水平循环荷载下钢护筒-钢筋混凝土排架结构横向承载性能

王多银 ,  汪才为 ,  秦晨曦 ,  陈杰 ,  刘伟 ,  高保江 ,  米依

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (5) :2185-2193

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科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (5) :2185-2193 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2502167
交通运输

水平循环荷载下钢护筒-钢筋混凝土排架结构横向承载性能

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Lateral Bearing Capacity of Steel Casing-reinforced Concrete Bent Structure under Horizontal Cyclic Loading

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摘要

由于三峡库区岸地质条件和地形复杂,施工难度高,传统架空直立式码头已经不能适应建设发展的需要,内河钢护筒-钢筋混凝土大尺度组合结构码头应运而生。鉴于此,以重庆果园港二期工程码头结构为原型,通过大比尺物理模型试验和有限元模型相结合的研究手段,开展了钢护筒-钢筋混凝土大尺度组合结构横向承载性能研究。结果表明:结构滞回曲线形状由弓形逐渐发展为反S形和Z形,耗能能力在逐渐变差,滞回圈呈现出一定程度的捏缩特征;随着荷载循环次数的增加,退化系数整体上处于下降趋势。同时使用 ABAQUS 有限元软件建立了实体模型,模拟了结构模型的滞回曲线、骨架曲线以及混凝土损伤状态,整体拟合情况良好。

Abstract

Due to the complex geological conditions and topography of the Three Gorges Reservoir area, the construction difficulty is high. The traditional overhead upright wharf can no longer meet the needs of construction and development, leading to the emergence of the inland steel protective tube-reinforced concrete large-scale composite structure wharf. In view of this, the dock structure of the Chongqing Guoyuan Port Phase II project was taken as a prototype, and through the combination of large-scale physical model tests and finite element models, a study on the transverse bearing performance of the steel protective tube-reinforced concrete large-scale composite structure was conducted. The results show that the shape of the structural hysteresis curve gradually evolves from a bow shape to a reverse S-shape and Z-shape, with deteriorating energy dissipation capacity, and the hysteresis loop exhibits a certain degree of pinching characteristics. As the number of load cycles increases, the degradation coefficient shows an overall downward trend. At the same time, a solid model was established using ABAQUS finite element software, simulating the hysteresis curve, skeleton curve, and concrete damage state of the structural model, with a good overall fitting result.

Graphical abstract

关键词

排架结构 / 拟静力试验 / 滞回性能 / 横向承载能力

Key words

bent structure / pseudo-static test / hysteretic performance / lateral bearing capacity

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王多银, 汪才为, 秦晨曦, 陈杰, 刘伟, 高保江, 米依. 水平循环荷载下钢护筒-钢筋混凝土排架结构横向承载性能[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(5): 2185-2193 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2502167
WANG Duo-yin, WANG Cai-wei, QIN Chen-xi, CHEN Jie, LIU Wei, GAO Bao-jiang, MI Yi. Lateral Bearing Capacity of Steel Casing-reinforced Concrete Bent Structure under Horizontal Cyclic Loading[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(5): 2185-2193 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2502167

