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)

國內(nèi)外高樁碼頭抗震性能和設(shè)計(jì)方法研究進(jìn)展Ⅲ: 斜樁和樁-上部結(jié)構(gòu)連接的抗震性能

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，弄清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，介紹了國內(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，并就如何吸收國外高樁碼頭抗震的研究成果及修訂抗震設(shè)計(jì)規(guī)范提出了建議。本文為系列論文第3部分，主要論述了斜樁和樁-上部結(jié)構(gòu)連接的抗震性能。研究表明，斜樁的抗震性能存在較大爭議，國外在樁-上部結(jié)構(gòu)連接形式及隔震技術(shù)方面進(jìn)行了大量理論和試驗(yàn)研究并在碼頭抗震設(shè)計(jì)中得到應(yīng)用，我國在斜樁使用和樁-上部結(jié)構(gòu)連接等方面還需要繼續(xù)深入研究。

高樁碼頭; 抗震設(shè)計(jì)； 斜樁； 樁-上部結(jié)構(gòu)連接

1 斜樁抗震性能

1.1 斜樁的作用

在高樁碼頭樁基中，直樁、斜樁和叉樁(成對布置的斜樁，在高樁碼頭中斜樁通常成對布置)均被廣泛使用。斜樁通過軸向受壓和受拉承受部分水平荷載，而不是僅僅通過受剪和受彎，因而比相同尺寸和埋置深度直樁的剛度大。對于需要承受較大水平荷載的結(jié)構(gòu)，斜樁無疑可以提高結(jié)構(gòu)的水平承載力，因此在樁基工程中應(yīng)用廣泛。很多學(xué)者對斜樁的水平承載力[1-3]，抗拔承載力[4]，p-y曲線[5]，t-z曲線[5]和Q-z曲線[5]進(jìn)行了研究，研究表明，斜樁的傾斜度對樁水平承載力有較大影響[1]，軸向恒荷載對傾斜群樁水平承載力的影響取決于樁基布置、樁的斜度和土的密實(shí)度。其中Komatsu等[3]采用容許速度場法推導(dǎo)了地震作用下斜樁的水平承載力計(jì)算式，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，符合較好。由于斜樁的水平承載力較高，而高樁碼頭在運(yùn)營中需要足夠的水平剛度承受船舶荷載，因而一般會(huì)在軌道梁下方設(shè)置叉樁以承受門機(jī)荷載(豎向荷載)以及船舶荷載(水平荷載)，叉樁能較為有效地控制碼頭的位移并減少直樁數(shù)目進(jìn)而降低建造成本，從此角度看，叉樁的使用合理且有效。部分研究者[6-7]開展了運(yùn)營荷載(船舶荷載和堆載等)下叉樁內(nèi)力研究，分析了叉樁樁頂受力的變化規(guī)律和最不利工況。

1.2 斜樁碼頭的地震反應(yīng)

圖1 帶有斜樁的碼頭Pushover曲線Fig.1 Pushover curve for wharf with batter piles

1.2.1 地震中較差的性能表現(xiàn)和規(guī)范對斜樁的考慮 如專題(Ⅰ)所述，在歷次地震中叉樁的表現(xiàn)較差，如1989年Loma Prieta地震中Oakland港第七街碼頭的叉樁出現(xiàn)大量破壞，而采用全直樁的Howard碼頭并未出現(xiàn)大的破壞，故相對而言叉樁的抗震性能不如直樁[8]。因此，直樁被認(rèn)為是一種簡單、有效地承受地震荷載的構(gòu)件。不僅在高樁碼頭中，在其他結(jié)構(gòu)的樁基礎(chǔ)中，斜樁在地震中的表現(xiàn)也不令人滿意，如1991年7.5級(jí)的Costa Rica地震中，Rio Banano橋的斜樁遭受彎曲和剪切破壞，而直樁的破壞較少[9]。正由于在地震中斜樁的糟糕表現(xiàn)，因而許多規(guī)范禁止或限制使用斜樁抵抗地震作用，如法國抗震規(guī)范AFPS[10]，歐洲規(guī)范8[11]，POLA，POLB和ASCE/COPRI 61-14等。其中POLA和POLB均禁止在未經(jīng)港口方事先批準(zhǔn)的情況下在新建碼頭中使用斜樁，但對于質(zhì)量不大的結(jié)構(gòu)允許使用斜樁，如陸側(cè)錨碇和靠船墩。ASCE/COPRI 61-14規(guī)定，在結(jié)構(gòu)滿足地震荷載引起所有的力、位移和協(xié)調(diào)要求時(shí)，此時(shí)允許使用斜樁，而這些要求僅可通過基于位移的設(shè)計(jì)方法予以實(shí)現(xiàn)，除非結(jié)構(gòu)被設(shè)計(jì)成在DE水平地震(ASCE/COPRI 61-14規(guī)定的地震水平，50年內(nèi)超越概率為2%)下保持彈性，否則禁止使用基于力的設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)斜樁。另外還要滿足一些限制條件，如禁止使用屈曲作為受壓樁的屈服機(jī)制。MOTEMS未禁止和限制斜樁的使用，但是由于其本身為基于位移的抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，斜樁結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)采用基于位移的設(shè)計(jì)方法驗(yàn)算斜樁的變形是否滿足要求，如果在斜樁破壞后其他結(jié)構(gòu)構(gòu)件未到材料應(yīng)變限值，那么可以認(rèn)為碼頭是穩(wěn)定的，還可以繼續(xù)承受地震荷載，故還應(yīng)評估斜樁破壞后碼頭的性能，如圖1所示的碼頭Pushover曲線。不同于國外規(guī)范，我國《水運(yùn)工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTS 146—2012)未限制叉樁的使用，并規(guī)定在斜樁結(jié)構(gòu)樁基布置中適當(dāng)增加叉樁，但亦規(guī)定在抗震設(shè)防烈度為8度、9度地區(qū)的高樁碼頭宜采用全直樁結(jié)構(gòu)。日本《港灣設(shè)施技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)與解說》沒有限制斜樁的使用，但日本采用的樁以鋼管樁為主，鋼管樁的強(qiáng)度和變形性能要好于鋼筋混凝土樁或預(yù)應(yīng)力混凝土樁，而且由于鋼管樁水平承載力較大[12]，全直樁結(jié)構(gòu)較為常見。

1.2.2 斜樁破壞的原因及其缺點(diǎn) 地震中高樁碼頭叉樁的主要破壞形式是樁頂處與上部結(jié)構(gòu)連接處的局部開裂和斷裂，產(chǎn)生這種破壞的原因主要是在基于力的抗震設(shè)計(jì)中假定斜樁僅通過軸力承受水平地震力，導(dǎo)致樁的側(cè)向剛度很大而缺少足夠的強(qiáng)度和延性適應(yīng)由地震引起的岸坡變形產(chǎn)生的彎矩和剪力[13]。由此可見，由于叉樁的剛度較大，地震中承受了更大的地震力，包括地震引起的較高軸力，樁的軸力在上部結(jié)構(gòu)內(nèi)產(chǎn)生較大剪力，因此叉樁的破壞是一種非延性破壞(受壓、受拉或受剪破壞)，從圖1亦可以看出。另外，叉樁也可能發(fā)生拔出破壞，易于遭受運(yùn)動(dòng)作用引起的破壞?？偠灾?，造成地震中高樁碼頭叉樁性能表現(xiàn)較差的原因主要有：采用基于力的設(shè)計(jì)方法，樁-上部結(jié)構(gòu)的細(xì)部設(shè)計(jì)較差及對叉樁屈服后結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)缺乏足夠理解[14]。對于高樁碼頭抗震設(shè)計(jì)，基于位移的設(shè)計(jì)比基于力的設(shè)計(jì)在設(shè)計(jì)斜樁方面更好。普遍認(rèn)為使用斜樁的缺點(diǎn)包括：震后土體沉降和震前土體固結(jié)引起的附加彎矩、樁帽上過大的力、由于地震引起的拉力造成抗彎承載力下降、當(dāng)斜樁不對稱時(shí)引起的結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)反應(yīng)以及由于體系剛度變大而引起的結(jié)構(gòu)剪力增大等[15]。

