淤泥固化土动力特性及在直立护岸抗震分析中的应用

摘要：

以大连临空产业园填海造地项目为背景，开展淤泥固化土动力特性试验研究。运用FLAC3D有限元软件对不同地基处理方案的直立沉箱护岸在地震作用下进行动力响应模拟。从加速度响应、孔压与有效应力、残余变形等方面定量评价直立沉箱护岸结构的抗震安全性。动力特性试验结果表明：阻尼比与剪切应变和固化剂掺量呈正相关，且围压越高，阻尼越小。数值分析结果表明：在地震作用下，不同的地基条件下加速度放大系数呈现出不同的峰值;沉箱下方砂土层不液化;淤泥固化土地基上沉箱的残余变形小于原状淤泥地基且高水位能减小残余变形，提高沉箱的安全性。研究成果可为类似港口工程抗震设计提供参考。

关键词：

沉箱护岸; 淤泥固化土; 动力特性; 抗震安全性; 残余变形

中图分类号： TU411.8""""" 文献标志码：A"" 文章编号： 1000-0844（2024）05-1032-11

DOI：10.20000/j.1000-0844.20230202001

Dynamic characteristics of silt-solidified soil and its application

in seismic analysis of vertical bank revetment

ZHAO Jie1， XIANG Tianyi1， WANG Hao2

（1. College of Civil Engineering and Architecture， Dalian University， Dalian 116622， Liaoning， China;

2. Shanghai Construction Engineering Group Co.， Ltd.， Shanghai 200080， China）

Abstract：

This paper investigates the dynamic characteristics of silt-solidified soil based on the land reclamation project at Dalian Linkong Industrial Park. The finite element software FLAC3D was used to simulate the dynamic response of vertical caisson revetment structures with different foundation treatment schemes under earthquake action. The seismic safety of these revetment structures was quantitatively evaluated by analyzing factors such as acceleration response， pore pressure， effective stress， and residual deformation. The test results for the dynamic characteristics show that the damping ratio of silt-solidified soil increases with shear strain and the content of the curing agent. Additionally， higher confining pressures result in lower damping ratios. Numerical analysis results show that under earthquake action， the acceleration amplification coefficient shows a different peak value under different foundation conditions. The sand layer below the caisson does not experience liquefaction. Further findings reveal that the residual deformation of a caisson placed on a silt-solidified soil foundation is significantly smaller compared to one on an undisturbed silt foundation. Moreover， high water levels contribute to reducing residual deformation and improving the caisson safety. These insights can provide valuable references for the seismic design of similar port projects.

Keywords：

caisson revetment; silt-solidified soil; dynamic characteristics; seismic safety; residual deformation

0 引言

近几年，由于我国海洋工程的迅速发展，港航工程建设和修护产生的疏浚泥量也快速增加。随着国内外对海洋生态环境保护意识的提升，提高海洋疏浚泥的利用率成为今后发展的趋向。在疏浚土综合利用方面，日本和西方国家已经取得卓越的成就，且有一套成熟的系统，保证疏浚土合理、有效的科学利用。如日本港口疏浚量年均约为1 800万m3，利用率达到95%;美国沿海港口航道疏浚量年均约为2亿m3，利用率为80%;英国港口航道疏浚量年均为3 000～4 000万m3，利用率为65%［1］。淤泥固化土用于工程实例很多，如日本使用淤泥固化土作为中部国际机场和羽田机场地基的填筑材料［2］，印尼把淤泥固化土用在P-C高速路的建设中［3］，日本在新北九州机场工程中使用淤泥固化土作为回填材料［4］。

为了提高淤泥的利用率，国内外许多科研人员对淤泥固化土力学特性进行了很多的科学试验研究，Broms等［5］通过做大量的试验，研究不同掺量的水泥影响水泥固化土的强度的时间长短。Jongpradist等［6］通过一系列常规力学试验，验证了粉煤灰掺量的增加会提高水泥-粉煤灰混合黏土的无侧限抗压强度和弹性模量。田宗坤等［7］通过动三轴仪对淤泥固化土进行试验，研究淤泥固化土在动荷载下轴向累积应变、固化土的动应力-动应变曲线，以及固化土动弹性模量的变化规律。王启叶楠等［8］对掺入不同配比的淤泥海砂混合料进行动三轴和共振柱试验，研究其动力特性，分析动强度和动剪模量随不同配比混合料和围压的变化的规律。黄英豪等［9］通过常规力学试验，从结构性方面来研究土的压缩屈服特性和强度特性对固化淤泥土的力学性质影响。从上述资料可以看出，目前试验大多数是室内试验，淤泥固化现场试验少之又少，因此通过现场试验对淤泥固化土的动力特性进行研究具有较重要的意义。

