高樹飛，貢金鑫，馮云芬

(1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連 116024； 2. 聊城大學(xué)建筑工程學(xué)院，山東聊城 252059)

高樹飛1，貢金鑫1，馮云芬2

(1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連 116024； 2. 聊城大學(xué)建筑工程學(xué)院，山東聊城 252059)

通過對高樁碼頭震害的分析，分析了高樁碼頭破壞的主要原因。在此基礎(chǔ)上，從高樁碼頭抗震設(shè)計(jì)方法、樁-土相互作用、斜樁和樁-上部結(jié)構(gòu)連接的抗震性能等方面，論述了國內(nèi)外高樁碼頭抗震研究的進(jìn)展，總結(jié)了這些研究成果在高樁碼頭抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中的應(yīng)用，指出了高樁碼頭抗震性能研究的不足及需要深入研究的問題。對國內(nèi)如何吸收國外高樁碼頭抗震的研究成果及抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的修訂方向提出了建議。該系列論文分為3部分，此為第2部分，主要介紹高樁碼頭抗震計(jì)算中樁-土相互作用的評估方法以及高樁碼頭的動(dòng)力分析方法和研究成果。研究表明，評估樁-土相互作用的方法已較為完善，而對高樁碼頭抗倒塌性能以及近斷層地震動(dòng)下碼頭反應(yīng)特性的研究還有待深入。

高樁碼頭； 抗震設(shè)計(jì)； 樁-土相互作用； 液化

1 慣性作用和運(yùn)動(dòng)作用

1.1 概念

由高樁碼頭破壞形式可知，樁-土相互作用對高樁碼頭抗震性能有重大影響。樁-土相互作用可分為慣性作用和運(yùn)動(dòng)作用，慣性作用與上部結(jié)構(gòu)的慣性力有關(guān)，運(yùn)動(dòng)作用與地震引起的地基變形有關(guān)[1]，圖1為高樁碼頭中慣性作用和運(yùn)動(dòng)作用的示意。

圖1 作用在樁上的慣性作用和運(yùn)動(dòng)作用Fig.1 Effects of inertial and kinematic forces on piles

圖2 由慣性作用和運(yùn)動(dòng)作用引起的塑性鉸Fig.2 Plastic hinge formation due to inertial and kinematic loading

對于典型的梁板式和無梁板式高樁碼頭，慣性作用趨于在樁身靠上的部分引起最大彎矩和塑性鉸，而運(yùn)動(dòng)作用趨于在樁身靠下的部分引起最大彎矩和塑性鉸，如圖2所示[2]。通常，兩種作用引起的樁身最大彎矩位置相距足夠遠(yuǎn)以至于可忽略彎矩疊加效應(yīng)，另外兩種作用引起最大彎矩的時(shí)刻亦不相同，所以對于典型的梁板式和無梁板式高樁碼頭，在設(shè)計(jì)中可將慣性作用和運(yùn)動(dòng)作用分開考慮，但對于其他類型的碼頭應(yīng)根據(jù)具體情況具體分析[3]。

圖3 運(yùn)動(dòng)作用評估流程Fig.3 Flow chart for evaluation of kinematic loading

1.2 評估方法

在設(shè)計(jì)中，專題Ⅰ中所述的非線性靜力Pushover分析常被用于慣性作用的評估。在非線性靜力分析中，一般用由p-y曲線確定的土彈簧模擬樁周土，彈簧一端與樁節(jié)點(diǎn)連接，另一端固定，即忽略岸坡的變形，通常地面以下10倍樁徑范圍內(nèi)的土體對碼頭慣性反應(yīng)起控制作用[4]。由專題Ⅰ可知，在基于位移的高樁碼頭抗震設(shè)計(jì)中，在驗(yàn)算碼頭位移能力是否滿足抗震性能要求后應(yīng)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)作用的評估，評估中應(yīng)確定地基水平變形是否在有限范圍內(nèi)以保證樁的性能(材料應(yīng)變)滿足規(guī)定的性能要求(規(guī)范中的應(yīng)變限值)，圖3為POLB和POLA中運(yùn)動(dòng)作用的評估流程，其中OLE，CLE和DE為標(biāo)準(zhǔn)采用的3個(gè)地震動(dòng)水準(zhǔn)，即運(yùn)營水平地震、偶遇水平地震和設(shè)計(jì)水平地震。

在圖3中，步驟①中的Newmark滑塊位移計(jì)算一般根據(jù)經(jīng)驗(yàn)圖表或公式完成，對于OLE和CLE變形，POLB和POLA均給出了相應(yīng)的圖表，具體可參考文獻(xiàn)[5]和[6]，對于DE變形，可參考文獻(xiàn)[7]中的經(jīng)驗(yàn)公式。文獻(xiàn)[7]中提出的Newmark滑塊位移計(jì)算式針對的是美國各地區(qū)，選取的地震波也是美國各地曾發(fā)生過的地震，主要為美國工程設(shè)計(jì)服務(wù)，另外未對場地做出明確的區(qū)分。其他研究者[8-9]也提出了多個(gè)Newmark滑塊位移計(jì)算公式，但都未對場地做出劃分，將其直接用于我國碼頭岸坡變形的計(jì)算并不合適，故高樹飛等[10]利用擬合于我國水運(yùn)工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范反應(yīng)譜的人工地震動(dòng)得到了適合于規(guī)范不同場地的滑塊位移計(jì)算公式。步驟③中進(jìn)行樁Pushover分析的模型如圖4所示，其中樁“銷”效應(yīng)(Pile Pinning Effect)指樁對岸坡穩(wěn)定的有利作用，這一步實(shí)際上是一個(gè)迭代過程，具體見文獻(xiàn)[11]和[12]。樁-土動(dòng)力相互作用分析可采用有限元法或有限差分法，至少進(jìn)行二維分析。由此可見，規(guī)范中盡量通過簡單的驗(yàn)算避免進(jìn)行復(fù)雜的樁-土動(dòng)力相互作用分析，因?yàn)闃?土動(dòng)力相互作用分析的影響因素較多，計(jì)算較為復(fù)雜，耗時(shí)較長，不確定性因素較多。

如圖3所示，Newmark滑塊位移法已用于高樁碼頭岸坡變形的計(jì)算。研究[13]表明，在考慮土體強(qiáng)度退化和樁“銷”效應(yīng)的前提下，該方法可以較好地預(yù)測高樁碼頭的岸坡變形；一般來說，在不考慮樁的作用時(shí)，會(huì)高估變形，反之，低估變形；當(dāng)使用平均值加1倍標(biāo)準(zhǔn)差的孔壓時(shí)，估計(jì)的變形比較準(zhǔn)確。使用Newmark滑塊位移法的難點(diǎn)在于準(zhǔn)確預(yù)測孔壓并選取具有代表性的加速度時(shí)程，試驗(yàn)研究表明[14]，預(yù)測值與試驗(yàn)值存在較大差距，故對Newmark滑塊位移法得到的高樁碼頭岸坡變形仍應(yīng)慎重使用。

