分離卸荷式板樁碼頭中樁基-卸荷承臺結構的卸荷機理研究

王 琰，譚慧明*，焦志斌

（1.河海大學海岸災害及防護教育部重點實驗室，南京210098；2.河海大學港口海岸與近海工程學院，南京210098；3.南京水利科學研究院水文水資源與水利工程科學國家重點實驗室，南京210029）

分離卸荷式板樁碼頭中樁基-卸荷承臺結構的卸荷機理研究

王 琰1，2，譚慧明*1，2，焦志斌3

（1.河海大學海岸災害及防護教育部重點實驗室，南京210098；2.河海大學港口海岸與近海工程學院，南京210098；3.南京水利科學研究院水文水資源與水利工程科學國家重點實驗室，南京210029）

分離卸荷式板樁碼頭結構是在傳統單錨式板樁碼頭結構的基礎上通過前墻后方埋深的樁基卸荷承臺結構承擔部分荷載從而實現卸荷效應。為了研究該碼頭結構的卸荷機理，文章通過有限元數值模擬對分離卸荷式板樁碼頭結構在施工過程中的承載特性進行研究，并通過對比工程原型觀測數據驗證模型的正確性。在此基礎上，通過對比單錨式、雙排樁和分離卸荷式三種板樁碼頭結構在相同工況下的結構內力與變形以及應變能差異，分別探究樁基卸荷承臺結構的雙排樁和卸荷承臺結構的卸荷效應及其組合后的影響。結果表明雙排樁在水平方向通過自身抗彎能力與樁土間相互作用達到對前墻的遮簾作用，而卸荷承臺在豎直方向形成土壓力卸荷區減小前墻荷載，此外卸荷承臺與雙排樁之間能相互影響，增強系統的穩定性，提高樁基卸荷承臺結構的承載能力與負荷比例，達到更好的卸荷效果。

分離卸荷式板樁碼頭；卸荷機理；數值模擬

板樁碼頭由于其施工方便、造價低、耐久性好等特點而被作為三大主要碼頭結構形式之一，廣泛應用于港口工程建設中。但文獻［1］指出傳統的板樁碼頭若用于建設深水泊位，就需要設計非常厚的板樁墻以滿足碼頭結構對穩定和變形的要求，這不僅增加了施工難度，也大大降低這種碼頭結構型式的經濟性。為了滿足我國板樁碼頭結構向大型化、深水化發展的需求，我國自主研發了新型分離卸荷式板樁碼頭［2］。該碼頭結構是在傳統的單錨式板樁碼頭的基礎上，通過前墻后方設置樁基卸荷承臺結構來承擔部分荷載，從而起到對前墻的卸荷作用。

對于分離卸荷式板樁碼頭的卸荷機理，已有學者做過研究，文獻［3-9］都是通過有限元數值模擬探究了分離卸荷式板樁碼頭的土壓力與結構內力分布情況，并與自己提出的土壓力計算方法進行對比驗證，但由于模型本身作了過多簡化，很多參數與原型有較大差異或者與實際受力模式不符合。計算理論方面，大多數理論仍然沿用傳統板樁碼頭的計算方法或設計理論［5，8，9］，并沒有充分考慮最為重要的樁基卸荷承臺結構的影響或僅僅考慮卸荷承臺而未考慮雙排樁結構的影響，因此使得模擬結果、理論方法計算結果與現場監測數據都有較大出入。蔡正銀［9］等以某港區20萬噸級分離卸荷式板樁碼頭為例，以ABAQUS南水土體本構子程序建立了數值模型，通過對比有無樁基卸荷承臺結構的土壓力差異分析了樁基卸荷承臺影響下土壓力的分布規律，并提出了卸荷效率的判斷標準。但是其提出的土壓力分布公式是基于傳統單錨式板樁碼頭的，雖然考慮了卸荷承臺影響，但并沒有考慮土拱效應的影響。

