考虑腐蚀效应的高桩码头地震响应研究

摘要：

高桩码头作为港口工程最常用的码头结构型式之一，因其所处环境相对复杂，在使用寿命中除了会受到地震荷载，往往还会长期受到氯离子侵蚀，导致结构材料性能不断退化，进而降低结构的抗震性能。为了研究受腐蚀后高桩码头地震响应特性，以钢筋锈蚀机理为基础，探索钢筋及混凝土材料退化规律。基于开源数值计算平台OpenSees，建立考虑腐蚀效应的高桩码头二维有限元模型，研究腐蚀后高桩码头结构地震响应。地震响应结果表明：（1） 桩基腐蚀减小了码头面板的位移，在一定程度上起到减震效果;（2） 桩基腐蚀改变了下部码头结构内力分布，引起陆侧桩自由段内力明显变化，增大结构安全隐患。研究结果可为腐蚀后高桩码头结构地震响应分析提供有价值的参考与借鉴。

关键词：

氯离子腐蚀; 高桩码头; 桩-土相互作用; 地震响应

中图分类号： U656.113""""" 文献标志码：A"" 文章编号： 1000-0844（2025）01-0122-11

DOI：10.20000/j.1000-0844.20221020003

Impact of corrosion on the seismic response

of pile-supported wharves

WANG Longlong1， SU Lei1， WANG Jianfeng1， LING Xianzhang1， 2

（1. School of Civil Engineering， Qingdao University of Technology， Qingdao 266033， Shandong， China;

2. School of Civil Engineering， Harbin Institute of Technology， Harbin 150090， Heilongjiang， China）

Abstract：

As one of the most used wharf structures in port engineering， the pile-supported wharf is not only subject to seismic load in its service life but also suffers from long-term chloride ion erosion due to the complex environment. This process leads to the continuous degradation of structural materials and reduces the seismic performance of the structure. To investigate the seismic response of pile-supported wharves after corrosion， this study explores the degradation law of reinforcement and concrete materials on the basis of the mechanism underlying reinforcement corrosion. A two-dimensional finite element model of a pile-supported wharf was established using the open-source computational platform OpenSees， and the seismic response of the pile-supported wharf after corrosion was discussed. The model considered the effect of corrosion. Seismic response results show that （1） the corrosion of the pile foundation reduces the displacement of the wharf deck， which exerts an earthquake-mitigating effect to a certain extent， and （2） the corrosion of the pile foundation changes the distribution of internal forces in the lower wharf structure， thus causing an evident change in internal force on the free section of the landside pile and increasing the potential hazard of the wharf structure. This study provides a valuable reference for the seismic response analysis of pile-supported wharves after corrosion.

Keywords：

chloride ion corrosion; pile-supported wharf; soil-pile interaction; seismic response

0 引言

港口作为国家进出口贸易的重要枢纽，对国家经济发展起着至关重要的作用。随着我国经济的快速发展，对外贸易逐年增长，同时加快了我国港口建设的步伐，码头数量达到空前规模。高桩码头易受地震活动的影响而造成结构破坏，如1976年唐山地震中天津港高桩码头结构的破坏。另外，我国环渤海地区和东南沿海地区港口群受郯庐断裂地震带、华北地震带和东南沿海地震带的影响非常明显。除此之外，高桩码头所处环境相对复杂，在其使用寿命中往往会长期受到氯离子侵蚀，导致结构材料性能退化，降低结构抗震性能，加剧其在地震作用下的损失风险。因此，地震与腐蚀是码头结构不可回避的问题。

