高桩码头叉桩节点非线性有限元分析.doc

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1、精品论文高桩码头叉桩节点非线性有限元分析李文贵，龙炳煌 武汉理工大学土木工程与建筑学院，武汉 (430070) E-mail: wengui_摘要：本文提出一种新型的叉桩节点的抗震性能试验方案，并对这种节点进行了模拟抗震性能试验的非线性有限元方法，得到节点的滞回曲线、骨架曲线、延性系数、割线刚度以及 耗能能力。桩帽的配箍率、混凝土强度等级、轴压比以及桩芯配筋率等参数对节点抗震性能的影响进行讨论。桩帽配箍率、混凝土强度等级对叉桩节点的延性和耗能能力有较大影响，桩帽轴压比对叉桩节点的承载力、刚度、延性和耗能能力均有较大的影响，配置桩芯钢筋可 以明显提高节点的延性和耗能能力，但配置一定数量的桩芯钢筋

2、之后，提高桩芯配筋率，对节点的延性和耗能能力影响不大。有关结论对这种叉桩节点的抗震性能试验研究具有重要参 考价值。关键词：高桩码头；叉桩节点；非线性；有限元分析 中图分类号：TV1. 引言在 1976 年唐山地震中，天津的码头遭受了严重破坏，给港口造成重大经济损失。典型 的码头节点震害现象如图 1 所示。在 26 个海港码头中，除 4 个为板桩码头外，其余 22 个均 为高桩码头，码头总长度 4907m。其中出现中等破坏的有 1106m，占 22.5%。在这 22 个高 桩码头中，共有叉桩 700 对（1400 根）。据文献记载天津抗办，1984，出现断裂的有 464 根，占 33.14%。共

3、有桩帽 700 个，出现断裂的有 306 个，占 43.71%。又据文献记载刘恢先，1986，在塘沽新港 22 个高桩码头的 700 对叉桩中，总共调查了 681 对。叉桩及桩帽出现严 重破坏的有 175 对，占 25.70%。出现轻微破坏的有 382 对，占 56.09%。基本完好的仅有 63 对，占 9.25%。有关我国高桩码头抗震性能研究的文献资料至今尚不多见。1998 年，与高桩码头抗震 设计有关的设计规范高桩码头设计与施工规范JTJ29198、港口工程桩基规范JTJ35498 和水运工程抗震设计规范JTJ 22598 相继修订出版。在规范修订中，高桩码头 设计与施工规范规范组，委托武

4、汉水利电力学院，对 72 个直桩桩帽和 22 个叉桩桩帽进行 了竖向和水平荷载试验和有限元分析。但在这 3 本规范中都没有提出有关桩帽节点的抗震设 计方法和具体的抗震构造措施设计条款。图 1 码头叉桩节点震害现象- 11 -国内外的震害现象表明，高桩码头结构破坏十分严重，迫切需要采取一些措施来提高码头的抗震性能。目前，国内外通常采用提高直桩节点抗震承载力的方法来改善高桩码头结构 的抗震性能。但在提高直桩节点抗震承载力的同时，节点的刚度也会增大，从而使节点的水 平地震作用增大，对直桩节点产生不利的影响。2004 年，针对中、美两国高桩码头存在的 共性问题1-2，本文第一作者提出了一种具有铰接直桩

5、节 点和钢管叉桩节点的整浇装配式高桩码头。其结构设计 思想是“削弱直桩节点的刚度，加强叉桩节点的抗震承载 力和延性，通过叉桩与土的相互作用来消耗地震能量”。 为了对这种具有钢管叉桩的整浇装配式叉桩节点进行抗震性能试验研究（如图 2 所示）。本文拟提出这种叉桩节点的试验研究方案并对其进行抗震性能的有限元分析。2叉桩节点试验方案2.1 试件设计本文按高桩码头设计与施工规范3 的要求，采用 1：3 的比例设计叉桩节点试件。 叉桩节点由叉桩、桩帽、桩芯和甲板所组成。 叉桩为一对 180mm10mm3000mm（外径 壁厚长）钢管，桩帽为 810370520mm（长宽高）接近椭圆型空心柱体，内设桩芯，

