徐光明，任國峰，顧行文，蔡正銀

(南京水利科學研究院 水文水資源與水利工程國家重點實驗室, 江蘇 南京 210029)

板樁結構是碼頭三大結構型式之一，以結構形式簡單、造價低廉、施工周期短等優(yōu)點，在國外眾多港口碼頭建設中得到廣泛應用。然而，由于我國長期缺乏用于建造板樁岸壁的優(yōu)質型鋼以及大傾角斜樁施工技術不足，導致板樁碼頭在規(guī)模和結構形式上受到極大限制，板樁碼頭僅用于中小型碼頭泊位，其主要結構型式為鋼筋混凝土單錨板樁碼頭和斜拉樁式板樁碼頭。自2000年以來，鋼筋混凝土地連墻板樁碼頭結構設計水平和施工技術在我國得到快速發(fā)展，先后成功研發(fā)了半遮簾式、全遮簾式和分離卸荷式板樁碼頭結構，在渤海灣數(shù)十個大型深水泊位建設中得到成功應用[1]。結合這些板樁碼頭新結構工程的設計與優(yōu)化需要，開展了一系列土工離心模型試驗[2-8]，不僅對各種設計方案進行了充分論證，而且從不同角度揭示了板樁碼頭結構與地基相互作用機制，加深了其工作機理的認識，為地連墻板樁碼頭結構設計優(yōu)化提供了依據(jù)。

在上述板樁碼頭結構中，遮簾式板樁碼頭結構一般用于地基承載力較好的粉砂質地區(qū)，當?shù)鼗写嬖诓涣纪翆訒r，則選擇適應能力更強的分離卸荷式板樁碼頭結構。鹽城港濱海港區(qū)北區(qū)碼頭一期工程為10萬t級通用泊位，碼頭前沿泥面標高-15.5 m，由于其碼頭地基中存在一層厚度約5.3 m黏土層，其標貫擊數(shù)6.5擊，允許承載力100 kPa，壓縮系數(shù)0.78 MPa-1，屬于高壓縮性土，故碼頭結構采用了圖1所示的分離卸荷式地連墻板樁結構。其中鋼筋混凝土地連墻、錨碇墻和卸荷承臺板厚度分別為1.05,1.00和1.00 m，兩排鋼筋混凝土灌注樁直徑1.30 m，間距4.5 m，鋼錨桿直徑70 mm，間距1.5 m。鑒于高壓縮性黏土層中線高程約-16.4 m，其埋深處于碼頭前沿泥面附近，對碼頭結構受力穩(wěn)定影響較大，鑒于本工程是鹽城港濱海港區(qū)第一個大型地連墻碼頭工程，故開展了4組土工離心模型試驗對該碼頭設計方案合理性和碼頭結構穩(wěn)定性進行驗證，本文給出了其中最典型的1組模型試驗及其分析結果。

圖1 原型碼頭結構斷面(單位：標高，m；其他，mm)Fig.1 Prototype wharf structure section(unit: elevations in m; others in mm )

1 模型試驗

1.1 模型設計

圖2 模型布置(單位：標高,m；其他，mm)Fig.2 Model layout (unit: elevations in m; others in mm)

試驗在南京水利科學研究院400 g-t土工離心機完成，該離心機旋轉半徑為5.5 m，最大離心加速度為200g，相應最大負荷為2 000 kg，容量400 g-t。圖1為所設計的10萬t級卸荷式板樁碼頭結構原型斷面。因碼頭沿岸線布置，模型布置可按平面應變問題考慮，故試驗采用了大型平面應變型模型箱，其凈空尺寸為1 200 mm(長)×400 mm(寬)×800 mm(高)。模型布置時，根據(jù)圖1所示的原型碼頭結構尺寸和受力后在地基中的影響范圍，為避免模型箱端壁對模型地連墻結構物的邊界約束影響[9]，選定的原型與模型幾何相似比為72，即n=72，其他物理量根據(jù)離心模型試驗相似準則確定[5]，模型布置見圖2。為了考慮原型港池開挖中的超挖影響，模型港池泥面線確定為-16.0 m(圖2)。