氯离子腐蚀对结构整体抗震性能的影响成为近年来研究的热点。李立峰等［1］考虑氯离子侵蚀引起的钢筋材料性能退化，探讨了氯离子侵蚀效应对高墩桥梁抗震能力的影响，结果表明：结构不同损伤状态的地震易损性随服役时间的增加而增大。吴锋［2］通过对高桩码头结构性能退化研究，揭示了腐蚀诱发高桩码头桩基耐久性能和承载性能退化机理。Mirzaeefard等［3］研究表明：在高桩码头的服役期内，由于腐蚀导致的结构强度和延性下降，大大降低了结构的抗震性能。徐玉明［4］研究了随机点蚀损伤对钢管桩码头结构性能的影响，进行了不同腐蚀程度下的高桩码头地震易损性分析。Simon等［5］研究确定了腐蚀对典型钢筋混凝土桥梁地震响应的影响，因腐蚀导致的钢筋截面减少引起的强度变化以及混凝土保护层脱落导致的刚度退化对桥梁地震易损性的影响较小。Cui等［6］通过考虑点蚀和混凝土开裂后腐蚀速率变化提出了一种改进的钢筋劣化模型，用以研究钢筋遭受全面腐蚀和点蚀的桥梁地震易损性研究，结果表明，在进行海洋环境下钢筋混凝土桥梁下部结构地震易损性分析时，使用寿命在25年后，钢筋混凝土墩柱的易损性呈非线性加速增长。Ni Choine等［7］通过模拟考虑腐蚀作用的纵向钢筋在循环荷载下屈服强度变化，建立了一种新的锈蚀钢筋本构模型，探讨了氯离子引起的钢筋腐蚀对多跨混凝土结构桥梁地震易损性的影响。赵珺等［8］基于氯离子侵蚀机理，得到结构的力学性能随时间变化规律，应用增量动力分析法得到结构地震易损性曲线，完成结构的抗震性能评估。李磊等［9］研究纵向钢筋锈蚀对钢筋混凝土柱抗震性能的影响，结果表明：钢筋锈蚀对钢筋混凝土柱各抗震性能指标产生不同程度的影响，其中对退化刚度的影响最为显著。

目前，针对地震作用下腐蚀效应对码头结构动力响应影响的研究相对较少。鉴于此，本文针对海岸环境下美国加州洛杉矶港的高桩码头结构地震响应特性，通过分析钢筋和混凝土受腐蚀的影响变化，探究了不同腐蚀年限码头钢筋混凝土材料性能退化规律;并针对浪溅区利用考虑腐蚀效应桩的截面特性，基于开源数值计算平台OpenSees，建立考虑腐蚀效应的高桩码头二维有限元模型;通过数值模拟，对比地震作用下码头结构响应变化，分析腐蚀效应对高桩码头动力特性的影响。

1 钢筋混凝土结构腐蚀形成机理

1.1 氯离子侵蚀机理

氯离子侵蚀导致钢筋混凝土结构锈蚀过程主要分为开始阶段和锈蚀阶段，如图1。开始阶段，氯离子逐渐通过混凝土保护层向钢筋扩散，直到钢筋所

在深度处的氯化物浓度达到锈蚀限值，此为锈蚀开始时间。锈蚀阶段前期，随着钢筋表面锈胀产物积累，混凝土开始产生裂缝，此为锈胀开裂时间。应当指出，此时钢筋锈蚀较为平缓。后期，随着混凝土裂缝不断扩展直至脱落，钢筋失去混凝土保护，开始加速腐蚀，此时钢筋锈蚀较为剧烈，直至钢筋破坏，即钢筋破坏时间。

研究钢筋锈蚀发展过程，确定钢筋的锈蚀开始时间显得尤为重要。通常来说，可以根据钢筋表面氯离子浓度进行判断，因此，明确氯离子在混凝土中的扩散机理是找出锈蚀初始时间的关键。目前，可用Fick第二定律［10］描述氯离子在混凝土中的扩散过程。

高桩码头桩基在海洋环境中的暴露条件很大程度上决定了桩基中钢筋的锈蚀速度。根据桩的不同区域表面所含氯离子浓度，可将桩的暴露条件分为大气区、浪溅区和浸没区［11］。其中浪溅区是结构腐蚀最严重的区域，也是本文所关注的重点区域。根据不同区域划分可确定表面氯离子浓度值。另外，氯离子扩散系数是反映混凝土耐久性的一项重要指标。目前对于氯离子的扩散系数还没有统一结论，考虑到不同地区环境因素差异可能会导致扩散系数有所不同。鉴于此，本文考虑环境温度、相对湿度以及混凝土龄期等主要因素的影响［12］，经计算在码头服役12.1年时桩基中钢筋开始锈蚀，此结果与文献［3］所述基本吻合。特别指出，下文中所指时间均为此时刻之后的时间。

