分离卸荷式板桩码头中桩基-卸荷承台结构的卸荷机理研究

王 琰，谭慧明*，焦志斌

（1.河海大学海岸灾害及防护教育部重点实验室，南京210098；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，南京210098；3.南京水利科学研究院水文水资源与水利工程科学国家重点实验室，南京210029）

分离卸荷式板桩码头中桩基-卸荷承台结构的卸荷机理研究

王 琰1，2，谭慧明*1，2，焦志斌3

（1.河海大学海岸灾害及防护教育部重点实验室，南京210098；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，南京210098；3.南京水利科学研究院水文水资源与水利工程科学国家重点实验室，南京210029）

分离卸荷式板桩码头结构是在传统单锚式板桩码头结构的基础上通过前墙后方埋深的桩基卸荷承台结构承担部分荷载从而实现卸荷效应。为了研究该码头结构的卸荷机理，文章通过有限元数值模拟对分离卸荷式板桩码头结构在施工过程中的承载特性进行研究，并通过对比工程原型观测数据验证模型的正确性。在此基础上，通过对比单锚式、双排桩和分离卸荷式三种板桩码头结构在相同工况下的结构内力与变形以及应变能差异，分别探究桩基卸荷承台结构的双排桩和卸荷承台结构的卸荷效应及其组合后的影响。结果表明双排桩在水平方向通过自身抗弯能力与桩土间相互作用达到对前墙的遮帘作用，而卸荷承台在竖直方向形成土压力卸荷区减小前墙荷载，此外卸荷承台与双排桩之间能相互影响，增强系统的稳定性，提高桩基卸荷承台结构的承载能力与负荷比例，达到更好的卸荷效果。

分离卸荷式板桩码头；卸荷机理；数值模拟

板桩码头由于其施工方便、造价低、耐久性好等特点而被作为三大主要码头结构形式之一，广泛应用于港口工程建设中。但文献［1］指出传统的板桩码头若用于建设深水泊位，就需要设计非常厚的板桩墙以满足码头结构对稳定和变形的要求，这不仅增加了施工难度，也大大降低这种码头结构型式的经济性。为了满足我国板桩码头结构向大型化、深水化发展的需求，我国自主研发了新型分离卸荷式板桩码头［2］。该码头结构是在传统的单锚式板桩码头的基础上，通过前墙后方设置桩基卸荷承台结构来承担部分荷载，从而起到对前墙的卸荷作用。

对于分离卸荷式板桩码头的卸荷机理，已有学者做过研究，文献［3-9］都是通过有限元数值模拟探究了分离卸荷式板桩码头的土压力与结构内力分布情况，并与自己提出的土压力计算方法进行对比验证，但由于模型本身作了过多简化，很多参数与原型有较大差异或者与实际受力模式不符合。计算理论方面，大多数理论仍然沿用传统板桩码头的计算方法或设计理论［5，8，9］，并没有充分考虑最为重要的桩基卸荷承台结构的影响或仅仅考虑卸荷承台而未考虑双排桩结构的影响，因此使得模拟结果、理论方法计算结果与现场监测数据都有较大出入。蔡正银［9］等以某港区20万吨级分离卸荷式板桩码头为例，以ABAQUS南水土体本构子程序建立了数值模型，通过对比有无桩基卸荷承台结构的土压力差异分析了桩基卸荷承台影响下土压力的分布规律，并提出了卸荷效率的判断标准。但是其提出的土压力分布公式是基于传统单锚式板桩码头的，虽然考虑了卸荷承台影响，但并没有考虑土拱效应的影响。

本文以10万吨级分离卸荷式板桩码头深水泊位为原型，建立了有限元数值模型，对施工和运行过程中的结构的受力特性进行分析，并通过对比工程原型观测数据［10］验证模型的正确性。进而，还在分离卸荷式板桩码头结构形式的基础上建立了双排桩板桩码头结构和传统的单锚式板桩码头结构模型，通过该三种结构形式在相同工况下的受力特性来探究桩基卸荷承台结构中桩基和承台分别造成的水平向与竖直向以及综合影响下的空间的卸荷效应，所得结论对于该类板桩码头结构的设计具有一定的参考价值。

