王 琰，譚慧明*，焦志斌

（1.河海大學(xué)海岸災(zāi)害及防護(hù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210098；2.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，南京210098；3.南京水利科學(xué)研究院水文水資源與水利工程科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210029）

分離卸荷式板樁碼頭中樁基-卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的卸荷機(jī)理研究

王 琰1，2，譚慧明*1，2，焦志斌3

（1.河海大學(xué)海岸災(zāi)害及防護(hù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210098；2.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，南京210098；3.南京水利科學(xué)研究院水文水資源與水利工程科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210029）

分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)是在傳統(tǒng)單錨式板樁碼頭結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上通過前墻后方埋深的樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)承擔(dān)部分荷載從而實(shí)現(xiàn)卸荷效應(yīng)。為了研究該碼頭結(jié)構(gòu)的卸荷機(jī)理，文章通過有限元數(shù)值模擬對(duì)分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)在施工過程中的承載特性進(jìn)行研究，并通過對(duì)比工程原型觀測數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的正確性。在此基礎(chǔ)上，通過對(duì)比單錨式、雙排樁和分離卸荷式三種板樁碼頭結(jié)構(gòu)在相同工況下的結(jié)構(gòu)內(nèi)力與變形以及應(yīng)變能差異，分別探究樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的雙排樁和卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的卸荷效應(yīng)及其組合后的影響。結(jié)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(dá)到對(duì)前墻的遮簾作用，而卸荷承臺(tái)在豎直方向形成土壓力卸荷區(qū)減小前墻荷載，此外卸荷承臺(tái)與雙排樁之間能相互影響，增強(qiáng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性，提高樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的承載能力與負(fù)荷比例，達(dá)到更好的卸荷效果。

分離卸荷式板樁碼頭；卸荷機(jī)理；數(shù)值模擬

板樁碼頭由于其施工方便、造價(jià)低、耐久性好等特點(diǎn)而被作為三大主要碼頭結(jié)構(gòu)形式之一，廣泛應(yīng)用于港口工程建設(shè)中。但文獻(xiàn)［1］指出傳統(tǒng)的板樁碼頭若用于建設(shè)深水泊位，就需要設(shè)計(jì)非常厚的板樁墻以滿足碼頭結(jié)構(gòu)對(duì)穩(wěn)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(jié)構(gòu)型式的經(jīng)濟(jì)性。為了滿足我國板樁碼頭結(jié)構(gòu)向大型化、深水化發(fā)展的需求，我國自主研發(fā)了新型分離卸荷式板樁碼頭［2］。該碼頭結(jié)構(gòu)是在傳統(tǒng)的單錨式板樁碼頭的基礎(chǔ)上，通過前墻后方設(shè)置樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)來承擔(dān)部分荷載，從而起到對(duì)前墻的卸荷作用。

對(duì)于分離卸荷式板樁碼頭的卸荷機(jī)理，已有學(xué)者做過研究，文獻(xiàn)［3-9］都是通過有限元數(shù)值模擬探究了分離卸荷式板樁碼頭的土壓力與結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布情況，并與自己提出的土壓力計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，但由于模型本身作了過多簡化，很多參數(shù)與原型有較大差異或者與實(shí)際受力模式不符合。計(jì)算理論方面，大多數(shù)理論仍然沿用傳統(tǒng)板樁碼頭的計(jì)算方法或設(shè)計(jì)理論［5，8，9］，并沒有充分考慮最為重要的樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的影響或僅僅考慮卸荷承臺(tái)而未考慮雙排樁結(jié)構(gòu)的影響，因此使得模擬結(jié)果、理論方法計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)都有較大出入。蔡正銀［9］等以某港區(qū)20萬噸級(jí)分離卸荷式板樁碼頭為例，以ABAQUS南水土體本構(gòu)子程序建立了數(shù)值模型，通過對(duì)比有無樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的土壓力差異分析了樁基卸荷承臺(tái)影響下土壓力的分布規(guī)律，并提出了卸荷效率的判斷標(biāo)準(zhǔn)。但是其提出的土壓力分布公式是基于傳統(tǒng)單錨式板樁碼頭的，雖然考慮了卸荷承臺(tái)影響，但并沒有考慮土拱效應(yīng)的影響。