6、甲板为 24001200240mm（长宽高），如图 3、图 4 所示。其中桩帽采用混凝土预制， 桩芯和甲板采用混凝土现浇，支座及试验加图 2 叉桩节点大样载端部局部设置有钢板刚性垫块。采用 9 个 叉桩节点试件，试验参数如表 1 所示，桩帽 的配筋如图 5 所示。（a）正立面（b）侧立面图 3 叉桩节点几何尺寸（mm）图 4 桩帽几何尺寸（mm）图 5 桩帽配筋表 1 试件参数试件编号钢 筋混 凝 土桩帽 轴压比桩 帽桩 芯A、BCD桩帽甲板桩 芯0.0S161006100812C35C30C40S210100101000C35C30C40S381008100812C35C30C40S5101

7、0010100812C35C30C40S61010010100814C25C30C40S71010010100814C35C30C40S81010010100814C45C30C40S91010010100814C35C30C400.7S101010010100814C35C30C400.9注：桩帽及桩芯钢筋采用 HPB235；钢管采用 Q235；甲板纵向采用 20100 双层配筋，分布筋采用 12150。2.2 试验方案试验装置（如图 6 所示）：在反力槽上安装 4 根双铰链杆支座支撑甲板，使甲板两端可 以转动，也可以水平运动，但不能竖向运动。在分配梁底面安装 2 个铰支座支撑钢管叉桩， 使

8、钢管叉桩端部可以转动，但不能水平和竖向运动。在分配梁顶面安装 1 个液压千斤顶，以 施加竖向力。在反力架上安装滑动支座，使分配梁可以竖向运动，但在平面外不能运动。加载程序：按建筑抗震试验方法规程4（JGJ 10196）制定加载程序，先施加竖向 荷载，再执行水平力（位移）加载程序。水平力（位移）加载程序如图 7 所示。图 6 试件及试验装置图 7 加载制度示意图3. 有限元分析本文采用有限元软件 ANSYS 对叉桩节点进行低周反复加载分析。考虑材料的非线性5， 但不考虑混凝土之钢筋与间的滑移。利用后处理功能，提取力与位移的对应数值，绘制节点 的滞回曲线和骨架曲线。从叉桩的滞回曲线、骨架曲线、延性

9、系数、刚度退化、耗能能力等 五个方面探讨节点的抗震性能。讨论桩帽的配箍率、混凝土强度等级、轴压比和桩芯配筋率 等试验参数对叉桩节点抗震性能的影响。3.1 有限元模型混凝土采用块体 SOLID65 单元，钢筋采用 LINK8 空间杆单元，钢管采用 SHELL43 单 元。加载端及支座钢垫板采用 SOLID45 单元。选用 TARGE170 和 CONTACT174 单元来定 义桩帽混凝土与钢管叉桩之间的粘结滑移。各单元的实常数设置如表 2 所示。试件的网格划 分如图 8 所示，其中的钢筋单元（如图 9 所示）。采用 Willam-Warnke 屈服模型定义混凝土的破坏面。混凝土的弹性模量、泊松比

10、和单 轴应力应变曲线按混凝土结构设计规范确定67。定义混凝土的破坏面的 9 个参数：(1)裂缝 张开时的剪力传递系数取 0.4，(2)裂缝闭合时的剪力传递系数取 0.9，(3)单轴抗拉强度取 ft， (4)单轴抗压强度取-1（关闭混凝土压碎开关），其余参数 (5)双轴抗压强度、(6)静水围压、 (7)静水围压下的双轴抗压强度、(8)静水围压下的单轴抗压强度、(9)受拉开裂条件下的刚度 乘子等按照约定取默认值。钢筋采用双线性随动强化模型，相应参数按混凝土结构设计规范 确定。图 8 节点单元划分图 9 钢筋单元 表 2 单元实常数设置材料类型单元类型实常数设置方式混凝土Solid65Orienta

11、tion Angle，volume Ration默认钢筋Link8Area，Istrn横截面面积钢垫板Solid95Orientation Angle，volume Ration默认钢管叉桩ShellTk（i）,Tk（j）, Tk（k），Tk（l）管壁厚度桩帽接触Targen170Pinb，Pmax，Pmin，Paumax默认钢管接触Conta173R1，R2，Fkn，Ftoln，IcontFkn=0.3，其他默认3.2 边界条件及求解对甲板两端刚性垫块中间节点施加 z 向的位移约束，使其成为连杆支座；对叉桩底部刚 性垫块中间节点施加 x、y、z 向的位移约束，使其成为铰支座。水平加载位置设在

