近岸液化场地高桩码头地震易损性分析

孟畅; 唐亮

doi:10.11779/CJGE202112014

近岸液化场地高桩码头地震易损性分析 English Version

孟畅^{1, 2,},
唐亮^{1, 2, ,}

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

基金项目:

国家重点研发计划战略性国际科技创新合作重点专项项目 2016YFE0205100

国家自然科学基金项目 h51578195

国家自然科学基金项目 51608533

黑龙江省应用技术研究与开发计划项目 GA19A501

详细信息

作者简介:
孟畅(1995— ),男,硕士,主要从事土动力学与岩土地震工程方面的研究工作。E-mail：hit_mc@163.com

通讯作者:
唐亮, E-mail：hit_tl@163.com

中图分类号: TU435
计量
- 文章访问数: 265
- HTML全文浏览量: 45
- PDF下载量: 132
出版历程
- 收稿日期: 2020-11-30
- 网络出版日期: 2022-11-30
- 刊出日期: 2021-11-30

Seismic fragility analysis of pile-supported wharf in nearshore liquefiable ground

MENG Chang^{1, 2,},
TANG Liang^{1, 2, ,}

1.
School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China
2.
Heilongjiang Research Center for Rail Transit Engineering in Cold Regions, Harbin 150090, China

摘要

摘要: 地震易损性分析已成为结构工程和桥梁工程界的研究热点。然而,近岸液化场地高桩码头地震易损性研究相对较少。鉴于此,依托典型工程实例,建立了近岸液化场地全直桩高桩码头地震反应分析数值模型,针对弯曲失效和弯剪失效两种失效模式,通过模态分析和Pushover分析,识别了高桩码头损伤演化过程,提出了各损伤阶段定量化判别准则。然后,以PGA为地震动强度指标,选取14组典型地震动并分别缩小至8个不同强度等级,通过增量动力分析,给出了近岸液化场地高桩码头IM-EDP曲线。最后,基于提出的高桩码头损伤判别标准,推导了高桩码头地震易损性曲线,采用对数正态分布累积分布函数对易损性曲线进行拟合,确定了便于实际应用、简化的高桩码头地震易损性曲线。研究工作可为近岸液化场地高桩码头的抗震加固提供重要的理论基础。
- 液化场地 /
- 高桩码头 /
- 易损性分析 /
- 增量动力分析 /
- Pushover分析
Abstract: The seismic fragility analysis has become a research hotspot in structural engineering and bridge engineering, but there are few studies in the field of pile-supported wharf in nearshore liquefiable ground. Based on the typical engineering examples, a numerical model for seismic response analysis of all-straight pile and pile-supported wharf in nearshore liquefiable ground is established. In view of bending failure and bending shear failure, through the modal analysis and pushover analysis, the damage evolution process of pile-supported wharf and the quantitative discrimination criteria for each damage stage are proposed. With PGA as the ground motion intensity index, 14 groups of typical ground motions are selected and scaled to 8 different intensity levels. With the aid of the incremental dynamic analysis, the IM-EDP curve of the pile-supported wharf in nearshore liquefiable ground is proposed. Based on the proposed criterion for determining the damage of pile-supported wharf, the seismic fragility curve of pile-supported wharf is derived. The cumulative distribution function of log-normal distribution is used to fit the seismic fragility curve, and a simplified seismic fragility curve of pile-supported wharf is proposed for practical application. This work may provide important theoretical basis for the seismic reinforcement of pile-supported wharf in nearshore liquefiable ground.
- liquefiable ground /
- pile-supported wharf /
- seismic fragility analysis /
- incremental dynamic analysis /
- pushover analysis

HTML全文

0. 引言

在建筑工程领域中,对于水平荷载作用下桩基的受力分析,常见有极限地基反力法、弹性地基反力法、复合地基反力法、弹性理论法和p-y曲线法等^[1-2]。弹性地基反力法又包括地基系数常数法、k法、c法、m法以及吴恒立^[3]的双参数法。张有龄给出了地基系数为常数时的桩身响应解析解,N.B.ypdh与众多学者给出了桩身内力与变形的幂级数解,更有采用^[4]纽玛克法、有限差分法与有限元法来求解桩身内力与变形。

