王绍君，李翠楦，赵 健

(1.哈尔滨工业大学土木工程学院，黑龙江 哈尔滨 150090； 2.黑龙江省寒区轨道交通工程技术研究中心，黑龙江 哈尔滨 150090； 3.中国建筑科学研究院有限公司，北京 100013)

0 引言

近年来，随着我国经济的快速发展，沿海地区高桩码头逐渐用大型预应力混凝土管桩或钢管桩替代截面较小的桩，从而形成管桩码头。其中，预应力高强钢筋混凝土管桩，即PHC(pre-stressed high-strength concrete)桩被广泛应用。然而，我国沿海地区处于环太平洋地震带，面临地震灾害的严峻考验。港口码头是水上交通枢纽，在国家经济发展中的地位举足轻重，一旦遭受地震破坏，将严重影响其正常使用以及经济贸易的正常发展。

近年，国内外学者针对高桩码头和PHC管桩地震响应进行了大量研究。Shahrour等[1]开展了多种桩组合的离心机模型试验，研究发现虽然微倾斜桩斜度增强了群桩的刚度，降低了地表下桩身弯矩，但增加了承台交界面处斜桩弯矩。Yan等[2]采用二维有限差分程序FLAC对高桩码头进行地震反应分析，揭示了强震下高桩码头结构性能影响因素。洪亚东等[3]采用Pushover方法，考虑桩-土相互作用，研究不同加载模式对高桩码头抗震性能的影响。徐晓哲[4]研究了PHC管桩的破坏特征、承载力、滞回性能、刚度退化、耗能能力等抗震性能指标，对比分析了桩身填芯和非预应力钢筋对预应力的影响规律。王文进[5]研究了PHC管桩在地震下的破坏模式和受力特征，分析了增加体积配筋率、掺入钢钎维、混合配筋和填芯之后管桩的抗震性能。王铁成等[6]分别从滞回耗能延性和承载力等几个方面研究预应力混凝土管桩(PHC管桩)、预应力钢纤维高强混凝土管桩(SFPHC管桩)、添加普通钢筋的预应力高强混凝土管桩(PRC管桩)的抗震性能，以及填芯对管桩抗震性能的影响效应。邸昊[7]通过低周往复加载试验和数值模拟，研究PHC管桩的延性和耗能能力。

本文基于某高桩码头实例，建立了高桩码头PHC管桩地震反应分析数值模型，开展PHC管桩桩径、桩长、桩截面等不同工况对PHC管桩抗震性能影响的研究，以期为我国沿海地区高桩码头PHC管桩强震设计提供借鉴与参考。

1 高桩码头地震反应数值模拟方法

1.1 高桩码头结构

该码头采用梁板式高桩码头，高桩码头桩台宽度为39m，桩排架间距10m，每个排架由6～8根组成，平面布置如图1所示。桩台面板采用叠合板，板厚为200mm。桩台下的基桩共6根，采用大直径预应力钢筋混凝土管桩，直径为1 200mm，桩身编号为1～6，桩间距约为6 000mm，桩长为32m。码头前沿泥面高程为-18.040m，码头桩台面顶的高程为4.070m。

图1 某高桩码头工程平面布置 [8]

1.2 工程地质条件

根据工程地质资料，结合区域地质特征及土体物理力学性质，场区内土层自上而下为：回填土、亚黏土、淤泥质亚黏土、粉细砂、粗砾砂、风化层亚黏土。各土层物理力学性质如表1所示[8]。

表1 各层土物理力学参数

1.3 数值模型

高桩码头结构比较复杂，为了便于计算，对实际码头结构进行简化如下：选取1个横向排架，计算单元长度为10m，如图1中虚线框所示。梁板式高桩码头的横向排架由横梁和桩基组成。桩顶与上部结构有足够的锚固长度，且码头结构只有垂直桩而无叉桩，水平力全部由直桩来承担，故桩顶与上部结构的连接按固结计算。桩的入土深度足够长，故桩的下端按弹性嵌固于岸坡土体中计算。

高桩码头工程抗震设防烈度为7度(0.1g)，场地类别为Ⅱ类，计算只考虑水平地震动作用。选取El Centro波，地震动加速度时程如图2所示[8]。

图2 地震动输入时程[8]

为消除边界效应对高桩码头地震反应影响，模型宽为439m，高为240m(见图3)。模型左边界和右边界约束x方向位移，模型底部边界约束y向位移，上边界为自由边界。土体采用Drucker-Prager模型模拟，PHC管桩和横梁简化为线单元，采用梁单元进行模拟。PHC管桩和桩台参数如表2所示。

图3 高桩码头模型示意[8]

表2 PHC管桩和桩台物理力学参数[8]

基于李颖等[9]高桩码头非线性地震反应分析计算结果，验证1.2节建立的数值模型可靠性。文献[8]中给出模型详细验证过程，不再赘述。

2 PHC管桩抗震性能分析

2.1 PHC管桩桩径对抗震性能影响

选取1号、2号和3号桩径为1 400mm，4号、5号和6号桩径为1 200mm(见图4)作为多桩径1组；取1号、2号和3号桩径为1 200mm，4号、5号和6号桩径为1 400mm作为多桩径2组，多桩径1组和2组的桩壁厚度均为150mm，分别计算两组桩径在加速度峰值(PGA)为0.1g，0.2g和0.4g的El Centro波作用下的变形与抗弯能力。表3和表4分别为不同峰值El Centro波作用下多桩径1组和2组的桩水平位移与弯矩。