将淤泥固化土用于护岸、码头等海工构筑物地基处理，要考虑其可能遭受的地震风险。我国沿海地区大多数处在环太平洋地震带上，因此要充分考虑地震对海工构筑物结构的安全影响。杜政等［10］、刘晓等［11］运用全程非线性方法对其动力特性进行分析。李文斌等［12］通过Geo-studio软件对采用和未采用固化混合料填筑的海堤进行地震作用下的动力响应分析，从加速度、震后位移、液化破坏情况和稳定性等方面探讨混合料作为海堤填料的可行性。

正在开工建设的大连临空产业园项目，因工程需要填海造陆21 km2，且在建设过程中会产生大量无法直接使用的淤泥。团队前期在工程现场开展了试验段研究，主要测试淤泥固化土静态强度和地基承载力［13］，且目前关于将淤泥固化土用于护岸地基处理进行抗震分析的研究较少。为此，本文是在团队前期研究成果之上，通过现场试验，研究其在不同复合固化剂掺入比条件下淤泥固化土的动力特性，以及淤泥固化土处理后直立沉箱护岸地基的抗震安全性，为工程设计提供技术支撑。

1 淤泥固化土动力特性研究

1.1 试验材料

此次试验选取的淤泥来源于大连临空产业园填海造地工程的纳泥区，表1是测定淤泥土的常规物理指标。试验所用的固化剂是由水泥熟料、石膏粉、高炉矿渣粉按一定的比例混合而成，各成分具体的比例如图1所示。

1.2 试验场地介绍

大连临空产业园填海造地工程的位置处于金州湾湾底，地理坐标为39°04′～39°06′N，121°37′～121°39′E，面积约21 km2。试验场地选址在大连临空产业园填海造陆工程试验区，现场挖一个底部尺寸为15 m（长）×32 m（宽），上部尺寸为27 m（长）×44 m（宽），坡度比为1∶1.5。4 m深的试验槽分为3个试验区，为了保证结构的稳定性和试验数据的准确性，中间采用钢板和木挡板做格挡，使每个试验区分成3份（图2）。该试验槽可以容纳大约14 000 m3的淤泥固化土。分别用掺入不同复合固化剂（比例为10%、13%、16%）［13］，进行淤泥固化研究，将龄期为28 d的淤泥固化土用轻便型钻机现场取样后进行动三轴试验，以研究其动力特性。

1.3 淤泥固化土的动力特性

淤泥固化土浇筑完成之后，养护至一定龄期，在淤泥固化土浇筑的第7 d、14 d、28 d、60 d、90 d、180 d、360 d时现场取样进行测试。本文参考《建筑地基处理技术规范》［14］的规定，以28 d龄期的固化土试样的动剪切模量（Gd）和阻尼比（λ）与应变（γ）的关系为例进行数据分析，研究其固化剂的掺入比以及围压对固化土的Gd和λ的影响。

土体的动应力和应变之间的关系可用Hardin-Drnevich［15-16］模型描述：

τd=γda+b·γd （1）

由式（1）可知动割线剪切模量：

Gd=τdγd=1a+b·γd （2）

对式（2）进行归一化处理之后：

GdGdmax=11+γdγγ （3）

在上述公式中：τd为动剪应力;γd为动剪应变;γγ=a/b为参考剪应变;a、b均为拟合参数。一般情况下，1/b=τult为极限抗剪强度，1/a=Gdmax是最大的动剪切模量，Gd为与γd对应的动剪切模量。

阻尼比有式（4）的关系：

λ=λmax1-GdGdmaxM （4）

式中：λ为与λd对应的阻尼比;λmax为最大阻尼比；M为实验参数。

不同复合固化剂掺量和不同围压条件下试样的G/Gmax-γ和D-γ关系曲线如图3所示。从图中可知：Hardin-Drnevich本构模型能较好地模拟出不同固化剂和围压下海相疏浚淤泥固化土的G/Gmax-γ和D-γ非线性关系：