1.2.3 斜樁的性能爭議及相關(guān)研究 如果斜樁真如其在許多地震中表現(xiàn)的那樣，在地震活躍區(qū)要禁止斜樁的使用，但是越來越多的研究和震后調(diào)查表明，至少在一些場合且設(shè)計(jì)得當(dāng)?shù)那闆r下，斜樁的存在對于結(jié)構(gòu)和其本身的益處大于害處。高明等[16]通過對梁板式高樁碼頭進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，未設(shè)置叉樁的碼頭面動(dòng)力放大系數(shù)(碼頭面加速度與輸入地震動(dòng)加速度的比值)為16.8，遠(yuǎn)大于設(shè)有叉樁的碼頭的5.5，說明叉樁在很大程度上減小了碼頭地震反應(yīng)。對于其他有斜樁的結(jié)構(gòu)，也有類似發(fā)現(xiàn)。Lam和Martin研究表明[17]，斜樁的剛度效應(yīng)可能會(huì)減小液化土中樁帽位移和樁身彎矩。Guin研究發(fā)現(xiàn)斜樁在很多方面可以改善橋梁的地震反應(yīng)[18]。另外，還有一些震后調(diào)查表明斜樁對結(jié)構(gòu)的抗震性能有利。例如在1995年的神戶地震(6.9級(jí))中，設(shè)置了斜樁的Maya碼頭組合岸壁(格型墻和由樁基支撐的平臺(tái))經(jīng)受了地震的破壞，其位移僅為20 cm，而相鄰帶有直樁的碼頭完全破壞(位移約為3 m)[19]。還有新西蘭1987年Edgecumbe地震的震后調(diào)查中，發(fā)現(xiàn)一座橋墩承受住了液化引起的約為2 m的地面擴(kuò)展，主要因?yàn)樾睒短峁┝俗銐虻膫?cè)向剛度[20]。因此許多研究者開展了有斜樁結(jié)構(gòu)的抗震性能研究，以明確斜樁對結(jié)構(gòu)抗震性能是有利還是有害，以及如果對斜樁進(jìn)行合理的設(shè)計(jì)并使其具有承受樁頂荷載(軸力、彎矩和剪力)的能力和足夠的延性，那么地震中斜樁的表現(xiàn)是否還是差。對水平地基上有斜樁群樁基礎(chǔ)(非高樁碼頭結(jié)構(gòu))地震反應(yīng)的研究主要有以下幾方面。

(1)有限元分析表明，斜樁可以更好地發(fā)揮其軸向剛度，進(jìn)而減小地震作用引起的剪力和彎矩，改善碼頭的抗震性能[21]。Poulos[22]采用邊界元法研究了有斜樁群樁在水平力、豎向力、水平地基變形和豎向地基變形的內(nèi)力和變形，研究表明斜樁對群樁承受水平和豎向力有利，特別是可減小水平變形。Padrón等[23]則通過邊界單元法得到了有斜樁基礎(chǔ)的阻抗函數(shù)。離心模型試驗(yàn)表明[24-25]，斜樁提高了群樁的側(cè)向剛度并降低了泥面以下的樁身彎矩。Escoffier等的離心模型試驗(yàn)[25]還表明，與傾斜樁群相比全直群樁有更復(fù)雜的變形模式，斜樁增加樁的軸力，對樁帽處的最大彎矩影響很小，但卻使相鄰直樁的最大彎矩增大。Okawa等[26]通過離心模型試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在松散砂土中，斜樁降低了上部結(jié)構(gòu)的加速度幅值以及樁-樁帽連接處的最大彎矩，并改變了群樁的整體變形模式。Escoffier對兩個(gè)簡單的群樁進(jìn)行了對比離心模型試驗(yàn)[27]，一個(gè)模型為兩根直樁，另一個(gè)模型為一根直樁和一根斜樁，研究表明斜樁的作用受輸入震動(dòng)頻率成分影響，在樁帽處斜樁引起不可忽略的殘余彎矩、較大的水平剛度以及較大的轉(zhuǎn)動(dòng)。

(2)直樁群樁受慣性作用影響較大，而斜樁受運(yùn)動(dòng)作用影響較大[26]。在水平地基變形作用下，斜樁的存在使群樁的轉(zhuǎn)動(dòng)顯著增加，并使樁頂軸力和彎矩增加[22]。Deng等的研究[28]表明，相比直樁，斜樁在地震中受到的軸力更大，主要由運(yùn)動(dòng)作用引起，因而應(yīng)注意連接的設(shè)計(jì)。

(3)研究[29]表明，斜樁對樁和結(jié)構(gòu)反應(yīng)有利與否取決于上部結(jié)構(gòu)的高度和樁-上部結(jié)構(gòu)連接(固接和鉸接)，對于較高結(jié)構(gòu)，如高的橋墩，設(shè)有對稱的斜樁且樁-樁帽為鉸接時(shí)，樁和結(jié)構(gòu)的反應(yīng)最令人滿意，鉸接連接對于隔震似乎不夠理想，對上部結(jié)構(gòu)低矮的結(jié)構(gòu)，樁-上部結(jié)構(gòu)的連接影響較小。Giannakou等[30]認(rèn)為在單純的運(yùn)動(dòng)作用下，斜樁的確表現(xiàn)很差，在靜力的岸坡水平變形作用下，表現(xiàn)也不好，斜樁對抗震是有利還是有害取決于上部結(jié)構(gòu)傳遞給斜樁的傾覆彎矩和剪力的相對大小。Sadek和Shahrour[31]研究了樁-樁帽連接形式對傾斜微型樁抗震性能的影響，發(fā)現(xiàn)樁頂鉸接趨于使樁的軸力和彎矩減小。Kavazanjian[32]認(rèn)為可通過對樁-上部結(jié)構(gòu)連接進(jìn)行合理的設(shè)計(jì)以使斜樁在保持經(jīng)濟(jì)性的同時(shí)承受不同的水平荷載。

對于設(shè)有叉樁的高樁碼頭地震反應(yīng)的研究主要有以下幾方面。

(1)叉樁的位置和傾斜度對高樁碼頭樁基的內(nèi)力和變形有顯著影響[33]。橫向水平地震作用下，結(jié)構(gòu)位移、彎矩、剪力、扭矩反應(yīng)隨著叉樁扭角的增大而增大，而樁軸力則隨著叉樁扭角的增大而減少，縱向水平地震作用下則恰好相反，扭角的選取宜考慮多向激勵(lì)的影響以及其他水平荷載[34]。陶桂蘭等[35]建議在叉樁不會(huì)碰樁的情況下采用樁基雙軸對稱的布置形式。梁雨蘭和喻澤紅[36]在分析了全直樁、排架采用叉樁和在全直樁排架后設(shè)置叉樁的3種高樁碼頭結(jié)構(gòu)內(nèi)力后認(rèn)為，叉樁置于碼頭承臺(tái)時(shí)，碼頭結(jié)構(gòu)剛度相對較大，叉樁承受較大軸力作用，發(fā)生拉壓破壞可能性較大，叉樁處面板承受較大剪切作用，發(fā)生剪切破壞可能性較大；叉樁置于全直樁碼頭后方時(shí)，叉樁的水平位移、剛度和軸力相對較小，發(fā)生拉壓破壞的可能性降低。

