導(dǎo)管架平臺地震破壞特性研究

徐徹，楊飏，何政 ，吳慶金

(1.中國船舶科學(xué)研究中心上海分部，上海 200011；2.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116024；3. 大連理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

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導(dǎo)管架平臺地震破壞特性研究

徐徹1，楊飏2，何政3，吳慶金2

(1.中國船舶科學(xué)研究中心上海分部，上海 200011；2.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116024；3. 大連理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

摘要：深入了解平臺在不同地震下的破壞特性有助于制定平臺抗地震破壞控制策略以及指導(dǎo)平臺抗震設(shè)計。結(jié)合增量動力分析方法，確定導(dǎo)管架平臺在不同地震作用下的失效模式，通過秩和比法獲取結(jié)構(gòu)的最易出現(xiàn)失效模式并與最弱失效模式進行對比，仿真結(jié)果表明：該方法下的失效模式與所有實際倒塌模式均較接近且更具備統(tǒng)計意義，便于實際應(yīng)用。

關(guān)鍵詞：導(dǎo)管架平臺；增量動力分析；失效模式；塑性發(fā)展；秩和比

海底地震具有很強的不確定性與隨機性，其頻譜特性通常不同。具有不同頻譜特性的地震作用會導(dǎo)致平臺結(jié)構(gòu)的振動響應(yīng)發(fā)生變化，這種變化會影響結(jié)構(gòu)各構(gòu)件本身以及構(gòu)件與構(gòu)件之間的力學(xué)行為，導(dǎo)致不同地震作用下的內(nèi)部破壞過程有所差異，最終發(fā)展為平臺失效模式的不同。為掌握不同地震作用下結(jié)構(gòu)的破壞行為與塑性發(fā)展規(guī)律，有必要盡可能多地獲取平臺主體可能出現(xiàn)的桿件破壞規(guī)律，進而獲取不同地震作用下結(jié)構(gòu)失效模式可能會呈現(xiàn)的共同特征或差異，有助于制定平臺抗地震破壞控制策略，進而降低不同地震對結(jié)構(gòu)倒塌的影響，從而有根據(jù)地延緩結(jié)構(gòu)的倒塌行為。對于海洋平臺地震破壞的研究一般為基于采用靜力倒塌分析或強震下動力分析的結(jié)構(gòu)破壞特性與狀態(tài)。魏巍[1]采用時變的方法模擬地震作用下的桿件破壞過程與平臺倒塌過程；Honarvara等[2]對一個小規(guī)模鋼架進行了動力破壞試驗，并將數(shù)值模擬與試驗結(jié)果進行了對比；Adelson等[3]基于INTRA程序以及模型試驗研究了強震作用下的承載力與延性性能。這些研究雖然能夠獲取結(jié)構(gòu)的破壞過程，但一般屬于單載荷記錄作用下的一次破壞過程，很少觸及“倒塌”這一結(jié)果。FEMA[4]提出PBEE抗震設(shè)計理念來指導(dǎo)結(jié)構(gòu)的相關(guān)設(shè)計，同時建議采用IDA方法對結(jié)構(gòu)進行地震倒塌分析[5]。近年來，該方法逐漸應(yīng)用于海洋平臺結(jié)構(gòu)的抗震性能分析中[6]。這種方法能夠有效地獲取桿件在不同強度地震波下的彈塑性結(jié)果，并提供一個“大體”的塑性發(fā)展路徑，因此可用于結(jié)構(gòu)地震破壞特性的相關(guān)研究。

本文采用不同頻譜特性的地震波，對某導(dǎo)管架平臺進行動力增量分析，并在分析中記錄結(jié)構(gòu)的響應(yīng)結(jié)果、桿件狀態(tài)信息，以及塑性點、倒塌臨界載荷水平。對所有地震波下的塑性發(fā)展過程進行匯總與總結(jié)。