上述常用方法中对于多层地基情况的处理略显粗糙,如目前建筑桩基^[6]与公路桥涵桩基领域^[7]最常采用各层地基按其地基系数以权重进行折算,得到一个地基系数的等效值。近年来,Pise^[5]对双层地基水平受荷桩进行了数值求解,赵明华等^[8-10]对成层地基中桩的受力与试验做了大量工作,并尝试用无网格法分析计算,戴自航等^[11]采用有限元与有限差分进行数值计算,竺明星等^[12]利用矩阵传递法依次求解多层地基中的桩身各点内力,詹红志等^[13]也采用类似矩阵传递方法对抗滑桩嵌固段多层岩层进行了计算。

本文不同于先前学者从桩身形函数利用幂级数角度出发,引入张氏法的解析解函数形式,利用节点内力变形连续条件,建立全桩全节点统一矩阵线性方程,引入边界条件后一次性求解所有节点的变位与内力,并将该计算方法应用于多层地基桩基的水平响应计算。

1. 线性方程解力学模型

1.1 力学模型建立

不同于竺明星等^{[12, 14]}建立三参数地基系数模型并利用Laplace变换求解桩身响应的方法,本文在理论推导过程中不特别假定地基系数的分布模式,但考虑到设计人员使用上的便利性,以单层地基m值与多层地基m值分别演示计算过程。

根据Winkler理论,假定地基是服从胡克定律的弹性体,且每层地基厚度为h_j,如图1所示。

图 1 线性方程力学模型

Figure 1. Linear equation mechanics model

下载: 全尺寸图片幻灯片

将桩身沿深度方向分成 $n$ 段,桩单元依次编号为1,2,···, $n$ ,桩结点编号为0,1,2,···, $n$ ,结点对应各自坐标值。记桩身水平位移为 $y (z)$ ,桩身转角为 $φ (z)$ ,桩身弯矩为 $M (z)$ ,桩身剪力为 $F (z)$ , $M_{0}, F_{0}$ 表示桩顶作用的弯矩与水平力, $M_{i, z_{j}}, F_{i, z_{j}}$ 表示第i桩单元的 $z_{j}$ 节点处的弯矩与剪力,对于第 $i$ 桩单元,第 $i$ 段内地基系数 $k_{i}$ 以该段内的积分中值定理为原则,即

$k_{i} = \frac{\int_{z_{i - 1}}^{z_{i}} k (z) d z}{z_{i} - z_{i - 1}}$ 。

(1)

约定弯矩以桩左侧受拉为正,剪力以使桩顺时针转动方向为正,水平位移以坐标正向为正,而截面转角以逆时针转动为正。

1.2 微分方程及解答

对于第 $i$ 段,满足如下微分方程：

$E I \frac{d^{4} y_{i}}{d z^{4}} + k_{i} b y_{i} = 0$ 。

(2)

令 $A_{i} = \sqrt[4]{\frac{k_{i} b}{4 E I}}$ ,则可得到第 $i$ 段 $z \in [z_{i}, z_{i - 1}]$ 的挠曲线方程 $y_{i} (z)$ 解析解与挠曲线各阶导数：

$\begin{matrix} y_{i} (z) = C_{i}_{1} e^{- A_{i} z} \sin (A_{i} z) + C_{i}_{2} e^{- A_{i} z} \cos (A_{i} z) + \\ C_{i}_{3} e^{A_{i} z} \sin (A_{i} z) + C_{i 4} e^{A_{i} z} \cos (A_{i} z) \end{matrix}$ 。

(3)