表1 模型地基土層特性指標Tab.1 Properties of model soil ground

1.2 模型制作

1.2.1地基土層制備 模型地基采用原型土料，在室內重塑制備而成。如圖1所示，地基土層自上往下分別為回填砂層、粉土層①、黏土層②、粉砂層③3、黏土層④2。其中回填砂層、粉土層①和粉砂層③3屬于無黏性土層，采用壓實法制備，按其重度進行控制(表1)。黏土層②和④2屬于黏性土層，采用預壓排水固結法制備[10]，按表1中所要求的原位不排水強度值進行控制，即先將黏土土料制備成泥漿，然后注入模型箱內，移置于大型固結儀，待自重固結一定程度后，再在其上逐級施加預壓荷載，使土層逐漸排水固結，期間定時監(jiān)測土體強度的增長，直至其不排水強度達到所要求的目標值。

1.2.2碼頭結構件制作 從理論上說，土工離心模型中所有材料應選用與原型相同的材料進行制作，以確保兩者性質完全一致。原型卸荷式板樁結構碼頭中的地連墻、錨碇墻和卸荷承臺及直立灌注樁均為鋼筋混凝土材料，按長度比例尺n=72縮制的這些模型結構件，其斷面尺寸很小。若仍采用鋼筋混凝土制作，這些結構件尺寸難以精確控制，更重要的是，在表面粗糙、尺寸很小的混凝土構件上難以粘貼應變片進行內力測量?？紤]到鋼筋混凝土和鋁合金可近似視作彈性材料，且兩者材料密度相近，因此，通常都是采用鋁合金材料替代混凝土材料制作模型碼頭的結構件。

在板樁碼頭結構中，前板樁墻、錨碇墻和卸荷板都屬于抗彎構件，因此，模型構件均按等抗彎剛度相似原理進行設計計算[2-6]。這樣，用鋁合金制作的模型地連墻、錨碇墻和卸荷承臺板的尺寸，分別為414 mm(高)×10.7 mm(厚)，167 mm(高)×10.2 mm(厚)和132 mm(長)×10.2 mm(厚)，它們的寬度與模型箱寬度一致，都為400 mm。

(1)

對于直徑ap=1 300 mm原型鋼筋混凝土灌注樁，其彈性模量Ep=28 GPa，而模型樁采用鋁合金制作，其彈性模量Em=70 GPa。在比尺n=72的模型中，外徑am=1 300/72 =18 mm，按式(1)計算，bm≈16 mm。這樣，就采用外徑18 mm、壁厚1 mm的鋁合金管制作模型樁，模型樁在卸荷板以下部分的長度為463 mm。

圖3 模型卸荷板與灌注樁的鉸接Fig.3 Sketch of connection between pile and relief plate

為了模擬原型卸荷平臺與直立灌注樁之間的鉸接，模型試驗設計了文獻[8]介紹的一種銷鍵鉸接，如圖3所示。

板樁碼頭結構中的錨桿屬于受拉構件，模型按等抗拉剛度相似原理進行設計[2-6]。已知原型460級鋼錨桿直徑為70 mm，模型錨桿采用同樣的鋼材料制作。為了配合模型直立灌注樁的布置，用1根模型錨桿代替3根原型錨桿，同時考慮錨桿拉力測試需要，根據(jù)以往測試經(jīng)驗，將圓截面錨桿變換為等面積的矩形截面錨桿。最終設計采用的模型鋼錨桿截面尺寸為：7.4 mm(寬)×0.4 mm(厚)，長度約586 mm。