(2)地震作用較弱時(shí)，相比于全直樁碼頭，有斜樁碼頭的剛度較大，水平位移、直樁樁頂彎矩和水平力均較小，但殘余位移較大；地震作用較強(qiáng)時(shí)，由于斜樁變形能力較差，混凝土容易壓碎，喪失水平承載力[37]。Ravazi等[38]在比較了相同樁數(shù)的全直樁碼頭和有一對叉樁的碼頭后認(rèn)為，叉樁較高的側(cè)向剛度提高了碼頭的側(cè)向剛度，也使碼頭的地震反應(yīng)增大。叉樁作為碼頭中剛度最大的構(gòu)件，承擔(dān)了大部分地震力，設(shè)有叉樁的碼頭延性不如全直樁碼頭，叉樁最易在樁上部結(jié)構(gòu)連接處發(fā)生破壞。Schlechter等[39]通過離心模型試驗(yàn)研究了設(shè)置叉樁和未設(shè)置叉樁的碼頭地震反應(yīng)，量化了叉樁對高樁碼頭地震反應(yīng)的影響，認(rèn)為叉樁相比于周圍的直樁承擔(dān)了更多的側(cè)向荷載(9～20倍)，當(dāng)不設(shè)置叉樁時(shí)，直樁的最大彎矩顯著增加(1.4～3.9倍)；在樁與上部結(jié)構(gòu)連接處，叉樁的最大彎矩為直樁的40%～100%；不設(shè)置叉樁時(shí)，碼頭位移增加約30%，在同一地震水平下，未設(shè)置叉樁時(shí)，碼頭面板和岸坡變形會(huì)有所增加。濱田純次等[40]對高樁碼頭進(jìn)行了比尺為1∶30振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究表明設(shè)置斜樁的碼頭的地震反應(yīng)主要受基底地震動(dòng)的影響，而全直樁碼頭的地震反應(yīng)主要受接近地表的地震動(dòng)影響。部分學(xué)者對叉樁節(jié)點(diǎn)和叉樁的耗能能力進(jìn)行了研究，李文貴和龍炳煌[41]研究了鋼管叉樁節(jié)點(diǎn)的滯回曲線、骨架曲線、延性系數(shù)、割線剛度以及耗能能力并分析了樁帽的配箍率、混凝土強(qiáng)度等級(jí)、軸壓比以及樁芯配筋率等參數(shù)對叉樁節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響；李向梅[42]分析了叉樁斜度和入土深度對耗能的影響。Oyenuga等[43]對Oakland港叉樁-面板連接進(jìn)行有限元分析后認(rèn)為叉樁體系是非常剛硬且脆性的，典型的破壞模式開始于受拉樁的受拉開裂，剪切破壞不太可能發(fā)生在破壞的初始階段，采用外包混凝土對叉樁進(jìn)行加固不是一種有效的措施。

(3)事實(shí)上，大部分地震中破壞的老舊結(jié)構(gòu)中的叉樁均是按傳統(tǒng)的基于力的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)，缺少今天先進(jìn)的分析方法。采用基于位移的設(shè)計(jì)方法和經(jīng)過細(xì)致構(gòu)造設(shè)計(jì)的叉樁是可行的，并可大幅減少建造成本。采用隔震技術(shù)或“地震保險(xiǎn)絲(Seismic Fuse)”的混合叉樁體系已在一些工程中得到應(yīng)用[44-45]。MOTEMS采用基于位移的抗震設(shè)計(jì)方法，對于普通叉樁，規(guī)定應(yīng)按下述步驟評估叉樁破壞后的碼頭性能：①確定斜樁-上部結(jié)構(gòu)連接的破壞模式(受壓、受拉、屈曲和剪切破壞)和相應(yīng)的水平位移；②當(dāng)達(dá)到斜樁破壞時(shí)的水平位移時(shí)，釋放斜樁和上部結(jié)構(gòu)之間的水平力；③對碼頭進(jìn)行推覆直到后續(xù)的破壞發(fā)生。

圖1即為按上述步驟對碼頭進(jìn)行推覆得到的Pushover曲線。隨后即可確定不同地震水平下的能力和需求，確定結(jié)構(gòu)是否滿足性能要求。

圖2 設(shè)置隔震裝置的碼頭Fig.2 Wharf with seismic isolation

由于叉樁在地震作用下的延性較差，采用隔震裝置不失為一種有效的方法[43]，圖2為采用隔震裝置的碼頭示意圖[14]。目前僅洛杉磯港136號(hào)泊位采用了隔震技術(shù)[46]，并未大規(guī)模使用，主要是因?yàn)楦邩洞a頭的排架數(shù)較多，而一個(gè)排架內(nèi)的叉樁可能不止一對，需要的隔震裝置數(shù)量可能數(shù)以百計(jì)，無疑會(huì)大大增加建造成本，故而在使用隔震技術(shù)時(shí)必須仔細(xì)考慮成本效益。洛杉磯港136號(hào)泊位樁基由四排鋼管叉樁和一排預(yù)應(yīng)力混凝土直樁組成，叉樁由樁帽連接在一起，樁帽再通過滑動(dòng)摩擦阻尼器與面板連接，直樁則采用傳統(tǒng)的連接方式與面板連接，使阻尼器發(fā)生滑動(dòng)的水平力大體上高于船舶荷載，但低于(大約75%)使樁發(fā)生首次屈服的水平荷載。Kilborn等研究了采用鉛芯橡膠支座對設(shè)有叉樁的碼頭進(jìn)行抗震加固的可行性[47]，并同采用打入額外樁基的方法進(jìn)行了成本對比，發(fā)現(xiàn)采用鉛芯橡膠支座更具成本優(yōu)勢。

對于叉樁在地震作用下的非線性行為(破壞方式)，即面板出現(xiàn)塑性鉸、樁沉陷或屈曲、受拉樁拔出和樁-面板連接屈服，ASCE/COPRI 61-14認(rèn)為面板屬于能力保護(hù)構(gòu)件，故禁止在面板內(nèi)出現(xiàn)塑性鉸；而樁沉陷不切合實(shí)際，因?yàn)榇蛉霕兜妮S向抗壓承載力通常比抗拔承載力大，因此對于大部分高樁結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生；屈曲亦不切合實(shí)際，并且樁-土之間的滑動(dòng)通常不是一種可靠的能量耗散機(jī)制，因?yàn)榇蛉霕冻休d力的變化需要選取適宜的超強(qiáng)系數(shù)，該系數(shù)太大以至于對大多數(shù)的應(yīng)用都不適用；故而受拉連接屈服是斜樁發(fā)生非彈性行為最可靠的位置。ASCE/COPRI 61-14采納了Harn[44-45]提出的一種“保險(xiǎn)絲連接”，如圖3所示，采用套管使錨固鋼筋無粘結(jié)，允許受拉樁相對于受壓樁變長，引起面板關(guān)于受壓樁發(fā)生“撐桿跳”(Pole Vault)，如圖4[14]所示。帶有類似“保險(xiǎn)絲”連接的叉樁通常不適用于樁基自由長度較短的碼頭，因?yàn)闃渡韽澗剌^大[14]。Ravazi等[38]建議不使用叉樁，如果必須使用叉樁，則建議不用同一節(jié)點(diǎn)連接斜樁和直樁，并使豎向荷載完全由直樁承擔(dān)，同時(shí)使用“結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)絲”以提高體系的延性，吸收大部分能量，使破壞集中在“結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)絲”內(nèi)，如圖5所示。長灘港T集裝箱碼頭[48]采用了如圖6所示的“地震保險(xiǎn)絲”，碼頭樁基由7排直樁和一對設(shè)在陸側(cè)的叉樁(抗震樁，承受大部分水平地震荷載)組成，“保險(xiǎn)絲”給碼頭提供了足夠的非彈性變形能力以避免樁基破壞，所有叉樁通過一根連續(xù)的頂推梁(Thrust Beam)連接在一起，并通過一根鋼管梁(“保險(xiǎn)絲”)與面板連接在一起，當(dāng)鋼管梁在彎矩和剪力作用下發(fā)生屈服時(shí)，面板和頂推梁之間發(fā)生相對運(yùn)動(dòng)。

圖3 受拉“保險(xiǎn)絲”連接Fig.3 Tension fuse connection

圖4 采用“保險(xiǎn)絲”連接的碼頭變形形狀Fig.4 Displaced shapes of wharf with fuse connection

圖5 采用“結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)絲”的碼頭Fig.5 Wharf with structural fuse

圖6 長灘港T碼頭地震“保險(xiǎn)絲”示意Fig.6 Illustration of seismic fuse at pier T terminal, port of Long Beach