1.2 钢筋锈蚀机理

一般来说，钢筋腐蚀形式包括均匀腐蚀和坑蚀，后者是钢筋腐蚀的典型形式，也是本文关注的重点。与均匀腐蚀不同，坑蚀涉及坑深的发展，可能在氯离子存在的钢筋上随机发生。Jeon等［13］提出了三种极具代表性的钢绞线坑蚀样式，现选取其中一种坑蚀样式，如图2所示，灰色区域表示钢绞线锈蚀后剩余截面面积，这里假设内部的钢绞线并未受到锈蚀。

腐蚀截面面积损失可通过式（1）和（2）计算：

Asl，corr=2r2（θ-sinθcosθ） （1）

θ=arccos1-dp2r， 0≤dp≤2r （2）

式中：Asl，corr是钢绞线腐蚀后截面积损失;r是钢绞线半径;dp是沿半径方向在最深位置处的坑深（mm/a）;θ为最大坑深处与坑蚀边界夹角。

参考文献［14］，可计算出钢绞线的截面面积损失率，如图3所示。

图3为钢筋锈蚀剩余截面面积时变曲线。由图知，纵向钢筋及箍筋随着腐蚀年限的增加，剩余截面面积变化规律大致相同，几乎都呈线性下降;纵向钢筋和箍筋在腐蚀100年后截面面积分别减少约23.5%和7.5%。

1.3 材料性能弱化规律

钢筋锈蚀会降低或弱化材料的力学性能。Jeon等［13］通过一系列拉伸试验研究了材料的力学性能，用双线性模型定义了锈蚀钢绞线极限强度和屈服强度，见式（3）和（4）：

fsu，corr=aQcor+b （3）

fsy，corr=0.85fsu，corr （4）

式中：fsu，corr和fsy，corr分别为锈蚀钢绞线极限强度和屈服强度（MPa）;Qcor为钢筋截面面积损失率;a、b均为系数，其中a取值1 991.8，b取值1 748。

此外，对于螺旋箍筋的腐蚀研究，Du等［15］给出了钢筋强度随氯离子渗透的变化过程，随后提出锈蚀钢筋屈服强度计算公式，即：

fsy，corr=（1-0.005Qcor）fsy，0 （5）

式中：fsy，corr为腐蚀后螺旋箍筋的屈服强度（MPa）;fsy，0为未腐蚀螺旋箍筋的屈服强度（MPa）。

经计算可得到图4所示的钢筋强度时变曲线。由图知，由于钢筋强度与钢筋截面变化有关，因此钢筋强度变化规律几乎也呈线性下降；在钢筋腐蚀100年后，纵筋极限强度和屈服强度分别下降了约31.2%和27.1%，箍筋屈服强度下降了约3.4%。

氯离子侵蚀达到一定程度时，钢筋锈胀产物会使混凝土产生裂缝，从而使混凝土的抗压强度降低。Coronelli等［16］研究了腐蚀损伤对保护层混凝土抗压强度的影响并给出计算方法，见式（6）。

f*c=fc1+Kε1εco （6）

式中：fc和f*c分别为腐蚀前、后混凝土抗压强度（MPa）;K为系数，其值与钢筋粗糙程度和直径相关，可取0.1;εco代表在fc下对应的应变;ε1为腐蚀后混凝土平均拉应变，可按式（7）计算：

ε1=bf-b0b0=nbarswcrb0 （7）

式中：bf和b0分别为腐蚀前、后截面宽度（mm）;nbars为受压钢筋根数;wcr为总的裂缝宽度（mm），可按式（8）计算：

wcr=2πvrs-1Xcr （8）

式中：vrs为钢筋腐蚀后体积膨胀系数，可取2.0;Xcr为均匀锈蚀深度（mm）。

此外，箍筋的腐蚀势必会降低其对核心混凝土的约束作用，从而造成核心混凝土抗压强度发生改变。基于上述求得的箍筋截面损失率和屈服强度，由Mander模型可绘制出核心混凝土抗压强度时变曲线（图5）。

