2. 黑龙江省寒区轨道交通工程技术研究中心, 哈尔滨 150090
2. Heilongjiang Research Center for Rail Transit Engineering in Cold Regions, Harbin 150090, China
0 引言
2013年以来，随着“一带一路”倡议的提出，以“推动口岸基础设施建设，畅通陆水联运通道，推进港口合作建设”为目标，“一带一路”沿线各国步入了加速推进重要港口工程基础设施建设的新阶段。各类高桩码头建设项目方兴未艾。然而，“一带一路”沿线各国多处于亚欧板块、太平洋板块与印度洋板块的挤压区，其间广泛分布着断裂带。因此，海上丝绸之路沿线的各大高桩码头将遭受来自环太平洋地震带和地中海、印度尼西亚地震带的联合影响，面临地震灾害的严峻考验。
近年，国内外学者针对高桩码头结构的地震反应与抗震性能进行了大量的研究。Yang[1]针对美国长滩港常用的码头结构形式，以实际震害案例为研究对象建立有限元模型，系统分析了回填土质、砂土液化、地震动强度、桩基刚度以及群桩效应等因素对码头结构抗震性能的影响。Smith等[2]利用FLAC软件针对Vanterm码头进行了地震反应分析，评估了液化效应对码头结构抗震性能的影响。Mccullough[3]针对高桩码头结构开展了离心机模型试验，研究表明中等及以上强度地震、试验及数值建模时应重点关注岸坡的永久变形；同时在入土一定深度处，特别是软硬土层交界处，桩基弯矩可能大于桩-结构连接处的弯矩，而当采用等效嵌固点法计算桩基弯矩时无法真实再现这一实际情况。谢世楞[4]针对奥克兰港两种不同形式的高桩码头在地震中的破坏情况进行了对比分析，研究表明全直桩高桩码头的抗震性能明显优于含叉桩的高桩码头。高明等[5]针对梁板式高桩码头、桁架式高桩码头及墩式码头开展了振动台试验，研究表明叉桩的存在将增大码头两端的动位移。候瑜京等[6]针对深水港码头开展了离心机模型试验，真实再现了围堤及码头在施工期和运行期的变形过程。
目前，更多研究聚焦在高桩码头地震反应与抗震性能上，液化场地高桩码头强震反应主要涉及土体-结构惯性相互作用、桩-土运动相互作用、液化土强非线性行为、桩周土孔压累积效应，以及基桩和上部结构非线性动力特性等，而这些影响因素又随着地震动特性(强度、持时和频率等)改变而不断变化[7-9]。因此，探讨地震动特性对高桩码头抗震性能的影响显得尤为重要[10-12]。
鉴于此，本文依托全直桩高桩码头实例，建立全直桩高桩码头地震反应分析数值模型，充分考虑材料非线性、桩-土相互作用非线性及土体液化可能性[13]，确定高桩码头的各项抗震性能需求指标，并研究地震动特性对其性能需求的影响规律。
1 工程背景 1.1 工程概况某港区有一设计船型为10万t级集装箱货船，并兼顾15万t级集装箱货船的高桩码头工程，其结构断面图如图 1所示[14]。该码头采用梁板式全直桩结构，地震设防烈度为7度，设计高水位2.91 m，低水位0.41 m。
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| 图 1 某高桩码头工程结构断面图 Fig. 1 Sectional view of a pile-supported wharf |
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该码头沿海岸线纵向长度324 m，桩台宽度32.5 m。码头排架间距9 m，每榀排架内部平均布置9根大直径PHC管桩(预应力高强钢筋混凝土管桩)，其平面布置图如图 2所示。其中在轨距为24.384 m的装卸桥前、后轨道梁下及轨距为30.000 m的装卸桥后轨道梁下各设置2根管桩，其余节点均为单根管桩。桩台面板厚度为430 mm，路面及磨耗层厚度为70 mm，平均密度为2 550 kg/m3。桩台与接岸结构间采用简支板过渡。所有桩基选型均为AB桩，长度为40 m，桩端打入强风化花岗岩层。管桩直径为1 200 mm，壁厚150 mm。为方便叙述，统一将桩基编号为A—F。
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| 图 2 某高桩码头工程平面布置图 Fig. 2 Layout plan of a pile-supported wharf |
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根据工程地质资料，结合区域地质特征及土体的物理力学性质，场区内土层自上而下为：回填土、粉质黏土、砂土、粉质黏土和强风化花岗岩(持力层)。参考文献[15]、《工程地质手册》[16]和文献[17]，确定各类土体的物理力学参数见表 1。