2 樁-上部結(jié)構(gòu)連接的抗震性能

2.1 樁-上部結(jié)構(gòu)連接震害

樁與上部結(jié)構(gòu)的連接，可以采用無樁帽連接(即樁直接與上部結(jié)構(gòu)連接)，也可以設(shè)置樁帽，樁通過樁帽與上部結(jié)構(gòu)連接[49]，圖7為ASCE/COPRI 61-14中樁-面板連接形式(美國高樁碼頭中無梁板式碼頭較為常見)[14]，圖中應(yīng)變滲透(Strain Penetration)即為鋼筋的滑移。上部結(jié)構(gòu)的各種荷載通過節(jié)點(diǎn)傳給樁基，而地基變形對樁基的影響也通過節(jié)點(diǎn)傳給上部結(jié)構(gòu)，所以連接部位受力比較復(fù)雜，是高樁碼頭易發(fā)生破壞的位置[49]。地震作用下樁-上部結(jié)構(gòu)連接的破壞主要包括連接混凝土剝落和錨固鋼筋的屈曲、拔出及斷裂。圖8為1989年Loma Prieta地震中Oakland港碼頭發(fā)生的預(yù)應(yīng)力混凝土樁-面板連接的破壞[50]，圖中保護(hù)層混凝土完全剝落，核心混凝土也受到影響，由于預(yù)應(yīng)力筋已經(jīng)裸露，可見破壞較為嚴(yán)重。

圖7 樁-面板連接方式Fig.7 Pile-to-deck connection

圖8 Loma Prieta地震中樁-面板連接破壞Fig.8 Damage at a pile-deck connection during Loma Prieta earthquake

2.2 樁-上部結(jié)構(gòu)常用連接形式及其抗震性能

2.2.1 常用連接形式 圖9和10分別為ASCE/COPRI 61-14給出的鋼管樁和預(yù)應(yīng)力混凝土樁連接形式示例，基本上涵蓋了高樁碼頭中常用的連接形式。因?yàn)樾睒对诘卣鹬械谋憩F(xiàn)較差，ASCE/COPRI 61-14主要介紹了直樁的連接形式，另外圖中直樁的連接形式也會(huì)用于斜樁，只是具體處理的方式不同，構(gòu)造大致相同，而且在強(qiáng)震區(qū)基本不推薦使用叉樁，故本文主要討論直樁的連接和抗震性能。ASCE/COPRI 61-14按樁-面板交界面處的強(qiáng)度與樁身強(qiáng)度的相對大小，將連接分為全彎矩(Full Moment)連接和部分彎矩(Partial Moment)連接，全彎矩連接和部分彎矩連接分別為交界面處彎曲強(qiáng)度等于和小于交界面下樁身彎曲強(qiáng)度的連接，圖9中(a)和(d)以及圖10中(a)和(b)均為全彎矩連接，圖10中(c)～(e)可以為全彎矩連接也可以為部分彎矩連接，與配筋數(shù)量有關(guān)，其余為部分彎矩連接。樁-面板連接的選擇與多種因素有關(guān)，如結(jié)構(gòu)類型、地震反應(yīng)、樁長度、樁類型、土體剛度、非地震側(cè)向荷載大小(如波浪荷載和船舶荷載)、震后修復(fù)能力以及腐蝕和壽命周期成本等，另外，沒必要所有的樁采用同樣的連接[14]。

圖9 鋼管樁連接示例Fig.9 Examples of steel pipe pile connections

圖10 預(yù)應(yīng)力混凝土樁連接示例Fig.10 Examples of prestressed concrete pile connections

圖9(a)和(e)及圖10(a)和(e)分別為我國港口工程樁基規(guī)范建議的鋼管樁和預(yù)應(yīng)力混凝土樁連接形式。由于我國在港口工程中常用的樁型為預(yù)應(yīng)力混凝土管樁，而美國常用的為八邊形實(shí)心預(yù)應(yīng)力混凝土樁，故而連接的具體構(gòu)造，如配筋和深入上部結(jié)構(gòu)的深度并不相同，具體要求見相關(guān)規(guī)范。POLA和POLB均建議采用錨固鋼筋實(shí)現(xiàn)樁與上部結(jié)構(gòu)的連接，這也是美國最常用的連接形式[51]，不允許通過將預(yù)應(yīng)力筋延伸至面板內(nèi)。在美國，樁通常伸入上部結(jié)構(gòu)內(nèi)3～4 in(75～100 mm)，然后將錨固鋼筋放入金屬或PVC波紋管內(nèi)并灌漿，再伸入面板內(nèi)，以實(shí)現(xiàn)樁與上部結(jié)構(gòu)連接[52]。圖11所示的錨固鋼筋為美國西海岸高樁碼頭最常用的T形頭鋼筋(T-headed Dowel Bar)，T形頭鋼筋是通過在螺紋鋼筋的端部焊接方形或圓形鋼板制成的[53]，其他錨固鋼筋連接形式如圖12所示，其中(d)有粘結(jié)鋼筋(Bond Bar)連接，是將帶球形頭的鋼筋放入樁中預(yù)留的波紋管內(nèi)并灌漿，再將一端為球形頭的T形頭鋼筋與錨固鋼筋綁扎在一起來實(shí)現(xiàn)的，如圖13所示[54]。圖10中(b)和(d)兩種連接形式為POLA和POLB推薦的連接形式，圖12未示出對錨固鋼筋起約束作用的螺旋箍筋。當(dāng)需要將錨固鋼筋彎起時(shí)(圖12中(a)和(c))，PIANC建議向內(nèi)彎曲而不是向外彎曲，因?yàn)楫?dāng)傳遞到向外彎曲的鋼筋的拉力很大時(shí)，拉力會(huì)使節(jié)點(diǎn)的拉應(yīng)力增大，而節(jié)點(diǎn)已經(jīng)承受由節(jié)點(diǎn)剪力引起的較高拉應(yīng)力，進(jìn)而使節(jié)點(diǎn)剪切裂縫向彎鉤外側(cè)延伸，特別是當(dāng)彎鉤低于面板頂層鋼筋時(shí)，如圖14(a)所示，如果錨固鋼筋彎鉤比圖示位置更低，問題可能更為復(fù)雜，樁和面板間力的傳遞變得更不確定并且面板底部的混凝土可能脫落；當(dāng)錨固鋼筋較高且向內(nèi)彎曲時(shí)，如圖14(b)所示，鋼筋的彎起導(dǎo)致錨固力直接反向作用于連接受壓的拐角處，傳力較為穩(wěn)定。盡管圖14(b)所示構(gòu)造的傳力形式較為穩(wěn)定，但彎起錨固鋼筋對面板內(nèi)受彎鋼筋的布置產(chǎn)生明顯干擾，造成施工困難，故宜使用有粘結(jié)鋼筋和帶頭鋼筋(圖12中(b)和(d))，這兩種構(gòu)造在美國洛杉磯港和奧克蘭港廣泛使用。雖然采用有粘結(jié)鋼筋構(gòu)造可較好地與螺旋箍筋一起發(fā)揮作用，但有粘結(jié)鋼筋使節(jié)點(diǎn)區(qū)變得擁擠，故使用帶頭鋼筋較為適宜[55]。

圖11 T形頭鋼筋Fig.11 T-headed bar

圖12 典型的錨固鋼筋構(gòu)造Fig.12 Typical dowel bar connection details

圖13 有粘結(jié)鋼筋構(gòu)造Fig.13 Details for bond bars

圖14 錨固鋼筋的彎起錨固Fig.14 Anchorage with hooked dowels

2.2.2 常用連接形式的抗震性能 很多研究者對樁-板連接形式進(jìn)行了理論和試驗(yàn)研究，部分研究并非專門針對碼頭結(jié)構(gòu)，但由于連接形式類似，仍有參考價(jià)值，主要研究有以下幾方面。