将以上各函数表达式整理成矩阵形式,如式（4）：

$\begin{matrix} y_{i} = [\begin{matrix} f_{i 1} (z) & f_{i 2} (z) & f_{i 3} (z) & f_{i 4} (z) \end{matrix}] \cdot \\ {[\begin{matrix} C_{i 1} & C_{i 2} & C_{i 3} & C_{i 4} \end{matrix}]}^{T}, \\ y^{(1)}_{i} = [\begin{matrix} g_{i 1} (z) & g_{i 2} (z) & g_{i 3} (z) & g_{i 4} (z) \end{matrix}] \cdot \\ {[\begin{matrix} C_{i 1} & C_{i 2} & C_{i 3} & C_{i 4} \end{matrix}]}^{T}, \\ y^{(2)}_{i} = [\begin{matrix} p_{i 1} (z) & p_{i 2} (z) & p_{i 3} (z) & p_{i 4} (z) \end{matrix}] \cdot \\ {[\begin{matrix} C_{i 1} & C_{i 2} & C_{i 3} & C_{i 4} \end{matrix}]}^{T}, \\ y^{(3)}_{i} = [\begin{matrix} q_{i 1} (z) & q_{i 2} (z) & q_{i 3} (z) & q_{i 4} (z) \end{matrix}] \cdot \\ {[\begin{matrix} C_{i 1} & C_{i 2} & C_{i 3} & C_{i 4} \end{matrix}]}^{T} 。 \end{matrix}}$

(4)

令各系数矩阵表达式如下：

$\begin{array}{l} [P^{*}_{i, z_{i - 1}}] = [\begin{matrix} E I p_{i 1, z_{i - 1}} & E I p_{i 2, z_{i - 1}} & E I p_{i 3, z_{i - 1}} & E I p_{i 4, z_{i - 1}} \end{matrix}], \\ [Q^{*}_{i, z_{i - 1}}] = [\begin{matrix} E I q_{i 1, z_{i - 1}} & E I q_{i 2, z_{i - 1}} & E I q_{i 3, z_{i - 1}} & E I q_{i 4, z_{i - 1}} \end{matrix}], \\ [f^{*}_{i, z_{i - 1}}] = [\begin{matrix} f_{i 1, z_{i - 1}} & f_{i 2, z_{i - 1}} & f_{i 3, z_{i - 1}} & f_{i 4, z_{i - 1}} \end{matrix}], \\ [g^{*}_{i, z_{i - 1}}] = [\begin{matrix} g_{i 1, z_{i - 1}} & g_{i 2, z_{i - 1}} & g_{i 3, z_{i - 1}} & g_{i 4, z_{i - 1}} \end{matrix}] 。 \end{array}}$

(5)

则桩身 $n$ 段各个节点处的弯矩、剪力、挠度与转角记成： $[B] = [V^{*}] \cdot [C^{*}]$ ,其中

$[B] = [\begin{matrix} M_{1, 0} & ... & M_{n, n - 1} \\ M_{1, 1} & ... & M_{n, n} \\ F_{1, 0} & ... & F_{n, n - 1} \\ F_{1, 1} & ... & F_{n, n} \\ y_{1, 0} & ... & y_{n, n - 1} \\ y_{1, 1} & ... & y_{n, n} \\ φ_{1, 0} & ... & φ_{n, n - 1} \\ φ_{1, 1} & ... & φ_{n, n} \end{matrix}]$ ,

(6)

(7)

$[C^{*}] = {[\begin{matrix} [C_{1, j}] & [0] & ... & [0] \\ [0] & [C_{2, j}] & ... & [0] \\ [0] & [0] & ... & [0] \\ [0] & [0] & ... & [C_{n, j}] \end{matrix}]}_{j = 1, 2, 3, 4}$ 。

(8)

1.3 全桩线性方程组的构建与解答

保证桩身每一结点处内力与位移是连续的,以此思路建立桩身全结点的线性方程组如下：

$\begin{array}{l} M_{i, z_{i}} = M_{i + 1, z_{i}}, \\ F_{i, z_{i}} = F_{i + 1, z_{i}}, \\ y_{i, z_{i}} = y_{i + 1, z_{i}}, \\ φ_{i, z_{i}} = φ_{i + 1, z_{i}} 。 \end{array}}$

(9)