1.3 模型測量

NHRI 400 g-t大型土工離心機配備有專門的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，可同時滿足90個通道傳感器的模型測量需要。模型試驗主要測量的物理量包括地連墻、錨碇墻和兩排直立灌注樁的彎矩、錨桿力和地連墻側向變位，這些物理量的測點布置見圖2。其中，地連墻錨著點處的側向位移，采用德國Wenglor公司的激光傳感器測量，規(guī)格為YP11MGVL80，量程為50 mm，相應的精度為20 mm；彎矩和錨桿力通過粘貼微型應變計搭建全橋電路進行測量[3,6]。如圖2所示，在地連墻上部布置了1個側向位移測點Db，在地連墻墻身上布置了8個彎矩測點wb1～wb8，在錨碇墻墻身上布置了4個彎矩測點wa1～wa4，在第3根海側灌注樁和第5根陸側灌注樁上各布置7個彎矩測點wus1～wus7和wul1～wul7，在第2根和第4根錨桿上各布置了4個軸力測點T2～T3和T5～T6。

1.4 荷載模擬

板樁結構碼頭受到的側向荷載來自地連墻陸側地基土體側向位移所形成的土壓力，其大小與直立凌空面高度以及墻前水位相關。工程碼頭面和港池泥面標高分別為5.0和-16.0 m，故凌空面高度為21.0 m，當港池水位處于極端低水位-0.61 m時，地連墻海陸側兩側水壓力和土壓力共同形成的壓力差達到最大，本次模型試驗模擬這一最為惡劣的受力工況。對于港池水位，采用常規(guī)的溢流法進行控制，保持極端低水位。至于地連墻港池一側的側向卸載，受制于當前的設備技術水平，港池開挖尚不能在模型運轉至設計加速度條件下模擬，仍采用在地面1g條件下開挖，其后通過升高離心加速度進行模擬。馬險峰等對這種地面預開挖而后再升速的模擬方法進行過相關研究，其誤差處于巖土工程可接受程度內，仍是當前最務實的做法[11]。

另外，碼頭面上的堆載是最主要的豎向荷載，原型碼頭面堆場分為2個區(qū)域，第1個區(qū)域位于前沿線后21 m范圍內，堆貨均載為20 kPa；第2個區(qū)域位于21m范圍以外，均載為80 kPa。相應地，模型碼頭面第1個區(qū)域Q1為前沿線后長292 mm，寬400 mm范圍，面積為0.116 8 m2，荷載集度為20 kPa，這一區(qū)域上的荷載采用質量法施加模擬，即在此面積上鋪設鉛砂，使其在設計加速度條件下產(chǎn)生20 kPa均布荷載，如圖2所示。碼頭面第2個區(qū)域位于第1個區(qū)域后，范圍長516 mm，寬400 mm，荷載集度為80 kPa。為了考慮這一區(qū)域最不利荷載分布，即錨碇墻之前無堆載，其他區(qū)域滿堆載，故以錨碇墻為界，將80 kPa面載區(qū)域劃分為長291 mm的Q2區(qū)和長225 mm的Q3區(qū)，如圖2所示。分別在Q2區(qū)和Q3區(qū)放置尺寸大小合適的兩只鐵皮水盒，在模型運轉至設計加速度后，按最不利的加載順序模擬碼頭面豎向荷載的施加，即先給Q3區(qū)水盒注水，再給Q2區(qū)水盒注水，通過水盒產(chǎn)生的水荷載，實現(xiàn)這兩個區(qū)域的碼頭面荷載模擬。

1.5 試驗過程

模型試驗擬模擬自港池開挖形成的竣工期和投入營運的運行期。參照近年興建的多個10萬t級板樁碼頭泊位港池浚深形成所需時長，確定本次模型試驗所模擬的原型碼頭前沿浚深挖泥時長為6個月，在n=72土工離心模型試驗中，約需運行50 min。另外模擬原型碼頭投入營運7個月左右，約216 d，約需運行60 min。

圖4 模型試驗過程Fig.4 Model test process diagram

如前所述，為了模擬原型最不利的碼頭面荷載分布，離心加速度上升和荷載施加的時間過程見圖4。在碼頭面Q1區(qū)采用質量加載法，當模型加速度達到設計加速度72g時，碼頭面Q1區(qū)內的堆載q1也已同時施加。繼續(xù)恒加速度運行30 min后，開始向Q3區(qū)的水盒內注水加載，相當于在原型港池形成108 d后開始在碼頭面上堆載q3，此次注水加載及之后運行共計30 min，該時長相當于原型時長108 d。最后，再向Q2區(qū)域的水盒注水，注水加載q2及之后運行共計30 min，又模擬原型時長108 d。