由图5可知，保护层混凝土与核心混凝土随着服役年限增加，抗压强度逐渐降低。另外可以观察到，核心混凝土抗压强度值逐渐趋近服役前的保护层混凝土抗压强度。在腐蚀100年后，保护层混凝土与核心混凝土抗压强度降幅分别约为40.6%和36.3%。

2 考虑腐蚀的高桩码头有限元模型

2.1 高桩码头体系数值模拟

图6为码头-土层相互作用体系［17］。除E排短桩外，其余桩长均为42.0 m。在数值模拟中，土层剖面及土层的材料参数参考文献［17］。本研究中，建立码头-土层体系二维数值模型，选取单位厚度作

为计算单元（红色框区域）。图7为土层剖面分布，不同土层的材料参数取值列于表1。数值模型中，砂土采用与围压有关的多屈服面塑性本构模型，黏土采用与围压无关的多屈服面塑性本构模型［18］。采用基于位移的纤维截面梁柱单元模拟预应力混凝土桩基的非线性特性;采用弹性梁柱单元模拟混凝土面板;采用两类零长度和刚性连接单元共同模拟桩-土相互作用。通过在模型两侧增加土柱，实现自由场边界效应（图8），其中自由场土柱通过增加土柱厚度，确保土柱具有足够大的质量，以保证获得自由场效应。土柱的土层特性与模型相临边界对应的土体特性和网格保持一致，通过节点自由度约束，将自由场土柱运动施加到模型边界。自由水体的模拟通过在与自由水接触土层表面节点上施加节点力和静水压力来实现，不考虑地震中水的动力效应。海侧自由水体采用以上方式模拟，以保证得到可靠的初始孔压和有效应力。通过在节点施加静水压力以得到初始孔压，施加节点力以实现初始有效应力模拟。关于自由场边界和自由水体的模拟详细参考文献［19］。

（1） 桩-土相互作用

为了更好地模拟桩-土相互作用，本文参考Elgamal等［20］提出的方法，在桩-土刚性连接单元基础上，通过增加零长度单元模拟桩-土界面摩擦滑动机理（图9）［17］。该模拟方法通过零长度单元将垂直于桩轴的刚性连接单元与土节点连接，能够很好地考虑桩-土界面的动力特性。同时，采用的刚性连接单元可以考虑桩径效应，还可以避免桩-土界面滑动导致的阻尼过大问题。采用的两类零长度单元为zeroLength和zeroLengthSection，前者提供垂直于桩轴的轴向响应，后者提供沿桩周的切向响应。通过定义剪切屈服力，可模拟桩-土界面滑移［21］。该模拟方法已经通过桩基振动台试验得到了很好的验证［22］。

（2） 预应力混凝土桩的模拟

码头桩基截面尺寸及纤维截面中钢筋和混凝土材料特性可参考文献［17］。纤维截面钢筋和混凝土分别采用OpenSees中的Steel02材料和Concrete01材料模拟［23］，通过定义预应力混凝土桩中钢筋与混凝土的材料性能，考虑到桩截面的腐蚀效应，得出不同腐蚀年限下桩截面的弯矩-曲率关系（图10）。可以看出，随着腐蚀年限的增加，桩截面的承载能力不断下降。在数值模拟中，通过对浪溅区（对大气区、浸没区不作考虑）范围内桩单元利用考虑腐蚀效应的桩截面特性，进而实现考虑腐蚀效应的预应力混凝土桩的模拟。

2.2 考虑腐蚀区域的高桩码头数值模型

由上文暴露条件的划分，可知浪溅区是桩基腐蚀最严重区域。为确定浪溅区范围，根据我国《水运工程混凝土施工规范（JTS 202—2011）》并参考文献［3］，本文假定码头面板以下1.1 m桩单元为大气区（图中灰色区域），大气区以下5 m桩单元为浪溅区（图中虚线区域），其他区域为浸没区。特别地，默认在浪溅区内嵌入土层的桩单元由于缺少腐蚀所需的氧气，受氯离子侵蚀的作用很小而不作考虑（如图中蓝色区域），如图11，此假定与Schmuhl等［24］假设是一致的。

