整體箱板式高樁碼頭地震響應(yīng)數(shù)值模擬分析

莊寧 ，許明宇 ，陳聰 ，楊文濤

（1.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，江蘇 南京 210098；2.河海大學(xué)水利工程實(shí)驗(yàn)教學(xué)中心，江蘇 南京 210098）

0 引言

高樁碼頭是我國(guó)應(yīng)用最廣的碼頭結(jié)構(gòu)形式之一，地震作用下高樁碼頭的破壞形式主要有兩種[1]：一是樁基在土分界處樁身曲率過大，樁基發(fā)生破壞；二是土體液化，使碼頭整體失穩(wěn)從而導(dǎo)致破壞。傳統(tǒng)帶斜樁式高樁碼頭較弱的抗震性能限制了碼頭自身的發(fā)展，新型高樁碼頭結(jié)構(gòu)的抗震問題成為防災(zāi)減災(zāi)研究中的一項(xiàng)重要課題[2]。整體箱板式高樁碼頭上部結(jié)構(gòu)由數(shù)塊預(yù)制箱板拼接而成，通過縱向預(yù)應(yīng)力筋穿過箱板預(yù)留孔洞將箱板結(jié)合成一個(gè)整體，且不需設(shè)置斜樁，該新型全直樁碼頭結(jié)構(gòu)可以承受較大的水平荷載，同時(shí)在地震作用下較之斜樁碼頭更不易被破壞，抗震性能大大增強(qiáng)。

邴曉等[3]首次提出新型整體箱板式高樁碼頭的結(jié)構(gòu)形式，從施工、工程量和經(jīng)濟(jì)指標(biāo)等方面論證了這種新型碼頭設(shè)計(jì)優(yōu)于傳統(tǒng)的梁板式高樁碼頭。王文仲等[4]驗(yàn)證了經(jīng)驗(yàn)系數(shù)法、等代框架法、虛擬交叉梁法應(yīng)用在整體箱板式高樁碼頭中的可行性，并與有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比。張艦[5]利用ABAQUS準(zhǔn)確模擬了整體箱板式高樁碼頭樁基內(nèi)力和門機(jī)荷載的動(dòng)態(tài)加載，驗(yàn)證了數(shù)值模擬在新型碼頭中的可行性。

目前針對(duì)地震影響下的整體箱板式高樁碼頭結(jié)構(gòu)的研究很少，本文采用數(shù)值模擬的研究方法，利用有限元軟件ABAQUS建立基于實(shí)際工程條件下的彈塑性損傷數(shù)值模型，采用無限元模擬實(shí)際的邊界條件，考慮材料非線性和樁土相互作用，分析結(jié)構(gòu)在不同地震波強(qiáng)度作用下的動(dòng)力響應(yīng)，進(jìn)一步深化整體箱板式高樁碼頭結(jié)構(gòu)抗震性能的研究。

1 計(jì)算模型建立

本文模型數(shù)據(jù)參考某港區(qū)5萬噸級(jí)整體箱板式高樁碼頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[6]，選用ABAQUS中提供的混凝土塑性損傷模型，土體材料選用摩爾庫(kù)倫本構(gòu)模型[7-8]，將土體簡(jiǎn)化為2層，分別為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土和砂質(zhì)板巖?；炷恋燃?jí)為C50，地震設(shè)防烈度為8度。塑性系統(tǒng)松弛時(shí)間黏性系數(shù)取為1×10-5，混凝土雙軸受壓與單軸受壓極限強(qiáng)度比值取1.16。此外，P-Q平面剪脹角取38°，塑性勢(shì)能方程的流動(dòng)勢(shì)偏移量取0.1，拉伸子午線和壓縮子午線上第二應(yīng)力不變量比值取2/3。上部結(jié)構(gòu)中雙層縱向預(yù)應(yīng)力筋在箱板橫斷面上下各布置62根，并對(duì)每根鋼筋施加1.3×109Pa的預(yù)應(yīng)力。碼頭斷面圖和碼頭平面圖如圖1、圖2所示（每榀排架的樁基編號(hào)從海側(cè)向陸側(cè)依次為1～4號(hào)，如2-3表示第2榀排架的3號(hào)樁基），碼頭尺寸為碼頭寬度35 m，排架間距7.28 m，箱板厚度1.65 m，1、2號(hào)樁截面（單根樁）1.2 m×1.2 m，3、4號(hào)樁截面（兩根樁）1 m×1 m，樁長(zhǎng)57.95 m。土層物理力學(xué)性能指標(biāo)見表1。