12、甲板的右 端，采用位移加载控制进行低周反复加载。采用完全 Newton-Raphson 平衡迭代进行非线性 求解，打开自动时间步长控制及线性搜索，所有计算均进行至加载过程全部完成或计算不能 收敛为止。采用位移收敛准则，收敛精度放宽为 5%。4. 计算结果分析本文分别讨论桩帽配箍率、桩帽混凝土强度等级、桩帽轴压比和桩芯配筋率等参数对节 点抗震性能的影响。节点抗震性能涉及的内容包括滞回曲线、骨架曲线、延性系数、刚度退 化、耗能能力等8。滞回曲线取循环加载下节点的荷载位移曲线。骨架曲线取荷载位移曲线各加载级第一循 环峰值点所连成的包络线。延性系数用极限位移和屈服位移的比值计算。节点的屈服位移按PAD

13、 法确定，节点的极限位移取位移计算值的最大值。PAD 法确定屈服位移的具体做法是，将荷载位移曲线理想化成二折线 OAB（图 10a），使直线 OA 与曲线 OCB 的交点 C 对应的荷载值为 2/3Fmax ,Fmax为最大荷载， 选取 A 点对应的位移为屈服位移 y 。节点的刚度采用割线刚度表示。刚度退化是指在等位移幅值加载时，节点的刚度随着循环次数的增加而降低 的现象。割线刚度按下式计算：iK = | + Fi | + | Fi | + i | + | i |（1）式中F 第 i 次峰值点荷载值； X 第 i 次峰值点位移值。ii节点的耗能能力用滞回曲线所围的图形面积来衡量，本文通过数值积

14、分计算滞回曲线的 面积。粘滞阻尼系数（图 10b）按下式计算：E = 12滞回曲线包围线面积（ABC + ACD） 三角形面积（OBE + ODF）（2）（a）PDA 法（b）能量耗散系数 图 10 计算简图4.1 桩帽配箍率S1、S3 和 S5 的桩帽的配箍率分别为 0.31%、0.56%和 0.87%，其余试验参数完全相同。 本文通过对试件 S1、S3 和 S5 的计算分析，探讨桩帽配箍率对节点抗震性能的影响。计算表明，S1、S3 和 S5 三个试件的计算分析所能实现的循环次数分别为 3 次、4 次和5 次。试件的滞回曲线如图 11 所示。随桩帽配箍率的增大，滞回曲线的饱满程度提高。试 件

15、的骨架曲线如图 12 所示。三个试件的骨架曲线基本重合，说明三个试件的刚度相差不大。 试件的承载力随桩帽配箍率的增大而提高，但幅度不大。S5 还出现一定程度的承载力退化。 试件的延性系数如表 3 所示。延性系数随桩帽配箍率的增加而提高。与 S1 相比，延性系数 分别提高 10.3%、55.56%。试件的刚度和刚度退化如表 4 所示。三个节点的刚度和刚度退化 相差不大。试件的耗能能力与阻尼系数如表 5 所示。耗能能力与等效粘滞阻尼系数随桩帽配 箍率的增加而提高。与 S1 相比，耗能能力分别提高 2.66 倍、4.80 倍，等效粘滞阻尼系数分 别提高 1.85 倍、3 倍。P (kN)500 50

16、 0500 400 40 0400 300 200 100 0-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30- 100 30 020 0P (kN)10 00-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-1 00 300 P (kN)200 100 0-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30- 100 - 200 - 300 - 400 - 500 （mm）-2 00 -3 00 -4 00 -5 00 （mm）- 200 - 300 - 400 - 500 （mm）（a）S1（

17、0.31%）（b）S3（0.56%）（c）S5（0.87%）图 11 滞回曲线(S1、S3、S5)S1S3P（kN）5004003002001000 S50.25等效粘滞阻尼系数 0.2S1S30.15S50.1-30 -25 -20 -15 -10-1-050-200-300-400-5000 5 10 15 20 25 30（mm）0循环次数图 12 骨架曲线(S1、S3、S5)图 13 等效粘滞阻尼系数(S1、S3、S5)表 3 延性系数(S1、S3、S5)位移屈服位移（mm）极限位移 u （mm）延性系数（ = u / y ）正向反向正向反向正向反向平均S115.5014.4020.0