本文以10萬噸級分離卸荷式板樁碼頭深水泊位為原型，建立了有限元數值模型，對施工和運行過程中的結構的受力特性進行分析，并通過對比工程原型觀測數據［10］驗證模型的正確性。進而，還在分離卸荷式板樁碼頭結構形式的基礎上建立了雙排樁板樁碼頭結構和傳統的單錨式板樁碼頭結構模型，通過該三種結構形式在相同工況下的受力特性來探究樁基卸荷承臺結構中樁基和承臺分別造成的水平向與豎直向以及綜合影響下的空間的卸荷效應，所得結論對于該類板樁碼頭結構的設計具有一定的參考價值。

1 數值模型建立

1.1 模型參數

（1）結構參數。模型1以某港區10萬t級深水泊位分離卸荷式板樁碼頭為原型，碼頭結構示意圖如圖1-a所示。模型中前墻為厚度1.05 m的地下連續墻板樁，前墻頂標高4.0 m，底標高-30 m，沿岸線方向寬22.0 m。前墻陸側后方為樁基卸荷承臺結構，卸荷承臺與前墻凈距0.2 m，承臺寬9.7 m，頂標高0.3 m，底標高-0.7 m。灌注樁頂標高-0.7 m，底標高-36 m，其中海側樁截面1.6 m×1.2 m，陸側樁截面1.2 m×1.2 m，海側樁與前墻凈距1.75 m，海側樁與陸側樁間距4.4 m，樁排距5.25 m，海側樁與陸側樁對齊布置，每種樁各6根。錨碇墻為厚度1.1 m地下連續墻板樁，錨碇墻頂標高3.0 m，底標高-15.0 m，沿岸線方向寬22.0 m。前墻和錨碇墻間距42.0 m，采用Φ95 Q345拉桿兩端鉸接，拉桿等間距1.375 m進行布置，共計16根。

實際工程中樁頂的鋼筋伸入卸荷承臺鋼筋之中并與之連接為整體，而兩者混凝土分開澆筑，樁頂與承臺連接形式屬于半固接。前人的研究中對于該連接形式大多采用節點之間鉸接或直接固結的形式，但固接后樁體的受力特性與工程實際差異較大，而節點之間鉸接對于卸荷承臺傳遞到樁頂的豎向荷載大小有影響。為了更好地模擬卸荷承臺與樁群之間的連接形式，本文將樁頂與承臺設置接觸，允許接觸面部分脫離但限制接觸面的相對滑移，通過設置容差來保證部分脫離的接觸面仍然處于接觸作用中，可較為合理地模擬樁與承臺受力特性及其之間的荷載傳遞。

模型2是在模型1的基礎上去掉承臺結構并保留雙排樁結構，見圖1-b所示，用以研究雙排樁的水平向卸荷效應。模型3是在模型1的基礎上去掉整個樁基卸荷承臺結構，即傳統的單錨式板樁碼頭結構，用以在模型2基礎上研究卸荷承臺的卸荷效應，其示意圖如圖1-c所示。

模型中混凝土結構單元采用C3D8R（八節點六面體減縮積分單元）模擬，拉桿采用T3D2（二節點線性三維桁架單元）單元模擬。考慮到結構變形較小，本文的拉桿與混凝土材料都采用線彈性模型。

圖1 板樁結構示意圖Fig.1 Diagram of sheet-pile wharf

（2）土體參數。本文的三個模型所處環境保持一致，根據現場地質勘測數據［3］，本文將地基土的土層分為五層，各層土的力學參數如表1所示。本文土體采用摩爾—庫倫本構模型，單元類型為C3D8R（八節點六面體減縮積分單元）。

為了充分消除邊界效應影響，本文模型在沿岸線方向取22 m，前墻海側與錨碇墻陸側各延伸50 m，整體土體模型尺寸為142 m×22 m×60 m。

1.2 模擬過程

根據碼頭施工過程，本文模型的工況簡化為浚深期和運行期，主要考慮開挖與長期堆載影響下的結構承載特性。模擬過程如下：

（1）地應力平衡。通過賦予土體初始應力來平衡重力作用下土體自身的沉降，從而更精確地模擬自然條件下的土體應力狀態。

表1 土層主要物理力學指標Tab.1 Main mechanical parameters of soils

（2）浚深期。自頂部高程4.0 m處分步開挖港池內土體至高程-15.5 m.