| 土层 | 密度/(kg/m3) | 剪切模量/kPa | 体积模量/kPa | 黏聚力/kPa | 摩擦角/(°) |
| 回填土 | 1 700 | 55 | 150 | 0 | 29 |
| 粉质黏土 | 1 950 | 60 | 300 | 30 | 18 |
| 砂土 | 2 000 | 100 | 300 | 0 | 37 |
| 粉质黏土 | 1 900 | 150 | 750 | 25 | 19 |
| 强风化花岗岩 | 2 790 | 280 | 1 300 | 0 | 40 |
| 块石垫层 | 2 240 | 140 | 1 300 | 15 | 45 |
实际工程中桩台与接岸结构采用简支板过渡，约束较弱，因此数值模拟时忽略桩台与岸坡之间的连接。为减弱边界效应对桩基内力、变形等影响，模型宽度和高度分别为330 m和50 m，有限元网格如图 3所示。数值模型基底输入地震动峰值(PGA)为0.1g的ChiChi地震动(图 4)。数值分析时，除考虑水压力、重力及地震动外，还考虑了30 kN/m2的桩台面堆货荷载。此外，模型沿x方向边界条件为自由场边界[8, 18]。采用非线性纤维梁柱单元模拟管桩在地震荷载下的非线性力学特性。非线性纤维梁柱单元中，采用加载/卸载刚度线性衰减的单轴材料Concrete01模型模拟C80混凝土，根据文献[19]及等刚度准则确定其材料参数；采用等向应变硬化单轴材料Steel02模拟预应力钢筋，根据标准GB/T 5223.3－2017《预应力混凝土用钢棒》[20]及等刚度准则确定其材料参数；同时，将线弹性单轴材料赋予到纤维截面中，模拟PHC管桩整体的剪切力学特性，依据参考文献[21]及等刚度准则确定其材料参数。另外，由于地震动下高桩码头工程受力属平面应变问题，因此采用二维模型进行地震反应分析。同时，忽略桩的扭转力学特性。模型中，土体采用基于塑性理论的多屈服面砂土本构模拟。同时，在桩节点两侧添加梁-柱单元与零长度单元模拟桩-土相互作用属性，其中，零长度单元采用理想弹塑性材料表示[8, 18]。PHC管桩材料参数如表 2所示。
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| 图 3 数值模型 Fig. 3 Numericalmodel |
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| 图 4 基底激励 Fig. 4 Base input motion |
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图 5给出了PHC管桩在不同轴向压力(p)情况下单桩弯矩-曲率关系和屈服弯矩-轴向压力关系，其中，以预应力钢筋屈服时桩基所受弯矩为桩的屈服弯矩My。结果表明，上述模拟方法可以很好地刻画PHC管桩的非线性力学特性。
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| 图 5 数值计算得到的PHC管桩单桩力学性能 Fig. 5 Mechanical properties of PHC pilefrom numerical analysis |
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通过对高桩码头结构推覆分析发现：当A桩顶部位移为0.014 m时，高桩码头出现首次开裂，开裂位置为F桩顶处[21]。因此，地震动分析中重点关注最靠海侧桩(A桩)和最靠陆侧桩(F桩)的各物理量(弯矩、剪力、轴力和水平位移)响应。图 6为ChiChi地震动下高桩码头桩基弯矩变化情况。其中，负弯矩表示桩基陆侧受拉，正弯矩则为桩基海侧受拉。由A桩和F桩桩基初始弯矩和残余弯矩对比可知：地震结束后，持力层与上部土层交界处弯矩绝对值显著增大，均表现为陆侧受拉。由桩基峰值弯矩和残余弯矩对比可知：对于A桩和F桩，桩基所受峰值弯矩绝对值显著大于桩基所受残余弯矩，特别是在持力层与上部粉质黏土层交界处、岸坡以下一定深度处，以及桩与甲板连接处；表明残余弯矩并不适合作为刻画桩基抗弯性能需求的指标。同时，上述3个部位为地震动下桩基受弯的薄弱环节。
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| PGA=0.1g。 图 6 ChiChi地震动下高桩码头桩基弯矩 Fig. 6 Bending moment of high-piled wharf under the ChiChi earthquake |
