高桩码头叉桩节点模拟抗震性能试验有限元分析.doc

精品论文高桩码头叉桩节点模拟抗震性能试验有限元分析龙炳煌 1，李文贵 2 武汉理工大学土木工程与建筑学院 ，武汉（430070） E-mail: wengui_li1021摘要：本文提出一种新型的叉桩节点的抗震性能试验方案，并对这种节点进行了模拟抗震性能试验的有限元方法，得到节点的滞回曲线、骨架曲线、延性系数、割线刚度以及耗能能 力。桩帽的配箍率、混凝土强度等级、轴压比以及桩芯配筋率等参数对节点抗震性能的影响 进行讨论。桩帽配箍率、混凝土强度等级对叉桩节点的延性和耗能能力有较大影响，桩帽轴 压比对叉桩节点的承载力、刚度、延性和耗能能力均有较大的影响，配置桩芯钢筋可以明显 提高节点的延性和耗能能力，但配置一定数量的桩芯钢筋之后，提高桩芯配筋率，对节点的 延性和耗能能力影响不大。有关结论对这种叉桩节点的抗震性能试验研究具有重要参考价 值。关键词：高桩码头；叉桩节点；抗震性能；有限元分析 中图分类号：TV1 引言在 1976 年唐山地震中，天津的码头遭受了严重破坏，给港口造成重大经济损失。典型 的码头节点震害现象如图 1 所示。在 26 个海港码头中，除 4 个为板桩码头外，其余 22 个均 为高桩码头，码头总长度 4907m。其中出现中等破坏的有 1106m，占 22.5%。在这 22 个高桩 码头中，共有叉桩 700 对（1400 根）。据文献记载天津抗办，1984，出现断裂的有 464 根， 占 33.14%。共有桩帽 700 个，出现断裂的有 306 个，占 43.71%。又据文献记载刘恢先，1986， 在塘沽新港 22 个高桩码头的 700 对叉桩中，总共调查了 681 对。叉桩及桩帽出现严重破坏 的有 175 对，占 25.70%。出现轻微破坏的有 382 对，占 56.09%。基本完好的仅有 63 对，占9.25%。有关我国高桩码头抗震性能研究的文献资料至今尚不多见。1998 年，与高桩码头抗震 设计有关的设计规范高桩码头设计与施工规范JTJ29198、港口工程桩基规范JTJ35498 和水运工程抗震设计规范JTJ 22598 相继修订出版。在规范修订中，高桩码头 设计与施工规范规范组，委托武汉水利电力学院，对 72 个直桩桩帽和 22 个叉桩桩帽进行 了竖向和水平荷载试验和有限元分析。但在这 3 本规范中都没有提出有关桩帽节点的抗震设 计方法和具体的抗震构造措施设计条款。图 1 码头叉桩节点震害现象国内外的震害现象表明，高桩码头结构破坏十分严重，迫切需要采取有效措施来提高码 头的抗震性能。目前，国内外通常采用提高直桩节点抗震承载力的方法来改善高桩码头结构 的抗震性能。但在提高直桩节点抗震承载力的同时，节点的刚度也会增大，从而使节点的水 平地震作用增大，对直桩节点产生不利的影响。2004 年，针对中、美两国高桩码头存在的- 7 -共性问题1-2，本文第一作者提出了一种具有铰接直桩节点和钢管叉桩节点的整浇装配式高 桩码头。其结构设计思想是“削弱直桩节点的刚度，加强叉桩节点的抗震承载力和延性，通过叉桩与土的相互作用来消耗地震能量”。为了对这种具有钢管叉桩的整浇装配式叉桩节点进行抗震性能试验研究。本文拟提出这种叉桩节点的抗震性能试验研究方案,并对其进行模 拟抗震性能试验的有限元分析。2 试验方案2.1 试件设计本文按高桩码头设计与施工规范3 和建筑抗震试验方法规程4的要求，采用 1：3 的比例设计叉桩节点试件。试件由叉桩、桩 帽、桩芯和甲板所组成。叉桩为一对 180mm×10mm×3000mm（外径×壁厚×长）钢管， 桩帽为 810×370×520mm（长×宽×高）接近 椭圆型空 心柱体， 内设桩芯 ，甲板为 2400×1200×240mm（长×宽×高），如图 2 所示。其中桩帽采用混凝土预制，桩芯和甲板采用混凝土现浇，支座及试验加载端部局 部设置有钢板刚性垫块。（a）正立面（b）侧立面图 2 叉桩节点几何尺寸（mm）2.2 试验方案试验装置如图 3 所示。在反力槽上安装 4 根双铰链杆支座支撑甲板，使甲板两端可以转 动，也可以水平运动，但不能竖向运动。在分配梁底面安装 2 个铰支座支撑钢管叉桩，使钢 管叉桩端部可以转动，但不能水平和竖向运动。在分配梁顶面安装 1 个液压千斤顶，以施加 竖向力。在反力架上安装滑动支座，使分配梁可以竖向运动，但在平面外不能运动。加载程序：按建筑抗震试验方法规程制定加载程序，先施加竖向荷载，再执行水平 力（位移）加载程序。水平力（位移）加载程序如图 4 所示。