最终记成如下矩阵形式： $[ξ^{*}] \cdot [C] = [H]$ ,其中

$[C] = {[\begin{array}{l} \begin{matrix} [C_{1, j}] \\ [C_{2, j}] \\ [C_{3, j}] \\ ... \\ [C_{n - 1}_{, j}] \end{matrix} \\ [C_{n}_{, j}] \end{array}]}_{j = 1, 2, 3, 4}, [H] = [\begin{matrix} M_{0} \\ F_{0} \\ 0 \\ ... \\ 0 \\ H_{n - 1, z_{n}} \\ H_{n, z_{n}} \end{matrix}],$

(10)

$[ξ^{*}] = [\begin{matrix} [P^{*}_{1, z_{0}}] & [0] & [0] \\ [Q^{*}_{1, z_{0}}] & [0] & [0] \\ [P^{*}_{1, z_{1}}] & - [P^{*}_{2, z_{1}}] & [0] \\ [Q^{*}_{1, z_{1}}] & - [Q^{*}_{2, z_{1}}] & [0] \\ [f^{*}_{1, z_{1}}] & - [f^{*}_{2, z_{1}}] & [0] \\ [g^{*}_{1, z_{1}}] & - [g^{*}_{2, z_{1}}] & [0] \\ [0] & ... & ... \\ [0] & [0] & [ξ^{*}_{4 n - 1, n}] \\ [0] & [0] & [ξ^{*}_{4 n, n}] \end{matrix}]$ 。

(11)

上式矩阵运算表示了全桩全结点内力与位移值需要满足该线性方程组,引入桩顶与桩端的边界条件后,等式右侧矩阵也为常数阵,这样可通过Gauss消元等多种方法求解线性方程组,解得桩身每一段的四组参数 $C_{i 1}, C_{i 2}, C_{i 3}, C_{i 4}$ ,再将系数C矩阵回代式（8）即可。

2. 基于m法的设计计算与结果验证

2.1 单层地基算例验证

某建筑物^[2]采用桩基基础,直径d=1.5 m,埋入并支持在非岩石类土中,入土深度h=15 m,桩头在地面处自由,作用有水平荷载H₀=60 kN和M₀=700 kN·m,C25级混凝土的弹性模量E_c=2.8×10⁴ MPa= 2.8×10⁷ kN/m²,地基的反力系数的比例系数m=9400 kN/m⁴,土的内摩擦角 $φ$ =22°,黏聚力 $c = 15 {kN/m}^{2}$ ,重度 $γ = 20 k N / m^{3}$ 。

$b = K_{φ} K_{0} d = 0.9 (1.5 + 1) = 2.25 m$ ,

$E I = \frac{0.85 \times 2.8 \times 10^{7} \times π \times {1.5}^{4}}{64} = 59.3 \times 10^{5} kN \cdot m^{2}$ 。

分别将n取5,10,15,20进行了桩身内力与位移计算,本文法计算结果与传统m法计算的桩身弯矩绘制成曲线图,如图2所示。按规范法计算桩身最大弯矩为766.9 kN·m,将桩等分20段后桩身弯矩最大值为762.8 kN·m,相比规范法误差0.53%。从上图2看出,桩身弯矩随深度增加总体呈现先上升后下降的过程,弯矩极值出现在距离桩顶(1～3)d范围之间（d为桩身直径）,弯矩零点位于距离桩顶6d位置左右。

图 2 不同分段数桩身弯矩

Figure 2. Moments of pile body with different numbers of sections

下载: 全尺寸图片幻灯片

图3,4中看出3种端部约束下的弯矩、位移曲线重合度较高,仅在桩端附近处弯矩曲线出现了分叉发展的趋势。位移零点出现在距离桩顶4d位置处,相比桩身弯矩的6d变化范围缩小了33.3%。本算例所得的桩身弯矩极值、弯矩与位移零点所在的桩身位置符合目前国内外学者的研究结果,如赵明华等^[15-16]曾建议桩影响范围取3～5d,冯忠居等^[17]建议取（2～8）d等。