1平臺模型

本文所選擇的導(dǎo)管架平臺結(jié)構(gòu)如圖1所示，結(jié)構(gòu)桿件標(biāo)號如圖2所示。

圖1　平臺幾何模型Fig.1　Model of Platform Structure

圖2　模型桿件標(biāo)號Fig.2　No. of Members

結(jié)構(gòu)主體為6層鋼架結(jié)構(gòu)，整體結(jié)構(gòu)由4根主導(dǎo)管支撐。平臺的X、Y方向結(jié)構(gòu)幾何布置一致，降低了由于結(jié)構(gòu)本身特性所導(dǎo)致不同方向的響應(yīng)差異。平臺的設(shè)計水深為33.8 m，平臺建模時不考慮樁-土相互作用以及海水對結(jié)構(gòu)振動的影響，邊界條件為泥線以下6倍樁徑處固結(jié)。為方便計算，平臺上部結(jié)構(gòu)以集中質(zhì)量作用于4根主導(dǎo)管頂端的相應(yīng)節(jié)點上；整體結(jié)構(gòu)鋼材強度為235 MPa，主要的幾何參數(shù)如表1所示。為記錄各桿件截面的塑性狀態(tài)，在桿件截面上取32個柵點并記錄其塑性應(yīng)變狀態(tài)，柵點位置如圖3所示。

表1　平臺幾何參數(shù)

圖3　桿件截面Fig.3　Member Cross Section

2結(jié)構(gòu)模態(tài)分析

模態(tài)分析可以確定結(jié)構(gòu)的自振頻率、振型等振動特性，確定結(jié)構(gòu)在不同激振頻率下結(jié)構(gòu)的變形趨勢，是進行結(jié)構(gòu)動力分析的基礎(chǔ)。對于導(dǎo)管架平臺結(jié)構(gòu)，常常關(guān)注的是其前幾階振動特性。結(jié)構(gòu)前100階固有頻率見圖4。

可見，平臺的前三階自振頻率與隨后的頻率相差較大，如圖5所示。對應(yīng)于平臺的兩個對稱水平振型與Z向扭轉(zhuǎn)振型，如圖5(a)、(b)所示；此后在前10階范圍內(nèi)的固有頻率發(fā)展較快，主要包括整體水平振型與局部豎向振型，如圖5(c)、(d)所示；第10階的平臺固有頻率大小均處于20 Hz以內(nèi)較低的頻率范圍，主要包括豎向振動、桿件振動或面內(nèi)振動振型，如圖5(e)、(f)所示。由自振頻率分析可見，平臺結(jié)構(gòu)桿件繁多，自由度數(shù)較高，結(jié)構(gòu)頻譜特性較為密集。

圖4　結(jié)構(gòu)前100階固有頻率Fig.4　Natural frequencies of first 100 modes

3地震波的選擇

本文選擇了26條具備不同頻譜特性的地震波[7]，均截取含較大波段的1 000子步。地震記錄的震級、PGA等信息如表2所示。

4動力全過程分析

本文采用增量動力分析(incremental dynamic analysis, IDA)方法對導(dǎo)管架平臺結(jié)構(gòu)進行倒塌全過程分析。用于評估地震載荷下結(jié)構(gòu)性能的IDA方法近年來受到廣泛的重視并被應(yīng)用于基于性能的抗震設(shè)計(performance based earthquake engineering, PBEE)研究中，成為結(jié)構(gòu)整體倒塌性能分析的新方法[8-9]。IDA方法通過對地震動時程乘以一系列不同大小的比例系數(shù)(scale factor, SF)，并分別在這一系列不同強度地震動下對結(jié)構(gòu)進行非線性動力時程分析，然后繪制結(jié)構(gòu)性能參數(shù)(damage measure，DM)與地震動強度(ground motion intensity measure，IM)的關(guān)系曲線，研究結(jié)構(gòu)在地震作用下的倒塌全過程。

圖5　平臺結(jié)構(gòu)振型Fig.5　Certain modal shapes of platform

編號地震震級PGA(g)編號地震震級PGA(g)1ImperialValley-07,19795.010.082214SanFernando,19716.610.32972ImperialValley-07,19795.010.050215Northridge,19946.70.5933BorahPeak,ID-01,19836.880.047416SanFernando,19716.610.10084Westmorland,19815.900.157117PointMugu,19735.650.09465Tabas,Iran,19787.350.350518SanFernando,19816.610.06536LytleCreek,19705.330.134819SanFernando,19716.610.03247ImperialValley,19406.90.3420Westmorland,19815.900.21938Norcia,Italy,19795.900.031421Nahanni,19856.761.05569Norcia,Italy,19795.900.185622Tabas,Iran,19787.350.027010Norcia,Italy,19795.900.041723SanFernando,19716.610.038911ImperialValley-06,19796.530.138224SanFernando,19716.610.068112ImperialValley-06,19796.530.121225SanFernando,19716.610.014613ImperialValley-06,19796.530.216526KernCounty,19527.60.156

