采用两级设防水准有待解决的问题是MDE作用时，如何检验大坝的安全性。目前还没有取得共同的认识，但是近年来已受到许多国家的关注，并且已有了一定的进展。这方面有代表性的是加拿大大坝安全委员会1995年制定的《大坝安全导则》[9]，将大坝按其失事后果区分为4类：①非常小无伤亡，除大坝本身外，无经济损失；②小无预期伤亡，中等损失；③高若干伤亡，较大损失；④很高大量人员伤亡，很高震害损失。最大设计地震MDE的年超越概率AEF按大坝失事后果确定：①失事后果小的坝：1/10010000,SFE>1000亿加元。关于MDE的年超越概率，正在进一步制订便于操作的准则，但尚未获得最终结果。关于安全评价方法，他们也在研究，认为计算应力只是一个中间步骤，希望确定坝的地震失效模式，了解开裂后坝的动力特性。
　　
　　欧洲许多国家大都参照国际大坝委员会制定的准则进行考虑。例如，法国按近1000年内发生的最大区域地震在最不利位置处发生时确定MCE，而DBE则按大坝运行期内可能发生一次的地震规模确定。意大利基本上以国际大坝委员会的准则为基础。南斯拉夫大坝MDE的重现期选为1000至10000年，按失事后果确定。瑞士重要大坝的安全评价按MCE考虑，小坝参照房屋建筑的要求考虑。瑞士电力工程服务公司为伊朗若干拱坝(坝高100m左右)进行的抗震设计，MCE的平均重现期定为2000年左右。其地震加速度值约为DBE的两倍。MCE作用时容许大坝开裂，要求检验被裂缝分割的坝体的动态稳定。假设强震时拱坝的结构缝、水平施工缝以及坝基接触面上裂缝均张开，按各坝块为刚体的假设分析裂后坝的稳定性，要求各坝块的相对变形和转动不使坝丧失稳定，不发生坝块坠落。按照他们的经验，设计良好的拱坝，坝的剖面基本上由DBE工况确定。此外，我国台湾按失事的危险性将大坝分为3类，1类MDE=MCE;2类DBE
　　2.3我国现行规范标准[10]我国现行的水工建筑物抗震设计规范标准虽然采用了极限状态的计算公式，实质上仍然是以弹性分析为主的容许应力标准，按计算出的最大拉应力来控制坝的安全性。采用一级设防标准，选择的设计地震加速度，对基本烈度(50年超越概率10%，重现期475年)为Ⅶ、Ⅷ、Ⅸ度区的场地，分别取为0.1g，0.2g和0.4g.只是对设计烈度小于8度，坝高小于70m的2级或3级的混凝土重力坝和拱坝，容许采用拟静力法分析，引入地震作用效应折减系数ξ=0.25.但对重要大坝，则需将设计地震加速度的水准提高到100年超越概率2%(重现期4950年).地震作用采用反应谱法进行弹性分析，适当提高结构的阻尼比(拱坝3%-5%)，材料强度取值也适当提高，混凝土动态强度较静态强度提高30%，动态抗拉强度取为动态抗压强度的10%.计入结构重要性系数，设计状况系数，结构系数和材料分项系数影响后，混凝土的抗拉强度设计值约为材料抗压强度标准值的0.132倍。
　　
　　3、混凝土材料的动力特性
　　
　　对混凝土大坝进行抗震安全评价，除了地震设防标准而外，一个重要的方面是混凝土材料的动力特性问题。在坝工问题研究中这是相对薄弱的环节。20世纪50年代后期日本的火田野正进行了比较全面的对混凝土动态抗压和动态抗拉强度影响的研究[13，14]，注意到了加载速率对混凝土动态强度的重要影响，以后有一些作者进行了这方面的研究。在大坝设计中，目前应用比较广泛的一个依据是Raphael所进行的试验[15]，他在5座西方混凝土坝中钻孔取样进行动力试验，在0.05秒的时间内加载到极限强度(相当于大坝5Hz的振动频率)，得出动态抗压强度较静强度平均提高31%；直接拉伸强度平均提高66%，劈拉强度平均提高45%，试验结果有一定离散性。据此，他提出了混凝土大坝在地震作用下抗拉强度设计标准的建议。地震作用下混凝土的抗拉强度(单位psi)为
　　
　　ft=2.6fc2/3
　　
　　计入断面塑性影响时的混凝土表面抗拉强度(单位psi)为
　　
　　f′t=3.4fc2/3
　　
　　式中：fc为混凝土的静态抗压强度。
　　
　　这一结果是在一定条件下取得的，即应变速率大体相当于5Hz的振动。但目前已被不分情况地普遍推广应用于大坝的设计[16]，我国《水工建筑物抗震设计规范》也采用了这一结果。实际上，不同的大坝、不同的部位，地震时的应变速率各不相同，例如，对300m级的高拱坝来说，其基本振动频率接近于1Hz，地震时的应变速率远低于5Hz时相应的应变速率。近年来，关于应变速率对混凝土强度的影响已进行了大量研究[17，18]。其中欧洲混凝土协会(CEB)1990样板规范建议的计算公式形式如下[19]：
　　
　　ft/fts=(/s)1.016δ<30s-1
　　
　　δ=1/(10+6f′c/f′co)
　　
　　式中：ft为应变速率时的动态抗拉强度；fts为静态抗拉强度；为动应变速率，3×10-6～300s-1；s为静应变速率，3×10-6s-1；f′c为混凝土抗压强度；f′co为混凝土标准抗压强度，10MPa.