本文以10萬噸級(jí)分離卸荷式板樁碼頭深水泊位為原型，建立了有限元數(shù)值模型，對(duì)施工和運(yùn)行過程中的結(jié)構(gòu)的受力特性進(jìn)行分析，并通過對(duì)比工程原型觀測數(shù)據(jù)［10］驗(yàn)證模型的正確性。進(jìn)而，還在分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)形式的基礎(chǔ)上建立了雙排樁板樁碼頭結(jié)構(gòu)和傳統(tǒng)的單錨式板樁碼頭結(jié)構(gòu)模型，通過該三種結(jié)構(gòu)形式在相同工況下的受力特性來探究樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)中樁基和承臺(tái)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(yīng)，所得結(jié)論對(duì)于該類板樁碼頭結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)具有一定的參考價(jià)值。

1 數(shù)值模型建立

1.1 模型參數(shù)

（1）結(jié)構(gòu)參數(shù)。模型1以某港區(qū)10萬t級(jí)深水泊位分離卸荷式板樁碼頭為原型，碼頭結(jié)構(gòu)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(xù)墻板樁，前墻頂標(biāo)高4.0 m，底標(biāo)高-30 m，沿岸線方向?qū)?2.0 m。前墻陸側(cè)后方為樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)，卸荷承臺(tái)與前墻凈距0.2 m，承臺(tái)寬9.7 m，頂標(biāo)高0.3 m，底標(biāo)高-0.7 m。灌注樁頂標(biāo)高-0.7 m，底標(biāo)高-36 m，其中海側(cè)樁截面1.6 m×1.2 m，陸側(cè)樁截面1.2 m×1.2 m，海側(cè)樁與前墻凈距1.75 m，海側(cè)樁與陸側(cè)樁間距4.4 m，樁排距5.25 m，海側(cè)樁與陸側(cè)樁對(duì)齊布置，每種樁各6根。錨碇墻為厚度1.1 m地下連續(xù)墻板樁，錨碇墻頂標(biāo)高3.0 m，底標(biāo)高-15.0 m，沿岸線方向?qū)?2.0 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(jìn)行布置，共計(jì)16根。

實(shí)際工程中樁頂?shù)匿摻钌烊胄逗沙信_(tái)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(tái)連接形式屬于半固接。前人的研究中對(duì)于該連接形式大多采用節(jié)點(diǎn)之間鉸接或直接固結(jié)的形式，但固接后樁體的受力特性與工程實(shí)際差異較大，而節(jié)點(diǎn)之間鉸接對(duì)于卸荷承臺(tái)傳遞到樁頂?shù)呢Q向荷載大小有影響。為了更好地模擬卸荷承臺(tái)與樁群之間的連接形式，本文將樁頂與承臺(tái)設(shè)置接觸，允許接觸面部分脫離但限制接觸面的相對(duì)滑移，通過設(shè)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(tái)受力特性及其之間的荷載傳遞。

模型2是在模型1的基礎(chǔ)上去掉承臺(tái)結(jié)構(gòu)并保留雙排樁結(jié)構(gòu)，見圖1-b所示，用以研究雙排樁的水平向卸荷效應(yīng)。模型3是在模型1的基礎(chǔ)上去掉整個(gè)樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)，即傳統(tǒng)的單錨式板樁碼頭結(jié)構(gòu)，用以在模型2基礎(chǔ)上研究卸荷承臺(tái)的卸荷效應(yīng)，其示意圖如圖1-c所示。

模型中混凝土結(jié)構(gòu)單元采用C3D8R（八節(jié)點(diǎn)六面體減縮積分單元）模擬，拉桿采用T3D2（二節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元）單元模擬?？紤]到結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Diagram of sheet-pile wharf