表 1 试件参数试件 编号钢 筋混 凝 土桩帽 轴压比桩帽桩芯A、BCD桩帽甲板桩芯S161006100812C35C30C400.0S210100101000C35C30C40S381008100812C35C30C40S51010010100812C35C30C40S61010010100814C25C30C40S71010010100814C35C30C40S81010010100814C45C30C40S91010010100814C35C30C400.7S101010010100814C35C30C400.9注：桩帽及桩芯钢筋采用 HPB235；钢管采用 Q235；甲板纵向采用 20100 双层配筋，分布筋采用 12150。图 3 试件及试验装置图 4 加载制度示意图3 有限元分析本文采用有限元软件 ANSYS 对叉桩节点进行低周反复加载分析。考虑材料的非线性5， 但不考虑混凝土之钢筋与间的滑移。利用后处理功能，提取力与位移的对应数值，绘制节点 的滞回曲线和骨架曲线。从叉桩的滞回曲线、骨架曲线、延性系数、刚度退化、耗能能力等 五个方面探讨节点的抗震性能。讨论桩帽的配箍率、混凝土强度等级、轴压比和桩芯配筋率 等试验参数对叉桩节点抗震性能的影响。3.1 有限元模型混凝土采用块体 SOLID65 单元，钢筋采用 LINK8 空间杆单元，钢管采用 SHELL43 单元。 加载端及支座钢垫板采用 SOLID45 单元。选用 TARGE170 和 CONTACT174 单元来定义桩帽混凝 土与钢管叉桩之间的粘结滑移。试件的网格划分如图 5 所示，其中的钢筋单元如图 6 所示。采用 Willam-Warnke 屈服模型定义混凝土的破坏面。混凝土的弹性模量、泊松比和单 轴应力应变曲线按混凝土结构设计规范确定6-7。定义混凝土的破坏面的 9 个参数：(1)裂 缝张开时的剪力传递系数取 0.4，(2)裂缝闭合时的剪力传递系数取 0.9，(3)单轴抗拉强度 取 ft，(4)单轴抗压强度取-1（关闭混凝土压碎开关），其余参数 (5)双轴抗压强度、(6)静 水围压、(7)静水围压下的双轴抗压强度、(8)静水围压下的单轴抗压强度、(9)受拉开裂条 件下的刚度乘子等按照约定取默认值。钢筋采用双线性随动强化模型，相应参数按混凝土结 构设计规范确定。图 5 节点单元划分图 6 钢筋单元3.2 边界条件及求解对甲板两端刚性垫块中间节点施加 z 向的位移约束，使其成为连杆支座；对叉桩底部刚 性垫块中间节点施加 x、y、z 向的位移约束，使其成为铰支座。水平加载位置设在甲板的右 端，采用位移加载控制进行低周反复加载。采用完全 Newton-Raphson 平衡迭代进行非线性 求解，打开自动时间步长控制及线性搜索，所有计算均进行至加载过程全部完成或计算不能收敛为止。采用位移收敛准则，收敛精度放宽为 5%。P (kN)4 计算结果分析本文分别讨论桩帽配箍率、桩帽混凝土强度等级、桩帽轴压比和桩芯配筋率等参数对节 点抗震性能的影响8。节点抗震性能涉及的内容包括滞回曲线、骨架曲线、延性系数、刚度 退化、耗能能力等。4.1 桩帽配箍率S1、S3 和 S5 的桩帽的配箍率分别为 0.31%、0.56%和 0.87%，其余试验参数完全相同。 本文通过对试件 S1、S3 和 S5 的计算分析，探讨桩帽配箍率对节点抗震性能的影响。P (kN)试件的滞回曲线如图 7 所示。随着桩帽配箍率的增大，滞回曲线的饱满程度提高，承载 力增大，但幅度不大。S5 还出现了一定程度的承载力退化。试件的延性系数（平均值）分 别为 1.17，1.29，1.82。延性系数随桩帽配箍率的增大而提高。与 S1 相比，延性系数分别 提高 10.3%，55.56%。试件的耗能能力（kJ）分别为 14.59，38.75，70.96，等效粘滞阻尼 系数分别为 0.07，0.13，0.21。耗能能力和等效粘滞阻尼系数随桩帽配箍率的增大而提高。 与 S1 相比，耗能能力分别提高 2.66 倍和 4.80 倍，等效粘滞阻尼系数分别提高 1.85 倍和 3倍。P (kN)50 050 050 040 040 040 030 020 010 00-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-1 00 30 020 010 00-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-10 030 020 010 00-10 0-2 00 -3 00 -4 00 -5 00 （mm）-20 0-30 0-40 0-50 0（mm）-20 0（mm）（a）S1（0.31%）（b）S3（0.56%）（c）S5（0.87%）图 7 滞回曲线(S1、S3、S5)4.2 桩帽混凝土强度等级S6、S7 和 S8 的桩帽混凝土强度等级分别为 C25、C35 和 C45，其余试验参数完全相同。 