2.3 地震动输入

为使模型在地震作用下呈现明显的变形特性和非线性特性，模型基底地震动采用相对较高的峰值加速度。鉴于此，选取Northridge地震中Rinaldi台站记录到的S48°W分量作为基底输入。数值模拟中，将记录加速度的一半幅值作为基底输入，主要考虑土层对震动传播的影响［17］，其峰值加速度为0.445g，如图12。

2.4 数值模拟步序

考虑预应力混凝土桩-土相互作用效应，其数值模拟步序与非预应力桩-土相互作用存在一定的差异，主要包括以下几个步骤：

（1） 对土层进行弹性状态下自重应力模拟分析，在该分析步中，需要：①将模型两侧边界水平方向自由度和基底自由度进行固定;②海侧地表施加节点力和孔压荷载模拟自由水体;③考虑土层的重力和地表荷载，在陆侧施加节点荷载;④土体采用较高的渗透系数（1 m/s），因为在本研究中砂土液化不是主要问题。

（2） 执行初始状态自重分析，确保土层获得非零应力和孔压场及零位移场。

（3） 增加码头结构，并完成码头结构与土层的连接，执行码头-土层相互作用体系的分析。

（4） 将土层自重分析由弹性改为塑性，执行码头-土层相互作用分析。

（5） 采用自由场边界，在模型基底输入地震动，完成码头-土层体系地震响应分析。

3 腐蚀后高桩码头桩基地震响应

3.1 腐蚀对典型时刻码头桩基地震响应的影响

为了对比分析，同时给出未腐蚀情况下的地震响应。图13为地震作用下腐蚀100年与未腐蚀面板的位移时程。在数值模拟中，由于码头面板与桩头采用刚性连接，所以认为面板各点在地震作用下呈现相同的水平位移。由图知，在地震初始阶段，由于基底加速度相对较低，面板只发生较小位移变化；随着地震加速度的增加，直至峰值后一段时间内，面板位移逐渐累积，在6 s左右到达峰值；之后，随着加速度的衰减，面板位移量逐渐变小，地震加速度在15 s结束，面板位移逐渐趋于稳定。腐蚀前后面板位移变化趋势相同。在面板位移最大时刻，结构未受到腐蚀时面板最大位移为0.59 m，腐蚀100年后面板最大位移为0.43 m，出现的时间大致相同，均在6 s左右。可以发现，腐蚀效应减少了地震中面板的最大位移。类似地，地震结束时刻，未考虑腐蚀时面板最大位移为0.51 m，腐蚀100年后面板最大位移为0.39 m。由此看出，在地震作用下，腐蚀效应减小了面板的最终位移。此结果与徐玉明［4］研究结果一致，这可能与桩截面由于腐蚀作用导致构件性能弱化，从而起到减震效果有关。进一步分析，腐蚀能够使桩基截面强度削弱，从而使整体结构的延性变差，整体结构的屈服点提前，在地震作用下，上部结构惯性作用变弱，进而导致腐蚀后面板位移较腐蚀前有所减小。

为了进一步分析地震作用下腐蚀对码头桩基地震响应的影响，下面将针对两个典型时刻的计算结果进行分析，即面板位移最大时刻和地震结束时刻，见图13。图14为面板位移最大时刻和地震结束时刻码头桩基变形图。总体来讲，两个典型时刻，考虑腐蚀后码头结构的变形明显小于未腐蚀情况。图15为施加地震后两个典型时刻腐蚀前后桩身位移。从图中可以看出，未考虑腐蚀时，桩身各处位移在面板位移最大时刻明显大于地震结束时刻，且随着高程增加位移差异性逐渐增大；考虑腐蚀效应时，两个典型时刻的桩顶位移均小于未考虑腐蚀时，这与面板最终位移结果是一致的，这种减小趋势在桩F1、E1桩顶位置处最为突出。