2 p-y曲線

由專題Ⅰ可知在高樁碼頭樁-土相互作用分析中，非線性地基上的Winkler梁模型(Beam on Non-linear Winkler Foundation)使用較為廣泛。在這一模型中，土體由p-y曲線確定的土彈簧代替，因而合理確定土的p-y曲線對模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性有重要影響。

2.1 高樁碼頭中常用的p-y曲線

在高樁碼頭靜/動(dòng)力分析中，規(guī)范中常用的軟黏土和砂土的p-y曲線分別為Matlock[15]和O’Neill[16]的研究成果，被美國石油協(xié)會(huì)規(guī)范API RP 2A-WSD[17]所采用，我國港口工程樁基規(guī)范[18]也采用了該曲線。對于軟黏土和砂土，其他學(xué)者也提出多種p-y曲線，如Reese 等[19]，雖未被規(guī)范采納，但在工程中仍得到一定應(yīng)用。對于硬黏土，規(guī)范未給出建議曲線，對于地下水位以上和以下的硬黏土的p-y曲線，可分別參考文獻(xiàn)[20]和[21]。

在高樁碼頭中，通常會(huì)設(shè)置塊石護(hù)坡和拋石棱體，對于樁在礫石和塊石中的p-y曲線研究很少，一般在缺乏更多詳細(xì)信息的情況下，可考慮使用砂土的p-y曲線。在美國洛杉磯港，常采用圖5[22]所示的p-y曲線，該曲線是基于現(xiàn)場樁基荷載試驗(yàn)得到的，圖中“GL”指地面。經(jīng)研究認(rèn)為圖5中的p-y曲線低估了樁側(cè)土抗力，但準(zhǔn)確地估計(jì)了樁身轉(zhuǎn)角；認(rèn)為樁在拋石中的土抗力可分為與應(yīng)力水平有關(guān)和與應(yīng)力水平無關(guān)的兩個(gè)分量，其中與應(yīng)力水平有關(guān)的土抗力可定義為與顆粒接觸面平行的“摩擦”作用，即圖5中的土抗力，與應(yīng)力水平無關(guān)的土抗力可定義為與接觸面垂直的“自鎖”作用。通過試驗(yàn)反算得到的與深度無關(guān)的“自鎖”抗力如圖6所示，Kawamata[23]還計(jì)算了由“自鎖”引起的擬黏聚力的大小(56～84 kPa)，并通過計(jì)算證明了其假設(shè)的合理性。Diaz等[24]首先建議用擬黏聚力考慮由顆粒間的自鎖和運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的額外土抗力，McCullough等[25]利用離心模型試驗(yàn)反算確定拋石的擬黏聚力為15 kPa，明顯小于Kawamata的研究結(jié)果，Kawamata認(rèn)為差異可能來源于試驗(yàn)材料的不同和尺寸效應(yīng)。

圖5 碼頭設(shè)計(jì)中常用的拋石p-y曲線Fig.5 p-y curves of rockfill typically used for wharf design

圖6 摩擦和與深度無關(guān)的自鎖抗力Fig.6 Reaction of friction and depth independent interlocking

2.2 成層土的處理

(1)

2.3p-y曲線的上限和下限

由于岸坡塊石特性、岸坡施工方法、岸坡傾斜和在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中對p-y曲線的簡化(即線性化，雙線性化，三折線化)等因素存在的不確定性，設(shè)計(jì)中確定的p-y曲線也存在很大的不確定性，因此在進(jìn)行上部結(jié)構(gòu)慣性反應(yīng)分析時(shí)考慮p-y曲線的上限和下限以保證計(jì)算結(jié)果可以適應(yīng)p-y曲線潛在的變化[4]。在POLB和POLA中，對于土彈簧的荷載的上限和下限的p-乘子(p-multiplier)mp分別取2.0和0.3。POLB和POLA中mp的取值下限比較保守，而上限則不太保守[28]；上限和下限取值對于岸坡坡度在1∶(1.50～1.75)范圍內(nèi)是合適的，其他情況應(yīng)具體問題具體分析[29]。

圖7 下坡向修正系數(shù)βsFig.7 Downslope modification factor βs

圖8 下坡向修正系數(shù)βsrFig.8 Downslope modification factor βsr

2.4 岸坡坡度的影響

由于規(guī)范建議的p-y曲線都是針對水平地面，而高樁碼頭的岸坡通常是傾斜的，應(yīng)考慮岸坡坡度對p-y曲線的影響，即上坡向和下坡向土彈簧的強(qiáng)度和剛度存在差異。McCullough等[25]通過對埋置于坡度為1∶1.5的砂土(有效內(nèi)摩擦角φ=45°，總重度γ=20.4kN/m3和地基反力模量k=24 430kN/m3)岸坡中的樁(610mm)研究發(fā)現(xiàn)，下坡向和水平的p-y曲線存在如圖7所示的關(guān)系，圖中β為傾斜地面中抗力ps與水平地面中抗力ph的比值，由圖7可知βs與深度和位移y有關(guān)。Chen和Martin[30]研究了黏聚力為30 kPa，內(nèi)摩擦角為20°的土和直徑為1 m的樁，得到坡度為1∶1.5的岸坡坡頂?shù)孛嫣幍摩聅為0.43。Mezazigh等[31]通過離心模型試驗(yàn)研究了傾斜岸坡(試驗(yàn)中樁距離岸坡的距離不同，樁不在岸坡內(nèi)，而在水平地面內(nèi))對樁水平承載性狀的影響，采用相對較緩的坡度(1∶2和1∶1.5)，對于1∶1.5的岸坡，由其給出的計(jì)算式得到的坡頂?shù)孛嫣幍摩聅為0.33。Diaz等[24]建議采用下式計(jì)算βs：

(2)

式中：Kps為庫侖被動(dòng)土壓力系數(shù)(直墻，填土傾斜)；Kas為庫侖主動(dòng)土壓力系數(shù)(直墻，填土傾斜)；Kp為庫侖被動(dòng)土壓力系數(shù)(直墻，填土水平)；Ka為庫侖主動(dòng)土壓力系數(shù)(直墻，填土水平)。對于拋石岸坡，Diaz等給出了如圖8的修正系數(shù)βsr=psr/p，psr為試驗(yàn)條件下岸坡拋石的側(cè)向土抗力，p為Reese等[19]提出的水平地面上砂土的土抗力。對于上坡向p-y曲線，可以直接取水平地面下的p-y曲線。