本文通过对试件 S6、S7 和 S8 的计算分析，探讨桩帽混凝土强度等级对节点抗震性能的影响。试件的滞回曲线如图 8 所示。随着桩帽混凝土强度等级的增大，滞回曲线的饱满程度提 高，承载力增大，但幅度不大。S8 还出现一定程度的承载力退化。试件的延性系数（平均 值）分别为 1.28，1.68，2.42。延性系数随桩帽混凝土强度等级的增大而提高。与 S6 相比， 延性系数分别提高 31.25%、89.06%。试件的耗能能力（kJ）分别为 38.72，69.02，156.22， 等效粘滞阻尼系数分别为 0.13，0.22，0.35。耗能能力与等效粘滞阻尼系数随桩帽混凝土 强度等级的增大而提高。与 S6 相比，耗能能力分别提高 1.78 倍、4.03 倍，等效粘滞阻尼 系数分别提高 1.69 倍、2.69 倍。P (kN)500 500 50 0400 400 40 0300 200 100 0-100 -200 300 P (kN)200 100 0-100 -200 30 0P (kN)20 010 00-40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40（mm）- 200 - 300 - 400 - 500 （a）S6（C25）（b）S7（C35）（b）S8（C45）图 8 滞回曲线(S6、S7、S8)4.3 桩帽轴压比S7、S9 和 S10 的桩帽混轴压比分别为 0.0、0.7 和 0.9，其余试验参数完全相同。本文 通过对试件 S7、S9 和 S10 的计算分析，探讨桩帽轴压比对节点抗震性能的影响。试件的滞回曲线如图 9 所示。随着桩帽轴压比的增大，滞回曲线的饱满程度逐步降低， 变形能力明显下降。试件的刚度和承载力随桩帽轴压比的增大而降低，刚度退化百分率增大。 与 S7 相比，承载力分别下降 23.21%、40.42%。试件的延性系数（平均值）分别为 1.68，1.10，1.08。延性系数随桩帽轴压比的增大而降低。与 S7 相比，延性系数分别降低 34.52%、35.71%。 试件的耗能能力（kJ）分别为 69.02，14.97，5.22，等效粘滞阻尼系数分别为 0.22，0.13，0.12。耗能能力与等效粘滞阻尼系数随桩帽轴压比的增大而降低。与 S7 相比，耗能能力分 别降低 78.31%、92.44%，等效粘滞阻尼系数分别降低 40.91%、47.27%。50 0P (kN)50 0P (kN)500 P (kN)40 040 0400 30 030 0300 20 020 0200 10 010 0100 0-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-10 00-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-1 00 0-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30- 100 -20 0-30 0（mm）-2 00 -3 00 （mm）- 200 - 300 （mm）-40 0-50 0-4 00 -5 00 - 400 - 500 （a）S7（n=0）（b）S9（n=0.7）S10（n=0.9）图 9 滞回曲线(S7、S9、S10)4.4 桩芯配筋率S2、S5 和 S7 的桩芯配筋率分别为 0%、0.44% 和 0.61%，其余试验参数完全相同。本文 通过对试件 S2、S5 和 S7 的计算分析，探讨桩芯配筋率对节点抗震性能的影响。试件的滞回曲线如图 10 所示。与不配置桩芯钢筋相比，配置桩芯钢筋的滞回曲线的饱 满程度明显提高，承载力略有提高。S5、S7 还出现一定程度的承载力退化。但随着桩芯配 筋率的增大，滞回曲线的饱满程度相差不大。试件的延性系数（平均值）分别为 1.33，1.82，1.83。配置桩芯钢筋的节点的延性系数明显提高。与 S1 相比，延性系数分别提高 36.84%、37.22%。但配置一定桩芯钢筋之后，随桩芯配筋率的增加，节点延性系数变化不大。试件的 耗能能力（kJ）分别为 40.00，70.96，69.02，等效粘滞阻尼系数分别为 0.14，0.21，0.22。 配置桩芯钢筋可以提高耗能能力与等效粘滞阻尼系数。