將所有地震波調(diào)幅為PGA=0.01g(1g=9.8 m/s2)，以PGA為地震動強度指標(biāo)，通過不斷調(diào)整調(diào)幅因子來調(diào)整作用于結(jié)構(gòu)的載荷水平。計算過程中分析塑性結(jié)果不斷調(diào)整調(diào)幅因子(scale factor，SF)，獲取結(jié)構(gòu)最初進入塑性時的載荷水平，即“結(jié)構(gòu)塑性點”；然后從該水平載荷下逐級提高載荷水平(提高調(diào)幅因子)直到結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌，并獲得結(jié)構(gòu)倒塌時對應(yīng)的極限載荷水平。文中倒塌點被定義為“結(jié)構(gòu)頂點突然出現(xiàn)較大位移時的載荷水平”，并獲取其前一載荷水平下的結(jié)構(gòu)狀態(tài)為結(jié)構(gòu)倒塌前的結(jié)構(gòu)狀態(tài)。在計算過程中記錄了每一步載荷水平下結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)信息與結(jié)構(gòu)狀態(tài)信息，并通過計算結(jié)果的匯總與討論，研究結(jié)構(gòu)的動力性能。

以Imperial Valley-06 (1979-2) 地震波為例，對導(dǎo)管架平臺進行全過程倒塌分析。地震波三向加速度時程(PGA=1g)以及結(jié)構(gòu)分別在彈性范圍、塑性點以及臨倒塌載荷水平下的頂點位移響應(yīng)見圖6。從分析來看，塑性點對應(yīng)載荷水平時頂點位移平衡位置的偏移并不明顯，但倒塌臨界狀態(tài)的平衡位置產(chǎn)生了較大偏移，且出現(xiàn)多次的偏移過程，意味著結(jié)構(gòu)在極限載荷下會出現(xiàn)多次明顯的結(jié)構(gòu)桿件破壞與應(yīng)力重分布過程。

圖6　地震加速度時程與結(jié)構(gòu)頂點位移時程Fig.6　Acceleration History of earthquake and Top Dis History of structure

1)單地震記錄下的動力計算為深入了解塑性發(fā)展過程，對于不同載荷水平下進入塑性桿件狀態(tài)進行記錄，得到桿件截面進入塑性的狀態(tài)與進入塑性的程度。隨載荷水平增加，結(jié)構(gòu)的屈服桿件發(fā)展比例見圖7。由圖中可以看出，塑性點位置為PGA=0.7g左右，在結(jié)構(gòu)進入塑性后，會呈現(xiàn)一個塑性快速發(fā)展的過程，在截面進入塑性、1/4以內(nèi)截面進入塑性、1/2以內(nèi)截面進入塑性，以及全截面進入塑性的桿件數(shù)量均快速增長然后在PGA=1.2g左右開始緩慢增長，直到PGA=3.5g左右時到達極限狀態(tài)。圖8由上至下表達了結(jié)構(gòu)在由低載荷水平到高載荷水平下每根構(gòu)件的塑性狀態(tài)，能夠在一定程度上反映結(jié)構(gòu)進入塑性的發(fā)展過程。對比結(jié)構(gòu)的桿件編號圖可見，平臺首次進入塑性的桿件為26與28號桿件，即第6層的橫撐桿件，然后26號附近的桿件25、27和28號也隨之進入塑性狀態(tài)；在五層以上腿柱(96號桿件)與泥面以上腿柱(89號桿件)進入塑性以后，結(jié)構(gòu)在下一載荷水平發(fā)生了塑性急劇發(fā)展的過程，塑性發(fā)展呈現(xiàn)由最上層與最下方向中間位置發(fā)展的趨勢，當(dāng)發(fā)展到某一階段時，結(jié)構(gòu)進入倒塌極限狀態(tài)。最終有約50%的桿件進入塑性，20%的桿件全截面進入塑性，最終倒塌前的結(jié)構(gòu)進入塑性程度如圖9所示。