ASCE/COPRI 61-14[29]認(rèn)為雖然上坡向和下坡向的土彈簧的特性存在差異，但是對高樁碼頭而言，當(dāng)考慮樁在坡面以下一定深度時(shí)向相反的方向運(yùn)動(dòng)，而且在兩個(gè)方向上剛度的相對差異隨著深度而減小時(shí)，岸坡傾斜的影響是減弱的。因此，對于樁的整個(gè)埋置深度內(nèi)使用上坡向土彈簧不合適。然而，由于缺少更多的研究，建議在分析中對于上坡向和下坡向的剛度和強(qiáng)度使用相同的值，而且這些值會(huì)隨著上限和下限值的變化而不同。已有的研究表明，岸坡傾斜對p-y曲線有一定影響，但考慮到分析中考慮了上限和下限，可以在設(shè)計(jì)中直接采用水平地面下的p-y曲線，也可按照前述研究者的成果進(jìn)行修正。

2.5 液化土中的p-y曲線

在地震作用下，松散的飽和砂土易發(fā)生液化，一旦發(fā)生液化，樁-土相互作用將變得非常復(fù)雜，正如專題I中所示的POLB和POLA中運(yùn)動(dòng)作用評估過程，盡量避免進(jìn)行復(fù)雜的考慮液化的樁-土動(dòng)力相互作用分析，因而這兩個(gè)標(biāo)準(zhǔn)也未給出建議使用的液化土中的p-y曲線。將傳統(tǒng)的p-y曲線不經(jīng)任何修正直接用于液化土的地震反應(yīng)分析是不合適的[32]，目前已開展了大量針對液化土中p-y曲線的研究。Wilson 等[33]首次通過對離心模型試驗(yàn)反算得到了液化砂土的p-y曲線，結(jié)果表明液化砂土的p-y曲線與液化砂土的應(yīng)力-應(yīng)變的趨勢一致，許多研究者也開展了大量的理論和試驗(yàn)研究，提出了一些液化土中的p-y曲線計(jì)算方法，如Boulanger等[34]。在實(shí)踐中，最常用的解決方法是對土抗力p進(jìn)行折減得到液化土中的p-y曲線，折減系數(shù)一般稱為p-乘子(p-multiplier)mp。圖9[35]給出了Brandenberg[36]和日本建筑學(xué)會(huì)(AIJ)[37]建議的mp和修正的標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)(N1)60cs之間的關(guān)系，圖中黑色的粗線為美國南卡羅納州交通廳的《巖土設(shè)計(jì)手冊》[35]建議采用的曲線，圖中z為地面以下的深度，另外，Dobry等[38]通過離心模型試驗(yàn)得出mp隨超孔壓比ru呈線性變化，如圖10所示。

圖9 液化砂土的p-乘子與修正標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)的關(guān)系Fig.9 Relationships between p-multiplier and corrected SPT blow counts for liquefied sand

圖10 液化砂土的p-乘子與超孔壓比的關(guān)系Fig.10 Relationships between p-multiplier and excessive pore pressure ratio for liquefied sand

3 樁等效嵌固深度

在樁基工程中，常將樁模擬成嵌固于地面以下一定深度而無土體支撐，這一深度常被稱為等效嵌固深度(Equivalent depth to fixity)。等效嵌固深度的計(jì)算基于同一水平力下等效懸臂樁與實(shí)際埋入土中的彈性樁的樁頂位移相同的原則確定，很多研究者開展了大量研究，如Davisson和Robinson[39]、張宗言[40]、Chen[41]和Budek等[42]。其中Davisson和Robinson的公式應(yīng)用較廣，已被美國國家公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)(AASHTO)《橋梁荷載與抗力系數(shù)設(shè)計(jì)規(guī)范》[43]采納，等效嵌固深度的計(jì)算式如下：

(3)

式中：Ep為樁材料的彈性模量(MPa)；Ip為樁截面慣性矩(mm4)；Es為黏土的土模量，可參考規(guī)范確定，取為67Su，Su為黏土的不排水抗剪強(qiáng)度(MPa)；nh為土模量隨深度增長的比例系數(shù)(MPa/mm)，可按規(guī)范確定。式(3)不區(qū)分樁頂固定或鉸接，且適用于單一土層；對于多層土，應(yīng)將多層土轉(zhuǎn)化為等效的單一土層。

張宗言提出的計(jì)算式為我國《港口工程樁基規(guī)范》(JTS-167-4-2012)[18]所采用，形式如下：

Lf=ηT

(4)

式中：η為系數(shù)，取1.8～2.2，樁頂鉸接或樁的自由長度較大時(shí)取較小值，樁頂無轉(zhuǎn)動(dòng)或樁的自由長度較小時(shí)取較大值；T為樁的相對剛度特征值(m)，按下式計(jì)算：

(5)

式中：m為樁側(cè)地基土的水平抗力系數(shù)隨深度增長的比例系數(shù)(N/mm4)，根據(jù)《港口工程樁基規(guī)范》選取，b0為樁的換算寬度(mm)。我國《高樁碼頭設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》[44]規(guī)定，碼頭下面設(shè)有拋石棱體，計(jì)算樁水平承載力和垂直承載力時(shí)，各樁的假想地表面可取碼頭前沿泥面與實(shí)際斜坡面交點(diǎn)的1/2處。樁的自由長度為樁臺(tái)面板下表面到假想地表面的深度。

Chen[41]分別針對水平剛度、彎曲和屈曲提出了嵌固點(diǎn)的計(jì)算式，并考慮樁頂?shù)募s束條件，由于其計(jì)算式較為復(fù)雜，未能得到廣泛使用。Budek等利用Winkler地基上的梁模型確定了樁頂自由和樁頂固定兩種情況下的等效嵌固點(diǎn)深度，以圖的形式給出，為國際航運(yùn)協(xié)會(huì)《港口結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)指南》[45]所采用，其考慮了樁的自由長度Lu以及樁土間相對剛度的影響。

另外，美國統(tǒng)一設(shè)施準(zhǔn)則《沿岸水工建筑物通則》(UFC4-151-10)[46]不通過計(jì)算確定樁的嵌固深度，而是根據(jù)土的類別和樁的剛度直接進(jìn)行了規(guī)定。在軟黏土中，當(dāng)樁的剛度EpIp≤10×109lb-in2(1lb-in2=2 869.81 N·mm2)時(shí)，Lf取3.05 m；當(dāng)樁的EpIp>10×109lb-in2時(shí)，Lf取3.66 m。在松散的顆粒土和中等黏性土中，樁的剛度EpIp≤10×109lb-in2時(shí)，Lf取2.44 m；樁的剛度EpIp>10×109lb-in2時(shí)，Lf取3.05 m。