但配置一定桩芯钢筋之后，随桩芯配P (KN)筋率的增加耗能能力与等效粘滞阻尼系数基本不变。与 S2 相比，耗能能力分别提高 77.40%、72.55%，等效粘滞阻尼系数分别提高 50%、57.14%。500500500400400400P (KN)3003003002002002001000-25 -20 -15 -10 -5100 0 5 10 15 20 25100P (KN)030 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-1001000-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-100-200-300-400-500（mm）-200-300-400-500（mm） -200-300-400-500（mm）（a）S2（0%）（b）S5（0.44%）（c）S7（0.61%）图 10 滞回曲线 (S2、S5、S7)5 结论通过以上计算分析和讨论，可以得出如下定性结论：（1）桩帽配箍率对叉桩节点的延性和耗能能力有较大影响。随着桩帽配箍率的增大， 节点的滞回曲线变得饱满，延性和耗能能力明显提高。（2）桩帽混凝土强度等级对叉桩节点延性和耗能能力有较大影响。随着桩帽混凝土强 度等级的提高，节点的滞回曲线变得饱满，延性和耗能能力均有明显提高。（3）桩帽轴压比对叉桩节点的承载力、刚度、延性和耗能能力均有较大的影响。随着 桩帽轴压比的增大，节点的承载力、刚度、延性和耗能能力明显降低。（4）配置桩芯钢筋可以明显提高节点的延性和耗能能力。在配置一定数量的桩芯钢筋 之后，随着桩芯配筋率的增大，节点的延性和耗能能力相差不大。（5）叉桩节点试件应配置一定数量的桩芯钢筋，桩帽配箍率、桩帽混凝土强度等级和 桩帽轴压比等可作试验研究的主要试验参数。参考文献1.龙炳煌、雷立志，高桩码头叉桩震害分析和设计建议，中国港湾建设，2007.2.Binghuang Long and Charles W. 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The influences of the web reinforcement ratio of pile cap, strength of concrete, axial load ratio and reinforcement ratio in the core of piles on seismic behavior of the joint are discussed. Analytical results show that the web reinforcement ratio of pile cap and strength of concrete are important to the ductility and dissipation capacity of the connection, axial load ratio is important to the bearing capacity, ductility, stiffness and dissipation capacity of the connection. certain reinforcement distribution in the core of piles can improve the ductility and dissipation capacity of the connection but given the requirement quantity of reinforcement, inhancing the reinforcement ratio in the core of piles, the ductility, stiffness and dissipation capacity of the connection change a litter. Several conclusions have reference value for seismic test of the joint under cyclic loading.Keywords: pile-wharf; joint with batter piles; seismic behavior; finite element analysis作者简介： 龙炳煌，武汉理工大学教授，国家一级注册结构工程师； 李文贵，武汉理工大学结构工程硕士研究生，主要从事结构理论与计算方法。