1 数值模型建立

1.1 模型参数

（1）结构参数。模型1以某港区10万t级深水泊位分离卸荷式板桩码头为原型，码头结构示意图如图1-a所示。模型中前墙为厚度1.05 m的地下连续墙板桩，前墙顶标高4.0 m，底标高-30 m，沿岸线方向宽22.0 m。前墙陆侧后方为桩基卸荷承台结构，卸荷承台与前墙净距0.2 m，承台宽9.7 m，顶标高0.3 m，底标高-0.7 m。灌注桩顶标高-0.7 m，底标高-36 m，其中海侧桩截面1.6 m×1.2 m，陆侧桩截面1.2 m×1.2 m，海侧桩与前墙净距1.75 m，海侧桩与陆侧桩间距4.4 m，桩排距5.25 m，海侧桩与陆侧桩对齐布置，每种桩各6根。锚碇墙为厚度1.1 m地下连续墙板桩，锚碇墙顶标高3.0 m，底标高-15.0 m，沿岸线方向宽22.0 m。前墙和锚碇墙间距42.0 m，采用Φ95 Q345拉杆两端铰接，拉杆等间距1.375 m进行布置，共计16根。

实际工程中桩顶的钢筋伸入卸荷承台钢筋之中并与之连接为整体，而两者混凝土分开浇筑，桩顶与承台连接形式属于半固接。前人的研究中对于该连接形式大多采用节点之间铰接或直接固结的形式，但固接后桩体的受力特性与工程实际差异较大，而节点之间铰接对于卸荷承台传递到桩顶的竖向荷载大小有影响。为了更好地模拟卸荷承台与桩群之间的连接形式，本文将桩顶与承台设置接触，允许接触面部分脱离但限制接触面的相对滑移，通过设置容差来保证部分脱离的接触面仍然处于接触作用中，可较为合理地模拟桩与承台受力特性及其之间的荷载传递。

模型2是在模型1的基础上去掉承台结构并保留双排桩结构，见图1-b所示，用以研究双排桩的水平向卸荷效应。模型3是在模型1的基础上去掉整个桩基卸荷承台结构，即传统的单锚式板桩码头结构，用以在模型2基础上研究卸荷承台的卸荷效应，其示意图如图1-c所示。

模型中混凝土结构单元采用C3D8R（八节点六面体减缩积分单元）模拟，拉杆采用T3D2（二节点线性三维桁架单元）单元模拟。考虑到结构变形较小，本文的拉杆与混凝土材料都采用线弹性模型。

图1 板桩结构示意图Fig.1 Diagram of sheet-pile wharf

（2）土体参数。本文的三个模型所处环境保持一致，根据现场地质勘测数据［3］，本文将地基土的土层分为五层，各层土的力学参数如表1所示。本文土体采用摩尔—库伦本构模型，单元类型为C3D8R（八节点六面体减缩积分单元）。

为了充分消除边界效应影响，本文模型在沿岸线方向取22 m，前墙海侧与锚碇墙陆侧各延伸50 m，整体土体模型尺寸为142 m×22 m×60 m。

1.2 模拟过程

根据码头施工过程，本文模型的工况简化为浚深期和运行期，主要考虑开挖与长期堆载影响下的结构承载特性。模拟过程如下：

（1）地应力平衡。通过赋予土体初始应力来平衡重力作用下土体自身的沉降，从而更精确地模拟自然条件下的土体应力状态。

表1 土层主要物理力学指标Tab.1 Main mechanical parameters of soils

（2）浚深期。自顶部高程4.0 m处分步开挖港池内土体至高程-15.5 m.

（3）运行期。码头前沿21.5 m范围堆载30 kPa，21.5 m范围以外堆载80 kPa。

2 模型计算结果

2.1 模型计算结果验证

表2和表3分别为模型计算与原型观测数据前墙与海侧桩最大正负弯矩及其高程。图2和图3分别为原型观测数据与模型1前墙弯矩和海侧桩弯矩的数据对比图。

表2 模型1各结构最大正负弯矩Tab.2 Max.bending moment of parts in Model-1

表3 原型观测各结构最大正负弯矩Tab.3 Max.bending moment of parts in in-situ monitoring data

由图2可知，模型1与原型由于前墙上部陆侧土体的侧向挤压作用和下部土体的嵌固作用以及锚碇墙通过拉杆的限制作用的共同影响，两者前墙弯矩分布皆呈S型，正负弯矩分布较为均衡，受力形式良好。模型1前墙最大正弯矩为原型观测值的1.2倍，高程高于后者2.4 m，最大负弯矩为原型观测值的0.95倍，高程高于后者1.4 m，模型1前墙弯曲拐点高程为-14.2 m，原型观测值为-15 m。模型1前墙弯矩分布规律与原型观测数据拟合程度较高。