日本《港灣設(shè)施技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)與解說》[47]規(guī)定，樁的假想嵌固點(diǎn)可取假想地表面下1/βf處，βf按下式計(jì)算：

(6)

式中：βf為樁假想嵌固點(diǎn)參數(shù)(m-1)；D為樁直徑(m)；kCH為樁的水平地基反力系數(shù)(N/mm3)。日本規(guī)范假想地面的確定方法與中國規(guī)范不同，具體確定方法見文獻(xiàn)[47]。在計(jì)算上部結(jié)構(gòu)慣性力時(shí)，需采用假想嵌固點(diǎn)處的地震動(dòng)，此處地震動(dòng)需經(jīng)過場地反應(yīng)分析獲得，可參考文獻(xiàn)[48]。

由此可見，不同國家規(guī)范中樁嵌固深度的確定方法并不相同，假想嵌固深度的確定受到樁頂條件和地基土條件的影響，變化范圍約為2～15倍樁徑[4]。另外，還可以近似取5倍樁徑作為等效嵌固深度進(jìn)行初步計(jì)算[45]。前述等效嵌固點(diǎn)都是在靜力條件下進(jìn)行確定的，研究[49]表明，在動(dòng)力條件下等效嵌固深度會(huì)增大。Ayothiraman等[49]研究了動(dòng)力條件下樁在黏土中的嵌固深度，可以用于動(dòng)力下樁基動(dòng)力反應(yīng)的計(jì)算。

總而言之，雖然假想等效嵌固點(diǎn)法可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測彈性剛度、位移和周期，但高估了土中樁的彎矩，不能準(zhǔn)確預(yù)測樁頂和土內(nèi)塑性鉸的內(nèi)力[4]，其在基于力的抗震設(shè)計(jì)方法中仍被廣泛使用，而在基于位移的抗震設(shè)計(jì)方法中卻被限制使用，一般用于初步設(shè)計(jì)中。在基于位移的設(shè)計(jì)方法中，在樁坐落于淺層基巖上或土的反應(yīng)不顯著的情況下，允許使用等效嵌固深度[29]。

4 動(dòng)力分析

由圖3可知，對于POLB和POLA，當(dāng)初步分析岸坡變形不滿足要求時(shí)，需進(jìn)行詳細(xì)的樁-土動(dòng)力相互作用分析。PIANC規(guī)定，對于性能等級(jí)為A和S的結(jié)構(gòu)應(yīng)采用動(dòng)力分析評估其地震反應(yīng)。我國《水運(yùn)工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTS146—2012)規(guī)定，在7度區(qū)碼頭高度大于35m或在8度區(qū)碼頭高度大于30m時(shí)，應(yīng)考慮樁-土相互作用，采用等效線性或非線性時(shí)程分析法求解碼頭結(jié)構(gòu)的地震應(yīng)力和加速度反應(yīng)?？梢?，考慮樁-土相互作用的高樁碼頭動(dòng)力分析是評估碼頭地震反應(yīng)的重要方法之一，但高樁碼頭動(dòng)力分析相較于其他方法較為復(fù)雜。另外，為保證動(dòng)力時(shí)程分析結(jié)果的合理性，POLB規(guī)定，應(yīng)將動(dòng)力時(shí)程分析結(jié)果與其他方法的結(jié)果進(jìn)行對比，且誤差不應(yīng)大于20%，MOTEMS亦有類似規(guī)定。

4.1 方法與模型

近年來，關(guān)于樁-土動(dòng)力相互作用的研究，已提出很多模型和方法。從求解域上，可分為直接法(整體法)和子結(jié)構(gòu)法。直接法，顧名思義，即在一步內(nèi)同時(shí)分析土體和結(jié)構(gòu)及其相互作用，需要很大的計(jì)算量。子結(jié)構(gòu)法將土和結(jié)構(gòu)分開建模，將土體的反應(yīng)施加在結(jié)構(gòu)上，最終得到結(jié)構(gòu)的反應(yīng)，對高樁碼頭而言，由于子結(jié)構(gòu)法的計(jì)算效率較高，建議在海工結(jié)構(gòu)中使用[50-51]。當(dāng)采用非線性Winkler地基上的梁模型時(shí)，其分析步驟如下：①建立不包括碼頭樁基和上部結(jié)構(gòu)的岸坡模型，進(jìn)行自由場反應(yīng)分析；②用沿樁身分布的宏單元(并聯(lián)彈簧和阻尼器等單元)代替土體；③建立高樁碼頭模型，將①得到的自由場地震動(dòng)施加在宏單元末端，計(jì)算碼頭的地震反應(yīng)[52]。如果不考慮運(yùn)動(dòng)作用的影響，即岸坡變形不顯著的情況下，可不進(jìn)行場地自由反應(yīng)分析，直接將地表地震動(dòng)施加在彈簧末端，并且不考慮土體阻尼的影響。

在采用直接法求解高樁碼頭動(dòng)力反應(yīng)時(shí)，一般按如下步驟進(jìn)行：①建立包含岸坡和樁基及上部結(jié)構(gòu)的碼頭模型；②確定合適的土體和結(jié)構(gòu)物理和力學(xué)參數(shù)；③進(jìn)行靜力分析以建立碼頭的初始應(yīng)力狀態(tài)，一般考慮重力荷載及堆載的作用；④在模型底部輸入地震動(dòng)以進(jìn)行動(dòng)力分析。在確定土體和結(jié)構(gòu)的材料阻尼時(shí)，一般采用Rayleigh阻尼，臨界阻尼比通常取5%[53]。采用直接法時(shí)，須從半無限空間截取感興趣的進(jìn)行分析，故而模型應(yīng)有足夠?qū)挾纫詼p輕邊界效應(yīng)。靜力分析時(shí)，一般約束側(cè)邊界的水平位移，底部采用固定邊界。動(dòng)力分析時(shí)，須在截取的邊界上建立人工邊界以模擬土體的輻射阻尼，以保證土體中產(chǎn)生的散射波能從有限計(jì)算區(qū)域內(nèi)部穿過人工邊界而不發(fā)生反射，常用的人工邊界有透射邊界、黏性邊界、一致邊界、黏彈性邊界和無限元邊界等[54]。一般而言，基巖處地震動(dòng)通過概率地震危險(xiǎn)性分析確定[45]，也可以通過對歷次地震記錄的地表地震動(dòng)進(jìn)行反演得到模型輸入界面處的地震動(dòng)[55]，直接將地面處記錄的地震動(dòng)時(shí)程施加于模型底部或?qū)⒆杂蓤龅乇砑铀俣日蹨p一半施加于基巖面是不合理的。