（2）土體參數(shù)。本文的三個(gè)模型所處環(huán)境保持一致，根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘測數(shù)據(jù)［3］，本文將地基土的土層分為五層，各層土的力學(xué)參數(shù)如表1所示。本文土體采用摩爾—庫倫本構(gòu)模型，單元類型為C3D8R（八節(jié)點(diǎn)六面體減縮積分單元）。

為了充分消除邊界效應(yīng)影響，本文模型在沿岸線方向取22 m，前墻海側(cè)與錨碇墻陸側(cè)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(jù)碼頭施工過程，本文模型的工況簡化為浚深期和運(yùn)行期，主要考慮開挖與長期堆載影響下的結(jié)構(gòu)承載特性。模擬過程如下：

（1）地應(yīng)力平衡。通過賦予土體初始應(yīng)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(yīng)力狀態(tài)。

表1 土層主要物理力學(xué)指標(biāo)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(nèi)土體至高程-15.5 m.

（3）運(yùn)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(jì)算結(jié)果

2.1 模型計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

表2和表3分別為模型計(jì)算與原型觀測數(shù)據(jù)前墻與海側(cè)樁最大正負(fù)彎矩及其高程。圖2和圖3分別為原型觀測數(shù)據(jù)與模型1前墻彎矩和海側(cè)樁彎矩的數(shù)據(jù)對(duì)比圖。

表2 模型1各結(jié)構(gòu)最大正負(fù)彎矩Tab.2 Max.bending moment of parts in Model-1

表3 原型觀測各結(jié)構(gòu)最大正負(fù)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(cè)土體的側(cè)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(fù)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(fù)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(diǎn)高程為-14.2 m，原型觀測值為-15 m。模型1前墻彎矩分布規(guī)律與原型觀測數(shù)據(jù)擬合程度較高。

由圖3可知，模型1海側(cè)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(fù)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(cè)樁彎曲拐點(diǎn)高程為-15.3 m，原型觀測值為-14.3 m。模型1與原型監(jiān)測數(shù)據(jù)的海側(cè)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(shù)值模型的簡化程度，以及工況和材料等參數(shù)與實(shí)際工程存在不確定性的差異，因此可以認(rèn)為數(shù)值模型數(shù)據(jù)與原型吻合，模型設(shè)置合理，能反映分離卸荷式板樁結(jié)構(gòu)的承載特點(diǎn)。

2.2 對(duì)比模型計(jì)算結(jié)果

（1）彎矩。模型2、3中各結(jié)構(gòu)最大正負(fù)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(cè)樁彎矩分布圖。

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

圖3 海側(cè)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(cè)樁與陸側(cè)樁彎矩圖Fig.5 Bending moment of land-side pile and seaside pile

由圖4可知，三個(gè)模型的前墻彎矩分布規(guī)律皆呈S型，正負(fù)彎矩分布區(qū)域大致相等，模型1前墻彎曲拐點(diǎn)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?cái)?shù)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(fù)彎矩?cái)?shù)值差異較小，模型3和模型2的最大前墻負(fù)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(cè)樁彎矩皆呈S型分布。模型1海側(cè)樁正負(fù)彎矩分布區(qū)域比約為1：1，最大正負(fù)彎矩比約為1：1，模型1陸側(cè)樁正負(fù)彎矩分布區(qū)域比約為1：3，最大正負(fù)彎矩比約為1：2。模型2海側(cè)樁的正負(fù)彎矩分布范圍比約為1：2，最大正負(fù)彎矩比約為1：7，陸側(cè)樁的正負(fù)彎矩分布范圍比約為1：6，最大正負(fù)彎矩比約為1：20。

（2）水平位移。表4為結(jié)構(gòu)各部最大相對(duì)水平位移值及海陸側(cè)樁樁頂間距值，圖6、7是三個(gè)模型各部分相對(duì)水平位移對(duì)比圖。