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随着内河港口以及国家经济的发展,斜坡式码头越来越无法满足快速增加的货物运输需求,直立式码头结构逐步取而代之。随着技术的不断进步和航道条件的持续改善,预计直立式码头将继续保持其在内河港口中的核心地位[1]。传统码头结构建设模式已经越来越难适应三峡库区的发展条件,迫切需要采取新的策略来满足发展需求[2]。内河大尺度组合结构码头通常在大快变幅波流环境下工作,经常遭受低频重载船舶的横向撞击作用。因此,开展大尺度组合结构码头在低频横向荷载作用下的工作性能具有重要意义。
目前中外学者对排架或框架结构的研究主要集中在火电厂厂房结构的研究上,对于港口码头上的排架或框架结构研究较少。同时在直立式码头物理模型实验方面主要为结构力学性能和节点受力特征研究,不同结构形式混合的研究较少。对横向荷载作用下钢护筒-钢筋混凝土大尺度组合结构码头的研究还在逐步开展和进行。
Dong等[3]、Zhou等[4]通过模型试验发现带钢护筒的钢筋混凝土桩中钢护筒的尺寸能有效影响该组合结构的水平极限承载力,并提出钢护筒最佳长径比拟合公式。Wang等[5]、Thusoo等[6]、Luan等[7]研究了横向静态和冲击荷载条件下钢管混凝土桩的力学性能,并分析了钢管尺寸及屈曲对组合结构横向承载能力和破坏模式对桩的影响。Liu等[8]、刘明维等[9]提出了带钢护筒的大直径嵌岩灌注桩的设计计算方法,并研究了周期性水平荷载作用下的内河港口钢管混凝土嵌岩桩钢-混凝土联合承载特性。王莘笛等[2]运用ABAQUS有限元分析软件,以混凝土的配筋率和强度为变量对钢管混凝土柱进行了深入分析。简富献等[10]、王俊杰等[11]研究了单码头排架在不同荷载作用下的的受力和弯矩,确定其在不同情况下的最不利构件。张小龙等[12]从理论、数值和试验分析的角度阐述了钢管混凝土嵌岩桩研究现状,包括横向承载特性、纵向承载特性和钢-混凝土界面力学特性。王多银等[13]、郝磊等[14]通过ABAQUS研究了水平循环荷载作用下群桩基础的累计变形和位移,得出群桩水平累积变形特性以及群桩在临界水平循环荷载比前后的累计位移增加规律。胡安峰等[15]通过数值模拟分析竖向和水平循环荷载耦合作用下单桩基础的累积侧向位移。
现通过物理模型试验和有限元模型相结合,研究横向荷载作用下钢护筒-钢筋混凝土组合排架结构的滞回曲线、耗能能力、荷载退化、刚度退化等参数情况,同时通过ABAQUS有限元软件还原钢护筒-钢筋混凝土大尺度组合结构物理模型,将试验数据与有限元模型的滞回曲线和骨架曲线进行拟合对比,最终建立合理可靠的有限元模型,明确钢护筒-钢筋混凝土组合排架结构在循环荷载下的破坏模式。以期对促进中国港口码头结构设计和内河水工建筑物理论发展提供帮助。

1 试验设计

1.1 模型设计

试验设备为重庆交通大学河海学院MTS加载系统500 t作动器设备加载框尺寸为2.0 m×1.2 m×3.0 m。考虑模型包含地基尺寸,总体尺寸超过设备加载框尺寸,将立柱的尺寸适当调整,使之依旧保持长柱的性质,满足试验要求。结合考虑试验场地大小、模型制作以及试验加载等因素,参考该加载设备以往承接试验项目,确定几何相似常数为1/12。

为了增大码头的整体稳定性及刚度,在钢管混凝土桩之间通过焊接的方式设置了纵横联系撑[16]。靠船构件相对组合结构整体属于次要部件,故模型试验不予设置。根据试验条件调整后,模型的基本外形具体尺寸如图1所示。

由于加载设备空间限制,同时保证在试验过程中承受轴向荷载和水平荷载时的稳定性,不发生偏转和位移且不被破坏,试件底部地基采用加强地基的形式,在基础内部进行配筋[17-18]。用2根直径为36 mm的加强螺杆及4根直径为36 mm的螺栓进行固定加强地基。加强地基尺寸及配筋如图2所示。

模型的钢筋的配置根据与原型相等的配筋率进行换算。各构件的配筋断面图如图3所示。

1.2 实验材料

钢管材料为Q235钢板,通过加工焊接成内径为180 mm的无缝钢管,钢板的厚度为1.9 mm。经过性能测试,得出钢管的弹性模量为2.05×105MPa,屈服强度为233 MPa。

钢护筒和立柱受力钢筋采用二级钢筋Φ6 mm,箍筋采用Φ3.25 mm镀锌铁丝,钢筋材质HRB400e。

钢筋屈服强度402 MPa和极限抗拉强度542 MPa。钢筋的弹性模量为2.05×105 MPa,泊松比为0.3。

混凝土采用C30混凝土。制作混凝土试块尺寸为100 mm×100 mm×100 mm。各试块抗压强度测试如表1所示。

1.3 试验方案

试验运用拟静力测试方法,通过荷载或者位移的控制,对样品施加低周期的循环加载,记录结构从开始承受力量到最终损坏的完整过程。考虑码头撞击力作用位置随水位的变化,选取撞击力作用在不同高度的工况,如图4所示。