图16为施加地震后两个典型时刻腐蚀前后桩身剪力。从图中可以看出，在两个典型时刻，腐蚀前后对于未嵌入土层的桩身各处剪力几乎保持一致，在黏土层及以上位置剪力有较剧烈的变化。未考虑腐蚀时，在面板位移最大时刻，各桩的剪力极值出现的位置有所不同，其中A1、B1桩出现在软黏土层处，C1、D1桩出现在中密砂层处，E1、F1桩出现在桩顶附近;地震结束时刻，各桩剪力极值与面板位移最大时刻的剪力极值符号相反。考虑腐蚀效应后，在面板位移最大时刻，A1～D1桩的剪力极值位置并没有发生较大变化，而E1、F1桩顶剪力值发生突变，尤其在E1桩顶剪力极值明显大于未考虑腐蚀时;在地震结束时刻，剪力的变化与未考虑腐蚀时各桩剪力变化趋势相近，且极值略有增加。

图17为施加地震后两个典型时刻腐蚀前后桩身弯矩。从图中可知，在两个典型时刻，各桩弯矩在软黏土层（ⅢA）至地表变化较显著，地表以上呈线性变化，软黏土层以下变化不太明显，这与各桩的剪力变化是相对应的。在面板位移最大时刻，未考虑腐蚀时，可以观察到由海侧向陆侧各桩桩顶弯矩逐渐增大。考虑到各桩入土深度不同，桩-土相互作用显著影响了各桩顶弯矩分配。考虑腐蚀后，地表以上除E1、F1桩外，其余各桩弯矩差值从陆侧至海侧有增大趋势，这是由于腐蚀效应改变了桩截面传递弯矩的能力，致使桩基的内力分布发生改变。在地震结束时刻，未考虑腐蚀时，可以发现各桩在桩顶存在较大的残余弯矩;考虑腐蚀效应后，从陆侧向海侧各桩桩顶残余弯矩大致呈现减小趋势。

图18为施加地震后两个典型时刻腐蚀前后桩身曲率。从图中可以看出，在两个典型时刻，腐蚀前后曲率变化主要发生在桩身自由端处，并且这种变化由陆侧向海侧大体呈现减小趋势，这主要与桩身埋入土层的深度有关。在地震结束时刻，考虑腐蚀后，陆侧桩桩顶曲率明显大于未考虑腐蚀时，这是由于腐蚀效应导致桩身刚度变小，在相同的面板位移下，桩顶产生的曲率较大。另外可以观察到，腐蚀前后曲率差值变化由陆侧桩向海侧桩逐渐较小，这说明腐蚀效应对陆侧桩影响较大，而对于海侧桩影响较小，这与上文提到的陆侧桩在腐蚀作用下位移突变的结论是一致的。

图19为施加地震后两个典型时刻腐蚀前后桩身轴力。从图中可以看出，在地震结束时刻，由于不受地震惯性力影响，各桩都被看作是只承受整体结构自重，各桩轴力与地震前相似，均受压。在面板位移最大时刻，可以观察到除桩F1和E1部分桩身轴力受拉外，其余各桩轴力均受压，这种结果可能与地震产生的水平惯性力有关。除此之外，腐蚀前后桩排轴力几乎相同，部分位置略微变小，原因是腐蚀效应改变了结构的延性以及屈服位移，在一定程度上两者都变小，这就使得桩身最终达到屈服应变时的轴力减小。

3.2 多次地震下腐蚀对码头桩基平均响应影响

为了避免单条地震动分析结果带来的偶然性，本节中还研究了码头在80条地震动作用下最大值的平均值，对每条地震动进行未腐蚀（0年）、腐蚀50年和腐蚀100年码头的非线性时程分析，获取分析结果，评估腐蚀效应对码头结构地震响应影响的统计特征。

图20为多条地震作用下桩基最大位移的平均值。由图可知，随着腐蚀年限的增加，桩基和面板平均最大位移响应均小于未腐蚀的平均最大位移响

应。这与图11分析结果是一致的。另外还可以观察到，从未腐蚀到腐蚀50年的位移差值要小于从腐蚀50到腐蚀100年的位移差值，说明前期腐蚀对桩基和面板的位移影响较小，随着服役年限增加腐蚀影响越来越明显。