18、015.001.291.041.17S316.0015.3020.0820.001.261.311.29S516.5016.4830.0030.001.821.821.82 y表 4 割线刚度及刚度退化百分率 (S1、S3、S5)（kN/mm）试件i=1i=2刚度退化i=3刚度退化i=4刚度退化i=5刚度退化S127.5625.477.5821.6814.88S327.7025.707.2221.9014.7918.3816.07S527.9825.757.9721.9614.7218.4515.9814.9419.02表 5 耗能能力与等效粘滞阻尼系数(S1、S3、S5)（kJ）试件循环加载

19、次数耗能（kJ）等效粘滞阻尼系数S1314.590.07S3438.750.13S5570.960.214.2 桩帽混凝土强度等级S6、S7 和 S8 的桩帽混凝土强度等级分别为 C25、C35 和 C45，其余试验参数完全相同。 本文通过对试件 S6、S7 和 S8 的计算分析，探讨桩帽混凝土强度等级对节点抗震性能的影 响。计算表明，S6、S7 和 S8 三个试件的计算分析所能实现的循环次数分别为 4 次、5 次和8 次。试件的滞回曲线如图 14 所示。随着桩帽混凝土强度等级的提高，滞回曲线的饱满程度提高，变形能力增大。试件的骨架曲线如图 15 所示。三个试件的骨架曲线基本重合，说 明三个试

20、件的刚度相差不大。试件的承载力随桩帽混凝土强度等级的提高而增大，但幅度不 大。S8 还出现一定程度的承载力退化。试件的延性系数如表 6 所示。延性系数随桩帽混凝 土强度等级的增大而提高。与 S6 相比，延性系数分别提高 31.25%、89.06%。试件的割线刚 度及刚度退化百分率如表 7 所示。三个节点的刚度和刚度退化相差不大。试件的耗能能力与 等效粘滞阻尼系数如表 8 所示。耗能能力与等效粘滞阻尼系数随桩帽混凝土强度等级的增大 而提高。与 S6 相比，耗能能力分别提高 1.78 倍、4.03 倍，等效粘滞阻尼系数分别提高 1.69 倍、2.69 倍。P (kN)50 0P (kN)500 5

21、00 40 030 020 010 00-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-10 0400 300 200 100 0-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-100 400 300 P (kN)200 100 0-40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40- 100 -20 0-30 0-40 0-50 0（mm）-200 -300 -400 -500 （mm）- 200 - 300 - 400 - 500 （mm）（a）S6（C25）（

22、b）S7（C35）（b）S8（C45） 图 14 滞回曲线(S6、S7、S8)） S6 S7S8 水平力（KN5004003002001000.4S6等效粘滞阻尼系数0.3S70.20- 4 0 - 35 -3 0 - 2 5 -2 0 - 1 5 -1 0 -1500 0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0-200-300-400（m m ）00 1 2 3 4 5 6 7 8-500图 15 骨架曲线(S6、S7、S8)图 16 等效粘滞阻尼系数(S6、S7、S8)表6 延性系数(S6、S7、S8)位移屈服位移（mm）极限位移 u （mm）延性系数（ = u / y

23、 ）正向反向正向反向正向反向平均S616.2015.3020.0020.001.241.311.28S716.4016.3030.0025.001.831.531.68S816.6016.5040.0040.002.412.422.42 y表7 割线刚度及刚度退化百分率(S6、S7、S8)（kN/mm）试件i=1i=2刚度退化i=3刚度退化i=4刚度退化i=5刚度退化i=6刚度退化i=7刚度退化i=8刚度退化S627.6025.507.6121.7014.7918.3615.39S728.1325.888.0022.0314.8818.4816.1114.9219.26S828.2726.00

24、8.0322.0715.1218.5017.6215.2421.7211.9321.7210.2014.508.8113.63表 8 耗能能力与等效粘滞阻尼系数(S6、S7、S8)试件循环加载次数耗能（kJ）等效粘滞阻尼系数S6438.720.13S7569.020.22S88156.220.354.3 桩帽轴压比S7、S9 和 S10 的桩帽混轴压比分别为 0.0、0.7 和 0.9，其余试验参数完全相同。本文通 过对试件 S7、S9 和 S10 的计算分析，探讨桩帽轴压比对节点抗震性能的影响。计算表明，S7、S9 和 S10 三个试件的计算分析所能实现的循环次数分别为 5 次、3 次 和