圖15 樁芯混凝土性能Fig.15 Concrete plug performance

(1)鋼管樁連接。Stephens和Mckittrick[56]對鋼管樁嵌入上部結(jié)構(gòu)的連接(圖9(a))進(jìn)行了試驗(yàn)研究，鋼管樁伸入橋梁帽梁1倍樁徑，表明需要相當(dāng)多的配筋才可強(qiáng)迫塑性鉸出現(xiàn)在鋼管樁內(nèi)，從而達(dá)到保護(hù)上部結(jié)構(gòu)的目的；試驗(yàn)還表明通過簡單的計(jì)算即可足夠準(zhǔn)確地預(yù)測連接的破壞，即預(yù)測管樁中塑性鉸的形成。研究表明[57]，采用樁芯混凝土的連接(圖9(b))具有較好的變形能力，幾乎沒有強(qiáng)度和剛度退化，而且由于管殼承壓在面板上增大了彎曲力臂，連接也表現(xiàn)出較高的超強(qiáng)(Overstrength)承載力，如圖15所示。對于樁身(鋼管)不嵌入面板的連接(圖9(c))，樁的支承作用對彎曲力臂影響不大，連接的超強(qiáng)彎矩也不大[58]。研究發(fā)現(xiàn)[59]，管壁上焊接剪切環(huán)可有效將剪力從樁芯混凝土傳遞給管壁。對于焊接埋入件的連接(圖9(d))，試驗(yàn)研究表明錨固鋼筋會(huì)發(fā)生滑移和斷裂[60]。對于焊接錨固鋼筋的連接(圖9(e))，ASCE/COPRI 61-14規(guī)定，如果其非彈性性能不夠好，不允許使用，因?yàn)楹附涌赡軙?huì)使錨固鋼筋發(fā)生脆性破壞。

(2)預(yù)應(yīng)力混凝土樁連接。接樁鋼筋混凝土連接段(圖10(a))用于打入樁樁頂標(biāo)高低于上部結(jié)構(gòu)底標(biāo)高的情況，非彈性變形大部分發(fā)生在該連接段，滯回曲線較為飽滿且強(qiáng)度退化小[55]。對于樁伸入上部結(jié)構(gòu)的連接(圖10(b))，只要嵌入足夠深就可保證連接具有足夠的承載力[61]，但嵌入的樁造成節(jié)點(diǎn)不連續(xù)，從而使節(jié)點(diǎn)抗剪計(jì)算變得較為復(fù)雜。Joen通過試驗(yàn)研究了樁伸入樁帽、將預(yù)應(yīng)力筋伸入樁帽(圖10(c))和通過錨固鋼筋與樁帽連接(圖10(d))的連接方式[62]，表明樁嵌入樁帽的形式最好，只將預(yù)應(yīng)力筋延伸入樁帽的連接次之，采用錨固鋼筋的連接較差，除非使用的錨固鋼筋很多，建議用螺旋箍筋約束伸入樁帽內(nèi)的預(yù)應(yīng)力筋。但是，POLA和POLB禁止將預(yù)應(yīng)力筋延伸至樁帽的做法。有錨固鋼筋連接的性能受鋼筋數(shù)量和軸力影響較大，軸力可提高連接的強(qiáng)度，但也使連接的變形能力嚴(yán)重退化。另外，對錨固鋼筋的約束在某種程度上影響著連接的性能，主要是混凝土的開裂形式和連接內(nèi)非彈性變形的分布，對連接的總體性能或延性無顯著影響[55]。Krier通過試驗(yàn)研究了采用8-10#鋼筋(POLA的抗震樁連接)和4-9#鋼筋(POLA的非抗震樁連接)的錨固鋼筋連接[54]，兩種連接均在樁-面板交界面處出現(xiàn)了大裂縫，而樁上出現(xiàn)了一些細(xì)小裂縫，當(dāng)延性需求約為3時(shí)，保護(hù)層剝落，抗震樁表現(xiàn)良好，但還是出現(xiàn)明顯的承載力下降；試驗(yàn)還表明兩種連接在超過POLA規(guī)定的應(yīng)變極限后變形能力均有富余，說明采用規(guī)范的性能要求安全有效。Sritharan和Priestley的試驗(yàn)表明[63]，圖12(d)所示的連接具有較好的延性，沒有必要將圖中的T形頭鋼筋和球形頭鋼筋緊密布置在一起使用。對于空心樁錨固鋼筋連接(圖10(e))，如果連接使用的錨固鋼筋數(shù)量過多，支撐于樁外壁的樁芯混凝土產(chǎn)生的水平反力會(huì)使樁外壁產(chǎn)生縱向裂縫[14]。外部包裹(如碳纖維布等)常用于結(jié)構(gòu)的改造和維修，在新建結(jié)構(gòu)中亦有使用(圖10(f))，但目前尚未見到采用外加約束的高樁碼頭連接段抗震性能的研究。Bell對洛杉磯港的樁-板連接進(jìn)行了足尺試驗(yàn)[64]，一個(gè)為采用錨固鋼筋的預(yù)應(yīng)力樁連接，另一個(gè)為H形鋼樁連接(樁伸入面板內(nèi))，研究表明現(xiàn)有碼頭樁-板連接能經(jīng)受住洛杉磯港規(guī)定的地震動(dòng)水平下的塑性變形。

圖16 全彎矩連接和部分彎矩連接的性能Fig.16 Performance of partial and full moment connections

(3)試驗(yàn)[54-55,63-66]表明，樁-面板連接處的撬動(dòng)轉(zhuǎn)角主要發(fā)生在樁-面板界面處，如圖16所示。在地震反復(fù)荷載作用下，樁-面板界面間隙反復(fù)張開、閉合，表現(xiàn)為下列過程：①樁受拉開裂；②樁-板界面錨固鋼筋受拉屈服和局部彎曲；③撬動(dòng)引起連接段受拉面混凝土剝落；④連接段受壓面壓碎；⑤樁受壓混凝土壓碎；⑥螺旋箍筋屈服導(dǎo)致核心混凝土約束失效，彎曲力臂和受剪承載力減?。虎哌B接段退化使錨固鋼筋受剪導(dǎo)致其屈曲和斷裂[14]。

圖17 考慮應(yīng)變滲透長度的樁-面板連接模型Fig.17 A pile-deck connection model with strain penetration length

2.2.3 連接段數(shù)值模擬 在高樁碼頭抗震分析中，常采用集中塑性鉸模型模擬樁的非線性性能，塑性鉸出現(xiàn)在樁-上部結(jié)構(gòu)連接段。對連接段截面進(jìn)行彎矩-曲率分析，乘以計(jì)算的塑性鉸長度，確定塑性鉸段恢復(fù)力模型的骨架曲線，再選取合適的恢復(fù)力模型，即可考慮樁的彈塑性對高樁碼頭結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性數(shù)值分析。在地震作用下，連接段鋼筋會(huì)發(fā)生滑移(應(yīng)變滲透)，故在分析中應(yīng)予以考慮，POLB通過采用一個(gè)應(yīng)變滲透長度lsp來考慮鋼筋滑移對碼頭水平位移的影響，如圖17所示，這一方法亦為POLA和ASCE/COPRI 61-14所采用。圖中面板以下16 in(400 mm)的樁長為鋼筋混凝土截面，是為了考慮預(yù)應(yīng)力筋發(fā)揮作用所需的長度。較為復(fù)雜的方法是采用纖維模型和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧模擬樁-上部結(jié)構(gòu)連接，采用纖維模型模擬樁，利用OpenSees軟件中的零長度單元模擬轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧，零長度單元用于模擬鋼筋的滑移[51]。

圖18 鋼筋滑移對連接總轉(zhuǎn)角的貢獻(xiàn)Fig.18 Contribution of rebars slip to total rotation of pile-deck connection