圖1 碼頭斷面圖（m）Fig.1 Cross-sectional view of wharf(m)

圖2 碼頭平面圖（mm）Fig.2 Plan view of wharf(mm)

表1 土層物理力學(xué)性能指標(biāo)Table1 Physico-mechanical properties of soil layer

本文借鑒以往研究者[9]的研究方法，利用過去的典型地震波記錄進(jìn)行地震分析，分別選擇頻譜特征不同的EIcentro波、Northridge波和Kobe波作為輸入地震波，縱向施加，持續(xù)時(shí)間為15 s。根據(jù)抗震設(shè)防烈度的要求[10]，將地震波加速度峰值調(diào)整為0.1g、0.2g、0.4g，對(duì)應(yīng)的抗震設(shè)防烈度為7度、8度、9度地震。

模型中碼頭結(jié)構(gòu)與土體均采用ABAQUS中的三維實(shí)體C3D8R單元[11]，預(yù)應(yīng)力鋼筋采用B31線單元，無限元部分采用CIN3D8單元。對(duì)于阻尼計(jì)算，采用黏性阻尼模型[12-13]中的瑞利阻尼進(jìn)行計(jì)算。除了土體上表面（Y向正方向）為自由面外，其余5個(gè)方向的表面作為不反射地震波的無窮遠(yuǎn)表面，在考慮地應(yīng)力平衡的條件下[14]，最終生成有限元與無限元耦合的整體箱板式高樁碼頭結(jié)構(gòu)模型。

2 面板動(dòng)力響應(yīng)分析

2.1 面板位移響應(yīng)

分別調(diào)整加速度峰值為0.1g、0.2g、0.4g的EIcentro波和0.2g的Northridge波、Kobe波作為輸入地震波，面板水平位移時(shí)程曲線分別如圖3和圖4所示（位移正向?yàn)橄蚝?cè)方向）。

圖3 不同強(qiáng)度EIcentro波作用下碼頭面板水平位移時(shí)程曲線Fig.3 Time-history curveof horizontal displacement of panel under EIcentro waves with different strength

圖4 不同地震波作用下碼頭面板水平位移時(shí)程曲線Fig.4 Time-history curve of horizontal displacement of panel under different seismic waves

由圖3可知，面板水平位移與加速度趨勢(shì)基本匹配，結(jié)構(gòu)受到向海側(cè)加速度時(shí)位移幅值更大，結(jié)構(gòu)響應(yīng)更加明顯。隨著地震波強(qiáng)度的增大，面板的水平位移響應(yīng)也逐漸增大，殘余位移就越明顯。在0.4g（9級(jí)）地震強(qiáng)度下，碼頭面存在明顯的向海側(cè)偏移的情況，位移達(dá)到最大，結(jié)構(gòu)響應(yīng)強(qiáng)烈，結(jié)構(gòu)發(fā)生不可恢復(fù)的塑性破壞。

由圖4可以看到，對(duì)比EIcentro波和Kobe波，EIcentro波作用下面板最大正向位移更大，面板向海側(cè)偏移更大，而Kobe波作用下面板最大負(fù)向位移更大，面板向陸側(cè)偏移更大。在Northridge波作用下面板水平位移變化幅值最大，表明面板在該地震波下響應(yīng)最為劇烈。

2.2 面板加速度響應(yīng)

不同強(qiáng)度的地震波作用下面板水平加速度時(shí)程曲線分別如圖5～圖6所示。

圖5 不同強(qiáng)度EIcentro波作用下碼頭面板水平加速度時(shí)程曲線Fig.5 Time-history curve of horizontal acceleration of panel under EIcentro waveswith different strength