（3）運行期。碼頭前沿21.5 m范圍堆載30 kPa，21.5 m范圍以外堆載80 kPa。

2 模型計算結果

2.1 模型計算結果驗證

表2和表3分別為模型計算與原型觀測數據前墻與海側樁最大正負彎矩及其高程。圖2和圖3分別為原型觀測數據與模型1前墻彎矩和海側樁彎矩的數據對比圖。

表2 模型1各結構最大正負彎矩Tab.2 Max.bending moment of parts in Model-1

表3 原型觀測各結構最大正負彎矩Tab.3 Max.bending moment of parts in in-situ monitoring data

由圖2可知，模型1與原型由于前墻上部陸側土體的側向擠壓作用和下部土體的嵌固作用以及錨碇墻通過拉桿的限制作用的共同影響，兩者前墻彎矩分布皆呈S型，正負彎矩分布較為均衡，受力形式良好。模型1前墻最大正彎矩為原型觀測值的1.2倍，高程高于后者2.4 m，最大負彎矩為原型觀測值的0.95倍，高程高于后者1.4 m，模型1前墻彎曲拐點高程為-14.2 m，原型觀測值為-15 m。模型1前墻彎矩分布規律與原型觀測數據擬合程度較高。

由圖3可知，模型1海側樁最大正彎矩為原型觀測值的1.25倍，高程低于后者3.7 m，最大負彎矩為原型觀測值的1.02倍，高程高于后者1.0 m。模型1海側樁彎曲拐點高程為-15.3 m，原型觀測值為-14.3 m。模型1與原型監測數據的海側樁彎矩在上部差異較大，下部差異較小，基本趨勢符合，總體擬合程度較高。

綜上所述，考慮到數值模型的簡化程度，以及工況和材料等參數與實際工程存在不確定性的差異，因此可以認為數值模型數據與原型吻合，模型設置合理，能反映分離卸荷式板樁結構的承載特點。

2.2 對比模型計算結果

（1）彎矩。模型2、3中各結構最大正負彎矩值及其高程見表2，圖4、圖5為模型1～3中前墻與海陸側樁彎矩分布圖。

圖2 前墻彎矩圖Fig.2 Bending moment of frontwall

圖3 海側樁彎矩圖Fig.3 Bending moment of sea-side pile

圖4 前墻彎矩圖Fig.4 Bending moment of frontwall

圖5 海側樁與陸側樁彎矩圖Fig.5 Bending moment of land-side pile and seaside pile

由圖4可知，三個模型的前墻彎矩分布規律皆呈S型，正負彎矩分布區域大致相等，模型1前墻彎曲拐點高程為-14.2 m，模型2為-14.7 m，模型3為-15.8 m。三組模型的前墻正彎矩數值差異較大，模型3和模型2的最大前墻正彎矩分別為模型1的1.68倍與1.24倍。而三組模型前墻負彎矩數值差異較小，模型3和模型2的最大前墻負彎矩分別為模型1的1.28倍與1.12倍。

由圖5可知，模型1與模型2的海陸側樁彎矩皆呈S型分布。模型1海側樁正負彎矩分布區域比約為1：1，最大正負彎矩比約為1：1，模型1陸側樁正負彎矩分布區域比約為1：3，最大正負彎矩比約為1：2。模型2海側樁的正負彎矩分布范圍比約為1：2，最大正負彎矩比約為1：7，陸側樁的正負彎矩分布范圍比約為1：6，最大正負彎矩比約為1：20。

（2）水平位移。表4為結構各部最大相對水平位移值及海陸側樁樁頂間距值，圖6、7是三個模型各部分相對水平位移對比圖。

由圖6可知，三個模型的錨碇墻與前墻的相對水平位移分布規律基本相同。錨碇墻呈單向向海側彎曲，前墻呈S型，分布規律與其彎矩分布相對應。兩者最大相對位移皆在頂部。由表4可知，模型3和模型2錨碇墻最大水平相對位移分別為模型1的1.58倍和1.24倍，前墻最大水平相對位移分別為模型1的1.46倍和1.17倍。