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图 7为ChiChi地震动下高桩码头桩基剪力变化情况。由图 7可见：地震过程中，A桩和F桩在持力层与上部土层交界处、岸坡标高处，以及岸坡以下约8倍桩径处剪力绝对值显著增大，地震结束后，A桩在岸坡以上桩身残余剪力值较初始剪力值波动没有地震过程中大，F桩在岸坡以上桩身残余剪力值较初始剪力值波动不大；由此推测，桩基受到的残余剪力是由桩基变位导致的[8]。此外，A桩和F桩桩基所受峰值剪力显著大于残余剪力，特别是在持力层与上部粉质黏土层交界处、岸坡标高处，以及岸坡以下约8倍桩径处；这表明残余剪力不适合作为刻画桩基抗剪性能需求的指标。同时，上述3个部位为桩基受剪的薄弱环节。另外，对比各时刻A桩和F桩在岸坡以上的剪力可知：地震过程中桩基及甲板受到的惯性力引起桩基剪力明显增加。
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| PGA=0.1g。 图 7 ChiChi地震动下高桩码头桩基剪力 Fig. 7 Shear force of high-piled wharf under the ChiChi earthquake |
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ChiChi地震动下桩基轴力变化见图 8。由桩基初始轴力和残余轴力对比可知：地震结束后，A桩和F桩在砂层与上部土层交界处的轴力显著增大，这可能与地震导致砂层以上各土层性质变差、所提供的侧摩阻力减小有关；同时，从海侧到陆侧，桩底(标高-34.5 m处)轴力明显增大，其增大幅度也不断加大，表明A桩和F桩对持力层的承载力需求不断增大。桩基峰值轴力和残余轴力对比可知：峰值轴力均略大于残余轴力，并在砂层与上部土层交界处出现极大值；这说明峰值轴力相比于残余轴力更适合作为刻画桩基抗压性能指标。同时，砂层与黏土层交界处为桩基受压的薄弱环节。
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| PGA=0.1g。 图 8 ChiChi地震动下高桩码头桩基轴力 Fig. 8 Axial force of high-piled wharf under the ChiChi earthquake |
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ChiChi地震动下高桩码头桩基水平位移如图 9所示。由桩基初始位移和残余位移对比可知：地震结束后，桩基水平位移明显增加。这一方面是由于土体永久变形引起的，另一方面由地震引起的桩-土-结构体系刚度衰减导致。岸坡以下沿桩底向上，桩基水平位移增长速度不断加大；表明随着埋深的减小，土体对桩的约束作用不断减弱。由桩基峰值位移和残余位移对比可知：A桩和F桩桩基峰值位移均显著大于残余位移，特别是在桩顶处(标高5.5 m处)；这表明残余位移不适合作为刻画桩基抗震延性需求的指标。此外，桩顶附近，A桩和F桩峰值水平位移增长幅度均明显减弱；表明甲板与桩基之间的固定连接起到了约束变形的作用。
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| PGA=0.1g。 图 9 ChiChi地震动下高桩码头桩基水平位移 Fig. 9 Horizontal displacement of high-piled wharf under the ChiChi earthquake |
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综上所述，各物理量的峰值均是反映高桩码头抗震性能更好的指标。须指出，由于各性能指标在不同标高处的峰值往往出现在不同时刻，因此其数值并不具备“分布”的意义，但其绝对值却具有“需求”的意义。为此，基于各性能指标峰值的绝对值，即“需求”，来研究高桩码头结构的抗震性能及各类因素的影响。
图 10为ChiChi地震动下高桩码头A桩和F桩各性能指标需求图。可知：地震作用下桩顶弯矩需求＞岸坡以下一定深度处的弯矩需求＞持力层与上部土层交界处的弯矩需求。高桩码头抗弯性能需求由F桩桩顶处弯矩需求控制，抗剪性能需求由F桩在岸坡标高处的剪力需求控制，抗压性能需求由F桩在砂层与上部土层交界处的轴力需求控制，抗震延性需求由A桩桩顶处水平位移需求控制。