圖6 不同地震波作用下碼頭面板水平加速度時(shí)程曲線Fig.6 Time-history curve of horizontal acceleration of panel under different seismic waves

由圖5可知，面板水平加速度在不同地震波強(qiáng)度下的時(shí)程曲線表現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，隨著地震波強(qiáng)度的增大，水平加速度峰值也隨之增大。不同強(qiáng)度下加速度峰值都有所衰減，且地震波強(qiáng)度越大，衰減幅度就越大，這是因?yàn)榈卣鸩◤膸r基傳播到面板過程中會(huì)發(fā)生能量的消耗，面板混凝土采用的損傷模型引入了損傷參數(shù)，結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震下會(huì)發(fā)生損傷劣化，剛度降低。

由圖6可知，3種地震波的水平加速度時(shí)程曲線與各自對(duì)應(yīng)的輸入地震波加速度時(shí)程曲線相似，但三者在線形規(guī)律以及峰值變化上存在較大差異。EIcentro波和Kobe波的峰值加速度與其對(duì)應(yīng)的輸入地震波相比都有所衰減，而Northridge波卻有所增強(qiáng)，加速度峰值呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，這是因?yàn)镹orthridge波振動(dòng)能量集中在0.1～0.8 Hz及2.0～2.6 Hz，并且結(jié)構(gòu)本身的自振頻率（0.196～0.355 Hz）恰好在這之間，使結(jié)構(gòu)發(fā)生共振，響應(yīng)更為劇烈。

3 樁基動(dòng)力響應(yīng)分析

選取結(jié)構(gòu)第一榀排架的樁基作為研究對(duì)象，其編號(hào)從海側(cè)向陸側(cè)依次為1-1～1-4。

3.1 樁身位移響應(yīng)

不同強(qiáng)度的地震波作用下1-1樁身各點(diǎn)的水平位移峰值曲線如圖7所示。

圖7 不同強(qiáng)度地震波作用下1-1樁沿樁身的相對(duì)位移峰值Fig.7 Peak value of relativedisplacement of pile1-1 under seismic waves with different strength

樁身各點(diǎn)相對(duì)樁底的水平位移峰值從樁底到樁頂逐漸增大，并在樁頂處達(dá)到峰值，這表明樁頂處易發(fā)生破壞，需在設(shè)計(jì)時(shí)加強(qiáng)樁頂與箱板的連接強(qiáng)度。同時(shí)，由于上部結(jié)構(gòu)預(yù)應(yīng)力筋的存在，明顯減緩了樁頂部位的位移增加趨勢(shì)，有效減少了樁頂位移，并且其強(qiáng)度與位移峰值保持較好的線性增長(zhǎng)，說明樁頂未發(fā)生較大破壞。另一方面，當(dāng)?shù)卣鸩◤?qiáng)度增大時(shí)，由于樁基離開泥面后土體的嵌固作用消失，樁基缺少土體約束，樁身相對(duì)位移從泥面到樁頂處的斜率發(fā)生了較大變化，樁基向海側(cè)位移明顯增大。

在泥面以下，本應(yīng)與結(jié)構(gòu)響應(yīng)最強(qiáng)烈的Northridge波作用下的樁身位移峰值略小于EIcentro波的作用，而當(dāng)觀察點(diǎn)離開土體后，由于樁基與Northridge波的共振響應(yīng)逐漸增強(qiáng)，樁身位移峰值快速增長(zhǎng)。這表明頻譜特性與結(jié)構(gòu)自振頻率接近的地震波對(duì)樁基位移的影響較大。

3.2 樁身彎矩及剪力響應(yīng)

1-1～1-4號(hào)樁身在不同地震波強(qiáng)度下的彎矩及剪力響應(yīng)峰值如表2所示。

表2 不同強(qiáng)度EIcentro波作用下樁頂彎矩及剪力響應(yīng)峰值Table 2 Peak value of moment and shear response of pile-head under EIcentro waves with different strength