工况一:荷载作用在排架结构顶部。

工况二:荷载作用在钢横向联系撑位置处。

工况一加载程序如图5所示。结构开裂之前,采用控制力的方法逐级施加水平荷载,取1 kN为一级,各级荷载循环一次。开裂后,本次试验以小于开裂时的位移,取5 mm为加载等级,以倍数为级差进行控制加载,每级循环3次,直至结构的第一循环荷载低于最大荷载的85%,认为结构破坏,结束试验。

工况二采用分级加载,加载程序如图6所示。试验模型施加荷载大小为7.16 kN(以相似比尺换算原型设计值得到)。正式加载前先进行预压,使模型与加载装置之间充分接触,并校验仪器是否正常。预压荷载为最大值的10%。正式加载分5级,每级加载20%荷载值。每级加载完成后均持荷5 min。卸载方式与加载时相同。

试验模型测点布置如图7所示。立柱的应变片分布在混凝土表面,在柱的两端平行于柱方向左右各贴1片竖向应变片,监测混凝土柱表面的轴向应变和混凝土表面的受力变化,捕捉塑性铰的出现。在横向联系撑的两端和节点核心处分别粘贴应变片和应变花,分别测量轴向应变和节点应力状况。除了使用内置传感器外,同时在每层梁截面中心线安装位移计测量位移。

2 破坏现象

模型4根立柱以江侧(右侧)到岸侧(左侧)顺序分别以1~4号柱代称。

试验在第一次加载25 mm循环荷载时,4根立柱的底部和顶部都已出现裂缝,此时裂缝宽度随循环次数增加在逐渐扩大和延长,同时可听见细微撕裂声。第二次加载25 mm循环荷载时,1号柱顶部、2号柱顶部和底部裂缝发展至1/4圆周,3号柱底部与横撑连接处出现5 cm裂缝,4号柱底部横梁出现平行于岸线的裂缝。此时可以明显观察出模型出现较大位移角。如图8所示。

第二次加载30 mm循环荷载时,柱体的裂缝长度均已达到 1/3 圆周。4号柱江侧顶部位置也开始产生破坏,发育出明显裂缝。第三次加载30 mm循环荷载时,2号柱底部与横撑连接处裂缝长度达1/2圆周。1、3号柱顶部裂缝有贯穿趋势。4号柱中部斜裂缝宽度进一步加宽达到2~3 mm,长度发育至1/2圆周。如图9所示。

第一次进行35 mm循环荷载时,4号柱中部的斜裂缝完全贯穿,柱身轴向呈错开趋势,可通过缝隙看到内部钢筋,混凝土大块剥落。2、3号柱顶部和底部裂缝也逐渐贯穿,且混凝土大面积剥落。横向承载能力明显下降。第二次进行35 mm位移加载时,承载能力较峰值的52.35 kN,下降至46.57 kN,不足80%,至此认定结构破坏,试验结束。如图10所示。

3 有限元分析

为了深入分析钢护筒-钢筋混凝土组合排架结构在水平低周往复荷载作用下的工作性能,采用ABAQUS有限元软件建立有限元模型,将模型和试验数据相互验证,从而进一步分析钢护筒-钢筋混凝土排架结构在横向力作用下的力学行为。

3.1 模型建立

采用ABAQUS有限元软件建立结构模型进行模拟分析。钢护筒设置为壳单元,钢筋设置为桁架单元、混凝土设置为实体单元。为得到各构件表面的应力,模型中所有实体构件均采用六面体实体(C3D8R)单元建立,钢护筒作为壳单元使用四边形(S4R)网格,钢筋使用线性三维桁架单元(T3D2)。有限元模型与试验的边界条件一致,即地基底边界条件设置为固定,模型建立如图11所示。