由圖6可知，三個(gè)模型的錨碇墻與前墻的相對(duì)水平位移分布規(guī)律基本相同。錨碇墻呈單向向海側(cè)彎曲，前墻呈S型，分布規(guī)律與其彎矩分布相對(duì)應(yīng)。兩者最大相對(duì)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(duì)位移分別為模型1的1.58倍和1.24倍，前墻最大水平相對(duì)位移分別為模型1的1.46倍和1.17倍。

表4 各結(jié)構(gòu)最大相對(duì)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(cè)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(duì)應(yīng)，模型1的海陸側(cè)樁的相對(duì)水平位移分布皆呈S型，而模型2的海陸側(cè)樁都基本處于向海側(cè)的單向彎曲，僅上部有小幅度的反彎。

（3）前墻陸側(cè)土壓力。圖8為模型1～3中前墻的陸側(cè)土壓力分布圖。三個(gè)模型的前墻陸側(cè)土壓力都是自頂向底逐漸增大，其數(shù)值上的主要差別在高程0～-15 m，即卸荷承臺(tái)下方至浚深深度附近。本文將主要對(duì)比三者在高程4～-15.5 m內(nèi)只承受主動(dòng)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?shù)?15.5 m左右即浚深深度附近范圍內(nèi)，模型2相對(duì)于模型3的前墻陸側(cè)土壓力有明顯卸荷區(qū)，通過條分法計(jì)算該土壓力分布圖可得模型2與模型3前墻陸側(cè)自前墻頂部高程4 m到浚深高程-15.5 m范圍內(nèi)即前墻承擔(dān)的土壓力荷載區(qū)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(tái)上方區(qū)域模型1的土壓力大于模型2，主要是由于承臺(tái)限制了土體的豎向壓縮，土體的側(cè)向膨脹增大導(dǎo)致側(cè)向土壓力增大。模型1相對(duì)于模型2其前墻陸側(cè)土壓力在卸荷承臺(tái)下方出現(xiàn)明顯卸荷區(qū)，范圍為承臺(tái)底部即-0.7～-10 m，主要原因是由于卸荷承臺(tái)承擔(dān)了其上部荷載導(dǎo)致承臺(tái)下方土體豎向應(yīng)力減小，從而側(cè)向土壓力也隨之減小，但由于隨著深度增大，模型1中承臺(tái)對(duì)其下方土體的豎向應(yīng)力影響效果逐漸減小，因此其側(cè)向土壓力在某位置和模型2達(dá)到相同。通過條分法計(jì)算得模型1與模型2前墻陸側(cè)自高程4～-15.5 m范圍內(nèi)單寬土壓力合力分別為860 kN和989 kN，即卸荷承臺(tái)的土壓力卸荷值為129 kN。

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

（4）應(yīng)變能與拉桿應(yīng)力。模型中結(jié)構(gòu)材料都采用線彈性材料，因此外力對(duì)結(jié)構(gòu)作用產(chǎn)生的功將以應(yīng)變和應(yīng)力的勢能形式貯存在物體中，即彈性應(yīng)變能，對(duì)于三維的小變形問題，每個(gè)應(yīng)力分量在對(duì)應(yīng)的應(yīng)變分量上做功形成應(yīng)變能［9］，計(jì)算公式如下

式中：σii、εii分別表示不同方向的應(yīng)力分量與應(yīng)變分量。

對(duì)于相同工況的三種碼頭結(jié)構(gòu)，同一種構(gòu)件的總應(yīng)變能差異能夠反映出在相同荷載作用條件下該構(gòu)件變形大小的差異，該指標(biāo)對(duì)于結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型分析有一定的參考價(jià)值。表7為運(yùn)行期時(shí)三個(gè)模型各部分的應(yīng)變能與拉桿的應(yīng)力以及所有結(jié)構(gòu)物的總應(yīng)變能大小。

由表5可知，三個(gè)模型的主要承載結(jié)構(gòu)都是前墻，但模型1和模型2中雙排樁結(jié)構(gòu)有效分擔(dān)了部分荷載，模型3中前墻應(yīng)變能占總應(yīng)變能之比為82.6%，模型1中海陸側(cè)樁的應(yīng)變能之和與前墻應(yīng)變能占總應(yīng)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(yīng)變能模型3最大，模型2次之，模型1最小。