表4 各結構最大相對水平位移Tab.4 Horizontal displacement of each part of models

圖6 錨碇墻與前墻水平位移圖Fig.6 Horizontal displacement of anchoring wall and frontwall

圖7 海陸側樁水平位移圖Fig.7 Horizontal displacement of land-side pile and sea-side pile

由圖7可知，兩組模型樁的變形曲線與彎矩曲線相對應，模型1的海陸側樁的相對水平位移分布皆呈S型，而模型2的海陸側樁都基本處于向海側的單向彎曲，僅上部有小幅度的反彎。

（3）前墻陸側土壓力。圖8為模型1～3中前墻的陸側土壓力分布圖。三個模型的前墻陸側土壓力都是自頂向底逐漸增大，其數值上的主要差別在高程0～-15 m，即卸荷承臺下方至浚深深度附近。本文將主要對比三者在高程4～-15.5 m內只承受主動土壓力的部分的總土壓力差。

由圖8可知在高程-0.7 m即樁頂到-15.5 m左右即浚深深度附近范圍內，模型2相對于模型3的前墻陸側土壓力有明顯卸荷區，通過條分法計算該土壓力分布圖可得模型2與模型3前墻陸側自前墻頂部高程4 m到浚深高程-15.5 m范圍內即前墻承擔的土壓力荷載區域單寬土壓力合力分別為989 kN和1 199 kN。即雙排樁的土壓力卸荷值為210 kN。

由圖8可知承臺上方區域模型1的土壓力大于模型2，主要是由于承臺限制了土體的豎向壓縮，土體的側向膨脹增大導致側向土壓力增大。模型1相對于模型2其前墻陸側土壓力在卸荷承臺下方出現明顯卸荷區，范圍為承臺底部即-0.7～-10 m，主要原因是由于卸荷承臺承擔了其上部荷載導致承臺下方土體豎向應力減小，從而側向土壓力也隨之減小，但由于隨著深度增大，模型1中承臺對其下方土體的豎向應力影響效果逐漸減小，因此其側向土壓力在某位置和模型2達到相同。通過條分法計算得模型1與模型2前墻陸側自高程4～-15.5 m范圍內單寬土壓力合力分別為860 kN和989 kN，即卸荷承臺的土壓力卸荷值為129 kN。

圖8 前墻陸側土壓力分布圖Fig.8 Distribution of earth pressure on land-side of frontwall

（4）應變能與拉桿應力。模型中結構材料都采用線彈性材料，因此外力對結構作用產生的功將以應變和應力的勢能形式貯存在物體中，即彈性應變能，對于三維的小變形問題，每個應力分量在對應的應變分量上做功形成應變能［9］，計算公式如下

式中：σii、εii分別表示不同方向的應力分量與應變分量。

對于相同工況的三種碼頭結構，同一種構件的總應變能差異能夠反映出在相同荷載作用條件下該構件變形大小的差異，該指標對于結構的數值模型分析有一定的參考價值。表7為運行期時三個模型各部分的應變能與拉桿的應力以及所有結構物的總應變能大小。

由表5可知，三個模型的主要承載結構都是前墻，但模型1和模型2中雙排樁結構有效分擔了部分荷載，模型3中前墻應變能占總應變能之比為82.6%，模型1中海陸側樁的應變能之和與前墻應變能占總應變能的比值分別為22.0%和64.0%，而模型2中為11.3%和71.4%。三組模型總應變能模型3最大，模型2次之，模型1最小。

3 卸荷機理分析

根據對比計算結果，雙排樁或樁基卸荷承臺結構作為獨立與土體相互作用的系統參與承擔荷載，其承載特性是影響卸荷效應大小的關鍵。本節將主要依據對比計算結果分析雙排樁與卸荷承臺在水平方向、豎直方向及綜合卸荷效應。