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| PGA=0.1g。 图 10 ChiChi地震动下高桩码头各物理量需求 Fig. 10 Physical indexdemands for high-piled wharf under the ChiChi earthquake |
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图 11和图 12分别为土体超静孔隙水压力比云图与水平位移云图。地震过程中孔隙水压力上升主要发生在坡脚处的砂层中(图 11a)；地震结束后海侧土体，特别是坡脚处的孔隙水压力消散较快，而陆侧回填土场地的孔隙水压力消散较慢(图 11b)。因此，建议在高桩码头施工中于陆侧场地配套铺设适当排水设施。另外，虽然地震过程中砂层以上土体产生一定的整体变形，但地震结束后永久变形并不大且多集中在岸坡，特别是坡顶附近(图 12)。
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| a. 地震峰值加速度时刻；b. 地震结束时刻。 图 11 土体超静孔隙水压力比云图 Fig. 11 Contours of excess static pore water pressure ratio |
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| a. 地震峰值加速度时刻；b. 地震结束时刻。 图 12 土体水平位移云图 Fig. 12 Contours of horizontal displacements |
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图 13为ChiChi地震动不同峰值加速度下桩基弯矩需求、剪力需求、轴力需求和水平位移需求。可以发现：1)随着地震动峰值加速度的增加，A桩和F桩的各物理量需求(弯矩、剪力、轴力和水平位移)不断增大；2)A桩和F桩均在持力层与上部土层交界处的弯矩需求增长幅度最大，当PGA=0.4g时，A桩在此处的弯矩需求甚至超过了桩顶处弯矩需求；3)当PGA=0.2g和0.4g时，A桩和F桩在持力层与上部土层交界处的剪力需求急剧增加，导致A桩和F桩在此处的剪力需求均超过了在岸坡标高处的剪力需求；4)A桩和F桩轴力需求极值位置出现一定程度的下移(A桩轴力需求极值位置-18.6 m，F桩轴力需求极值位置-20.38 m)；5)A桩和F桩的水平位移增速随地震动峰值加速度增大而明显加快，表明地震越剧烈，对土层性质影响越大，桩基刚度衰减越多。
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| 图 13 不同峰值加速度下桩基弯矩、剪力、轴力和水平位移需求 Fig. 13 Bending moment, shear force, axial force and horizontal displacement demand of pile under different peak accelerations |
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选取3种不同频谱特性峰值加速度均为0.1g的ChiChi地震动(图 4)、Kobe地震动和Loma Prieta地震动(图 14)，探讨地震动频谱特性对高桩码头抗震性能的影响规律，相应的傅里叶谱如图 15所示。
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| PGA=0.1g。 图 14 Kobe地震动和Loma Prieta地震动时程曲线 Fig. 14 Kobe and Loma Prieta time histories |
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| PGA=0.1g。 图 15 ChiChi、Kobe和Loma Prieta地震动傅里叶谱 Fig. 15 Fourier spectrum of the ChiChi, Kobe and Loma Prieta input events |