图 3 不同桩端约束的桩身弯矩

Figure 3. Moments of pile body restrained by different pile ends

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 不同桩端约束的桩身位移

Figure 4. Displacements of pile body with different pile end constraints

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 多层地基算例验证

某圆形^{[12, 18]}截面灌注桩^[10]桩径d=1.0 m,地面处桩顶剪力Q =150 kN,弯矩M =0,桩的弹性模量E =2.1675×10 kN/m²。桩侧有两层地基土体：第一层为流塑状回填土,层厚为2.0 m,相应的地基反力系数m为3000 kN/m⁴；第二层为硬塑状黏性土,桩身在该层土体中的长度为10.0 m,相应的地基反力系数为20000 kN/m⁴。

表1为不同计算方法的计算结果,从中可知本文线性方程解与精确解之间的桩顶位移误差为2.3%,最大弯矩误差为0.285%。

表 1 不同计算方法结果对比

Table 1. Results of different calculation methods

计算方法	桩顶位移/mm	最大弯矩/(kN·m)	最大弯矩位置/m
精确解^[18]	4.3735	336.81	3
规范解^[6]	3.0156	238.95	3
挠度加权换算^[9]	4.2093	343.83	3
有限差分法^[11]	4.2989	337.60	3
杆系有限元法^[11]	4.2520	336.07	3
矩阵传递法^[12]	4.2990	337.60	3
本文法	4.2703	335.85	3

下载: 导出CSV

| 显示表格

笔者在本算例基础上,改变地层情况再次进行桩身弯矩与位移计算,分别将地层视为全为上层土的单一地层与全为下层土的单一地层（简称“上层土地基”与“下层土地基”）,将计算结果分别绘制成曲线图5,6用以对比分析。由图5可以看出,桩身弯矩极值出现在距离桩顶（1～5）d之间,本例中双层地基情况与“下层土地基”情况都在8d位置处达到了弯矩零点；“下层土地基”与“两层土地基”均在深度5d处为位移零点。

图 5 不同地层情况桩身弯矩

Figure 5. Moments of pile body in different strata

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 不同地层情况桩身位移

Figure 6. Pile displacements in different strata

下载: 全尺寸图片幻灯片

3. 结论

假设地基为弹性材料,分段建立梁挠曲线微分方程,通过结点内力与位移的连续条件一次性建立桩身全结点的线性方程组,求解得到各点内力与位移。以两个算例验证了线性方程解法在单层地基与多层地基中桩身响应计算的正确性,并对桩底不同边界条件、桩身周围不同地层进行了计算与讨论,得出如下结论：

（1）在桩顶水平荷载的作用下,桩身弯矩最大值出现在距离桩顶（1～5）d范围内,桩顶附近土层抗力越差,最大弯矩所出现的位置将越深。

（2）在距离桩顶（6～8）d位置附近将出现弯矩函数零点,且下降段所处区间受桩中部土层的抗力大小控制。

（3）桩身位移最大值出现在桩顶,距桩顶5d位置处出现位移零点。桩端不同的边界条件对桩身的位移影响较小,而桩周土层的抗力大小对桩身的位移起到控制作用。

（4）同一种情况下的桩身水平响应,其弯矩零点所出现的位置将比位移零点所出现的位置滞后（2～3）d。

图 1 某高桩码头工程结构断面图

Figure 1. Sectional view of a pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 某高桩码头工程平面布置图

Figure 2. Layout plan of a pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 数值模型

Figure 3. Numerical model

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 数值计算得到的PHC管桩单桩力学性能

Figure 4. Mechanical properties of PHC piles from numerical analysis

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 高桩码头基本振型图

Figure 5. Basic mode diagram of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 高桩码头桩身屈服弯矩分布图

Figure 6. Diagram of pile yield moment of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 桩身塑性区定位示意图

Figure 7. Location diagram of plastic zone of a pile

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 弯曲失效模式下高桩码头损伤演化过程

Figure 8. Damage evolution of pile-supported wharf under bending failure mode

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 弯剪失效模式下高桩码头损伤演化过程

Figure 9. Damage evolution process of pile-supported wharf under bending shear failure mode