　　
　　地震荷载作用时的应变速率，一般在(10-3～10-2)范围内变化[17]。应当指出，不同的研究者得出的结果离散性很大[18]。而且，对混凝土动态强度影响的因素也很多。混凝土在受拉、受弯和受压时，其动态强度的增长幅度不同。不同强度的混凝土增长幅度不同，低标号混凝土增长幅度较高。此外，混凝土试件的湿度也对其动强度的增长幅度发生重要影响，干混凝土的动态强度基本上不随应变速率的增加而变化[20]。还有，尺寸效应也是一个不应忽略的因素。
　　
　　以上的很多研究都是针对恒定的加载速率而进行的，实际上，地震时大坝各部分所承受的应变速率是变化的[21]。往复荷载作用时，最大动应力发生的瞬时，其相应的动应变速率=0，这表明混凝土的动态强度应和加载历史有关。对于循环加载，加载幅度与加载循环数也将对动强度发生影响。“八五”期间我们进行的实验[22]表明，加载强度达到混凝土强度的75%，预加载100周后，动强度可较不进行预加载时降低12%～20%.
　　
　　地震作用下，大坝各部位在不同时刻处于不同应变速率和应变历史条件，大坝各部位的强度和刚度均相应发生不同程度的变化，这些因素都将对大坝的地震响应产生一定影响，值得重视。
　　
　　4、对混凝土大坝抗震安全评价的几点看法和建议
　　
　　从以上各国大坝抗震设防标准的讨论中可以看出，各国的安全评价标准存在有较大的差别，认识很不一致。我们不妨做一简单比较。我国300m级的小湾拱坝和溪洛度拱坝均位于Ⅷ度强震区内，按100年超越概率2%的水准，设计地震加速度分别为0.308g和0.320g.按日本标准，强震区(相应于烈度Ⅷ度和Ⅸ度)设计地震加速度为0.12g-0.20g.按俄罗斯标准，Ⅰ级大坝Ⅷ度区设计地震加速度取为0.06g，同时按0.2g进行补充分析。美国规范标准按两级设防。DBE取重现期200年，则小湾和溪落渡的设计地震加速度约相应于0.07g和0.12g(依据地震危险性分析结果)，此外，要求在MDE地震作用时保持蓄水能力。上述标准都按弹性分析计算地震应力。由于各国国情不同，材料强度的控制标准不同，施工质量的可靠程度不同，这种比较并不能完全反映大坝抗震设计的安全度，但还是给我们一定的启示。值得注意的是，各国大坝的设计地震加速度(包括我国低烈度区的一些低混凝土坝在内)虽有差别，但比较接近(除拱坝外，日本大坝坝身的设计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；俄罗斯、美国等则考虑动力影响，将大坝坝身的加速度在地基加速度基础上进行放大).相对来说，我国重要大坝的设计地震加速度有所偏高，其设计加速度(100年超越概率2%)，达到或接近国外MDE的水平。而在MDE作用时，国外一般容许大坝发生一定程度的震害，只要保持水库的蓄水能力即可。我国则要求地震时大坝的最大应力不超过材料的动态抗拉强度，即不容许出现裂缝。我国重要大坝设计地震加速度偏高的一个原因是沿用了1978年规范试行本中的一个规定，对于1级挡水建筑物，设计地震烈度可在基本烈度基础上提高一度。当时参照了前苏联标准中的一些规定。然而，前苏联在1981年施行的新规范中，对水工建筑物已经取消了这一规定。这表明如何对重要大坝进行抗震设防也是一个值得深入研究的问题。
　　
　　需要指出一点，现有关于混凝土大坝在地震中的表现以及地震震害等的经验主要限于百米左右或百米以下的大坝。而目前我们需要建设的是300m级的超高拱坝，所以有必要结合高坝的特点进行研究。这一点对拱坝特别重要。由于拱坝采用了比较高的抗压安全系数，强度储备大，局部出现裂缝后，应力调整有一定余地。但高拱坝的强度储备相对较小，坝体开裂后应力调整的余地也相应减小，需要引起重视。我们曾尝试对小湾拱坝(H=292m)和二滩拱坝(H=240m)进行过非线性动力分析[9]。计算中采用非线性弹性模型。这种模型相对比较简单，应用也比较普遍。国际上一些著名的商用软件，如ADINA，NONSAP等都采用这种方法。