Caiza[51]利用OpenSess軟件建立樁-面板連接模型模擬了Jellin[65]試驗(yàn)的試件，試件采用T形頭錨固鋼筋連接(圖10(d))，研究了鋼筋滑移對連接總轉(zhuǎn)角的貢獻(xiàn)，如圖18所示，圖中轉(zhuǎn)角比為鋼筋滑移引起的轉(zhuǎn)角與連接總轉(zhuǎn)角之比。Caiza還研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)(混凝土強(qiáng)度、縱筋和箍筋配筋率、預(yù)加應(yīng)力及軸壓比)對連接性能的影響，建議采用損傷指數(shù)反映連接的非線性狀態(tài)。Foltz對樁-面板連接進(jìn)行了試驗(yàn)研究[67]，認(rèn)為鋼筋滑移量的大小與加載的幅值有關(guān)，鋼筋滑移是造成彎曲引起的轉(zhuǎn)角與實(shí)測總轉(zhuǎn)角存在差別的主要原因，在較低的荷載作用下，樁身彎曲變形引起的轉(zhuǎn)角占連接總轉(zhuǎn)角的30%，鋼筋滑移引起的轉(zhuǎn)角占70%，隨著破壞的發(fā)展，鋼筋滑移引起的可占到90%。另外，F(xiàn)oltz使用ATENA軟件模擬了采用高性能纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料(HPFRCC)制作的樁-上部結(jié)構(gòu)連接，研究表明相比于普通鋼筋混凝土連接，HPFRCC連接的受彎和受剪承載力大幅度提高，破壞前的轉(zhuǎn)動(dòng)能力很大。

2.3 新型樁-上部結(jié)構(gòu)連接形式及抗震性能

如果設(shè)計(jì)中計(jì)算表明采用前述常用的連接形式無法滿足抗震性能要求，也可采用其他形式的連接，只要經(jīng)理論分析或試驗(yàn)驗(yàn)證其性能滿足設(shè)計(jì)要求即可。一些學(xué)者提出了新型連接，主要是用隔離材料將樁-板界面隔離，圖19為Jellin[65]和Stringer[66]提出的新型連接形式，Stringer提出的連接形式是在Jellin的連接基礎(chǔ)上將承壓墊板換為環(huán)形而成的。Jellin通過低周往復(fù)試驗(yàn)研究了其所提出的連接的抗震性能，并與傳統(tǒng)采用T形頭錨固鋼筋的連接進(jìn)行了對比，試驗(yàn)表明墊板可減輕和延緩樁的破壞，而柔性膨脹材料(泡沫塑料)防止面板破壞。Stringer的試驗(yàn)表明，采用環(huán)形墊板的連接相比于全截面采用墊板的連接，樁開裂較早，但樁和面板混凝土受壓剝落的時(shí)間較晚，發(fā)生嚴(yán)重混凝土剝落的時(shí)間相當(dāng)。Jellin和Stringer試驗(yàn)采用的墊板材料均為棉粗布。Soderberg和Lind提出了一種與Jellin形式類似的連接[68]，只是承壓墊板采用的材料為纖維增強(qiáng)橡膠，分析后認(rèn)為墊板可降低地震中連接的局部應(yīng)力和破壞，提高連接的柔性，保證在連接強(qiáng)度不下降的情況下碼頭具有更大的水平變形。Chiaramonte等研究了采用傳統(tǒng)T形頭錨固鋼筋連接和Stringer提出的連接(承壓墊板分別為粗棉布和合成橡膠)的碼頭地震反應(yīng)[69]，表明新型連接明顯減輕了碼頭的破壞。

圖19 新型樁-面板連接Fig.19 New type of pile-deck connection

3 結(jié) 語

由于混凝土的受壓變形能力比較差，高樁碼頭的斜樁和叉樁在地震中的表現(xiàn)總體比較差，因此關(guān)于抗震中使用斜樁和叉樁及限制使用斜樁和叉樁的爭論很多，尚需進(jìn)一步研究。地震“保險(xiǎn)絲”可以很好地幫助叉樁承受地震荷載，但僅對橫向地震動(dòng)有效，在縱向，碼頭的抗震性能還是需要依賴樁的延性，有必要開展進(jìn)一步研究使其對多向激勵(lì)也發(fā)揮作用。對于采用隔震裝置和“保險(xiǎn)絲”連接的碼頭抗震性能的研究還比較匱乏，如何設(shè)計(jì)此類結(jié)構(gòu)還缺少系統(tǒng)和有效的方法，因此應(yīng)開展進(jìn)一步的理論和試驗(yàn)研究。已有的研究主要針對混凝土斜樁，對于鋼管斜樁的研究不多，有必要開展進(jìn)一步研究。

樁-面板連接是高樁碼頭抗震的關(guān)鍵部位，采用合理的連接形式對碼頭抗震性能至關(guān)重要。目前設(shè)計(jì)中一般對連接段采用纖維法進(jìn)行荷載-變形分析，但由于樁與面板的連接方式不同，特別是采用樁-板界面隔離的形式，這種計(jì)算方法可能不再合適(這種情況主要呈現(xiàn)為以樁承壓點(diǎn)為支點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng))。另外，軸力對樁-上部結(jié)構(gòu)連接的性能退化影響較大，而高樁碼頭不同樁基的軸力并不相同，應(yīng)進(jìn)一步研究軸力對連接性能的影響。對于斜樁-上部結(jié)構(gòu)連接的試驗(yàn)研究還很匱乏，雖然抗震設(shè)計(jì)中不建議采用傳統(tǒng)連接方式的叉樁，但仍有很多老碼頭采用該形式連接，所以應(yīng)對其抗震性能進(jìn)行評估以確定有無必要對碼頭進(jìn)行抗震加固。關(guān)于老碼頭的升級(jí)改造，對樁-上部結(jié)構(gòu)連接采用纖維增強(qiáng)織物(碳纖維、玻璃纖維和芳綸纖維等)包裹是一種簡便有效的方法，但相關(guān)研究不多。另有研究[55]表明，增加樁長和減小樁徑可以提高連接的延性和變形能力，應(yīng)量化樁長和樁徑的影響以使連接設(shè)計(jì)更為合理。目前，我國對于樁-上部結(jié)構(gòu)連接的研究主要集中在承載力方面[70-72]，對變形方面關(guān)注較少，缺乏相關(guān)試驗(yàn)研究。我國采用的樁型與國外不同，連接形式也較為單一，不宜直接采用國外的相關(guān)研究成果，應(yīng)結(jié)合國內(nèi)的實(shí)際情況開展深入的理論和試驗(yàn)研究。

[1]NARASIMHA R S, VEERESH C. Influence of pile inclination on the lateral capacity of batter piles in clays[C]∥The Proceedings of the Fourth International Offshore and Polar Engineering Conference, Osaka, Japan, 1994, 1: 498- 503.

[2]ZHANG L M, MCVAY M C, HAN S J, et al. Effects of dead loads on the lateral response of battered pile groups[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2002, 39(3): 561- 575.

[3]KOMATSU A, MAEDA Y, SAKATA T. Study on seismic bearing capacity of grouped piles with battered piles[C]∥13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, Canada, 2004, Paper No. 3294.

[4]NAZIR A, NASR A. Pullout capacity of batter pile in sand[J]. Journal of Advanced Research, 2013, 4(2): 147- 154.

[5]CHAEMMANGKANG P. Behavior of batter piles in sand[D]. Illinois: University of Illinois, 2001.

[6]唐東洋， 翟鋼軍， 熊洪峰. 不同作用力下高樁碼頭叉樁受力分析[J]. 水道港口, 2010, 31(6): 609- 614.(TANG Dongyang, ZHAI Gangjun, XIONG Hongfeng. Force analysis for inclined pile of high-piled wharfs under different forces[J]. Journal of Waterway and Harbor, 2010, 31(6): 609- 614. (in Chinese))

[7]劉現(xiàn)鵬， 熊洪峰， 趙沖久. 高樁碼頭叉樁最不利受力工況分析[J]. 水道港口, 2011, 32(6): 427- 433.(LIU Xianpeng, XIONG Hongfeng, ZHAO Chongjiu. Analysis of the most unfavorable load case for inclined piles of high-piled wharf[J]. Journal of Waterway and Harbor, 2011, 32(6): 427- 433. (in Chinese))

[8]謝世楞. 奧克蘭港高樁碼頭的震害對比[J]. 港工技術(shù)，1990(4): 13- 17．(XIE Shileng. Damage contrast between the pile-supported wharves at Port of Oakland[J]. Port Engineering Technology,1990(4): 13-17. (in Chinese))

[9]PRIESTLEY N, SINGH J, YOUD T, et al. Costa Rica Earthquake of April 22, 1991 reconnaissance report[R]. Oakland, Cailifornia: Earthquake Engineering Research Institute, 1991.