3 卸荷機(jī)理分析

根據(jù)對(duì)比計(jì)算結(jié)果，雙排樁或樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)作為獨(dú)立與土體相互作用的系統(tǒng)參與承擔(dān)荷載，其承載特性是影響卸荷效應(yīng)大小的關(guān)鍵。本節(jié)將主要依據(jù)對(duì)比計(jì)算結(jié)果分析雙排樁與卸荷承臺(tái)在水平方向、豎直方向及綜合卸荷效應(yīng)。

3.1 水平卸荷機(jī)理

分離卸荷式板樁碼頭在水平方向的主要卸荷結(jié)構(gòu)為雙排樁結(jié)構(gòu)。其卸荷機(jī)理主要是依靠雙排樁自身的剛度遠(yuǎn)大于土體來限制土體的側(cè)向變形。其次是雙排樁結(jié)構(gòu)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(cè)偏移，但由于樁和樁后土體的變形小于樁間土，通過樁的側(cè)面通過摩擦力和土體自身粘聚力，使樁間土受到向陸側(cè)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(duì)后方傳遞的土壓力起到卸荷作用，即遮簾效應(yīng)［11］。

前墻作為板樁碼頭主要擋土結(jié)構(gòu)，其內(nèi)力與變形可作為卸荷效果的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。對(duì)比計(jì)算結(jié)果表明模型2前墻最大正負(fù)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(yīng)力為模型3的84.3%，模型2與模型3前墻應(yīng)變能占總應(yīng)變能之比分別為71.4%和82.6%，說明雙排樁結(jié)構(gòu)能夠有效分擔(dān)前墻荷載，且減小前墻的變形、整體位移和最大正負(fù)彎矩差，優(yōu)化前墻受力形式。

綜上所述，雙排樁結(jié)構(gòu)主要通過自身的較大剛度抵抗土體變形，同時(shí)利用樁土相互作用形成的樁間土拱調(diào)用土體自身內(nèi)力承擔(dān)荷載，從而減小結(jié)構(gòu)的總荷載，兩者一起達(dá)到對(duì)前墻遮簾效應(yīng)。

表5 碼頭各結(jié)構(gòu)彈性應(yīng)變能與拉桿拉應(yīng)力Tab.5 Strain energy of each part in wharf structure and stress of bars

3.2 豎直卸荷機(jī)理

分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)在豎直方向的主要卸荷結(jié)構(gòu)為卸荷承臺(tái)。

本文中前墻陸側(cè)主動(dòng)土壓力區(qū)中卸荷承臺(tái)能夠形成卸荷效應(yīng)良好的卸荷區(qū)，考慮到卸荷承臺(tái)本身既形成了卸荷區(qū)也增強(qiáng)了雙排樁卸荷效果，改變了R形分布的前墻陸側(cè)土壓力，其卸荷影響因素較為復(fù)雜，實(shí)際卸荷區(qū)界限較為模糊，與郭鴻儀研究［12］結(jié)果吻合。

根據(jù)對(duì)比計(jì)算結(jié)果，模型1的前墻最大正負(fù)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(yīng)變能占總應(yīng)變能之比分別為64.0%和71.4%，模型1拉桿應(yīng)力為模型2的82.4%，說明卸荷承臺(tái)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(fù)彎矩差，優(yōu)化前墻受力形式。

綜上所述，卸荷承臺(tái)在豎向的卸荷機(jī)理是通過承擔(dān)其上方土壓力從而在承臺(tái)下方形成卸荷區(qū)達(dá)到對(duì)前墻的卸荷作用。