由图3可知，模型1海侧桩最大正弯矩为原型观测值的1.25倍，高程低于后者3.7 m，最大负弯矩为原型观测值的1.02倍，高程高于后者1.0 m。模型1海侧桩弯曲拐点高程为-15.3 m，原型观测值为-14.3 m。模型1与原型监测数据的海侧桩弯矩在上部差异较大，下部差异较小，基本趋势符合，总体拟合程度较高。

综上所述，考虑到数值模型的简化程度，以及工况和材料等参数与实际工程存在不确定性的差异，因此可以认为数值模型数据与原型吻合，模型设置合理，能反映分离卸荷式板桩结构的承载特点。

2.2 对比模型计算结果

（1）弯矩。模型2、3中各结构最大正负弯矩值及其高程见表2，图4、图5为模型1～3中前墙与海陆侧桩弯矩分布图。

图2 前墙弯矩图Fig.2 Bending moment of frontwall

图3 海侧桩弯矩图Fig.3 Bending moment of sea-side pile

图4 前墙弯矩图Fig.4 Bending moment of frontwall

图5 海侧桩与陆侧桩弯矩图Fig.5 Bending moment of land-side pile and seaside pile

由图4可知，三个模型的前墙弯矩分布规律皆呈S型，正负弯矩分布区域大致相等，模型1前墙弯曲拐点高程为-14.2 m，模型2为-14.7 m，模型3为-15.8 m。三组模型的前墙正弯矩数值差异较大，模型3和模型2的最大前墙正弯矩分别为模型1的1.68倍与1.24倍。而三组模型前墙负弯矩数值差异较小，模型3和模型2的最大前墙负弯矩分别为模型1的1.28倍与1.12倍。

由图5可知，模型1与模型2的海陆侧桩弯矩皆呈S型分布。模型1海侧桩正负弯矩分布区域比约为1：1，最大正负弯矩比约为1：1，模型1陆侧桩正负弯矩分布区域比约为1：3，最大正负弯矩比约为1：2。模型2海侧桩的正负弯矩分布范围比约为1：2，最大正负弯矩比约为1：7，陆侧桩的正负弯矩分布范围比约为1：6，最大正负弯矩比约为1：20。

（2）水平位移。表4为结构各部最大相对水平位移值及海陆侧桩桩顶间距值，图6、7是三个模型各部分相对水平位移对比图。

由图6可知，三个模型的锚碇墙与前墙的相对水平位移分布规律基本相同。锚碇墙呈单向向海侧弯曲，前墙呈S型，分布规律与其弯矩分布相对应。两者最大相对位移皆在顶部。由表4可知，模型3和模型2锚碇墙最大水平相对位移分别为模型1的1.58倍和1.24倍，前墙最大水平相对位移分别为模型1的1.46倍和1.17倍。

表4 各结构最大相对水平位移Tab.4 Horizontal displacement of each part of models

图6 锚碇墙与前墙水平位移图Fig.6 Horizontal displacement of anchoring wall and frontwall

图7 海陆侧桩水平位移图Fig.7 Horizontal displacement of land-side pile and sea-side pile

由图7可知，两组模型桩的变形曲线与弯矩曲线相对应，模型1的海陆侧桩的相对水平位移分布皆呈S型，而模型2的海陆侧桩都基本处于向海侧的单向弯曲，仅上部有小幅度的反弯。

（3）前墙陆侧土压力。图8为模型1～3中前墙的陆侧土压力分布图。三个模型的前墙陆侧土压力都是自顶向底逐渐增大，其数值上的主要差别在高程0～-15 m，即卸荷承台下方至浚深深度附近。本文将主要对比三者在高程4～-15.5 m内只承受主动土压力的部分的总土压力差。

由图8可知在高程-0.7 m即桩顶到-15.5 m左右即浚深深度附近范围内，模型2相对于模型3的前墙陆侧土压力有明显卸荷区，通过条分法计算该土压力分布图可得模型2与模型3前墙陆侧自前墙顶部高程4 m到浚深高程-15.5 m范围内即前墙承担的土压力荷载区域单宽土压力合力分别为989 kN和1 199 kN。即双排桩的土压力卸荷值为210 kN。