3.2 材料本构

试验采用的 Q235 钢具有明显的屈服阶段,属于软钢,其应力应变关系采用双斜线模型。混凝土本构模型采用过镇海模型。能量法确定混凝土损伤,根据 Sicliroff 能量等价原理,将应力作用在受损材料产生的弹性余能与作用在无损材料产生的弹性余能形式上相同,只需将应力改为等效应力,或者将弹性模量改成损伤等效弹性模量。

4 试验结果分析

4.1 滞回曲线

有限元模拟与试验得到的滞回曲线如图12所示。从试验曲线可以看出,结构在屈服前位移荷载曲线基本保持一条直线,结构基本处于弹性变形阶段,卸载后残余应力很小。结构屈服后曲线的斜率呈现出逐渐下降的状态,且斜率下降的速度不断加快,说明结构出现强度和刚度退化的特征,且每次卸载回到初始位置后,残余应力的值在不断增大。从曲线拟合情况来看,每个滞回圈的峰值应力和位移较为接近,每个滞回圈的趋势和变化情况也较为接近,滞回圈耗能变化趋势接近。但曲线也有拟合偏差的地方。试验滞回曲线呈Z形,有限元滞回曲线更接近反S形,饱满程度不一致。滞回曲线中体现出来的残余应力试验数据和有限元数据有些偏差,即卸载段重合度不是很理想。

4.2 耗能能力

滞回曲线图像中可以通过荷载-位移滞回环包围的面积来衡量,滞回环越饱满,耗能能力越好。经计算得出等效黏滞系数曲线如图13所示。等效黏滞阻尼系数呈现出先下降后上升的趋势。先下降是因为结构开裂但未屈服时,荷载虽有较大增加,但是结构变形较小,导致滞回环的形状变扁,等效黏滞阻尼系数变小。结构屈服之后,虽然荷载增加速度变缓,但位移有较大增幅,所以等效黏滞阻尼系数变大。

4.3 骨架曲线

有限元模拟与试验得到的骨架曲线如图14所示。骨架曲线有特征点:弹性极限点(位移5.08 mm、荷载19.42 kN)、屈服点(位移12 mm、荷载39.6 kN)、最高荷载点(位移29.88 mm、荷载52.35 kN)、极限荷载点(位移34.96 mm、荷载46.57 kN)。试验骨架曲线和模拟骨架曲线的整体走向接近,且二者峰值承载力和试验中35 mm位移加载情况下测出的结构承载能力吻合。

4.4 荷载退化

荷载退化曲线如图15所示。试验主要的加载方式为位移控制加载,则选择荷载退化曲线来描述结构的强度变化。即每一级位移下,每次循环的第三次循环加载的最大反力与第一次加载时的最大反力之比。具体表现为退化系数越小,则荷载退化越明显,结构强度退化越大。从图15中可看出,随着水平荷载的增大和荷载循环次数的增加,退化系数整体上处于下降趋势,排架结构的荷载退化越来越明显,也表示强度退化越来越明显。这是因为随着横向荷载变大和循环荷载次数的增加,结构内部出现屈服开裂,混凝土之间产生黏结退化,其结果是排架结构的内部损伤不断累计,导致结构强度不断退化。

4.5 刚度退化

等效刚度曲线如图16所示。试验通过等效刚度描述结构的刚度变化。结构未到达弹性极限点前,刚度保持稳定的数值,超过弹性极限点后,结构刚度开始下降。结构屈服之后,混凝土逐渐退出工作,刚度下降速度减缓直至结构破坏。

${K}_{\mathrm{s}j}=\frac{{P}_{ji}}{{U}_{ji}}$

式(1)中:Ksj为第j级循环加载时的等效刚度;Pji为第j级循环加载时的第i次循环加载的峰值点荷载;Uji为第j级循环加载时的第i次循环加载的峰值点位移。

4.6 应力应变分布

工况一立柱应变值如表2所示。试验采用第一次加载至5 mm应变片应力值。测点63、67、72和76在荷载第一次循环时数值便变得极大,是由于混凝土开裂,应变片被破坏失效。荷载作用位置在横梁端部,框架结构轻微变形,框架朝平行四边形变形,这让立柱顶部江侧受压力,岸侧受拉力。荷载通过立柱传达到立柱与混凝土横撑连接处,导致立柱底部江侧受拉力,岸侧受压力。可以看出,2、3号柱应力值更大,1、4号柱应变值相对较小,整体上靠近岸侧的立柱应变值更大。