3.1 水平卸荷機理

分離卸荷式板樁碼頭在水平方向的主要卸荷結構為雙排樁結構。其卸荷機理主要是依靠雙排樁自身的剛度遠大于土體來限制土體的側向變形。其次是雙排樁結構與樁間土體存在一定的相互作用，在浚深過程中樁間土受土壓力差的作用向海側偏移，但由于樁和樁后土體的變形小于樁間土，通過樁的側面通過摩擦力和土體自身粘聚力，使樁間土受到向陸側的抵抗變形的作用。雙排樁及其樁間土一起形成一道“幕簾”，“幕簾”對后方傳遞的土壓力起到卸荷作用，即遮簾效應［11］。

前墻作為板樁碼頭主要擋土結構，其內力與變形可作為卸荷效果的評價標準。對比計算結果表明模型2前墻最大正負彎矩分別為模型3的87.5%和73.9%，前墻頂部位移為模型3的80.2%，拉桿應力為模型3的84.3%，模型2與模型3前墻應變能占總應變能之比分別為71.4%和82.6%，說明雙排樁結構能夠有效分擔前墻荷載，且減小前墻的變形、整體位移和最大正負彎矩差，優化前墻受力形式。

綜上所述，雙排樁結構主要通過自身的較大剛度抵抗土體變形，同時利用樁土相互作用形成的樁間土拱調用土體自身內力承擔荷載，從而減小結構的總荷載，兩者一起達到對前墻遮簾效應。

表5 碼頭各結構彈性應變能與拉桿拉應力Tab.5 Strain energy of each part in wharf structure and stress of bars

3.2 豎直卸荷機理

分離卸荷式板樁碼頭結構在豎直方向的主要卸荷結構為卸荷承臺。

本文中前墻陸側主動土壓力區中卸荷承臺能夠形成卸荷效應良好的卸荷區，考慮到卸荷承臺本身既形成了卸荷區也增強了雙排樁卸荷效果，改變了R形分布的前墻陸側土壓力，其卸荷影響因素較為復雜，實際卸荷區界限較為模糊，與郭鴻儀研究［12］結果吻合。

根據對比計算結果，模型1的前墻最大正負彎矩分別為模型2的89.2%和80.4%，前墻位移為模型2的85.5%，模型1與模型2前墻應變能占總應變能之比分別為64.0%和71.4%，模型1拉桿應力為模型2的82.4%，說明卸荷承臺有效減小前墻荷載，從而減小前墻的變形、整體位移和最大正負彎矩差，優化前墻受力形式。

綜上所述，卸荷承臺在豎向的卸荷機理是通過承擔其上方土壓力從而在承臺下方形成卸荷區達到對前墻的卸荷作用。

3.3 綜合卸荷機理

由圖8可知模型1相對于模型3出現比上文兩組對比結果更為明顯的土壓力卸荷區。這種卸荷區是由雙排樁的遮簾作用和卸荷承臺形成的卸荷區共同影響的結果，主要存在于高程-0.7～-15.5 m即樁頂至浚深高程范圍內，通過條分法計算得模型1與模型2前墻陸側自高程4～-15.5 m范圍內單寬土壓力合力分別為860 kN和1 199 kN，即樁基卸荷承臺土壓力總卸荷值為339 kN。此外，研究［13］表明雙排樁樁頂的連接可以充分協調樁的受力和位移，使前后排樁形成框架整體受力進而增強整體穩定性，且樁間土拱的穩定性的影響因素之一是拱腳穩定性［14］，由于模型1的樁頂部受到卸荷平臺的限制作用而模型2樁頂部屬于自由端，所以模型1的雙排樁結構自身的整體穩定性以及樁間土拱的拱腳穩定性高于模型2，使得模型1的雙排樁的遮簾效果更強，因此卸荷作用強于模型2。

模型1相對于模型3，其前墻最大正負彎矩分別為后者的78.1%和59.4%，且前墻彎矩拐點深度高于后者，前墻頂部位移為后者的68.5%，拉桿應力為模型3的68.9%。模型1與模型3的前墻應變能占總應變能之比分別為64.0%和82.6%，說明樁基卸荷承臺結構能夠有效減小前墻上部荷載，從而減小前墻變形、整體位移和前墻最大正負彎矩差，改善結構的受力特性。