根據(jù)對樁的模擬方法不同，樁-土動(dòng)力相互作用分析模型可分為：集中質(zhì)量模型、Winkler地基上的梁模型和有限元/有限差分模型，其中Winkler地基上的梁模型在高樁碼頭動(dòng)力分析中較為常用。Winkler地基上的梁模型通常將樁看成置于土介質(zhì)中的梁，樁周土對樁的動(dòng)力阻抗用連續(xù)分布的質(zhì)量、彈簧和阻尼器的組合體(宏單元)代替。彈簧和阻尼器形式及連接方式多種多樣，主要有Matlock模型[56]，Novak模型[57]，Nogami模型[58]，Boulanger模型[59]和Varun模型[60]等。其中Matlock模型，Novak模型和Nogami模型較為簡單、適用，但對于強(qiáng)震過程中樁-土界面上的分離、滑移和閉合等非線性接觸現(xiàn)象的模擬，上述3種模型均無能為力；其他模型通過引入間隙單元、滑動(dòng)元件和孔壓單元等考慮這些問題，但也同時(shí)使這些模型變得非常復(fù)雜，不便于工程應(yīng)用。在這些宏單元中，彈簧和與其并聯(lián)的阻尼器一般是必不可少的，彈簧用于模擬土反力，一般用p-y曲線確定其剛度，阻尼器用于模擬土體的輻射阻尼。

圖11 修正的Takeda模型Fig.11 Modified Takeda model

對于梁的非線性模擬，常采用塑性鉸模型和纖維模型。對于塑性鉸，在分析中需要確定塑性鉸恢復(fù)力模型(骨架曲線和滯回規(guī)則)，骨架曲線一般通過截面的彎矩-曲率分析確定，滯回規(guī)則常用的有修正的Takeda模型[61](見圖11)。圖11中θy和θm分別為屈服轉(zhuǎn)角和最大轉(zhuǎn)角，My和Mm分別為屈服彎矩和最大彎矩，r為第二剛度與初始剛度之比。POLB規(guī)定，在模擬混凝土或預(yù)應(yīng)力樁以及帶有樁芯混凝土的鋼管樁時(shí)，α和β分別取0.3和0.5；文獻(xiàn)[62]建議對于樁頂鉸，α和β分別取0.5和1，對于土內(nèi)鉸，α和β分別取0和0.6，因?yàn)橥羶?nèi)鉸不會(huì)受到剪切效應(yīng)引起的捏縮。纖維模型是將截面按材料組成和位置進(jìn)行分割，劃分成一系列纖維，纖維與纖維之間服從平截面假定，通過對材料采用相應(yīng)的滯回模型進(jìn)而得到截面的滯回反應(yīng)。其中集中塑性鉸模型在SAP2000，ETABS和Perform3D等軟件中使用，纖維模型在OpenSees中使用。在ABAQUS和ANSYS等通用有限元軟件中，通過選取一系列積分點(diǎn)，對積分點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值積分確定梁單元?jiǎng)偠?，材料的非線性通過采用非線性本構(gòu)關(guān)系實(shí)現(xiàn)。

另外，樁周土模擬中采用連續(xù)介質(zhì)模型，土體簡化為線彈性或黏彈性的均質(zhì)或成層土；或樁周土體采用離散模型代替，離散模型通常用質(zhì)量、彈簧和阻尼器等力學(xué)元件的組合體代替真實(shí)土體的作用；真實(shí)的樁周土體作為樁的約束介質(zhì)，同時(shí)土體被離散為通過節(jié)點(diǎn)聯(lián)系的有限單元/有限差分集合體[54]。

對于一般沿碼頭縱向規(guī)則對稱的順岸式高樁碼頭，上部結(jié)構(gòu)在平面內(nèi)外的剛度都很大，可近似為剛性，采用二維模型進(jìn)行分析即可得到足夠的精確度；POLB規(guī)定，對于形狀不規(guī)則的碼頭和特殊案例(具體可見POLB)，應(yīng)采取三維分析方法?？紤]到三維分析的計(jì)算量，POLB采用如圖12所示的“超級(jí)樁”(Super-Pile)模型，圖12針對的是一個(gè)碼頭分段。超級(jí)樁的位置根據(jù)圖12(a)中的重力樁(Gravitypile)和抗震樁(Seismicpile)的位置確定，重力樁主要承擔(dān)豎向荷載，一般承擔(dān)的地震力少于10%，抗震樁亦承擔(dān)豎向地震力，但承擔(dān)大部分地震力。超級(jí)樁的位置可按下式確定：

(7)

式中：yL和yW分別為陸側(cè)超級(jí)樁和海側(cè)超級(jí)樁距陸側(cè)S1排樁的距離；i為樁的排數(shù)(即如圖12中S1，S2，G1，G2和G3)；ni為長度LL上第i排樁的數(shù)目；Fi為推覆分析中得到的第i排樁中每根樁的水平力；yi為第i排樁距陸側(cè)S1排樁的距離。

圖12 超級(jí)樁模型Fig.12 Super pile model

4.2 非液化場地

由專題I可知，非液化場地和液化場地中高樁碼頭的破壞形式各不相同。如果場地土為飽和砂土、粉土或混合土層等易液化土?xí)r，在抗震計(jì)算前應(yīng)對土體進(jìn)行液化判別。在我國港口工程中，一般參照《水運(yùn)工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTS 146—2012)進(jìn)行液化土判別；在美國，可參照文獻(xiàn)MOTEMS，Martin和Lew[64]，Youd等[65]及Boulanger和Idriss[66]。由于國內(nèi)外采取的液化判別方法不同，同一種土的液化判別結(jié)果可能也不相同，李穎和貢金鑫[67]對國內(nèi)外的液化判別方法進(jìn)行了對比研究。

對于非液化場地上的高樁碼頭，一般利用Winkler地基上的梁模型進(jìn)行高樁碼頭地震反應(yīng)分析，亦有采用直接法建立樁-土-結(jié)構(gòu)整體有限元/有限差分模型進(jìn)行反應(yīng)分析。Roth等[68]利用Perform 2D軟件對美國西海岸的高樁碼頭進(jìn)行了時(shí)程分析，并與FLAC 軟件的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比，計(jì)算結(jié)果較為接近。另外，還利用FLAC軟件建立高樁碼頭整體模型，土為連續(xù)介質(zhì)模型，并考慮孔隙水壓力的生成，結(jié)果表明土體下坡向的變形引起顯著的碼頭側(cè)向位移，而這一現(xiàn)象在采用Winkler地基上的梁模型時(shí)被忽略了。