这种模型在理论上虽不够完整严密，但它可用显式的应力-应变曲线来反映混凝土的变形规律，根据混凝土的压、拉应力大小，加荷、卸载情况，以及受拉后出现裂缝等情况，可以采用均质各向同性、正交异性，线性和非线性等不同的应力-应变关系来描述，物理概念明确。同时可以选择适当的多轴应力条件下的破坏准则以便更好地反映混凝土的多轴受力和变形特性。计算中，采用美国1971年的SanFernando地震时岩基上的地震波，有较多波型记录。采用材料的容许抗拉强度为3MPa.计算结果表明，对小湾拱坝，输入设计地震加速度0.308g，在高水位时，拱冠梁坝踵部分开裂，应力重分布后，部分混凝土被压碎。并扩展至右岸坝肩1/2-1/3坝高处相继发生开裂与局部单元压碎。在运行低水位时，坝顶拱冠部分偏左也发生若干单元开裂，并导致部分单元压碎。对二滩拱坝采用材料容许抗拉强度2.5MPa，输入地震加速度0.308g时(超过原设计加速度0.144g)，拱冠梁坝踵部位局部开裂，但不发展。虽然，在计算模型方面还有待进一步完善改进，但这一现象表明，同一应力控制标准，对不同拱坝，其抗震安全性可有很大差别。这是因为，各坝坝高、坝的型式、两岸地形、地质情况不同，按弹性动力反应分析计算出的最大应力，不足以全面反映拱坝的抗震安全性。高拱坝对应力的敏感性更为强烈，值得深入研究。
　　
　　综上所述，对混凝土大坝特别是高坝的抗震安全评价是一个十分复杂而又需要加强研究的问题。我们提出以下看法和建议。
　　
　　(1)对高度超过250m以上的大坝，我国规范要求进行专门研究[10]。日本、俄罗斯等规范对重要大坝也都要求进行专门研究。也就是说，采用单一的应力控制标准来评价大坝的抗震安全性是不足的。要强调指出的是目前所进行的专门研究，关于无限地基的动力相互作用影响，坝基不均匀地震动输入以及横缝影响，坝基断层影响等基本上属于弹性动力响应范畴，我们认为应不仅限于弹性响应分析与弹性动力模型试验，尚应进行非线性动力分析与动力模型破坏试验。同时，还应进行灵敏度分析，研究设计地震动，混凝土材料动力特性等方面的不确定性对大坝动力响应的影响，全面衡量大坝的抗震安全性。此外，规范要求对250m以上的高坝进行专门研究，我们的看法是研究范围可适当扩大，对高度超过200m，甚至150m的大坝，如龙滩大坝最好也补充进行专门研究。
　　
　　(2)根据动力分析结果表明，像高拱坝这种以双向受力为主的复杂壳体结构，其关键部位的应力很多处于拉-压工作状态，应采用双轴强度准则检验坝的安全性。不少国家在拱坝抗震设计中已经采用了双轴强度标准[12]。
　　
　　(3)对很多高拱坝来说，起控制作用的工况常常是水库为常遇低水位时遭遇强地震作用的工况。此时，水面以上坝的上部产生最大的地震拉应力，比满水位时更为不利。因为满库时静水压力作用产生的压应力可抵消一部分拉应力。不过，低水位时遭遇地震作用，坝上部发生震害，其危害作用与满库情况是不相同的，如果坝踵部位具有足够的抗力，则可建议采用不同的安全系数。许多国家检验大坝安全的抗震设防标准都是和大坝失事的后果相联系的。
　　
　　(4)加强两级或多级抗震设防水准的研究，这对于重要大坝的抗震设防更具有现实意义。为保障重要大坝的安全，提高其设防的地震加速度标准，不一定是唯一可行而合理的途径。采用两级或多级抗震设防，可使大坝的抗震设计更为合理，既保障了其安全性，同时又符合经济原则。目前，美国，日本等国，房屋、桥梁等土木建筑物的抗震设计从2000年开始将采用性能设计的方法，在不同风险度的地震作用下，对建筑物提出不同的性能要求。拱坝的抗震设计也宜逐步向性能设计方向努力。这代表着建筑抗震设计的发展趋向。也是提高大坝抗震设计水平的需要。
　　
　　(5)加强局部开裂后拱坝抗震安全性评价方法的研究。特别要加强混凝土材料动力特性的研究，建立合理的计算模型，全面反映加载速率与加载历史的影响，使大坝抗震安全性的评价更接近于实际。