綜合卸荷效應并不是豎直向卸荷效應與水平向卸荷效應的簡單疊加，對比計算結果表明模型1的海陸側樁的應變能分別為模型2的1.67倍和1.38倍，說明卸荷承臺能夠將荷載傳遞到樁結構，證明了卸荷承臺與雙排樁之間存在一定的相互作用，這種相互作用主要分為水平方向和豎直方向。

（1）豎直方向相互作用。豎直方向相互作用主要為卸荷承臺將承臺上方的部分荷載傳遞給樁結構。表6為海陸側樁樁頂軸力及其以樁底為求矩點的附加彎矩表，圖9為模型1和模型2的海陸側樁樁身軸力分布圖。由圖9可知海陸側樁的軸力分布都是自頂向下逐漸增大，在樁身中部處又再度減小。主要原因是由于上部的樁周土體對樁側產生向下的負摩阻力，使得樁上部軸力遞增；而樁下部土體對樁側產生向上的正摩阻力，使樁下部樁身軸力遞減［15］。模型1海陸側樁負摩阻力值為921.5 kN和457.1 kN，模型2海陸側樁負摩阻力值為1 410.9 kN和1 108.3 kN，模型1較小的負摩阻力能夠更加充分發揮其樁基承載力。

在基于樁體變形基礎上，海陸側樁受頂底軸力作用處于偏心受壓狀態。由表6可知，模型1海陸側樁頂軸力附加負彎矩之比小于模型2，考慮到海側樁抗彎剛度大于陸側樁，說明卸荷承臺能將豎直方向荷載合理分配傳遞給樁，且有效協調樁結構內力。

（2）水平方向相互作用。水平方向相互作用為卸荷承臺能限制樁頂水平向位移，調整樁身變形與內力分布，增強結構承載能力。

模型2海陸側樁的變形規律都基本呈現單方向向海側彎曲，且海側樁的變形幅度大于陸側樁，兩者樁頂位移差為21.6 mm，說明海陸側樁是各自獨立發揮其遮簾效應從而其實現獨立的內力與變形。模型2海側樁的正負彎矩分布范圍比約為1：2，最大正負彎矩比為7.2，陸側樁的正負彎矩分布范圍比約為1：6，最大正負彎矩比約為20.1，說明模型2中海陸側樁下部承載過大而上部的承載能力并未完全發揮，結構變形和部分區域內力過大，受力不合理。

表6 海陸側樁樁頂軸力及其附加彎矩Tab.6 Axial force on the top of piles and additional bending moment

圖9 海陸側樁軸力圖Fig.9 Axial force of land-side pile and sea-side pile

模型1海陸側樁頂部位移差僅為2.3 mm，且海陸側樁頂位移皆小于模型2的值，說明卸荷承臺能夠協調海陸側樁的變形并控制整體變形。模型1陸側樁通過卸荷承臺限制海側樁向海側位移，而海側樁則對陸側樁提供向海側的反作用力，卸荷承臺與樁之間的半固接約束使兩者樁頂都受到卸荷承臺的約束作用形成正彎矩。模型1的海側樁正負彎矩分布區域比約為1：1，最大正負彎矩比為0.97，模型1陸側樁正負彎矩分布區域比約為1：3，最大正負彎矩比為2.3，說明模型1樁身正負彎矩分布均衡性優于模型2且變形較小，承載特性較好。

根據對比計算結果，模型1海陸側樁應變能之和與前墻應變能占總應變能的比值分別為22.0%和64.0%，而模型2中為11.3%和71.4%，且模型1海陸側樁應變能之比為3.16，而模型2為2.60。說明模型1相對于模型2，其前墻荷載更多被雙排樁結構分擔且海側樁分擔比例更大，由于海側樁剛度大于陸側樁，這種分配方式更為合理。