[10]Association Fran?aise de Génie Parasismique, Recommandations AFPS 90[S]. (in French)

[11]Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance-Part 5: foundations, retaining structures,and geotechnical aspects[S]. 2003.

[12]橫田弘， 川崎進(jìn)， 菅原亮， 等. 鋼直杭式桟橋の地震時(shí)保有耐力に関する実験および解析[R]. 日本運(yùn)輸省港灣空港技術(shù)研究所, 1999. (YOKOTA Hiroshi, KAWASAKI Susumu, SUGAWARA Ryo. Ultimate structural performance of steel-pile supported wharves[R]. The Port and Harbour Research Institute, Ministry of Transport, Japan, 1999. (in Japanese))

[13]WERNER S D. Seismic guidelines for ports[M]. New York: ASCE, 1998.

[14]ASCE/COPRI 61-14 Seismic design of piers and wharves[S].

[15]GAZETAS G, MYLONAKIS G. Seismic soil-structure interaction: new evidence and emerging issues[J]. Geotechnical Special Publication, 1998, 2(75): 1119- 1174.

[16]高明， 趙穎， 靳道斌. 樁基碼頭抗震試驗(yàn)研究及動(dòng)力分析[J]. 水利水運(yùn)科學(xué)研究， 1981(4): 37- 50. (GAO Ming, ZHAO Yin, JING Daobin. Seismic experimental studies and dynamic analysis of pile-supported piers[J]. Journal of Nanjing Hydraulic Research Institute, 1981(4): 37- 50. (in Chinese))

[17]LAM I, MARTIN G R. Seismic design of highway bridge foundations, Vol II, Design procedures and guidelines. Report No. FHWA/RD-86/102[R]. Virginia: Federal Highway Administration, 1986.

[18]GUIN J. Advances in soil-pile-structure interaction and non-linear pile behavior[D]. New York: State University of New York at Buffalo, 1997.

[19]KASTRANTA G, GAZETAS G, TAZOH T. Performance of three quay walls in Maya Wharf: Kobe 1995[C]∥Proceedings of the 11th European conference on earthquake engineering, Paris, 1998.

[20]BERRILL J B, CHRISTENSEN R J, KEENAN R J, et al. Lateral spreading loads on a piled bridge foundation[C]∥Proceedings of International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Seismic Behavior of Ground and Geotechnical Structures: Special Technical Session on Earthquake Geotechnical Engineering, Rotterdam, Netherlands, 1997: 173- 183.[21]SADEK M, ISAM S. Three-dimensional finite element analysis of the seismic behavior of inclined micropiles[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2004, 24(6): 473- 485.

[22]POULOS H G. Raked piles—virtues and drawbacks[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2006, 132(6): 795- 803.

[24]JURAN I, BENSLIMANE A, DRABKIN S, et al. Centrifuge model tests on single, groups and networks of micropiles[R]. New York: Polytechnic University, 1998.

[25]ESCOFFIER S, CHAZELAS J L, GARNIER J. Centrifuge modelling of raked piles[J]. Bulletin of Earthquake Engineering, 2008, 6(4): 689- 704.

[26]OKAWA K, KAMEI H, KIMURA M, et al. Dynamic behaviour of a group-pile foundation with inclined piles in loose sand[J]. Physical Modelling in Geotechnics, 2002(2): 729- 734.

[27]ESCOFFIER S. Experimental study of the effect of inclined pile on the seismic behavior of pile group[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2012, 42: 275- 291.

[28]DENG N, KULESZA R, OSTADAN F. Seismic soil-pile group interaction analysis of a battered pile group[C]∥4th International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering, Thessaloniki, June, 2007: 25- 28.

[29]GEROLYMOS N, GIANNAKOU A, ANASTASOPOULOS I, et al. Evidence of beneficial role of inclined piles: observations and summary of numerical analyses[J]. Bulletin of Earthquake Engineering, 2008, 6(4): 705- 722.

[30]GIANNAKOU A, GEROLYMOS N, GAZETAS G, et al. Seismic behavior of batter piles: elastic response[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2010, 136(9): 1187- 1199.

[31]SADEK M, SHAHROUR I. Influence of the head and tip connection on the seismic performance of micropiles[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2006, 26(5): 461- 468.

[32]KAVAZANJIAN E. A driven-pile advantage: Batter piles[J]. Pile Driver, 2006(4): 21- 25.

[33]RAHIMI M R, BARGI K. Efficient arrangement of batter piles of a pile-supported wharf in sands[C]∥5th Civil Engineering Conference in the Asian Region and Australasian Structural Engineering Conference, Sydney, 2010: 1307- 1314.

[34]陶桂蘭， 陳祥， 王定. 叉樁扭角對高樁碼頭抗震性能影響分析[J]. 水道港口, 2012, 33(5): 423- 428. (TAO Guilan, CHEN Xiang, WANG Ding. Impact analysis of fork pile’s torsion angle on seismic performance of high-pile wharf[J]. Journal of Waterway and Harbor, 2012, 33(5): 423- 428. (in Chinese))

[35]陶桂蘭， 陳祥， 王定. 高樁碼頭叉樁布置形式抗震性能分析[J]. 河海大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012, 40(4): 469- 474.(TAO Guilan, CHEN Xiang, WANG Ding. Seismic performance analysis of fork pile arrangement type of high-pile wharf[J]. Journal of Hohai University (Natural Sciences), 2012, 40(4): 469- 474. (in Chinese))

[36]梁雨蘭， 喻澤紅. 叉樁布置對高樁碼頭地震動(dòng)力反應(yīng)的影響[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 2013, 33(2): 143- 149. (LIANG Yulan, YU Zehong. Seismic performance of the pile-supported wharf with varied batter pile patterns[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2013, 33(2): 143- 149. (in Chinese))

[37]李穎， 貢金鑫. 有斜樁和無斜樁高樁碼頭地震反應(yīng)的非線性有限元分析[J]. 水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào), 2011(2): 1- 13. (LI Ying, GONG Jinxin. Nonlinear finite element analysis of seismic performance for wharf structures with and without batter piles attached[J]. Journal of Hydro-Science and Engineering, 2011(2): 1- 13. (in Chinese))

[38]RAVAZI S A, FAHKER A, MIRGHADERI S R. An insight into the bad reputation of batter piles in seismic performance of wharves[C]∥4th International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering, Thessaloniki, 2007: 25- 28.

[39]SCHLECHTER S M, DICKENSON S E, MCCULLOUGH N J, et al. Influence of batter piles on the dynamic behavior of pile-supported wharf structures[C]∥Proceedings of the Ports 2004 Conference, Houston, Texas. 2004: 420- 430.

[40]濱田純次， 菅野高弘， 上部達(dá)生， 等. 斜杭式桟橋の地震時(shí)挙動(dòng)に関する模型振動(dòng)実験[C]∥土木學(xué)會(huì)論文集，2001: 101- 113.(HAMADA Junji, SUGANO Takahiro, UWABE Tatsuo, et al. Shaking table tests for dynamic response of a wharf with coupled batter piles[C]∥Proceedings of Japan Society of Civil Engineers, 2001: 101- 113. (in Japanese))

[41]李文貴，龍炳煌. 高樁碼頭叉樁節(jié)點(diǎn)抗震性能有限元數(shù)值模擬[J]. 建筑科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2010, 27(4): 86- 95.(LI Wengui, LONG Binghuang. Finite element numerical simulation of seismic behavior for batter pile joint in pile-wharf structure[J]. Journal of Architecture and Civil Engineering, 2010, 27(4): 86- 95. (in Chinese))

[42]李向梅. 高樁碼頭叉樁抗震性能研究及其有限元分析[D]. 武漢： 武漢理工大學(xué), 2007.(LI Xiangmei. Research and FEA of batter pile’s anti-seismic behavior on pile-wharf structures[D]. Wuhan: Wuhan University of Technology, 2007. (in Chinese))

[43]OYENUGA D, ABRAHAMSON E, KRIMOTAT A, et al. A study of the pile-wharf deck connection at the port of Oakland[C]∥Ports’ 01: America’s Ports: Gateway to the Global Economy. ASCE, 2001:1- 10.