有部分學(xué)者利用震后調(diào)查資料，研究有限元和有限差分軟件進(jìn)行高樁碼頭動(dòng)力分析的合理性和有效性。Roth等[69]基于FLAC軟件對美國Oakland港在1989年Loma Prieta地震中受損的3個(gè)高樁碼頭進(jìn)行了地震反應(yīng)分析，土體采用非線性模型并考慮孔隙水壓力的生成，樁基采用理想彈塑性梁單元模擬，結(jié)果表明計(jì)算的反應(yīng)與地震觀察到的反應(yīng)吻合較好，證明了FLAC軟件預(yù)測碼頭抗震性能的有效性。Donahue[70]利用SAP2000建立的3D模型分析了奧克蘭港24/25泊位在Loma Prieta地震下的反應(yīng)，結(jié)果表明計(jì)算結(jié)果與記錄的反應(yīng)較為接近，計(jì)算的準(zhǔn)確性依賴于所確定的表征樁-土作用的彈簧參數(shù)的合理性，碼頭扭轉(zhuǎn)反應(yīng)很小。由于地震強(qiáng)度不大，土體和結(jié)構(gòu)的反應(yīng)基本上為線性，采用開裂剛度模擬樁和理想彈塑性彈簧模擬土體并不需要考慮孔隙水壓力的影響。Yan等[71]利用FLAC進(jìn)行了高樁碼頭二維動(dòng)力分析，以對中心樁的截面進(jìn)行優(yōu)化。

部分學(xué)者研究樁-土動(dòng)力相互作用對碼頭地震反應(yīng)的影響。丁偉農(nóng)和高明[72]建立了二維高樁碼頭整體有限元模型考慮土體的非線性，而樁和上部結(jié)構(gòu)為彈性，進(jìn)行了地震反應(yīng)分析。研究表明，岸坡變形對樁基內(nèi)力影響較大，對烈度為8度地區(qū)，中等土質(zhì)岸坡，考慮結(jié)構(gòu)為彈性和土體為非線性進(jìn)行計(jì)算是可行的，對8度以上地區(qū)或岸坡土體較為軟弱的情況，則應(yīng)同時(shí)考慮結(jié)構(gòu)和土體的非線性。衣偉[73]利用Novak模型， 研究了樁土動(dòng)力相互作用對碼頭單樁地震反應(yīng)的影響，分析了樁的不同破壞形式，認(rèn)為當(dāng)土較軟時(shí)，樁頂首先破壞，當(dāng)土較硬時(shí)，樁土內(nèi)部首先破壞。李穎和貢金鑫[74]采用ABAQUS軟件對建立的整體有限元模型進(jìn)行了高樁碼頭地震反應(yīng)分析，考慮了土體和結(jié)構(gòu)的材料非線性，研究了樁基內(nèi)力和塑性鉸形成機(jī)制。高樹飛和貢金鑫[51]利用Winkler地基梁模型研究了輻射阻尼對高樁碼頭非線性地震反應(yīng)的影響，研究表明輻射阻尼對樁基內(nèi)力和結(jié)構(gòu)破壞形式有較大影響，并建議在分析中考慮輻射阻尼。

由于高樁碼頭的岸坡通常是傾斜的，另外有時(shí)結(jié)構(gòu)布置的不對稱以及堆載的不均勻，都會(huì)造成高樁碼頭結(jié)構(gòu)的剛度中心和質(zhì)量中心不對稱，在縱向激勵(lì)下會(huì)引起扭轉(zhuǎn)反應(yīng)。如專題Ⅰ所述，國外標(biāo)準(zhǔn)采用一個(gè)動(dòng)力放大系數(shù)DMF對橫向激勵(lì)下求得的位移需求進(jìn)行放大以考慮扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。Benzoni和 Priestley[63]利用“超級(jí)樁”模型研究了扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的影響，并提出用于修正碼頭橫向反應(yīng)的計(jì)算公式。Blandon[11]通過對不同長度和寬度的高樁碼頭進(jìn)行時(shí)程分析亦得出用于考慮碼頭扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算式。目前，我國《水運(yùn)工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTS 146—2012)對于扭轉(zhuǎn)效應(yīng)并無具體規(guī)定，國內(nèi)諸多學(xué)者多是利用等效嵌固點(diǎn)法模擬樁-土相互作用，再將高樁碼頭結(jié)構(gòu)予以簡化并結(jié)合振型分解反應(yīng)譜法進(jìn)行研究。王守忠[75]將高樁碼頭上部結(jié)構(gòu)視為一剛盤(片)，并將碼頭下部樁基各排樁合并在一起支承面板，形成一個(gè)橫向單層結(jié)構(gòu)，采用振型分解反應(yīng)譜法進(jìn)行了平動(dòng)扭轉(zhuǎn)耦合分析。連競和宋向群[76]提出按簡縮后的兩個(gè)自由度(平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng))分析高樁碼頭動(dòng)力特性，指出規(guī)范中按單質(zhì)點(diǎn)體系分析高樁碼頭動(dòng)力特性的規(guī)定不盡合理。連競和宋向群[77]根據(jù)彈性樁支承空間剛體的力學(xué)模型，分析高樁墩的動(dòng)力特性，并按振型分解反應(yīng)譜法給出計(jì)算水平地震慣性力和慣性扭矩的解析表達(dá)式。何良德等[78]基于基樁加剛性平臺(tái)空間簡化計(jì)算模型，提出了水平地震荷載作用下考慮扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的全直樁碼頭簡化計(jì)算方法。王濱等[79]利用ABAQUS軟件建立的整體有限元模型研究了平面不規(guī)則碼頭的扭轉(zhuǎn)反應(yīng)，指出平面不規(guī)則使碼頭整體的轉(zhuǎn)角增大。

4.3 液化場地

如前所述，地震中回填土和地基土的液化是造成高樁碼頭破壞的重要原因之一，圖13為液化引起的樁基破壞形式[80]。此圖針對的是建筑物樁基，但側(cè)向擴(kuò)展引起的破壞在高樁碼頭中也較為常見。