25、2 次。试件的滞回曲线如图 17 所示。随着桩帽轴压比的增大，滞回曲线的饱满程度逐步 降低，变形能力明显下降。试件的骨架曲线如图 18 所示。三个试件的刚度和承载力随桩帽 轴压比的增大而减小。与 S7 相比，承载力分别下降 23.21%、40.42%。试件的延性系数如表9 所示。延性系数随桩帽轴压比的增大而降低。与 S7 相比，延性系数分别降低 34.52%、35.71%。试件的割线刚度及刚度退化百分率如表 10 所示。随着桩帽轴压比的增大，节点的 刚度降低，刚度退化百分率增大。试件的耗能能力与等效粘滞阻尼系数如表 11 所示。耗能 能力与等效粘滞阻尼系数随桩帽轴压比的增大而降低。与 S7 相

26、比，耗能能力分别降低78.31%、92.44%，等效粘滞阻尼系数分别降低 40.91%、47.27%。P (kN)50 0500 50 0P (kN)40 0400 40 030 0300 30 020 0200 20 010 0100 10 00-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-1 00 （mm）-2 00 0P (kN)-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30- 100 （mm）- 200 0-30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-1 00 （mm）-2

27、00 -3 00 - 300 -3 00 -4 00 -5 00 - 400 - 500 -4 00 -5 00 （a）S7（n=0）（b）S9（n=0.7）S10（n=0.9）图 17 滞回曲线(S7、S9、S10)S7S9S10500 400 P（KN）等效粘滞阻尼系数300 200 100 00.250.20.150.1S7S9S10-25 - 2 0 - 15 -1 0- 1- 05 0 - 200 - 300 - 400 - 500 05 10 15 20 25 （mm）0.050012345 循环次数图 18 模型骨架曲线(S7、S9、S10)图 19 等效粘滞阻尼系数(S7、S9

28、、S10)表9 延性系数(S7、S9、S10)位移屈服位移（mm）极限位移 u （mm）延性系数（ = u / y ）正向反向正向反向正向反向平均S716.4016.3030.0025.001.831.531.68S913.5013.8015.0015.001.111.091.10S1013.109.7815.0010.001.141.021.08 y表 10 割线刚度及刚度退化百分率(S7、S9、S10)（kN/mm）试件K(i=1)K(i=2)刚度退化K(i=3)刚度退化K(i=4)刚度退化K(i=5)刚度退化S728.1325.888.0022.0314.8818.4816.1114.9

29、219.26S927.5224.4811.0519.2921.20S1024.8820.0819.29表 11 耗能能力与等效粘滞阻尼系数(S7、S9、S10)试件循环加载次数耗能（kJ）等效粘滞阻尼系数S7569.020.22S9369.020.13S1025.220.124.4 桩芯配筋率S2、S5 和 S7 的桩芯配筋率分别为 0%、0.44% 和 0.61%，其余试验参数完全相同。本 文通过对试件 S2、S5 和 S7 的计算分析，探讨桩芯配筋率对节点抗震性能的影响。计算表明，S2、S5 和 S7 三个试件的计算分析所能实现的循环次数分别为 4 次、5 次和5 次。试件的滞回曲线如图

30、20 所示。配置桩芯钢筋，滞回曲线的饱满程度明显提高，但随 桩芯钢筋的增大，滞回曲线的饱满程度相差不大。试件的骨架曲线如图 21 所示。三个试件 的骨架曲线基本重合，说明三个试件的刚度相差不大，但试件的承载力随桩芯配筋率的增大 略有提高。S5、S7 还出现一定程度的承载力退化。试件的延性系数如表 12 所示。配置桩芯 钢筋的节点的延性系数明显提高。与 S1 相比，延性系数分别提高 36.84%、37.22%。但配置 一定桩芯钢筋后，随桩芯配筋率的增加，节点延性系数变化很小。试件的刚度和刚度退化如 表 13 所示。三个节点的刚度和刚度退化百分率相差不大。试件的耗能能力与阻尼系数如表14 所示。配

31、置桩芯钢筋可以提高耗能能力与等效粘滞阻尼系数。配置一定桩芯钢筋后，随 桩芯配筋率的增加耗能能力与等效粘滞阻尼系数基本不变。与 S2 相比，耗能能力分别提高P (KN)77.40%、72.55%，等效粘滞阻尼系数分别提高 50%、57.14%。500500500400400400P (KN)300300300200200200-25 -20 -15 -101000-5 0 5 10 15 20 25-100100030 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30-100100P (KN)0-30 -25 -20 -15 -10 -1500 0 5 10 15 20