由图8可知承台上方区域模型1的土压力大于模型2，主要是由于承台限制了土体的竖向压缩，土体的侧向膨胀增大导致侧向土压力增大。模型1相对于模型2其前墙陆侧土压力在卸荷承台下方出现明显卸荷区，范围为承台底部即-0.7～-10 m，主要原因是由于卸荷承台承担了其上部荷载导致承台下方土体竖向应力减小，从而侧向土压力也随之减小，但由于随着深度增大，模型1中承台对其下方土体的竖向应力影响效果逐渐减小，因此其侧向土压力在某位置和模型2达到相同。通过条分法计算得模型1与模型2前墙陆侧自高程4～-15.5 m范围内单宽土压力合力分别为860 kN和989 kN，即卸荷承台的土压力卸荷值为129 kN。

图8 前墙陆侧土压力分布图Fig.8 Distribution of earth pressure on land-side of frontwall

（4）应变能与拉杆应力。模型中结构材料都采用线弹性材料，因此外力对结构作用产生的功将以应变和应力的势能形式贮存在物体中，即弹性应变能，对于三维的小变形问题，每个应力分量在对应的应变分量上做功形成应变能［9］，计算公式如下

式中：σii、εii分别表示不同方向的应力分量与应变分量。

对于相同工况的三种码头结构，同一种构件的总应变能差异能够反映出在相同荷载作用条件下该构件变形大小的差异，该指标对于结构的数值模型分析有一定的参考价值。表7为运行期时三个模型各部分的应变能与拉杆的应力以及所有结构物的总应变能大小。

由表5可知，三个模型的主要承载结构都是前墙，但模型1和模型2中双排桩结构有效分担了部分荷载，模型3中前墙应变能占总应变能之比为82.6%，模型1中海陆侧桩的应变能之和与前墙应变能占总应变能的比值分别为22.0%和64.0%，而模型2中为11.3%和71.4%。三组模型总应变能模型3最大，模型2次之，模型1最小。

3 卸荷机理分析

根据对比计算结果，双排桩或桩基卸荷承台结构作为独立与土体相互作用的系统参与承担荷载，其承载特性是影响卸荷效应大小的关键。本节将主要依据对比计算结果分析双排桩与卸荷承台在水平方向、竖直方向及综合卸荷效应。

3.1 水平卸荷机理

分离卸荷式板桩码头在水平方向的主要卸荷结构为双排桩结构。其卸荷机理主要是依靠双排桩自身的刚度远大于土体来限制土体的侧向变形。其次是双排桩结构与桩间土体存在一定的相互作用，在浚深过程中桩间土受土压力差的作用向海侧偏移，但由于桩和桩后土体的变形小于桩间土，通过桩的侧面通过摩擦力和土体自身粘聚力，使桩间土受到向陆侧的抵抗变形的作用。双排桩及其桩间土一起形成一道“幕帘”，“幕帘”对后方传递的土压力起到卸荷作用，即遮帘效应［11］。

前墙作为板桩码头主要挡土结构，其内力与变形可作为卸荷效果的评价标准。对比计算结果表明模型2前墙最大正负弯矩分别为模型3的87.5%和73.9%，前墙顶部位移为模型3的80.2%，拉杆应力为模型3的84.3%，模型2与模型3前墙应变能占总应变能之比分别为71.4%和82.6%，说明双排桩结构能够有效分担前墙荷载，且减小前墙的变形、整体位移和最大正负弯矩差，优化前墙受力形式。

综上所述，双排桩结构主要通过自身的较大刚度抵抗土体变形，同时利用桩土相互作用形成的桩间土拱调用土体自身内力承担荷载，从而减小结构的总荷载，两者一起达到对前墙遮帘效应。

表5 码头各结构弹性应变能与拉杆拉应力Tab.5 Strain energy of each part in wharf structure and stress of bars

3.2 竖直卸荷机理

分离卸荷式板桩码头结构在竖直方向的主要卸荷结构为卸荷承台。

本文中前墙陆侧主动土压力区中卸荷承台能够形成卸荷效应良好的卸荷区，考虑到卸荷承台本身既形成了卸荷区也增强了双排桩卸荷效果，改变了R形分布的前墙陆侧土压力，其卸荷影响因素较为复杂，实际卸荷区界限较为模糊，与郭鸿仪研究［12］结果吻合。