在同一地震烈度下，單獨(dú)對(duì)比表中1-1、1-2及1-3、1-4兩組樁基可知，隨著樁基入土長(zhǎng)度的增大，樁頂彎矩和剪力峰值逐漸增大；而對(duì)比樁基1-2和1-3，樁頂彎矩和剪力隨著入土深度的增大反而有所降低，這是因?yàn)樵谕粋€(gè)排架下3、4號(hào)樁基數(shù)量較1、2號(hào)樁基增加了1倍，每根樁僅承擔(dān)一半的載荷，故單根樁的樁頂彎矩和剪力反而較1、2號(hào)樁有所降低。由于樁身在不同強(qiáng)度EIcentro波作用下彎矩響應(yīng)峰值曲線類似，以強(qiáng)度為0.2g的EIcentro波為參考，如圖8所示，除樁頂外，樁身還出現(xiàn)了兩處彎矩峰值，分別在土層交界面以及泥面附近，這表明樁身易在土層改變處和泥面處產(chǎn)生較大彎矩，在抗震設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)關(guān)注。

圖8 0.2g的EIcentro波作用下樁身彎矩響應(yīng)峰值Fig.8 Peak of moment response of pileunder 0.2g EIcentro wave

4 系統(tǒng)能量耗散規(guī)律

結(jié)構(gòu)在地震產(chǎn)生能量的輸入與輸出中存在著不同的能量轉(zhuǎn)化與耗散，主要包括結(jié)構(gòu)動(dòng)能，阻尼耗散，黏性耗散以及損傷耗能等。以加速度峰值為0.2g的EIcentro波為參考，各能量變化時(shí)程曲線如圖9所示。

圖9 能量時(shí)程曲線Fig.9 Energy time-history curves

由圖9（a）可知，系統(tǒng)能量耗散主要是阻尼耗散和黏性耗散，且能量耗散隨著地震輸入能量的增加而增加，結(jié)構(gòu)動(dòng)能在地震波施加前期波動(dòng)較為頻繁，后期趨于穩(wěn)定；由圖9（b）可知，損傷耗能隨著時(shí)間的遞增，在0.00～1.00 s、1.50～2.00 s和4.50～6.00 s期間發(fā)生了損傷耗能的驟然跳躍，表明結(jié)構(gòu)此時(shí)發(fā)生了較大的裂縫破壞，瞬間釋放了大量能量，屬于脆性斷裂耗能。這之間的耗能曲線呈階梯狀逐級(jí)上升，能量耗散為黏性耗散。

5 結(jié)語(yǔ)

本文采用ABAQUS軟件對(duì)整體箱板式高樁碼頭進(jìn)行地震響應(yīng)分析，考慮了樁土相互作用、材料的非線性特征等，分析了結(jié)構(gòu)面板、樁基在不同強(qiáng)度地震波作用下的加速度、位移、彎矩響應(yīng)及系統(tǒng)能量耗散規(guī)律，判明了結(jié)構(gòu)的脆弱環(huán)節(jié)，主要結(jié)論如下：

1）地震波頻譜特性對(duì)結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)有很大影響，Northridge波的頻譜與結(jié)構(gòu)本身自振頻率接近，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生共振，相比于其他兩種地震波響應(yīng)更加劇烈。

2）地震波作用下樁基在土層交界面和泥面附近產(chǎn)生彎矩突變，并且位移在樁頂處達(dá)到最大，表明這些部位容易發(fā)生破壞，在設(shè)計(jì)中應(yīng)重點(diǎn)考慮其抗震性能，加強(qiáng)結(jié)構(gòu)連接強(qiáng)度。

3）結(jié)構(gòu)所布置的縱向預(yù)應(yīng)力筋作用明顯，能有效分擔(dān)樁頂應(yīng)力，使泥面以上樁身應(yīng)力減小并在樁頂處趨于一致。另外，樁基數(shù)量對(duì)樁頂?shù)膹澗睾图袅σ灿休^大影響，樁基數(shù)量增加，使每根樁承受的載荷減少，彎矩和剪力也隨之減少。

4）阻尼耗散了大部分地震輸入的能量，且隨著輸入能量的增加而增加。通過損傷耗能可以確定結(jié)構(gòu)發(fā)生脆性斷裂破壞的時(shí)間節(jié)點(diǎn)。