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图 16为3种地震动下桩基弯矩、剪力、轴力和水平位移需求。可以得到，不同地震作用下A桩和F桩的弯矩需求变化趋势一致，地震动频谱特性并不改变弯矩需求极值发生的位置，弯矩需求极值依然出现在桩顶处、岸坡以下一定深度处，以及持力层与上部土层交界处。地震动频谱特性并不改变剪力需求极值产生的位置，其中A桩的剪力最大值发生在持力层与上部土层交界处，F桩的剪力最大值发生在持力层与上部土层交界处和岸坡以下一定深度处；地震作用下，高桩码头抗剪性能需求由F桩在岸坡以下一定深度处的剪力需求和持力层与上部土层交界处的剪力需求控制。地震动频谱特性导致轴力需求极值位置产生不同程度的下移，但依旧保持在砂层与上部土层交界处的附近；不同地震动作用下高桩码头抗压性能需求由F桩在砂层与上部土层交界处的轴力需求控制。地震下A桩和F桩水平位移需求均表现为从桩底到桩顶不断增大，甲板与桩之间的固定连接起到了约束变形的作用；Kobe地震与Loma Prieta地震中，虽然桩在岸坡以下的位移需求基本一致，但在岸坡以上的位移需求差异较大，表明地震中桩的水平位移需求由土层性质和桩基刚度二者共同控制。
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| 图 16 3种地震动下桩基弯矩、剪力、轴力和水平位移需求 Fig. 16 Bending moment, shear force, axial force and horizontal displacement demand of pile under three ground motions |
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选取正反方向加速度分布具有明显差异的ChiChi地震动(峰值加速度为0.1g)，分析地震动方向对高桩码头抗震性能需求的影响。其中，PGA向海侧为顺坡地震，PGA向陆侧为逆坡地震。
图 17呈现了不同方向地震动下桩基弯矩、剪力、轴力和水平位移需求变化规律。可以看出：1)与逆坡地震工况相比，顺坡地震工况下A桩和F桩在持力层与上部土层交界处的弯矩需求有小幅度减小，在岸坡以下一定深度处的弯矩需求有较大幅度增加；这可能与逆坡地震工况下A桩和F桩在砂层与上部土层交界处出现新的弯矩需求极值，导致桩基内力重分布有关。另外，A桩桩顶处弯矩需求有一定程度减小，F桩桩顶处弯矩需求有一定程度增加。2)与逆坡地震工况相比，顺坡地震工况下A桩和F桩在持力层与上部土层交界处的剪力需求明显减小，F桩在岸坡标高处剪力需求明显增加，A桩在岸坡标高处剪力需求无明显增加。逆坡地震工况下，桩基中部剪力需求极值出现在砂层与上部土层交界处；顺坡地震工况下，桩基中部剪力需求极值出现在岸坡以下约8倍桩径处。3)从桩底向上A桩和F桩的轴力需求变化趋势基本一致；与逆坡地震工况相比，顺坡地震工况下A桩具有相对更低的轴力需求，F桩具有相对更高的轴力需求。4)从桩底向上A桩和F桩的水平位移需求变化趋势基本一致；与逆坡地震工况相比，顺坡地震工况下桩基位移需求有一定程度的减小，这种现象在砂层以上变得尤为明显。
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| 图 17 不同方向地震动下桩基弯矩、剪力、轴力和水平位移需求 Fig. 17 Bending moment, shear force, axial force and horizontal displacement demand of pile under different directions of ground motion |
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针对典型的全直桩高桩码头工程实例，在充分考虑材料非线性、桩-土相互作用非线性及土体地震液化可能性的基础上，从桩基内力、变形等方面研究了地震作用下高桩码头抗震性能，确定了各项抗震性能需求指标，揭示了地震动特性对高桩码头抗震性能需求的影响规律。主要结论如下：
1) 液化场地高桩码头中，桩的弯矩、剪力、轴力、位移等响应峰值均比残余值更适合作为反映自身抗震性能需求的指标。
2) 地震作用下桩基受弯薄弱位置主要出现在强风化花岗岩(持力层)与上部粉质黏土层交界处、岸坡以下一定深度处，以及桩与甲板连接处；桩基受剪薄弱位置出现在强风化花岗岩(持力层)与上部粉质黏土层交界处、岸坡标高处，以及岸坡以下约8倍桩径处；桩基受压薄弱位置出现在砂层与上部粉质黏土层交界处。
3) 地震动的峰值加速度、频谱特性和输入方向均显著影响高桩码头各项抗震性能需求，说明以地震动为变量研究高桩码头的抗震性能很有必要。
4) 高桩码头抗弯性能需求由最靠陆侧桩的桩顶处弯矩需求控制，抗剪性能需求由最靠陆侧桩的各薄弱位置处剪力需求综合控制，抗压性能需求由最靠陆侧桩在砂层与上部土层交界处的轴力需求控制，抗震延性需求由最靠海侧桩的桩顶处水平位移需求控制。
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