32、 25 30-200-300-400-500（m m）-200-300-400-500（m m）-200-300-400-500（mm）（a）S2（0%）（b）S5（0.44%）（c）S7（0.61%）图 20 滞回曲线 (S2、S5、S7) S2 S5S70.25500400P（KN ）3002001000-30 -25 -20 -15 -10 -1500 05 10 15 20 25 30（m m ）等效粘滞阻尼系数0.20.15 S20.1S50.05S7-200-300-400-500循环次数图 21 骨架曲线(S2、S5、S7)图 22 等效粘滞阻尼系数(S2、S5、S7)表12 延

33、性系数(S2、S5、S7)位移屈服位移 （mm）极限位移（mm）延性系数（ = u / y ）正向反向正向反向正向反向平均S216.2016.0022.7820.001.411.251.33S516.5016.4830.0030.001.821.821.82S716.4016.4530.0030.001.831.821.83y u表13 割线刚度及刚度退化百分率(S2、S5、S7)（kN/mm）试件K(i=1)K(i=2)刚度退化K(i=3)刚度退化K(i=4)刚度退化K（i=5)刚度退化S228.0525.847.88%21.9914.90%18.4416.14%S527.9825.757.

34、97%21.9614.72%18.4515.98%14.9419.02%S728.1325.888.00%22.0314.88%18.4816.11%14.9219.26%表 14 耗能能力与等效粘滞阻尼系数(S2、S5、S7)试件循环加载次数耗能（kJ）等效粘滞阻尼系数S2440.000.14S5570.960.21S7569.020.225结论通过以上计算分析和讨论，可以得出如下定性结论：（1）桩帽配箍率对叉桩节点的延性和耗能能力有较大影响。随着桩帽配箍率的增大， 节点的滞回曲线变得更加饱满，延性和耗能能力明显提高。（2）桩帽混凝土强度等级对叉桩节点延性和耗能能力有较大影响。随着桩帽混凝土

35、强 度等级的提高，节点的滞回曲线变得更加饱满，延性和耗能能力均有明显提高。（3）桩帽轴压比对叉桩节点的承载力、刚度、延性和耗能能力均有较大的影响。随着 桩帽轴压比的增大，节点的承载力、刚度、延性和耗能能力明显降低。（4）配置桩芯钢筋可以明显提高节点的延性和耗能能力。在配置一定数量的桩芯钢筋 之后，随着桩芯配筋率的增大，节点的延性和耗能能力相差不大。（5）叉桩节点试件应配置一定数量的桩芯钢筋，桩帽配箍率、桩帽混凝土强度等级和 桩帽轴压比可作为重要的试验参数来加以研究。参考文献1 龙炳煌，雷立志. 高桩码头叉桩震害分析和设计建议. 中国港湾建设, 20072 Binghuang Long and

36、Charles W. Roeder. Dynamic Performance of Pile Wharf Structural System. A ResearchReport for University of Washington, 20043 高桩码头设计与施工规范. JTJ291-98, 人民交通出版社, 19984 中国建筑科学研究院. 建筑抗震试验方法规程（JGJ101-96）S. 北京: 中国建筑工业出版社, 19975 吕西林，金国芳，吴晓涵. 钢筋混凝土结构非线性有限元理论及应用M. 上海: 同济大学出版社, 1997 6 过镇海. 钢筋混凝土原理M. 北京: 清华大学出版社

37、, 19997 邢秋顺，翁义军，沈聚敏. 约束混凝土应力应变全曲线试验研究. 见：清华大学土木系约束与普通混凝土强度理论及应用学术讨论会论文集. 北京：清华大学出版社, 19878 孙悦东，肖建庄，周德源. 再生混凝土框架抗震性能的试验研究J. 土木工程学报, 2006, 39（5）：9-15Finite Element Nonlinear Analysis of the Joint with BatterPiles in Pile-wharfLi Wengui, Long BinghuangSchool of civil engineering and architecture, Wuhan

38、 university of technology, Wuhan (430070)AbstractA test scheme on seismic behavior of a new joint with batter piles is proposed and the test is simulatedunder cyclic loading with nonlinear finite element method in the paper. Hysteretic curve of the joint, framework curve, ductility coefficient, seca

39、nt stiffness and dissipation capacity are described. The influences of the web reinforcement ratio of pile cap, strength of concrete, axial load ratio and reinforcement ratio in the core of piles on seismic behavior of the joint are discussed. Analytical results show that the web reinforcement ratio of pile cap and strength of concrete are important to the ductility and dissipation capacity of the connection, axial load r