工况二立柱应变值如表3所示。立柱整体上体现出顶部江侧和底部岸侧受拉,顶部岸侧和底部江侧受压。原因是顶部竖向荷载施加端的滑块摩擦力较大,产生了约束。荷载传递到钢横撑,对立柱底部一个朝向岸侧的力,框架结构轻微变形,朝平行四边形变形,使得立柱出现这样的受力情况。

工况一横撑应变值如表4所示。对混凝土横撑的横向应力值进行分析,可以看出每段横撑都体现出左上角和右下角受拉,右上角和左下角部位受压。将横梁和立柱看作一个整体,立柱底部会对横撑产生一个朝岸侧的力,对立柱底部左边横撑表面产生压力,右侧横撑表面产生拉力。同理可得,钢护筒对左边横撑下表面一个拉力,对右边横撑下表面一个压力。从数值上分析,从立柱剪力传导为钢横撑的轴力,在混凝土表面表现出越远离江侧,越靠近岸侧,表面应力越大。

工况二横撑应变值如表5所示。由于排架顶部存在约束,钢护筒顶部对横撑产生朝向岸侧的力,横撑对钢护筒有朝向江侧的反力。使得钢护筒顶部右侧对横撑底部混凝土表面产生拉力,对横撑底部左侧混凝土表面产生压力。将横梁和立柱看作整体,横撑对整体产生朝向岸侧的力,整体对横撑有朝向江侧的反力。使得立柱底部右侧对横撑顶部混凝土表面产生压力,对横撑顶部左侧混凝土表面产生拉力。

4.7 损伤分析

混凝土损伤塑性模型虽然不能直接演化出混凝土宏观裂缝,但可通过混凝土损伤应变云图判断出裂缝出现的位置、方向以及混凝土损伤程度。图17是根据试验情况还原的水平循环荷载模型云图。从中可以看出结构模型各部位混凝土损伤程度和扩散趋势,模拟结果基本与试验情况一致:结构最不利位置为立柱部分和混凝土横撑部分、混凝土立柱与横撑连接的节点附近,混凝土损伤范围较大,拉伸损伤从节点右上部分和左下部分向横撑整体扩散。

5 结论

(1)试验破坏情况以及模拟结果均表明,上部混凝土结构立柱部分的江侧底部和岸侧顶部为最不利部分,混凝土应变率先达到极限拉应变后开裂。整体结构破坏过程较为缓慢,没有突然破坏,属于延性破坏机制。

(2)从有限元分析可知,钢护筒横撑与钢护筒焊接处虽然有很大应力,但上部的混凝土结构从开始破坏到完全失去承载能力的整个过程,钢护筒还远未达到屈服强度。这也与工况二无直观的试验现象及材料变形损伤的声音产生相符合。

(3)结构的滞回曲线和骨架曲线有限元拟合情况整体较好,说明在有限元分析计算中所用到的基本假定、混凝土和钢材的本构关系是正确的, 建立的有限元模型能较好地吻合现场试验情况。但同时也存在部分偏差,可能是以下几个方面导致的:一是试验模型的混凝土配置比例和计算数值有出入,同时混凝土的实际性能可能会因为温湿条件、施工质量等因素有所变化,导致混凝土强度、杨氏模量非理想材料数据。二是排架结构连接处的钢筋搭接不合理,导致结构的耗能能力、卸载时的残余应力、抵抗变形的能力与模拟数据有差异。三是有限元模型无法体现试验过程中试件产生的裂缝、边界约束变形等情况。 四是塑性损伤模型的损伤因子对试验还原并不完美,且存在收敛困难、计算困难等缺点,让有限元模型曲线还原试验曲线出现差异。

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