2 試驗結果與分析

需要說明的是，下面所述彎矩、錨桿力和位移，已經(jīng)按照文獻[6]中給出的各物理量模型相似率，分別換算成原型尺度的數(shù)值，模型試驗得到的碼頭性狀特征值見表2。

表2 碼頭性狀特征值Tab.2 Characteristic values of wharf behavior

2.1 地連墻墻身彎矩

圖5是地連墻墻身單寬彎矩分布情況，圖中給出了浚深形成港池竣工時(有q1)，竣工后運行105 d(q1)，215 d(q1和q3)和316 d(q1，q2和q3)的4條彎矩分布曲線。從圖5中4條曲線上下各部分的重合程度可以看到整個試驗過程中地連墻墻身彎矩的發(fā)展變化，與竣工時相比，竣工后運行105 d時，地連墻墻身上部正彎矩稍有增長，但墻身下部基本未變。

在錨碇墻后場區(qū)域Q3內施加q3后繼續(xù)運行至215 d，墻身上部彎矩未見明顯變化，但墻身下部負彎矩增長，最大負彎矩點處的彎矩增量達-128 kN·m/m，表明后場區(qū)域Q3內的面載q3只對地連墻墻身下部有影響。

在碼頭面中間區(qū)域Q2內施加q2后繼續(xù)運行至316 d，墻身上部正彎矩值和下部負彎矩值均出現(xiàn)明顯增長，但上部正彎矩反應更顯著，最大正彎矩點處的彎矩增量達154 kN·m/m，并且上部正彎矩增量明顯多于墻身下部負彎矩增量，表明中間區(qū)域Q2內的面載q2對地連墻墻身上下部均有影響。

從圖5可見，地連墻在標高-10.0 m和-22.5 m的彎矩內力值是其彎矩分布曲線的極值點，施加q2前后，最大單寬彎矩正負值分別為1 405,-1 199 kN·m/m和1 558 ,-1 226 kN·m/m(表2)，均在鋼筋混凝土地連墻彎矩設計值以內。面載q3和q2共同作用后，地連墻墻身上部最大正彎矩點處的增量為148 kN·m/m，占最大正彎矩值的9%；墻身下部最大負彎矩點處的增量為-191 kN·m/m，占最大負彎矩值的15%。

另外，圖5中4條彎矩曲線反彎點幾乎重合，位于墻身標高約-17.5 m，即港池泥面線(-16.0 m)以下1.5 m。對照文獻[6]中地連墻板樁碼頭結構模型試驗結果，地連墻彎矩曲線反彎點位于墻身標高-17.2 m,港池泥面線(-16.5 m)以下0.7 m處。試驗結果中地連墻彎矩曲線反彎點較低的原因，在于地基土層中靠近泥面線的高壓縮性黏土層，它的存在致使彎矩曲線特征點向下偏移。

2.2 灌注樁樁身彎矩

圖6和圖7是海陸兩排灌注樁樁身彎矩分布，分別是竣工時(q1)，竣工后運行105 d(q1),215 d(q1和q3),和316 d(q1，q2和q3)的4條樁身彎矩分布曲線。從上下各部分的重合程度可以看到不同階段海側樁樁身彎矩的發(fā)展變化，與竣工時相比，竣工后運行105 d時，海側樁樁身上部正彎矩略有增長，但其下部基本未變。