圖7　地震幅值-屈服桿件比例Fig.7　PGA-Plastic Member Rate

圖8　結(jié)構(gòu)桿件的塑性發(fā)展過程Fig.8　Plastic Development of Structural Members

圖9　倒塌塑性程度Fig.9　Plastic development

2) IDA計算結(jié)果匯總

對所有地震波下的結(jié)構(gòu)塑性點、倒塌點載荷水平、頂點位移進行了匯總與整理，如圖10?？梢钥闯觯苄猿霈F(xiàn)時對應(yīng)的載荷水平一般較低，遠低于結(jié)構(gòu)倒塌狀態(tài)時的載荷水平，其中23號地震波的倒塌極限與塑性時刻對應(yīng)的PGA比最高，為15左右，而4號地震波的倒塌極限與塑性時刻對應(yīng)的PGA比最低，為5.1左右?？梢娊Y(jié)構(gòu)在進入塑性后，還可保持較高的冗余度與安全儲備。除21號地震波外，其他地震動記錄作用下的塑性點均在1g以內(nèi)，而倒塌點在不同地震波作用下變異性較高，在塑性點大小相近的情況下，極限點之間的差距能夠達到1倍以上(如16、18號地震波)，可見結(jié)構(gòu)在不同地震作用下的抗倒塌能力差異性較大。

圖10　塑性點與倒塌點匯總Fig.10　Summary of Plastic Point and Collapse Point

圖11描述了位移與載荷水平的關(guān)系。一般認為，以PGA作為地震動強度指標(biāo)(IM)時此類曲線的離散程度較高，因此這里只討論位移發(fā)展過程的特點。從圖中可以看出：1)產(chǎn)生較大位移變化的位置一般高于該地震波的塑性點，即結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯非線性位移變化的時候，結(jié)構(gòu)的塑性程度已達到高于塑性點的水平；2)位移隨地震波的不同，發(fā)展速度不同，同時產(chǎn)生非線性的發(fā)展過程，有時甚至呈現(xiàn)多次的“震蕩”發(fā)展過程。這種現(xiàn)象從工程上來說，結(jié)構(gòu)有時會經(jīng)歷DM積累率的加速提高過程，但其他時刻降速的發(fā)生能夠暫時停止甚至逆轉(zhuǎn)位移的積累，并因此拉動IDA曲線，使DM的值相對降低并成為IM相關(guān)的非單調(diào)函數(shù)。最終，隨著DM的積累速率越來越高，一個最終的“軟化”段的發(fā)生，標(biāo)志著結(jié)構(gòu)動力不穩(wěn)定性的出現(xiàn)。

圖11　頂點位移-峰值加速度匯總Fig.11　Summary of PGA and Top_Dis Curves

5塑性發(fā)展與失效模式分析

導(dǎo)致結(jié)構(gòu)倒塌的直接原因是結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性的喪失，這種穩(wěn)定性的喪失從整體上表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)承載能力的下降，即結(jié)構(gòu)整體剛度的退化。而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體剛度降低的原因?qū)嶋H上是結(jié)構(gòu)內(nèi)部桿件進入塑性程度的不斷提高與破壞桿件的數(shù)量不斷增加，因此，結(jié)構(gòu)中所有桿件的破壞與塑性發(fā)展規(guī)律是結(jié)構(gòu)失效過程的一個重要特性，有重要的研究意義。

觀察所有地震波下的所有構(gòu)件截面進入塑性、1/4以內(nèi)截面進入塑性、1/2以內(nèi)截面進入塑性，以及截面進入全塑性的桿件率發(fā)展過程如圖12所示。在首次出現(xiàn)塑性后，結(jié)構(gòu)中不同進入塑性程度的桿件數(shù)量均呈一個急劇增長的過程。而此后這個發(fā)展過程在不同地震波作用下的有較大差異。例如：Lytle Creek (1970) 記錄下塑性急劇發(fā)展過程后斜率升高，塑性發(fā)展減緩，Imperial Valley-07 (1979-2) 僅在截面1/2以內(nèi)進入塑性桿件率中出現(xiàn)了一次顯著提高；San Fernando (1981) 作用下桿件塑性發(fā)展持續(xù)一個較快的水平，直至結(jié)構(gòu)倒塌；San Fernando (1971-6) 記錄下桿件塑性率在斜率平緩后再次出現(xiàn)了斜率降低的過程，表示地震峰值達到一定水平后結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展再次加劇的過程。同時，發(fā)現(xiàn)Imperial Valley-07 (1979-1)、Imperial Valley-06 (1979-1) 等記錄作用下的塑性桿件率發(fā)生了一定的下降，可考慮為不同載荷水平下的時程動力分析對于結(jié)構(gòu)的破壞過程不同所致。