图21为多条地震作用下桩顶和桩身最大剪力的平均值。由图可知，随着腐蚀年限的增加，各桩桩顶最大剪力平均值均在逐渐减小，并且从陆侧向海侧桩顶最大剪力的平均值差值也在逐渐变小。桩身最大剪力平均值的变化趋势和桩顶剪力不同，可以发现部分桩身未腐蚀时平均最大剪力与腐蚀50年及腐蚀100年时，这主要与桩身所处的土层变化有关。桩F1和E1在地震作用下最大剪力平均值明显大于其他桩，并且腐蚀前后的剪力差值变化也最大。另外，无论是桩身还是桩顶，最大剪力平均值几乎都随着自由桩长的增加而减小，这表明自由桩长度对桩上最大剪力的平均值有显著影响。这是由于自由桩长度越短，侧向刚度越大，在桩顶位移相同的情况下产生的剪力越大。由此表明，自由长度越短的桩顶更容易在地震中发生损坏，这与图16中分析结果是一致的。

图22为多条地震作用下桩顶和桩身最大弯矩

的平均值。显然，桩顶及桩身在考虑腐蚀后的最大弯矩平均值均小于未考虑腐蚀时，且随着腐蚀年限增加弯矩值逐渐减小。除桩D1外，桩身及桩顶最大弯矩的平均值均从陆侧向海侧逐渐减小，这与最大剪力平均值的响应类似。可以发现，腐蚀前后桩顶最大弯矩的平均值差值要大于桩身，这表明腐蚀对桩顶弯矩的影响较大。因此，在码头设计阶段要着重分析面板与桩顶连接的可靠性，以免遭受腐蚀破坏。

图23为多条地震作用下桩顶和桩身最大曲率的平均值。由图可知，桩顶及桩身平均最大曲率由陆侧桩向海侧桩逐渐减小，对于陆侧桩，随着腐蚀年限的增加，桩顶曲率在逐渐变小；海侧桩腐蚀前后曲率变化不明显，这是由于腐蚀作用导致桩截面刚度减弱，在面板发生相同位移下产生较大曲率变化。另外可以发现，桩身曲率变化与桩顶曲率变化恰恰相反，这主要与桩身埋入土层的深度有关，且腐蚀作用减弱了桩身由于面板位移产生的惯性力，最终导致桩身产生的曲率较腐蚀前要小。

图24为多条地震作用下桩顶和桩身最大轴力

的平均值。可以看出，腐蚀前后桩身最大轴向压力平均值变化不大，与桩顶相比，桩身承受更大的轴向压力。另外，随着腐蚀年限的增加，无论是桩身还是桩顶的最大轴力的平均值均在逐渐减小，而不同桩的轴力差值没有明显规律。类似地，腐蚀前后桩顶轴力差值在陆侧桩较为显著，故在设计时要着重考虑陆侧桩的安全性。

4 结论

本文详细探究了钢筋和混凝土腐蚀机理和材料劣化特性，建立考虑腐蚀效应的高桩码头体系二维有限元模型，研究了腐蚀后高桩码头结构地震响应，主要得到以下结论：

（1） 桩基腐蚀明显减少码头面板的位移，这是由于腐蚀损伤导致结构的变形能力减弱，在一定程度上能够起到减震效果。

（2） 桩基腐蚀效应导致下部混凝土桩基内力重新分配，造成下部结构在最容易出现破坏的部位发生内力集中现象，尤其在陆侧桩身自由段处内力变化最为明显，显著增加了此区域结构破坏的可能性。

（3） 由于各桩的埋深及土层分布差异，桩排的侧向摩阻力与土的侧向抗力有所不同，桩-土相互作用变得极其复杂，最终导致考虑腐蚀效应后各桩的轴力略有区别。根据各桩在地震中桩基受力状态变化，应当加强对陆侧桩的监测与防护工作。

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（本文编辑：张向红）