圖7 陸側樁彎矩分布Fig.7 Bending moment of landside pile

從圖6可以看出，在錨碇墻后場區(qū)域Q3內施加q3后繼續(xù)運行至215 d，海側樁樁身上部彎矩并未明顯變化，但樁身下部負彎矩出現(xiàn)了增長，在樁身下部的最大負彎矩點處，彎矩增量達-150 kN·m，表明區(qū)域Q3內的面載q3對海側樁樁身下部有較強影響。在碼頭面中間區(qū)域Q2內施加q2后繼續(xù)運行至316 d，海側樁樁身上部正彎矩和下部負彎矩均出現(xiàn)了增長，但上部影響更明顯，其上部的最大正彎矩點處，彎矩增量達231 kN·m，下部最大負彎矩點的增量為-132 kN·m，表明區(qū)域Q2內的面載q2對海側樁樁身上下部均有影響，且上部彎矩反應更大。

施加q2前后，海側灌注樁最大正負彎矩分別為1 983,-2 487 kN·m和2 214,-2 618 kN·m，相應位置標高分別約為-11.0 和-24.5 m。面載q3和q2共同作用后，樁身上部最大正彎矩點處增量為204 kN·m，占最大正彎矩值的9%；樁身下部最大負彎矩點處的增量為-282 kN·m，占最大負彎矩值的11%。

從圖7可以看出，對于陸側灌注樁，與竣工時相比，竣工后運行105 d時，樁身上部正彎矩略有增長，但其下部基本未變。在錨碇墻后場區(qū)域Q3內施加q3后繼續(xù)運行至215 d，陸側樁樁身下部彎矩出現(xiàn)明顯增長，尤其是在樁身下部的最大負彎矩點處，彎矩增量達-456 kN·m，表明區(qū)域Q3內的面載q3對陸側樁樁身下部影響顯著。但在碼頭面中間區(qū)域Q2內施加q2后繼續(xù)運行至316 d，陸側樁樁身上部正彎矩出現(xiàn)了較明顯增長，在樁身上部最大正彎矩點處，彎矩增量達223 kN·m，而下部樁身彎矩變化不多，表明區(qū)域Q2內的面載q2對陸側樁樁身上部影響較為明顯。總的來說，Q3區(qū)域內的面載q3對陸側樁下部影響顯著，Q2區(qū)域內的面載q2對樁身上部影響明顯。

施加q2前后，最大正負彎矩分別為2 185, -2 363 kN·m和2 408,-2 401 kN·m，相應的位置標高分別約為-11.0和-24.5 m。面載q3和q2共同作用后，樁身上部最大正彎矩點處的增量為256 kN·m，占最大正彎矩值的11%；樁身下部最大負彎矩點處的增量為-493 kN·m，占最大負彎矩值的21%。

另外，圖6和7所示海陸兩排灌注樁彎矩分布曲線中的反彎點位置標高分別約在-17.5 和-18.0 m處。與文獻[6]中兩排灌注樁彎矩曲線反彎點位置(-12.5 和7.0 m)相比，試驗結果中灌注樁彎矩曲線反彎點位置明顯較低，其原因仍是地基土層中靠近泥面線的高壓縮性黏土層所致，它的存在使得兩排灌注樁彎矩曲線特征點顯著向下偏移，表明灌注樁將地基上部土體側向位移作用更進一步向深部地基土體傳遞。

綜上所述，兩排灌注樁對碼頭面的80 kPa面載作用的彎矩反應非常明顯。海陸兩排樁最大正彎矩分別增大了9%和11%，其最大負彎矩數(shù)值則分別增大了11%和21%。Q3區(qū)域內的面載q3使兩排樁下部負彎矩數(shù)值發(fā)生了增長，而Q2區(qū)域內的面載q2主要使兩排樁的上部正彎矩發(fā)生了增長。

設置卸荷平臺側向群樁基礎結構的目的，就是將原本作用于地連墻上的一部分土壓力荷載轉移傳遞至更深更廣的土層中，確保地連墻和整個碼頭結構穩(wěn)定，并控制地連墻水平位移量在允許范圍內。文獻[6]研究結果表明，設置卸荷平臺群樁基礎結構后，地連墻陸側受到的土壓力減小了，從而墻身彎矩反應和側向位移相應減小。因此，卸荷平臺群樁基礎結構中的直立灌注樁樁身彎矩就是承擔側向土壓力荷載后的反應標志。