對所有地震作用下結(jié)構(gòu)塑性點、倒塌臨界水平對應(yīng)的所有桿件狀態(tài)進行匯總，見表3。截面進入塑性程度被分為截面進入塑性、1/4以內(nèi)截面進入塑性、1/2以內(nèi)截面進入塑性，以及截面進入全塑性?？梢钥闯觯煌卣鸩ㄗ饔孟逻M入塑性桿件數(shù)均在40以上，最高達到78根，最低為43根；桿端截面進入全塑性的桿件數(shù)最高可達38根，最低為10根，可見結(jié)構(gòu)進入塑性的程度較高，同時也意味著極限狀態(tài)與塑性點之間有著較大的塑性發(fā)展過程，從側(cè)面反映了塑性點與極限點之間存在著較大的整體冗余度與安全儲備水平。從單條地震來看，不同地震波下的進入塑性程度有著較大的變異性。說明不同地震波特性對于結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展趨勢與倒塌過程有著較大的影響，而結(jié)構(gòu)的倒塌并不完全受到結(jié)構(gòu)進入塑性程度的控制。

圖12　地震幅值-屈服桿件比例Fig.12　PGA-Plastic Member Rate

地震編號進入塑性1/4進入塑性1/2進入塑性全進入塑性地震編號進入塑性1/4進入塑性1/2進入塑性全進入塑性16256422214453524132655547201569604821357464221164745331944329241017514232125575442241878665530666523313197566492776452492820535042228615046232162483418966594121226155543110706254242367615338115549381924635645191248453421256152462513696455322651463619

為觀察各桿件在不同地震作用下進入塑性幾率，定義桿件出現(xiàn)塑性的比率為

(1)

式中：N為地震波數(shù)，σ為構(gòu)件進入塑性的程度。將計算結(jié)果與結(jié)構(gòu)位置進行對照，得到結(jié)構(gòu)不同位置在不同地震波下進入塑性的幾率，如表4所示。

表4　全地震波下進入塑性率位置匯總

從構(gòu)件層次上來說，腿柱更容易進入塑性，其次為層間斜撐，然后是X型斜撐，而橫撐結(jié)構(gòu)雖然在最高層進入速度較快，但其他層橫撐的塑性程度一般較低。從整體來看，結(jié)構(gòu)的最上層，以及結(jié)構(gòu)與泥面的接觸部分進入塑性的程度最高，然后呈由上下兩端向中間發(fā)展的趨勢。

圖13為結(jié)構(gòu)在塑性點處對應(yīng)的進入塑性桿件編號?？梢钥闯?，結(jié)構(gòu)首次進入塑性的位置主要集中于25～28，以及90～94處。結(jié)合圖3中的桿件位置，發(fā)現(xiàn)這些位置主要分布于最高層的橫撐位置，以及腿柱與泥面固結(jié)的連接處。這是一個較為共性的結(jié)果，意味著結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展一般從平臺結(jié)構(gòu)的最上端與最下端開始。

圖13　首次進入塑性桿件匯總Fig.13　Summary of members into plastic initially

進一步了解各桿件在塑性發(fā)展過程中的貢獻，采用秩和比法對桿件的塑性結(jié)果進行了影響系數(shù)的計算。對于第i個桿件，影響系數(shù)可以取為

(2)

式中：N為從出現(xiàn)塑性到結(jié)構(gòu)倒塌的總載荷步數(shù)；j為結(jié)構(gòu)開始進入塑性后，桿件首次出現(xiàn)塑性應(yīng)變所對應(yīng)步數(shù)；E為地震動記錄總數(shù)；k為地震編號。計算結(jié)果見圖14。

桿件塑性發(fā)展影響系數(shù)實際上是不同地震波下失效模式的綜合性描述。不同構(gòu)件間系數(shù)的大小比較，能夠在一定程度上反映出桿件截面最可能出現(xiàn)塑性的先后順序，在初始塑性點位置同樣可以得出與圖13相似的結(jié)論。同時，雖然系數(shù)順序并不意味著結(jié)構(gòu)在某地震記錄下的實際失效模式，但由于不同桿件系數(shù)的大小明確，其順序可以體現(xiàn)最易出現(xiàn)的平臺主體結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展過程。

圖14　桿件塑性發(fā)展影響系數(shù)Fig.14　Plastic development influence factors of members

進一步研究不同地震動下失效模式與最易出現(xiàn)塑性發(fā)展過程的差異，本文采用了余弦相似度算法對失效模式之間的相似度進行描述。定義相似度系數(shù)[10]為

(3)

式中：a·b為2個n維樣本點，其相似性結(jié)果在從-1～1。-1意味著a·b指向的方向恰好相反，而1表示a·b的指向完全相同，0通常表示a·b之間相互獨立，而在這之間的其他值則表示一定程度的相似或相異性。