表3 0.1g，0.2g和0.4g峰值地震动作用下桩水平位移

图4 不同桩径PHC管桩

表3为0.1g，0.2g和0.4g峰值加速度下桩水平位移。由表3可见，随着地震动加速度峰值的增加，桩水平位移逐渐增大；桩底处，0.4g加速度峰值作用下，桩水平位移都超过允许值(水平位移允许值为58mm[8])，即已发生破坏。

表4呈现了不同加速度峰值下桩身弯矩变化情况。由表4可见，地震作用下，PHC管桩桩身弯矩变化趋势基本一致；随着地震动峰值加速度的增加，桩弯矩也逐渐增大；弯矩在土层的交界面以及桩身和岸坡土体的交界面附近变化明显，且在桩身和岸坡土体的交界面之上其变化趋势较弱；桩身弯矩最大值出现在桩顶、土层交界面或桩身和岸坡土体面的交界面附近；且在相同峰值加速度下，多桩径2组的桩身弯矩更大。

表4 0.1g,0.2g和0.4g地震作用下桩弯矩

2.2 PHC管桩截面形状对抗震性能影响

由2.1节分析可知，在地震动加速度峰值较大时，高桩码头PHC管桩会发生破坏。这里，采用实心圆桩和空心圆桩的组合提高PHC管桩的抗震性能。在每根桩的危险截面处进行换桩，即实心圆桩替换空心圆桩，换桩的长度L取为2.5m[8]，即在危险截面的上下各换桩2.5m。但为了制作和施工方便，可在危险截面上方换桩至桩顶，如表5所示，采用空心圆桩和实心圆桩的组合形式。组合桩桩4号和5号的实心部分长为15m，空心部分长为17m[8]；桩6号实心部分长为8m，空心部分长为24m[8]。

表5 组合桩示意

选取桩径为1 200，1 300mm和1 400mm，桩壁厚度为150mm的PHC管桩，计算组合桩在峰值加速度为0.1g，0.2g和0.4gEl Centro波作用下变形与抗弯能力。表6为不同峰值加速度下桩身位移。随着地震动峰值加速度的增加，桩水平位移逐渐增大。在0.1g和0.2g峰值加速度作用下，随着桩径的增大，桩顶水平位移减小，桩底水平位移增大，故桩相对水平位移减小，且未超过允许值。

表6 0.1g,0.2g和0.4g地震作用下组合桩水平位移

但在0.4g峰值加速度作用下，桩径为1 300mm时，桩顶水平位移、桩底水平位移、桩相对水平位移最大，且所有桩的水平位移都超过允许值而破坏。同时，对比表3，组合桩较未组合桩的桩顶桩身水平位移减小、桩底桩身水平位移增加、桩身相对水平位移减小。

图5～7分别为桩径1 200，1 300mm和1 400mm不同峰值加速度下PHC管桩弯矩。由图5～7可见，随着地震动峰值的增加，PHC管桩桩身弯矩逐渐增大且变化趋势基本一致。在土层交界面以及桩身和岸坡土体的交界面附近，桩身弯矩有所改变，但在桩身和岸坡土体的交界面之上其变化趋势较弱；桩身弯矩最大值出现位置基本不变。

图5 桩径为1 200mm时不同峰值加速度下组合桩弯矩

图7 桩径为1 400mm时不同峰值加速度下组合桩弯矩

2.3 PHC管桩桩长对抗震性能影响

本节选取桩径为1 200mm，桩壁厚为150mm的PHC管桩，图8为桩1号至桩6号的两种多桩长组合形式L1和L2。表7和表8分别给出了L1和L2两种多桩长组合形式下的PHC管桩位移与弯矩变化情况。

图8 PHC管桩多桩长组合

由表7可知，随着地震作用的增加，桩的水平位移明显增大。在0.1g和0.2g峰值地震动下，所有桩的水平位移都未超过允许值，即桩均未发生破坏。0.4g峰值地震动作用下，有的桩水平位移超过允许值，即发生破坏。

表7 0.1g,0.2g和0.4g地震作用下多桩长水平位移

0.1g，0.2g和0.4g峰值地震动作用下，PHC管桩桩身弯矩变化趋势基本一致(见表8)。随着地震动峰值的增加，桩身弯矩逐渐增大；桩身弯矩在土层的交界面，以及桩身和岸坡土体面的交界面附近有所改变，且在桩身和岸坡土体面的交界面之上其变化趋势较弱；桩身弯矩最大值出现的位置基本不变；同时，在相同峰值地震动作用下，L2形式桩身弯矩比L1形式的桩弯矩小。

表8 0.1g,0.2g和0.4g地震作用下多桩长桩身弯矩

3 结语

针对我国沿海地区高桩码头工程中常用的PHC管桩，构建了高桩码头PHC管桩地震反应分析数值模型，聚焦PHC管桩抗震性能及其影响因素，提出采用不同的桩径、空实心组合桩截面以及不同桩长的组合形式，分析了高桩码头PHC管桩的抗震性能为高桩码头实际工程建设提供参考，主要结论如下。

1) PHC管桩桩身弯矩最大值出现在桩顶、土层交界面或桩身和岸坡土体面的交界面附近，为危险截面。

2)在PHC管桩抗震设计中，建议靠近陆侧的桩选择相对较小的桩径，靠近海侧的桩选择相对较大的桩径。

3)高桩码头PHC管桩靠近海侧的桩可通过组合桩截面形式提高其抗震性能，靠海侧的桩可增大桩长提高其抗震性能。