圖8 錨碇墻單寬彎矩分布Fig.8 Unit width bending moment of anchor wall

下面以表2中所列的兩排灌注樁彎矩特征值為例，將其折合成單寬彎矩值，并將兩者累加后與相應的地連墻特征值進行比較。在碼頭面3個區(qū)域的面載全部施加后，海側樁和陸側樁最大正彎矩分別達492和535 kN·m/m，合計達1 027 kN·m/m，是地連墻最大正彎矩值的66%，而海側樁和陸側樁最大負彎矩分別達-582和-534 kN·m/m，合計達-1 116 kN·m/m，是地連墻最大負彎矩值的88%?？梢姡逗善脚_下的兩排灌注樁發(fā)揮了巨大的側向承載作用，顯著減輕了地連墻承擔的側向土壓力荷載。

直徑1.3 m鋼筋混凝土灌注樁彎矩設計值約為2 900～3 050 kN·m，因此，兩排灌注樁樁身彎矩反應未超出彎矩設計值，處于安全允許范圍內。

2.3 錨碇墻墻身彎矩

圖8是錨碇墻墻身彎矩分布，分別是竣工時(q1)，竣工后運行105 d(q1),215 d(q1和q3)和316 d(q1,q2和q3)的4條樁身彎矩分布曲線。所測得的錨碇墻墻身彎矩值都為負值，表現(xiàn)為墻身陸側面受拉。圖中前3條彎矩分布曲線比較接近，表明錨碇墻從竣工時直至在Q2區(qū)施加面載q2之前，錨碇墻墻身彎矩基本未出現(xiàn)明顯變化，最大單寬負彎矩約-1 023 kN·m/m(表2)，在鋼筋混凝土錨碇墻彎矩設計值以內。但在Q2區(qū)施加面載q2后，墻身彎矩數(shù)值出現(xiàn)明顯變化，其最大負彎矩值點處的彎矩增量達-188 kN·m/m，最大單寬負彎矩約-1 210 kN·m/m(表2)，面載q2作用引起的彎矩增量占15%。

圖9 錨桿力的發(fā)展曲線Fig.9 Development curves of tension force of tie-rods with time

2.4 錨桿力

圖9是錨桿拉力隨時間發(fā)展過程，在港池形成過程中，錨桿拉力增長最大，待竣工后，增長趨勢明顯放緩，逐漸趨于穩(wěn)定。如圖9所示，拉力測點T2和T3位于同一根錨桿上，T2位于錨桿中點，T3偏向錨碇墻錨著點一側。顯然，T2處的拉力值明顯大于T3處的拉力值，在施加Q3區(qū)域的面載q3和Q2區(qū)域的q2之前，T3/T2>85%。對于另一根測量錨桿上的測點T5和T6，錨桿拉力表現(xiàn)出相同的分布特征，在施加面載q3和q2之前，T6/T5>65%。這一特征表明同一根錨桿，其拉力從地連墻錨著點沿錨桿向錨碇墻錨著點逐漸變小。

然而，如圖9所示，在Q3區(qū)域施加面載q3后，4個測點處錨桿力出現(xiàn)了先降后升的突變過程，之后趨于平緩。從施加面載q3之后直到施加面載q2之前這段時間，位于錨桿中點處的2個測點T2和T5，其所在處錨桿力均出現(xiàn)了下降，增量分別約-19和-41 kN，而偏向錨碇墻錨著點的2個測點T3和T6，其所在處錨桿力均出現(xiàn)了上升，增量分別約21 和28 kN。

在Q2區(qū)域施加面載q2后，4個測點處錨桿力均有增大過程，之后趨于平緩。位于錨桿中點處的2個測點T2和T5，其所在處錨桿力增幅較大，增量分別約為183 和202 kN，而偏向錨碇墻錨著點的2個測點T3和T6，其所在處錨桿力增幅稍小，增量分別約為166 和176 kN。