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 高桩码头侧向承载性能及损伤阶段图

Figure 10. Lateral loading performances and damage stages of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 高桩码头IM-EDP曲线

Figure 11. IM-EDP curves of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 高桩码头地震易损性曲线

Figure 12. Seismic fragility curves of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 高桩码头地震易损性曲线具体拟合过程

Figure 13. Fitting of seismic fragility curve of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 简化的高桩码头地震易损性曲线

Figure 14. Simplified seismic fragility curves of pile-supported wharf

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 土体的计算参数

Table 1 Model parameters of soils

土层编号	饱和密度/(kg·m^-3)	剪切模量/kPa	体积模量/kPa	黏聚力/kPa	摩擦角/(°)	峰值剪应变	参考围压p/kPa	相位转换角/(°)
Ⅰ	1700	55	150	0	29	0.1	80	29
Ⅱ	1950	60	300	30	18	0.1	80	—
Ⅲ	2000	100	300	0	37	0.1	80	27
Ⅳ	1900	150	750	25	19	0.1	80	—
Ⅴ	2790	280	1300	0	40	0.1	80	—
Ⅵ	2240	140	1300	15	45	0.1	80	27

下载: 导出CSV

表 2 PHC管桩材料参数^[17]

Table 2 Material parameters of PHC piles^[17]

参数类别	混凝土抗压强度f_c/MPa	混凝土抗压强度应变ε_c	混凝土压碎强度f_cu/MPa	混凝土压碎强度应变ε_cu	钢筋屈服强度F_y/MPa	钢筋初始抗拉刚度E_s/MPa	钢筋张拉应力E_pre/MPa	PHC管桩整体抗剪刚度G/MPa
桩B/C/D	-80	-0.00215	-50.2	-0.003	1570	200000	994	16282.051
桩A/E/F	-160	-0.00215	-100.4	-0.003	3140	400000	1988	32564.102

下载: 导出CSV

表 3 港口工程4阶段损伤概念

Table 3 Concept of four-stage damage in port engineering

损伤阶段	Ⅰ	Ⅱ	Ⅲ	Ⅳ
概括描述	基本完好	可控损伤	广泛损伤	完全崩塌
具体描述	结构处于完好状态或产生轻微损伤	结构在可修复条件下产生有限有限的损伤,并直至发生一定的延性响应	结构产生广泛的损伤直至接近崩塌的延性响应	结构崩塌并丧失承载性能

下载: 导出CSV

表 4 选取的地震动记录

Table 4 Selected ground motion records

序号	名称	台站	年份	PGA/g	T_p/s	T_m/s	D_5-95/s
1	Morgan hill	Capitola	1984年	0.14	0.20	0.31	15.30
2	Livermore	San Ramon-Eastman Kodak	1980年	0.15	0.62	1.00	14.20
3	Trinidad	090 CDMG Station 1498	1983年	0.19	0.32	0.38	12.18
4	Hollister	USGS Station 1028	1961年	0.20	0.48	0.63	16.48
5	Imperial Valley	Chihuahua	1979年	0.27	0.26	0.58	24.00
6	Imperial Valley	USGS Station 5115	1979年	0.32	0.36	0.44	11.04
7	San Fernando	Santa Felita Dam (Outlet)	1971年	0.34	0.10	0.46	23.60
8	Kobe	Kakogawa	1995年	0.35	0.16	0.48	13.20
9	Kocaeli	Yarimca	1999年	0.35	0.52	1.24	15.11
10	Friuli	Tolmezzo	1976年	0.35	0.26	0.40	4.90
11	Chi-Chi	TCU045	1999年	0.36	0.44	0.47	11.34
12	Loma Prieta	090 CDMG Station 47381	1989年	0.37	0.40	0.37	5.00
13	Northridge	090 CDMG Station 24278	1994年	0.57	0.52	0.79	6.80
14	Landers	000 SCE Station 24	1992年	0.78	0.32	0.75	21.34