圖13 液化土中樁基破壞形式Fig.13 Pile foundation damage mechanisms in liquefied ground

液化土中高樁碼頭的抗震分析一般采用整體有限元/有限差分模型進(jìn)行，因?yàn)檎w模型可以較為方便地考慮孔隙水壓力的生成，而且可以一步得到分析結(jié)果，其中利用FLAC軟件建立的二維非線性模型被廣泛使用。如果碼頭性能不滿足要求，則須進(jìn)行土體改良，并評估改良后的性能。Yang[53]在利用現(xiàn)有震害案例對用FLAC建立的高樁碼頭二維模型校準(zhǔn)后，研究了回填土處理和未作回填土處理的高樁碼頭地震反應(yīng)，分析了地震引起的液化、地震動(dòng)強(qiáng)度、樁剛度和樁“銷”效應(yīng)對碼頭抗震性能的影響，給出了考慮地震動(dòng)強(qiáng)度、樁剛度、土密實(shí)度和不同土體處理范圍的樁頂最大變形經(jīng)驗(yàn)圖表，分析采用的碼頭斷面為美國長灘港常用的碼頭布置形式，考慮了16，18和24 in (1 in=25 mm)3種直徑的八角形預(yù)應(yīng)力混凝土樁，地震動(dòng)則選取了8條震級(jí)為6～8級(jí)的地震動(dòng)。Dodds等[81]利用FLAC軟件評估了斐濟(jì)Suva港Kings碼頭結(jié)構(gòu)的地震穩(wěn)定性，研究表明軟土地基水泥土加固可有效限制深層軟弱土變形。Smith等[82]利用FLAC軟件對Vanterm碼頭進(jìn)行了地震反應(yīng)分析，評估了液化對碼頭抗震性能的影響，建議對回填土進(jìn)行加固處理。Moriwaki等[83]利用FLAC軟件說明了高樁碼頭非線性動(dòng)力分析的過程，指出二維非線性動(dòng)力分析是進(jìn)行液化土中高樁碼頭動(dòng)力分析的一種有效方法。由于長持時(shí)地震動(dòng)更易造成碼頭破壞，Dickenson等[84-85]利用FLAC軟件研究了長持時(shí)地震動(dòng)對高樁碼頭的影響，結(jié)果表明采用FLAC建立的2D模型可以較好模擬地震引起的永久變形和孔隙水壓力的生成，得出對于長持時(shí)地震動(dòng)的分析應(yīng)考慮塑性鉸屈服后的軟化和樁-上部結(jié)構(gòu)連接的應(yīng)力集中及岸坡的變形模式；并指出采用FLAC進(jìn)行二維非線性分析的局限性，如不能很好地模擬樁-上部結(jié)構(gòu)連接和塑性鉸的滯回特性。另外，也有學(xué)者利用其他軟件建立二維高樁碼頭模型進(jìn)行動(dòng)力分析。Mageau等[86]采用PLAXIS 2D軟件對美國Tacoma港新建碼頭進(jìn)行了地震反應(yīng)分析，得出需要進(jìn)行地基處理以減小地基變形和樁身彎矩以滿足規(guī)范推薦的性能標(biāo)準(zhǔn)，另外采用碎石樁進(jìn)行地基處理可有效減輕土體液化，降低土體變形和樁身剪力及彎矩。

此外，正如前文所述，在Winkler地基上的梁模型中，有很多宏單元由于引入孔壓單元，可以考慮土體的液化，部分學(xué)者利用此類宏單元開展了液化土中高樁碼頭的動(dòng)力分析。Shafieezadeh等[87]利用Varun模型在OpenSees軟件中建立了高樁碼頭二維模型，并進(jìn)行了液化土中的地震反應(yīng)分析，發(fā)現(xiàn)強(qiáng)震下高樁碼頭遭受較大的永久變形，且受拉斜樁易發(fā)生拔出破壞，并指出液化是造成碼頭破壞的重要原因之一。另外，考慮到二維模型無法考慮由碼頭重心和剛度中心位置差異引起的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)以及相鄰碼頭段間的相互作用，Shafieezadeh等[88]又建立了高樁碼頭三維模型，分析中使用了一條近場地震動(dòng)和一條遠(yuǎn)場地震動(dòng)，分析比較了高樁碼頭二維地震反應(yīng)和三維地震反應(yīng)以及近場和遠(yuǎn)場地震動(dòng)下的反應(yīng)。分析表明，在地震中岸坡未遭受較大橫向變形情況下，二維模型可以較為合理地估計(jì)碼頭的最大反應(yīng)；另外，二維模型可以有效估計(jì)碼頭和岸坡的永久變形；近場地震動(dòng)下面板位移、樁-面板連接轉(zhuǎn)角和樁身曲率均較遠(yuǎn)場地震動(dòng)下的大，并建議在近場地震動(dòng)下采用三維模型評估碼頭抗震性能。

4.4 試驗(yàn)研究

對于高樁碼頭的抗震性能，國內(nèi)外開展了大量試驗(yàn)研究，主要研究結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性以及高樁碼頭的地震反應(yīng)規(guī)律。1978年交通部第一航務(wù)工程局科學(xué)研究所對天津新港集裝箱碼頭進(jìn)行了強(qiáng)迫振動(dòng)試驗(yàn)，得出碼頭的第一自振周期為0.31～0.33 s，第二自振周期為0.22～0.25 s，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.058～0.068[89]。高明等[90]對具有前后方平臺(tái)的板梁式高樁碼頭、適合于大水位差的樁基多層墩式碼頭、桁架式高樁碼頭等3種碼頭進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究表明岸坡的影響應(yīng)予以重視，將碼頭按單自由度體系計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果大致相近，對多層墩式碼頭宜按多自由度體系計(jì)算，碼頭叉樁的布置及其在平面上扭角的不對稱性引起的碼頭扭轉(zhuǎn)耦聯(lián)振動(dòng)使碼頭兩端的動(dòng)位移有相當(dāng)大的增加，碼頭前后方平臺(tái)的碰撞會(huì)加大碼頭的地震反應(yīng)。侯瑜京等[91]對帶有圍堤的深水鋼管樁碼頭開展了離心模型試驗(yàn)，研究了圍堤和碼頭在施工期和使用期的變形過程，并得出了部分鋼管樁受圍堤及地基變形影響產(chǎn)生的水平位移、彎矩和土抗力的變化曲線，指出圍堤在長期使用過程中仍會(huì)有較大變形。

McCullough[13]開展了高樁碼頭離心模型試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范采用的設(shè)計(jì)方法(Newmark滑塊位移法)以及FLAC軟件的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比。結(jié)果表明離心模型試驗(yàn)可以有效地反映碼頭動(dòng)力反應(yīng)，為驗(yàn)證工程實(shí)踐中使用的設(shè)計(jì)方法和數(shù)值模型提供數(shù)據(jù)；岸坡永久變形是造成碼頭破壞的重要原因之一，在中等及以上強(qiáng)度的地震中應(yīng)估算岸坡的永久變形；樁在地面以下一定深度的彎矩可能等于或大于樁-上部結(jié)構(gòu)連接處的彎矩，特別是在軟弱土和硬土的交界面處，而在采用等效嵌固點(diǎn)的方法中無法考慮這一現(xiàn)象；在考慮土體強(qiáng)度退化、孔隙水壓力生成以及樁對岸坡穩(wěn)定作用的前提下，Newmark滑塊位移法的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；與試驗(yàn)結(jié)果相比，使用FLAC軟件建立的可考慮孔隙水壓力生成的數(shù)值模型可以很好地預(yù)測變形、孔隙水壓力和加速度，但樁身彎矩的預(yù)測效果較差。