Q3區(qū)域施加面載q3后，位于錨桿中點2個測點處的錨桿拉力實測值平均值約為480 kN，而Q2區(qū)域施加面載q2后，位于錨桿中點2個測點處的錨桿拉力實測值平均值則約為610 kN(表2)。對于直徑70 mm的550級高強錨桿，錨桿力設計值可達1 900 kN，因此，錨桿受力處于安全允許范圍內。

2.5 碼頭結構整體穩(wěn)定性

由于受空間限制，試驗只對模型地連墻錨著點的側向位移進行了測量。地連墻錨著點位移量主要是港池開挖施工期中產(chǎn)生積累的，竣工后只有少量位移，基本處于穩(wěn)定，側向位移量約45 mm。但在錨碇墻后方Q3區(qū)域施加面載q3后，地連墻錨著點側向位移出現(xiàn)明顯的增幅，側向位移量達60 mm，增量約有10 mm，之后趨于平緩，而在錨碇墻前方Q2區(qū)域再施加面載q2后，地連墻錨著點側向位移雖有增加，但增幅較小，最終位移量約61 mm(表2)。

假設地連墻為剛體發(fā)生前傾，計算出的地連墻傾斜率為0.20%，該數(shù)值處于直立式板樁岸壁碼頭允許變形范圍內[12]。模型試驗完成后，通過檢查發(fā)現(xiàn)，碼頭面無裂縫，結構整體完好，表明該工況條件下，碼頭結構整體穩(wěn)定。

3 結 語

通過開展土工離心模型試驗，成功模擬了鹽城港濱海港所包含的高壓縮性黏土層地基條件和板樁結構所承受的極端低水位和碼頭面最不利加載條件，觀測了碼頭各構件的內力反應和地連墻側向位移，結果表明，地連墻、錨碇墻和灌注樁彎矩以及錨桿拉力均趨于穩(wěn)定，且處于各自安全允許范圍內，只是地連墻和灌注樁彎矩反彎點位置比一般情況明顯下移；地連墻錨著點位移和地連墻傾斜度均處于合理區(qū)間，碼頭結構整體穩(wěn)定，充分驗證了本板樁結構設計方案合理可靠，有效展示了分離卸荷式地連墻板樁碼頭結構對不利地基條件的適應能力。

(1)卸荷式板樁碼頭結構與地基土體之間的相互作用是一個動態(tài)過程，港池開挖和面載施加會即刻引起構件較大的內力反應，但尚需一段時間的調整才能趨于平穩(wěn)。試驗發(fā)現(xiàn)，碼頭構件內力反應一般在竣工后100 d或面載施加后100 d基本達到穩(wěn)定。

(2)在離心模型運轉過程中采用注水加載法模擬了真實的面載施加過程，碼頭面80 kPa面載作用顯著，而且以錨碇墻為界，前后區(qū)域內面載效果不盡相同，后場Q3區(qū)域的面載對地連墻和灌注樁下部以及錨桿作用明顯：最大正負彎矩絕對值增大，錨桿力減小，地連墻錨著點側向位移增加；而中間Q2區(qū)域的面載對地連墻和灌注樁上部作用明顯，最大正負彎矩絕對值增大，錨桿力增大。后場區(qū)域和中間區(qū)域的面載共同作用后，墻體和樁身的最大正負彎矩、錨桿力和地連墻錨著點側向位移等特征值均增大，增幅一般在10%～20%。

(3)兩排灌注樁最大正彎矩合計值是地連墻最大正彎矩值的66%，最大負彎矩值是地連墻最大負彎矩值的88%，因此，卸荷承臺群樁基礎所發(fā)揮了顯著的側向承載作用。

需要說明的是，有多種因素會影響到離心模型試驗測試結果，但鑒于離心模型試驗中充分模擬了原型碼頭地基最不利條件和運行時最不利加載順序，因此，試驗結果能夠預測并再現(xiàn)原型碼頭結構最不利工況中的工作性狀。