綜上所述，綜合卸荷效應在豎直方向主要通過卸荷承臺承受其上部荷載從而在承臺下方一定區域的土體豎向應力形成的豎向卸荷區，在水平向主要依靠雙排樁自身剛度抵抗土體變形以及樁與樁周土體相互作用形成的樁間土拱一起形成遮簾作用。與此同時，卸荷承臺能夠在豎向傳遞荷載增強樁基穩定性，以及水平向協調樁的位移來調整樁的內力使之整體穩定性增強并提高了樁間土拱強度，從而既能增加樁基卸荷承臺的負荷比例，并減小結構總負荷比例。此外，卸荷承臺使得海側樁相對陸側樁負荷比例增大，考慮到海側樁自身結構剛度較大，這種荷載調整有利于合理發揮樁的承載能力。因此，樁基卸荷承臺的綜合卸荷效應大于其單獨的卸荷效應或其線性疊加。

4 結論

通過建立分離卸荷式、雙排樁式、單錨式板樁碼頭有限元數值模型，對比了三種碼頭的各結構的承載特性進而分析樁基卸荷承臺結構的卸荷機理，主要結論如下：

（1）分離卸荷式板樁碼頭結構卸荷機理主要分為水平方向卸荷、豎直方向卸荷和綜合卸荷效應三個方面。

（2）分離卸荷式板樁碼頭水平方向卸荷主要依靠雙排樁結構自身剛度及樁土間的相互作用限制樁周土體在浚深及加載過程中受土壓力差作用產生的向海側偏移，即通過“遮簾作用”減小前墻的陸側土壓力。

（3）分離卸荷式板樁碼頭豎直方向卸荷主要依靠卸荷承臺結構承擔上部土壓力從而使得承臺下方部分區域土體豎向應力減小進而對前墻的側向土壓力也減小，形成對前墻的卸荷效應。

（4）綜合效應主要為卸荷承臺通過自身與雙排樁的連接約束樁頂位移，調整樁身內力和變形，并增強雙排樁的遮簾作用，此外卸荷承臺能承擔上部土壓力并傳遞給雙排樁，增強結構的穩定性與承載能力。

（5）樁基卸荷承臺結構能夠合理調整碼頭各結構的荷載分配，減小各結構的變形與內力，從而使得分離卸荷式板樁碼頭相對于單錨式板樁碼頭和雙排樁式板樁碼頭而言各結構的變形較小，承載比例較為均衡，內力分布更為合理。

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Study on unloading law of relieving platform and double-row piles in sheet-pile wharf with separated relieving platform

WANG Yan1,2,TAN Hui-ming*1,2,JIAO Zhi-bin3
（1.Key Laboratory of Coastal Disaster and Defense,Ministry of Education,Hohai University,Nanjing210098, China;2.College of Harbor,Coastal and Offshore Engineering,Hohai University,Nanjing210098,China;3.State Key Laboratory of Hydrology-Water Resources and Hydraulic Engineering,Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing210029,China）

Sheet-pile wharf with separated relieving platform is a new type of wharf based on traditional single anchor sheet-pile wharf with separated relieving platform and piles set behind the frontwall to unload.In order to study unloading law of the wharf structure,the bearing characteristics of frontwall and piles during construction period and service period were researched based on finite element analysis,and the numerical model data was compared with the in-situ monitoring data to validate the rationality of the numerical model.On this basis,the internal force,deformation and strain energy in different parts of sheet-pile wharf with separated relieving platform,sheetpile wharf with double-row piles and single anchor sheet-pile wharf were analyzed to research the respective unloading law of piles and relieving platform and their combination effect.Results show that shadowing effect on the frontwall is formed by the flexural rigidity of piles and the interaction between piles and soil,and unloading zone is formed by relieving platform to relieve load upon the frontwall.Besides,interaction between the piles and the relieving platform can strengthen the stability of structure and enhance carrying capacity and load proportion of the pilesplatform system to achieve better unloading effect.

Sheet-Pile Wharf with Separated Relieving Platform;unloading law;numerical model

TU 473.1

A

1005-8443（2017）01-0072-08

2016-08-04；

2016-10-25

國家自然科學基金資助（51309087）；河海大學中央高校基本科研業務費項目（2013B31414）

王琰（1992-），男，安徽池州人，碩士研究生，主要從事碼頭新結構的相關研究。

*通訊作者：譚慧明（1980-），江蘇宜興人，副教授，主要從事巖土工程和港口工程相關研究。Email：thming2008@163.com

Biography：WANG Yan（1992-），male，master student.