Walsh和Ashford[92]為驗(yàn)證高樁碼頭樁基在達(dá)到《加州油碼頭抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[93](MOTEMS的早期版本)規(guī)定的應(yīng)變限值時(shí)能否滿足規(guī)定的性能標(biāo)準(zhǔn)(即可修復(fù)的非彈性變形以及防止倒塌)，對長灘港的3號(hào)碼頭進(jìn)行了現(xiàn)場擬靜力和強(qiáng)迫振動(dòng)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明標(biāo)準(zhǔn)中采用的應(yīng)變限值可行。

Takahashi和Takemura[94]針對1995 Hyogo-ken Nambu地震中受損的神戶港Takahama高樁碼頭進(jìn)行了離心模型試驗(yàn)，試驗(yàn)表明回填土和地基土的液化造成較大的護(hù)坡塊石海側(cè)運(yùn)動(dòng)，液化引起的樁最大彎矩的位置與震后調(diào)查的位置一致，離心模型試驗(yàn)可以較為合理地預(yù)測神戶地震中觀察到的高樁碼頭破壞形式；接岸結(jié)構(gòu)加大了碼頭的海側(cè)位移；不同液化土層厚度下地基和結(jié)構(gòu)的變形模式不同，較厚的液化土層并不必然引起較大的土體和結(jié)構(gòu)變形；對液化土進(jìn)行處理可有效減小碼頭永久變形，其中對地基土的處理帶來的效果好于回填土。

Chang等[95]進(jìn)行了使用面波發(fā)生器的現(xiàn)場大尺度物理模型試驗(yàn)，以研究液化土中高樁碼頭的動(dòng)力樁-土相互作用。模型由兩根鋼管樁和焊接在上面的鋼板組成，通過震源產(chǎn)生的面波對樁加載，研究了剪應(yīng)變-孔壓生成的耦合行為、樁反應(yīng)和樁-土相互作用特性。研究表明超孔壓的累積受到剪應(yīng)變水平的影響，且累積速率隨著離樁的距離增加而減??；在使用動(dòng)力p-y曲線模擬樁-土相互作用時(shí)應(yīng)考慮超孔壓的變化。

Boroschek等[96]進(jìn)行了足尺試驗(yàn)研究了長375 m的高樁碼頭阻尼特性，研究表明碼頭的線性等效阻尼比約為3%，可用于運(yùn)行荷載和小震下的高樁碼頭分析；碼頭上的非結(jié)構(gòu)構(gòu)件對碼頭的動(dòng)力行為有較大影響，特別在縱向，建議給非結(jié)構(gòu)構(gòu)件提供滑動(dòng)連接以將它們和碼頭分離或在原始設(shè)計(jì)中考慮其影響。

5 結(jié) 語

在考慮樁-土相互作用的高樁碼頭動(dòng)力特性和地震反應(yīng)分析方面已開展了大量理論和試驗(yàn)研究，取得了很多有益的結(jié)論。高樁碼頭動(dòng)力時(shí)程分析中，關(guān)于不同計(jì)算模型(集中塑性鉸模型和纖維模型)對高樁碼頭地震反應(yīng)的影響尚未見相關(guān)報(bào)道，特別是采用集中塑性鉸模型時(shí)采用何種恢復(fù)力模型應(yīng)通過理論和試驗(yàn)研究予以明確。

目前對于近場(近斷層)地震動(dòng)對高樁碼頭抗震性能的研究較少，有關(guān)高樁碼頭的抗震規(guī)范中尚未考慮近斷層地震動(dòng)效應(yīng)，應(yīng)研究近斷層地震動(dòng)不同特性(方向性效應(yīng)、滑沖效應(yīng)和上盤效應(yīng)等)對高樁碼頭抗震性能的影響。對于高樁碼頭體系殘余變形的研究尚不夠充分，已有的研究主要針對具體的碼頭進(jìn)行分析，得出的研究成果不具有普遍適用性，仍需進(jìn)一步研究和探討。另外，尚未見有關(guān)高樁碼頭倒塌分析的研究，有必要開展相關(guān)研究以分析高樁碼頭的抗倒塌性能。對于液化場地上的高樁碼頭，目前有關(guān)試驗(yàn)研究主要集中在離心模型試驗(yàn)上，缺乏大比尺的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。

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Advances in research on seismic performance and design methods for pile-supported wharves Part II: Pile-soil interaction

GAO Shufei1， GONG Jinxin1， FENG Yunfen2

(1.StateKeyLaboratoryofCoastalandOffshoreEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,China; 2.SchoolofArchitectureandCivilEngineering,LiaochengUniversity,Liaocheng252059,China)

The main reasons resulting in the poor seismic performance of the open type wharf with standing piles are clarified by examining extensive documented case studies of the damaged pile-supported wharves. The state of the art of the researches on the open type wharf with standing piles, from the aspects of the seismic design methods, soil-pile interaction, seismic performance of the batter piles and pile-deck connections, is presented, and the applications of the research outcomes in the seismic codes for the pile-supported wharves are summarized, and the deficiencies about the studies and the problems needed to be further studied are pointed out in this paper. Some suggestions to revise the domestic seismic design standards and codes are also made. This is the second part of the series papers, which mainly introduces the estimation methods in calculating the pile-soil interaction for the pile-supported wharves and the methods and research results of dynamic analysis for the open type wharf with standing piles. The research results show that the estimation methods for the pile-soil interaction are good enough, however, more and more attention to the studies of the collapse resistance performance and response properties under the near-fault ground motions for the open type wharf with standing piles should be paid in the future.

open type wharf with standing piles; seismic design; pile-soil interaction; liquefaction

10.16198/j.cnki.1009-640X.2017.01.009

2015-07-16

交通運(yùn)輸部項(xiàng)目“強(qiáng)震區(qū)港口工程結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)研究”(JTSBD 2013 02 130)

高樹飛(1989—)，男，安徽蚌埠人，博士研究生，主要從事港口工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與抗震研究。 E-mail:gaosf1989@qq.com

U656.1+13

A

1009-640X(2017)01-0057-16

高樹飛， 貢金鑫， 馮云芬. 國內(nèi)外高樁碼頭抗震性能和設(shè)計(jì)方法研究進(jìn)展Ⅱ: 樁-土相互作用[J]. 水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào), 2017(1): 57-72. (GAO Shufei, GONG Jinxin, FENG Yunfen. Advances in research on seismic performance and design methods for pile-supported wharves Part Ⅱ: Pile-soil interaction[J]. Hydro-Science and Engineering, 2017(1): 57-72. (in Chinese))