下载: 导出CSV

表 5 高桩码头地震易损性曲线拟合参数表

Table 5 Fitting parameters of seismic fragility curve of pile-supported wharf

失效模式	弯曲失效		弯剪失效
失效模式	γ₁	γ₂	γ₁	γ₂
界限1	0.2195	-1.8113	0.2195	-1.8113
界限2	0.1706	-0.7598	0.1706	-0.7598
界限3	0.1557	-0.4404	0.1691	-0.7258

下载: 导出CSV

参考文献(32)

[1]	BRADLEY B A, CUBRINOVSKI M, DHAKAL R P, et al. Probabilistic seismic performance and loss assessment of a bridge-foundation-soil system[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2010, 30(5): 395-411. doi: 10.1016/j.soildyn.2009.12.012
[2]	GOULET C A, HASELTON C B, MITRANI-REISER J, et al. Evaluation of the seismic performance of a code-conforming reinforced-concrete frame building—from seismic hazard to collapse safety and economic losses[J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2007, 36(13): 1973-1997.
[3]	ICHII K. Fragility curves for gravity-type quay walls based on effective stress analyses[C]//13th WCEE. 2004, Vancouver.
[4]	CHIOU J S, CHIANG C H, YANG H H, et al. Developing fragility curves for a pile-supported wharf[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2011, 31(5/6): 830-840.
[5]	HEIDARY-TORKAMANI H, BARGI K, AMIRABADI R, et al. Fragility estimation and sensitivity analysis of an idealized pile-supported wharf with batter piles[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2014, 61/62: 92-106. doi: 10.1016/j.soildyn.2014.01.024
[6]	SU L, WAN H P, DONG Y, et al. Seismic fragility assessment of large-scale pile-supported wharf structures considering soil-pile interaction[J]. Engineering Structures, 2019, 186: 270-281. doi: 10.1016/j.engstruct.2019.02.022
[7]	SU L, WAN H P, BI K M, et al. Seismic fragility analysis of pile-supported wharves with the influence of soil permeability[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2019, 122: 211-227. doi: 10.1016/j.soildyn.2019.04.003
[8]	MIRZAEEFARD H, HARIRI-ARDEBILI M A, MIRTAHERI M. Time-dependent seismic fragility analysis of corroded pile-supported wharves with updating limit states[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2021, 142: 106551. doi: 10.1016/j.soildyn.2020.106551
[9]	王炳煌. 高桩码头工程[M]. 北京: 人民交通出版社, 2010. WANG Bing-huang. Pile Wharf Engineering[M]. Beijing: China Communications Press, 2010. (in Chinese)
[10]	MCKENNA F. OpenSees: a framework for earthquake engineering simulation[J]. Computing in Science & Engineering, 2011, 13(4): 58-66.
[11]	常士骠, 张苏民. 工程地质手册[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2007. CHANG Shi-piao, ZHANG Su-min. Geological Engineering Handbook[M]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2007. (in Chinese)
[12]	唐亮, 凌贤长, 徐鹏举, 等. 液化场地桩-土地震相互作用振动台试验数值模拟[J]. 土木工程学报, 2012, 45(增刊1): . https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TMGC2012S1060.htm TANG Liang, LING Xian-zhang, XU Peng-ju, et al. Numerical simulation of shaking table test for seismic soil-pile interaction in liquefying ground[J]. Chinese Civil Engineering Journal, 2012, 45(S1): . (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TMGC2012S1060.htm
[13]	HUI S Q, TANG L, ZHANG X Y, et al. An investigation of the influence of near-fault ground motion parameters on the pile's response in liquefiable soil[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2018, 17(4): 729-745. doi: 10.1007/s11803-018-0472-7
[14]	CONG S Y, TANG L, LING X Z, et al. Numerical analysis of liquefaction-induced differential settlement of shallow foundations on an island slope[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2021, 140: 106453. doi: 10.1016/j.soildyn.2020.106453