3.3 綜合卸荷機(jī)理

由圖8可知模型1相對(duì)于模型3出現(xiàn)比上文兩組對(duì)比結(jié)果更為明顯的土壓力卸荷區(qū)。這種卸荷區(qū)是由雙排樁的遮簾作用和卸荷承臺(tái)形成的卸荷區(qū)共同影響的結(jié)果，主要存在于高程-0.7～-15.5 m即樁頂至浚深高程范圍內(nèi)，通過條分法計(jì)算得模型1與模型2前墻陸側(cè)自高程4～-15.5 m范圍內(nèi)單寬土壓力合力分別為860 kN和1 199 kN，即樁基卸荷承臺(tái)土壓力總卸荷值為339 kN。此外，研究［13］表明雙排樁樁頂?shù)倪B接可以充分協(xié)調(diào)樁的受力和位移，使前后排樁形成框架整體受力進(jìn)而增強(qiáng)整體穩(wěn)定性，且樁間土拱的穩(wěn)定性的影響因素之一是拱腳穩(wěn)定性［14］，由于模型1的樁頂部受到卸荷平臺(tái)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(jié)構(gòu)自身的整體穩(wěn)定性以及樁間土拱的拱腳穩(wěn)定性高于模型2，使得模型1的雙排樁的遮簾效果更強(qiáng)，因此卸荷作用強(qiáng)于模型2。

模型1相對(duì)于模型3，其前墻最大正負(fù)彎矩分別為后者的78.1%和59.4%，且前墻彎矩拐點(diǎn)深度高于后者，前墻頂部位移為后者的68.5%，拉桿應(yīng)力為模型3的68.9%。模型1與模型3的前墻應(yīng)變能占總應(yīng)變能之比分別為64.0%和82.6%，說明樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)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(fù)彎矩差，改善結(jié)構(gòu)的受力特性。

綜合卸荷效應(yīng)并不是豎直向卸荷效應(yīng)與水平向卸荷效應(yīng)的簡單疊加，對(duì)比計(jì)算結(jié)果表明模型1的海陸側(cè)樁的應(yīng)變能分別為模型2的1.67倍和1.38倍，說明卸荷承臺(tái)能夠?qū)⒑奢d傳遞到樁結(jié)構(gòu)，證明了卸荷承臺(tái)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(tái)將承臺(tái)上方的部分荷載傳遞給樁結(jié)構(gòu)。表6為海陸側(cè)樁樁頂軸力及其以樁底為求矩點(diǎn)的附加彎矩表，圖9為模型1和模型2的海陸側(cè)樁樁身軸力分布圖。由圖9可知海陸側(cè)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(duì)樁側(cè)產(chǎn)生向下的負(fù)摩阻力，使得樁上部軸力遞增；而樁下部土體對(duì)樁側(cè)產(chǎn)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(cè)樁負(fù)摩阻力值為921.5 kN和457.1 kN，模型2海陸側(cè)樁負(fù)摩阻力值為1 410.9 kN和1 108.3 kN，模型1較小的負(fù)摩阻力能夠更加充分發(fā)揮其樁基承載力。

在基于樁體變形基礎(chǔ)上，海陸側(cè)樁受頂?shù)纵S力作用處于偏心受壓狀態(tài)。由表6可知，模型1海陸側(cè)樁頂軸力附加負(fù)彎矩之比小于模型2，考慮到海側(cè)樁抗彎剛度大于陸側(cè)樁，說明卸荷承臺(tái)能將豎直方向荷載合理分配傳遞給樁，且有效協(xié)調(diào)樁結(jié)構(gòu)內(nèi)力。

（2）水平方向相互作用。水平方向相互作用為卸荷承臺(tái)能限制樁頂水平向位移，調(diào)整樁身變形與內(nèi)力分布，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)承載能力。

模型2海陸側(cè)樁的變形規(guī)律都基本呈現(xiàn)單方向向海側(cè)彎曲，且海側(cè)樁的變形幅度大于陸側(cè)樁，兩者樁頂位移差為21.6 mm，說明海陸側(cè)樁是各自獨(dú)立發(fā)揮其遮簾效應(yīng)從而其實(shí)現(xiàn)獨(dú)立的內(nèi)力與變形。模型2海側(cè)樁的正負(fù)彎矩分布范圍比約為1：2，最大正負(fù)彎矩比為7.2，陸側(cè)樁的正負(fù)彎矩分布范圍比約為1：6，最大正負(fù)彎矩比約為20.1，說明模型2中海陸側(cè)樁下部承載過大而上部的承載能力并未完全發(fā)揮，結(jié)構(gòu)變形和部分區(qū)域內(nèi)力過大，受力不合理。