（1） 在围压一定时，不同固化剂掺量下的试样动剪切模量衰减趋势有所不同，具体表现为：动剪切模量衰减曲线随着固化剂掺量的增加而升高，即Gd衰减趋势随着γ的升高而降低;但λ与之相反，其与掺入比呈现负相关，与γ呈现正相关。

（2） 在动剪应变幅值在10-3～10-2之间时，动剪切模量和阻尼比对动应变幅值的敏感性较高，此时复合固化剂掺量对其影响也较为明显。当γlt;10-4时，其动剪模量衰减趋势接近为一条水平线，固化剂掺量对其影响较弱，阻尼比增长缓慢。而当10-4lt;γlt;10-3时，淤泥固化土的动剪切模量衰减曲线和阻尼比随着剪应变幅值的升高而开始发生缓慢的变化，此时固化剂的影响依然较小。

（3） 对比分析3种围压下试样的动剪切模量受围压的影响。当复合固化剂的掺入比超过10%时，其受围压的影响较小，原因在低固化剂掺量时，试样生成的化学产物较少，因此试样土体颗粒孔隙变化不大，导致试样在一定的围压的作用下有较强的压缩性。

2 直立护岸动力分析原理

2.1 边界条件

FLAC3D有限元软件中的自由场边界主要是指：在主体网格的侧边界上通过设置一系列的阻尼器与自由场网格相互耦合，以便于把不平衡力施加到主体网格的边缘上。

由于在动力计算中，边界效应问题非常突出，为此本文选用自由场边界来减少模型边界上的波反射。自由场边界示意如图4所示。

2.2 力学阻尼

FLAC3D程序中设置了3种阻尼形式，分别是Rayleigh阻尼、局部阻尼和滞后阻尼。Rayleigh阻尼的分析方法与常规动力分析相似，事实证明，通过使用Rayleigh阻尼计算得到的结果更符合实际情况，但是它最大的缺点是动力计算的时间比较长，会导致很多用户用局部阻尼来代替Rayleigh阻尼来计算。滞后阻尼是理想化的理论，但在实际应用中还是存在许多的问题，其中最主要问题为相关参考文献比较少和在使用过程中有限制。局部阻尼主要用于静力计算，也可用于一些特殊情况下的动力计算，其原因是用于边界条件比较简单的可液化土的振动液化问题计算求解［17］。

由于本文的结构较为简单，但模型单元的数量较大。通过比较3种阻尼形式，选择使用局部阻尼这一形式。

其中局部阻尼与频率无关，不用求解系统的固有频率，一般使用式（5）计算局部阻尼系数：

αL=πD （5）

式中：αL为局部阻尼系数；D为临界阻尼比（一般取值为0.05）。

2.3 动孔压模型

通过动力与渗流的耦合分析可以模拟砂土在动力作用下的液化分析，FLAC3D程序为了描述孔压积累的效应，提供了两种模型，分别是Finn模型和Byrne模型，用来计算塑性模型体积的应变增量。Byrne模型是Byrne在1991年提出的一种更简单的塑性体积应变增量计算模型［18］。故本文采用的是Byrne模型来求解塑性体积应变增量，其计算公式如下：

Δεvdγ=C1exp-C2εdγ （6）

式中：εvd为体积应变；Δεvd为体积应变增量；γ为剪应变；C1和C2是两个参数，两者间的关系为：

C2=0.4C1 （7）

C1=7 600D-2.5r或C1=8.7（N1）-1.2560（8）

式中：Dr为砂土的相对密度；（N1）60为标准贯入基数。

由式（8）可知（N1）60和Dr之间的关系式为：

Dr=15（N1）0.560 "（9）

3 数值模拟实例

3.1 工程简介

本文以大连临空产业园填海造地项目为背景，开展有关数值模拟分析。护岸断面主体结构为矩形沉箱，沉箱平面尺度为13.6 m（长）×7.05 m（宽），高度为7.3 m。工程地质情况和断面的形式见图5所示。

3.2 模型及参数设置

FLAC3D中建立的整体有限差分模型如图6所示，模型为177 m（长）×13 m（宽）×57 m（高），共有77 826个节点和70 752个单元。本文的材料参数主要来源于大连临空产业园岩土工程勘察报告，同时参考了同类工程的经验数据，如表2和表3所列。