[44]HARN R E. Have batter piles gotten a bad rap in seismic zones? (Or everything you wanted to know about batter piles but were afraid to ask)[C]∥Ports 2004: Port Development in the Changing World. ASCE, 2004: 1- 10.

[45]HARN R E. Displacement design of marine structures on batter piles[C]∥13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, BC, Canada, 2004.

[46]ZMUDA R, WEISMAIR M, CASPE M. Base isolating a wharf using sliding friction isolators at the port of los angeles[C]∥Ports’ 95, ASCE, 1995: 1263- 1274.

[47]KILBORN J, HARN R, FIRAT Y. Seismic retrofit of piers supported on battered piles using lead-rubber bearings[C]∥Ports 2010: Building on the Past, Respecting the Future, ASCE: 71- 80.

[48]JOHNSON R K, RIFFENBURGH R, HODALI R, et al. Analysis and design of a container terminal wharf at the Port of Long Beach[C]∥Ports’ 98, ASCE, 1998: 436- 444.

[49]王炳煌. 高樁碼頭工程[M]. 北京： 人民交通出版社， 2010.(WANG Binghuang. Pile-supported wharf engineering[M]. Beijing: China Communications Press, 2010. (in Chinese))

[50]SERVENTI G M, JORDAN M A, FOTINOS G, et al. The design of earthquake damage repairs to wharves before the earthquake occurs[C]∥Ports 2004: Port Development in the Changing World, ASCE, 2004: 297- 306.

[51]CAIZA SANCHEZ P. Seismic modeling, analysis and design of structural concrete pile-deck connections[D]. Illinois: University of Illinois at Urbana-Champaign, 2013.

[52]ROEDER C W, GRAFF R, SODERSTROM J, et al. Seismic performance of pile-wharf connections[J]. Journal of Structural Engineering, 2005, 131(3): 428-437.

[53]CUBAS A, FOLTZ R, LAFAVE J. Seismic performance of pile-wharf connections[R]. Illinois: University of Illinois at Urbana-Champaign, 2012.

[54]KRIER C J. Seismic testing of full-scale precast prestressed pile to deck connections[D]. California: University of California, San Diego, 2006.

[55]ROEDER C W, GRAFF R, SODERSTROM J L, et al. Seismic performance of pile-wharf connections[R]. Washington: University of Washington, 2002.

[56]STEPHENS J E, MCKITTRICK L R. Performance of steel pipe pile-to-concrete bent cap connections subject to seismic or high transverse loading: phase 2, Report No. FHWA/MT-05-001/8144[R]. Montana: Montana State University, 2005.

[57]PARK R J T, PRIESTLEY M J N, WALPOLE W R. The seismic performance of steel encased reinforced concrete bridge piles[J]. Bulletin of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering, 1983, 16(2): 123- 140.

[58]SILVA P F, SEIBLE F. Seismic performance evaluation of cast-in-steel-shell (CISS) piles[J]. ACI Structural Journal, 2001, 98(1): 36- 49.

[59]GEBMAN M, ASHFORD S, RESTREPO J. Axial force transfer mechanisms within cast-in-steel-shell piles, Report No.UCSD/SSRP-06/16[R]. California: University of California at San Diego, 2006.

[60]STEUNENBERG M, SEXSMITH R G, STIEMER S F. Seismic behavior of steel pile to precast concrete cap beam connections[J]. Journal of Bridge Engineering, 1998, 3(4): 177- 185.

[61]HARRIES K A, PETROU M F. Behavior of precast, prestressed concrete pile to cast-in-place pile cap connections[J]. PCI Journal, 2001, 46(4): 82- 92.

[62]JOEN P H. Seismic performance of prestressed concrete piles and pile-pile cap connections[D]. Christchurch, New Zealand: University of Canterbury, 1987.

[63]SRITHARAN S, PRIESTLEY M J N. Seismic testing of a full-scale pile-deck connection utilizing headed reinforcement[R]. California: University of California, San Diego， 1998.

[64]BELL J K. Seismic testing of existing full-scale pile-to-deck connections: precast prestressed and steel piles[D]. California: Universityof California, San Diego, 2008.

[65]JELLIN A. Improved seismic connections for pile-wharf construction[D]. Washington: University of Washington, 2008.

[66]STRINGER S. Seismic performance of improved damage resistant pile to wharf deck connections[D]. Washington: University of Washington, 2010.

[67]FOLTZ R. Structural behavior and modeling of high-performance fiber-reinforced cementitious composites for earthquake resistant design[D]. Illinois: University of Illinois at Urbana-Champaign, 2011.

[68]SODERBERG E, LIND D, LONI S. Innovative wharf details: elastomeric bearing pile-deck connection and finned monopile[C]∥Ports’13: 13th Triennial International Conference, ASCE, 2013: 1- 10.

[69]CHIARAMONTE M M, ARDUINO P, LEHMAN D E, et al. Seismic analyses of conventional and improved marginal wharves[J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2013, 42(10): 1435- 1450.

[70]竺存宏, 張鳳珍, 鄭鋒勇. 大管樁與上部結(jié)構(gòu)直接連接方案的試驗(yàn)研究[J]. 水道港口, 1992(1): 8- 16. (ZHU Cunhong, ZHANG Fengzhen, ZHENG Fengyong. Study on design concept of direct connection of a large pipe pile to the upper structure of a dock[J]. Journal of Waterway and Harbor, 1992(1): 8- 16. (in Chinese))

[71]宋玉普, 王茂林, 趙國藩. 高樁碼頭大管樁樁帽力學(xué)性能的三維非線性有限元分析[J]. 海洋學(xué)報(bào), 1996, 18(2): 131- 137. (SONG Yupu, WANG Maoling, ZHAO Guofan. Three-dimensional finite element analysis of mechanical performance for large pipe pile cap of pile-supported wharf[J]. Acta Oceanologica Sinica, 1996, 18(2): 131- 137. (in Chinese))

[72]李平先, 張雷順, 趙國藩. 預(yù)應(yīng)力混凝土管樁與樁帽連接節(jié)點(diǎn)軸拔性能原型試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2005, 38(7): 81- 86.(LI Pingxian, ZHANG Leishun, ZHAO Guofan. Prototype test on the axial pull-out behavior of the joint of prestressed concrete pipe pile and pile cap[J]. China Civil Engineering Journal, 2005, 38(7): 81- 86. (in Chinese))

Advances in research on seismic performance and design methods for pile-supported wharves Part Ⅲ: Seismic performance of batter piles and pile-superstructure connections

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 research 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 findings from the seismic codes for the pile-supported wharves are summarized, and the deficiencies concerning the researches and the problems needed to be further studied are pointed out. Some suggestions to revise the domestic seismic design codes and specifications are made. This is the third part of the series papers which discuss the seismic performance of the batter piles and pile-superstructure connections. The research results show that there is a great controversy in the seismic performance of the batter piles, and extensive theoretical and experimental studies on the pile-superstructure connections as well as the isolation technique have been carried out and the related findings applied to the seismic design of the wharves. And subsequent researches should be still conducted on the usage of the batter piles and pile-superstructure connections.

pile-supported wharves; seismic design; batter piles; pile-superstructure connections

10.16198/j.cnki.1009-640X.2017.02.003

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)02-0016-13

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Ⅲ: 斜樁和樁-上部結(jié)構(gòu)連接的抗震性能[J]. 水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào), 2017(2): 16-28. (GAO Shufei, GONG Jinxin, FENG Yunfen. Advances in research on seismic performance and design methods for pile-supported wharves Part Ⅲ: Seismic performance of batter piles and pile-superstructure connections[J]. Hydro-Science and Engineering, 2017(2): 16-28. (in Chinese))