由孫愛伏等[11]提出的最弱失效模式可知，結(jié)構(gòu)的最弱失效模式為16號地震波作用下的桿件破壞模式。通過上文得到的綜合塑性發(fā)展參與系數(shù)與各地震動下該系數(shù)的分析，以及通過最弱失效模式的桿件參與系數(shù)與所有地震動下該系數(shù)的分析計算得到相似性系數(shù)如表5所示。

表5　相似度匯總

通過兩類失效模式下相似度的對比，可以看出基于影響系數(shù)的失效模式與各地震動倒塌失效模式相似度最大值為0.985，最小為0.922；最弱失效模式與其他倒塌失效模式下相似度最大值為0.982，最小為0.846。經(jīng)過計算，不同相似度大小的平均值與變異系數(shù)如表6所示?？梢钥闯觯谟绊懴禂?shù)的失效模式平均值較高，且變異系數(shù)較低?？梢娀谟绊懴禂?shù)的失效模式與所有失效模式均更為相近，且離散度較小，更具備統(tǒng)計意義，便于實際工程應(yīng)用。

表6失效模式相關(guān)系數(shù)概率特性

Table 6Correlation coefficient probability characteristics of failure modes

基于影響系數(shù)的失效模式最弱失效模式平均值0.9670.941變異系數(shù)0.0170.034

6結(jié)論

1) 結(jié)構(gòu)進入塑性對應(yīng)載荷水平普遍較低，遠低于臨界倒塌時刻對應(yīng)的載荷水平。不同地震波下的塑性點、臨界倒塌對應(yīng)載荷水平差距較大，結(jié)構(gòu)響應(yīng)的發(fā)展在地震作用下會受到結(jié)構(gòu)非線性、地震動時程與頻譜特性的影響。隨著載荷作用水平的提高，結(jié)構(gòu)會經(jīng)歷多次的桿件失效與應(yīng)力重分布過程。在不同地震作用下的結(jié)構(gòu)性能參數(shù)與載荷水平曲線的發(fā)展特性并不一致且差別較大；

2) 平臺結(jié)構(gòu)從完好狀態(tài)進入塑性狀態(tài)時的初始桿件位置具有一定的共性，一般為頂層水平支撐，或與泥線相接的樁腿位置，結(jié)構(gòu)塑性率的發(fā)展在結(jié)構(gòu)進入塑性后呈現(xiàn)急劇加快的趨勢，而后的發(fā)展過程在不同地震波記錄之間存在較大差異；

3)通過計算塑性發(fā)展影響系數(shù)，找到最易出現(xiàn)的平臺主體結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展過程。通過計算相似性系數(shù)，得到與綜合發(fā)展影響系數(shù)最相近的倒塌失效模式，該方法獲取的失效模式與所有真實倒塌失效模式均較為接近且相似度離散性較小，具有統(tǒng)計意義，可以為抗地震倒塌設(shè)計提供基礎(chǔ)。

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Study of earthquake damage characteristics of a jacket platform

XU Che1，YANG Yang2，HE Zheng3，WU Qingjin2

(1.Shanghai Branch, China Ship Scientific Research Center, Shanghai 200011, China; 2. School of Naval Architecture, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China; 3. Department of Civil Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China)

Abstract：A deeper understanding of platform damage characteristics resulting from different earthquake scenarios will support the development of strategies for mitigating platform damage by earthquakes and facilitate improved earthquake-resistant designs. In this study, we used incremental dynamic analysis (IDA) to determine the jacket-platform failure modes of different earthquake scenarios. We obtained the most likely structural failure mode using the rank-sum ratio (RSR) and then compared it with that of the weakest failure mode. Simulation results show that the failure mode obtained from this method nearly replicates all actual collapse modes, with better statistical significance. This failure mode can be easily used in practical applications.

Keywords：jacket platform; incremental dynamic analysis (IDA); failure mode; plastic development; rank-sum ratio(RSR)

中圖分類號：TU352.11

文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1006-7043(2016)02-0174-08

doi:10.11990/jheu.201409012

作者簡介：徐徹(1988-)男，助理工程師;楊飏(1975-)女，副教授.通信作者：楊飏，E-mail:yangyanghit@yahoo.com.cn.

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目(50908036);遼寧省自然科學(xué)基金資助項目(201202040).

收稿日期：2014-09-04.網(wǎng)絡(luò)出版日期：2015-12-15.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20151215.1141.024.html