
（2）动力分析。
1）在地震作用下，由于鞭梢效应及库周山体约束的影响，在沟谷最深部位断面附近的坝顶反应最为强烈。设计地震作用下坝体顺河向、坝轴向和竖向加速度最大值分别为8.9m/s 2 、8.7m/s 2 、5.0m/s 2 ，放大系数分别为2.31、2.26、1.95。顺河向、坝轴向和竖向的动位移最大分别为3.5cm、2.7cm、1.2cm。
2）地震后，大部分坝体顺河向残余变形指向下游，最大值发生在坝顶。地震作用下，顺河向残余变形最大值为5.2cm；坝轴向残余变形最大值为3.4cm；最大竖向残余变形（沉陷）为11.7cm，震陷率为0.25%，与类似工程相比，其永久沉降量、水平位移及震陷率均在安全允许范围内。
3）静动应力叠加后面板顺坡向应力最大值均发生在坝轴线转折处的面板（24号面板）底部附近，最大拉应力为-0.12MPa，最大压应力为1.78MPa；坝轴向应力为压应力，基本无拉应力，最大压应力发生在最大断面处的面板（15号面板）底部附近，为1.60MPa，拉压应力均未超过混凝土允许应力范围。
4）震后接缝位移有所增大，周边缝最大张拉8.2mm，最大剪切14mm，最大沉降18.5mm。垂直缝最大张拉8.3mm，最大剪切6.8mm，最大沉降10.1mm，接缝止水变形均在止水材料允许范围内。
5）根据大坝极限抗震能力分析，大坝极限抗震能力为0.60 g ～0.65 g 。
综上所述，上水库坝体在设计地震和校核地震作用下，坝体应力、变形均在正常范围内，面板的应力、变形均在混凝土材料的允许范围内，接缝止水的变形也在止水材料变形允许范围内。因此，坝体在设计和校核地震作用下坝体总体满足抗震安全性要求。