表6 海陸側(cè)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(cè)樁軸力圖Fig.9 Axial force of land-side pile and sea-side pile

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

根據(jù)對(duì)比計(jì)算結(jié)果，模型1海陸側(cè)樁應(yīng)變能之和與前墻應(yīng)變能占總應(yīng)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(cè)樁應(yīng)變能之比為3.16，而模型2為2.60。說明模型1相對(duì)于模型2，其前墻荷載更多被雙排樁結(jié)構(gòu)分擔(dān)且海側(cè)樁分擔(dān)比例更大，由于海側(cè)樁剛度大于陸側(cè)樁，這種分配方式更為合理。

綜上所述，綜合卸荷效應(yīng)在豎直方向主要通過卸荷承臺(tái)承受其上部荷載從而在承臺(tái)下方一定區(qū)域的土體豎向應(yīng)力形成的豎向卸荷區(qū)，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(shí)，卸荷承臺(tái)能夠在豎向傳遞荷載增強(qiáng)樁基穩(wěn)定性，以及水平向協(xié)調(diào)樁的位移來調(diào)整樁的內(nèi)力使之整體穩(wěn)定性增強(qiáng)并提高了樁間土拱強(qiáng)度，從而既能增加樁基卸荷承臺(tái)的負(fù)荷比例，并減小結(jié)構(gòu)總負(fù)荷比例。此外，卸荷承臺(tái)使得海側(cè)樁相對(duì)陸側(cè)樁負(fù)荷比例增大，考慮到海側(cè)樁自身結(jié)構(gòu)剛度較大，這種荷載調(diào)整有利于合理發(fā)揮樁的承載能力。因此，樁基卸荷承臺(tái)的綜合卸荷效應(yīng)大于其單獨(dú)的卸荷效應(yīng)或其線性疊加。

4 結(jié)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(shù)值模型，對(duì)比了三種碼頭的各結(jié)構(gòu)的承載特性進(jìn)而分析樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)的卸荷機(jī)理，主要結(jié)論如下：

（1）分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)卸荷機(jī)理主要分為水平方向卸荷、豎直方向卸荷和綜合卸荷效應(yīng)三個(gè)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(jié)構(gòu)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(chǎn)生的向海側(cè)偏移，即通過“遮簾作用”減小前墻的陸側(cè)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(tái)結(jié)構(gòu)承擔(dān)上部土壓力從而使得承臺(tái)下方部分區(qū)域土體豎向應(yīng)力減小進(jìn)而對(duì)前墻的側(cè)向土壓力也減小，形成對(duì)前墻的卸荷效應(yīng)。

（4）綜合效應(yīng)主要為卸荷承臺(tái)通過自身與雙排樁的連接約束樁頂位移，調(diào)整樁身內(nèi)力和變形，并增強(qiáng)雙排樁的遮簾作用，此外卸荷承臺(tái)能承擔(dān)上部土壓力并傳遞給雙排樁，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性與承載能力。

（5）樁基卸荷承臺(tái)結(jié)構(gòu)能夠合理調(diào)整碼頭各結(jié)構(gòu)的荷載分配，減小各結(jié)構(gòu)的變形與內(nèi)力，從而使得分離卸荷式板樁碼頭相對(duì)于單錨式板樁碼頭和雙排樁式板樁碼頭而言各結(jié)構(gòu)的變形較小，承載比例較為均衡，內(nèi)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(xué)基金資助（51309087）；河海大學(xué)中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)項(xiàng)目（2013B31414）

王琰（1992-），男，安徽池州人，碩士研究生，主要從事碼頭新結(jié)構(gòu)的相關(guān)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(guān)研究。Email：thming2008@163.com

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