[15]	孟畅. 液化场地高桩码头地震易损性分析[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2020. MENG Chang. Seismic Fragility Analysis of the Pile-supported Wharf in Liquefiable Soils[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2020. (in Chinese)
[16]	苏雷. 液化侧向扩展场地桩-土体系地震模拟反应分析[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2016. SU Lei. Earthquake Simulation Response of Soil-pile System in Liquefaction-induced Lateral Spreading Ground[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2016. (in Chinese)
[17]	惠舒清. 液化场地简支桥梁体系地震反应与抗震性态分析[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2018. HUI Shu-qing. Seismic Response and Performance Analysis of Soil-pile Group-multi-span Simply Supported Bridge System in Liquefiable Ground[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2018. (in Chinese)
[18]	YANG Z. Numerical Modeling of Earthquake Site Response Including Dilation and Liquefaction[D]. NewYork: Columbia University, 2000.
[19]	YANG Z, LU J, ELGAMAL A. OpenSees Soil Models and Solid-fluid Fully Coupled Elements Wser Manual[Z]. San Diego: University of California, 2008.
[20]	梁兴文, 王社良, 李晓文. 混凝土结构设计原理[M]. 北京: 科学出版社, 2003. LIANG Xing-wen, WANG She-liang, LI Xiao-wen. Design Theory for Concrete Structure[M]. Beijing: Science Press, 2003. (in Chinese)
[21]	预应力混凝土用钢棒：GB/T 5223.3—2017[S]. 2017. Steel Bars for the Prestressing of Concrete: GB/T 5223.3— 2017[S]. Beijing: Standards Press of China, 2017. (in Chinese)
[22]	张楠. 考虑结构—桩—土相互作用的PHC管桩抗震性能研究[D]. 天津: 天津大学, 2014. ZHANG Nan. Study on Seismic Performance of Pipe Piles Considering Soil-Pile-Superstructure Interaction[D]. Tianjin: Tianjin University, 2014. (in Chinese)
[23]	ZACCHEI E, LYRA P H C, STUCCHI F R. Pushover analysis for flexible and semi-flexible pile-supported wharf structures accounting the dynamic magnification factors due to torsional effects[J]. Structural Concrete, 2020, 21(6): 2669-2688. doi: 10.1002/suco.202000137
[24]	JOHNSON G S, ARULMOLI A K, ASAVAREUNGCHAI S. Seismic Design of Piers and Wharves[M]. ASCE, 2014.
[25]	阮起楠. 预应力混凝土管桩[M]. 中国建材工业出版社, 2000. RUAN Qi-nan. Prestressed Concrete Pipe Pile[M]. Beijing: China Building Material Industry Publishing House, 2000. (in Chinese)
[26]	BOULANGER R W. Seismic design guidelines for port structures[J]. Earthquake Spectra, 2002, 18(3): 579-580. doi: 10.1193/1.1510751
[27]	Design of Structures for Earthquake Resistance; General Rules, Seismic Actions, Design Rules for Buildings, Foundations and Retaining Structures: Designer's Guide To EN 1998-1 and en 1998-5 Eurocode 8[S]. 2005.
[28]	中国地震动参数区划图：GB 18306—2015[S]. 2015. Seismic Ground Motion Parameters Zonation Map of China: GB 18306—2015[S]. 2015. (in Chinese)
[29]	CIMELLARO G P, REINHORN A M. Multidimensional performance limit state for hazard fragility functions[J]. Journal of Engineering Mechanics, 2011, 137(1): 47-60. doi: 10.1061/(ASCE)EM.1943-7889.0000201
[30]	LU D G, YU X H, PAN F, et al. Probabilistic seismic demand analysis considering random system properties by an improved cloud method[C]//The 14th World Conference on Earthquake Engineering, 2008, Beijing.
[31]	DE RISI R, GODA K, TESFAMARIAM S. Multi- dimensional damage measure for seismic reliability analysis[J]. Structural Safety, 2019, 78: 1-11. doi: 10.1016/j.strusafe.2018.12.002
[32]	SINGHAL A, KIREMIDJIAN A S. Bayesian updating of fragilities with application to RC frames[J]. Journal of Structural Engineering, 1998, 124(8): 922-929. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1998)124:8(922)