根据对比计算结果，模型1的前墙最大正负弯矩分别为模型2的89.2%和80.4%，前墙位移为模型2的85.5%，模型1与模型2前墙应变能占总应变能之比分别为64.0%和71.4%，模型1拉杆应力为模型2的82.4%，说明卸荷承台有效减小前墙荷载，从而减小前墙的变形、整体位移和最大正负弯矩差，优化前墙受力形式。

综上所述，卸荷承台在竖向的卸荷机理是通过承担其上方土压力从而在承台下方形成卸荷区达到对前墙的卸荷作用。

3.3 综合卸荷机理

由图8可知模型1相对于模型3出现比上文两组对比结果更为明显的土压力卸荷区。这种卸荷区是由双排桩的遮帘作用和卸荷承台形成的卸荷区共同影响的结果，主要存在于高程-0.7～-15.5 m即桩顶至浚深高程范围内，通过条分法计算得模型1与模型2前墙陆侧自高程4～-15.5 m范围内单宽土压力合力分别为860 kN和1 199 kN，即桩基卸荷承台土压力总卸荷值为339 kN。此外，研究［13］表明双排桩桩顶的连接可以充分协调桩的受力和位移，使前后排桩形成框架整体受力进而增强整体稳定性，且桩间土拱的稳定性的影响因素之一是拱脚稳定性［14］，由于模型1的桩顶部受到卸荷平台的限制作用而模型2桩顶部属于自由端，所以模型1的双排桩结构自身的整体稳定性以及桩间土拱的拱脚稳定性高于模型2，使得模型1的双排桩的遮帘效果更强，因此卸荷作用强于模型2。

模型1相对于模型3，其前墙最大正负弯矩分别为后者的78.1%和59.4%，且前墙弯矩拐点深度高于后者，前墙顶部位移为后者的68.5%，拉杆应力为模型3的68.9%。模型1与模型3的前墙应变能占总应变能之比分别为64.0%和82.6%，说明桩基卸荷承台结构能够有效减小前墙上部荷载，从而减小前墙变形、整体位移和前墙最大正负弯矩差，改善结构的受力特性。

综合卸荷效应并不是竖直向卸荷效应与水平向卸荷效应的简单叠加，对比计算结果表明模型1的海陆侧桩的应变能分别为模型2的1.67倍和1.38倍，说明卸荷承台能够将荷载传递到桩结构，证明了卸荷承台与双排桩之间存在一定的相互作用，这种相互作用主要分为水平方向和竖直方向。

（1）竖直方向相互作用。竖直方向相互作用主要为卸荷承台将承台上方的部分荷载传递给桩结构。表6为海陆侧桩桩顶轴力及其以桩底为求矩点的附加弯矩表，图9为模型1和模型2的海陆侧桩桩身轴力分布图。由图9可知海陆侧桩的轴力分布都是自顶向下逐渐增大，在桩身中部处又再度减小。主要原因是由于上部的桩周土体对桩侧产生向下的负摩阻力，使得桩上部轴力递增；而桩下部土体对桩侧产生向上的正摩阻力，使桩下部桩身轴力递减［15］。模型1海陆侧桩负摩阻力值为921.5 kN和457.1 kN，模型2海陆侧桩负摩阻力值为1 410.9 kN和1 108.3 kN，模型1较小的负摩阻力能够更加充分发挥其桩基承载力。

在基于桩体变形基础上，海陆侧桩受顶底轴力作用处于偏心受压状态。由表6可知，模型1海陆侧桩顶轴力附加负弯矩之比小于模型2，考虑到海侧桩抗弯刚度大于陆侧桩，说明卸荷承台能将竖直方向荷载合理分配传递给桩，且有效协调桩结构内力。

（2）水平方向相互作用。水平方向相互作用为卸荷承台能限制桩顶水平向位移，调整桩身变形与内力分布，增强结构承载能力。

模型2海陆侧桩的变形规律都基本呈现单方向向海侧弯曲，且海侧桩的变形幅度大于陆侧桩，两者桩顶位移差为21.6 mm，说明海陆侧桩是各自独立发挥其遮帘效应从而其实现独立的内力与变形。模型2海侧桩的正负弯矩分布范围比约为1：2，最大正负弯矩比为7.2，陆侧桩的正负弯矩分布范围比约为1：6，最大正负弯矩比约为20.1，说明模型2中海陆侧桩下部承载过大而上部的承载能力并未完全发挥，结构变形和部分区域内力过大，受力不合理。

表6 海陆侧桩桩顶轴力及其附加弯矩Tab.6 Axial force on the top of piles and additional bending moment

图9 海陆侧桩轴力图Fig.9 Axial force of land-side pile and sea-side pile

模型1海陆侧桩顶部位移差仅为2.3 mm，且海陆侧桩顶位移皆小于模型2的值，说明卸荷承台能够协调海陆侧桩的变形并控制整体变形。模型1陆侧桩通过卸荷承台限制海侧桩向海侧位移，而海侧桩则对陆侧桩提供向海侧的反作用力，卸荷承台与桩之间的半固接约束使两者桩顶都受到卸荷承台的约束作用形成正弯矩。模型1的海侧桩正负弯矩分布区域比约为1：1，最大正负弯矩比为0.97，模型1陆侧桩正负弯矩分布区域比约为1：3，最大正负弯矩比为2.3，说明模型1桩身正负弯矩分布均衡性优于模型2且变形较小，承载特性较好。

根据对比计算结果，模型1海陆侧桩应变能之和与前墙应变能占总应变能的比值分别为22.0%和64.0%，而模型2中为11.3%和71.4%，且模型1海陆侧桩应变能之比为3.16，而模型2为2.60。说明模型1相对于模型2，其前墙荷载更多被双排桩结构分担且海侧桩分担比例更大，由于海侧桩刚度大于陆侧桩，这种分配方式更为合理。

综上所述，综合卸荷效应在竖直方向主要通过卸荷承台承受其上部荷载从而在承台下方一定区域的土体竖向应力形成的竖向卸荷区，在水平向主要依靠双排桩自身刚度抵抗土体变形以及桩与桩周土体相互作用形成的桩间土拱一起形成遮帘作用。与此同时，卸荷承台能够在竖向传递荷载增强桩基稳定性，以及水平向协调桩的位移来调整桩的内力使之整体稳定性增强并提高了桩间土拱强度，从而既能增加桩基卸荷承台的负荷比例，并减小结构总负荷比例。此外，卸荷承台使得海侧桩相对陆侧桩负荷比例增大，考虑到海侧桩自身结构刚度较大，这种荷载调整有利于合理发挥桩的承载能力。因此，桩基卸荷承台的综合卸荷效应大于其单独的卸荷效应或其线性叠加。

4 结论

通过建立分离卸荷式、双排桩式、单锚式板桩码头有限元数值模型，对比了三种码头的各结构的承载特性进而分析桩基卸荷承台结构的卸荷机理，主要结论如下：

（1）分离卸荷式板桩码头结构卸荷机理主要分为水平方向卸荷、竖直方向卸荷和综合卸荷效应三个方面。

（2）分离卸荷式板桩码头水平方向卸荷主要依靠双排桩结构自身刚度及桩土间的相互作用限制桩周土体在浚深及加载过程中受土压力差作用产生的向海侧偏移，即通过“遮帘作用”减小前墙的陆侧土压力。

（3）分离卸荷式板桩码头竖直方向卸荷主要依靠卸荷承台结构承担上部土压力从而使得承台下方部分区域土体竖向应力减小进而对前墙的侧向土压力也减小，形成对前墙的卸荷效应。

（4）综合效应主要为卸荷承台通过自身与双排桩的连接约束桩顶位移，调整桩身内力和变形，并增强双排桩的遮帘作用，此外卸荷承台能承担上部土压力并传递给双排桩，增强结构的稳定性与承载能力。

（5）桩基卸荷承台结构能够合理调整码头各结构的荷载分配，减小各结构的变形与内力，从而使得分离卸荷式板桩码头相对于单锚式板桩码头和双排桩式板桩码头而言各结构的变形较小，承载比例较为均衡，内力分布更为合理。

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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

国家自然科学基金资助（51309087）；河海大学中央高校基本科研业务费项目（2013B31414）

王琰（1992-），男，安徽池州人，硕士研究生，主要从事码头新结构的相关研究。

*通讯作者：谭慧明（1980-），江苏宜兴人，副教授，主要从事岩土工程和港口工程相关研究。Email：thming2008@163.com

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