3.3 选取地震波

本文选取Kobe地震波中间加速度峰值较大的25 s作为地震波输入（图7）。

参考《水运工程抗震设计规范》［19］，本文设立了工程区重现期标准为50年超越概率10%的基本地震动峰值加速度值（0.15g）作为抗震计算工况一。但是在较高级别的罕遇地震下，沉箱护岸结构是否安全值得进一步研究。因此本文参考该工程地震安评报告，对沉箱护岸增加50年2％超越概率下（即地震加速度峰值为0.319g）的抗震计算工况二进行对比研究，并在研究过程中也考虑了近场竖向地震的影响。

4 数值模拟结果分析

为研究地震作用下地基的抗震变形特点和淤泥固化地基是否满足工程需求，本文主要分析不同地基（抛石挤淤地基、淤泥固化地基、原状淤泥地基）和不同水位条件下沉箱护岸地震响应。

4.1 加速度响应分析

为研究地震动在沉箱不同地基条件下竖向土层中的传播规律，在模型中设置了多个监控点，监控点布置如图8所示。由于篇幅有限，本文主要以工况一为例。图9记录了沉箱下方各土层中的加速度并提取了水平向加速度的峰值，从中可以看出，整体上加速度地震放大系数均呈现出先增大后减小，最后又增大的趋势。不同的是，在不同地基条件下，沉箱及其下部土层的放大系数存在差异。由于地基刚度不同，刚度最大的抛石挤淤地基放大系数最高，刚度最小的原状淤泥地基放大系数最小。随着地震动输入的增加，不同地基条件下的加速度放大系数也变大。水位的高低对地震波的放大效应也有一定的影响，其中高水位能显著减小地震动的放大系数（表4）。

4.2 孔压与有效应力分析

图10为孔隙水压力和竖向有效应力随地震动荷载输入的变化情况。从整体来看，随着地震动的输入，初期淤泥固化土地基下部砂土层的孔隙水压随时间逐渐变大，而有效应力随时间逐渐减小;最后两者保持在一定的幅值范围内。地震加速度在3.5 s左右时增大，此时的孔隙水压力和有效应力也发生巨大变化。在3.5 s、5 s、6.5 s和7.5 s左右时，孔隙水压力发生一定幅度的变大，而有效应力也发生相应的变小，孔隙水压力在高水位时积累得较快，波动的范围也较大，最后稳定在较高的孔压值。随着较高地震动强度输入，砂土层的有效应力降低较快，但是均未达到0，因此该位置处砂土层没有达到液化的状态。

4.3 残余变形分析

以工况一为例，给出了直立护岸在低水位下3种不同地基的直立沉箱竖向残余变形和水平向残余变形分布，如图11和图12。从图中可以看出：抛石挤淤地基最大水平位移发生在沉箱后方的抛石棱体与沉箱接触的顶部位置，最大沉降量可达到13.5 cm，此时沉箱底部的沉降量为6.4 cm，沉箱底部的水平位移向右约为7.7 cm。淤泥固化土地基最大竖向位移也是在抛石棱体与沉箱顶部接触的位置，其最大沉降量为17.1 cm，沉箱底部的沉降量达到9.1 cm，沉箱底部的水平位移向右约为9.9 cm。原状淤泥地基最大位移发生处与抛石挤淤地基和海相固化土地基相同，但最大沉降量达到22.1 cm，此时沉箱底部的沉降量为18.1 cm，沉箱底部的水平位移向右移动约为22.3 cm。

通过监测沉箱顶部B在不同水位下的竖向残余位移和水平残余位移可知，在地震动输入时间为5 s左右时，地基的残余位移急速的增加。此时，正是地震动波动最为强烈时；到15 s时，经过了地震动峰值，抛石挤淤地基和淤泥固化土地基下的竖向残余位移趋于稳定值，但原状淤泥地基下的残余位移仍然在发展中。水平残余位移波动较强烈，其中位移峰值点和竖向残余位移不同，抛石挤淤地基和淤泥固化土地基的水平向残余位移最高值在8.5 s附近，但随后水平残余位移略微有所下降并稳定。原状淤泥地基的最大水平向残余位移发生在14.5 s附近，但随后也保持着小幅度的增长。当地基为原状淤泥地基时，B点的竖向残余位移能达到24.6 cm，相比之下，经过淤泥固化土换填或者块石换填，其竖向残余变形大为减小，固化土地基下的竖向残余变形为8.2 cm，仅比抛石挤淤地基下竖向残余变形6.6 cm小1.6 cm。

在高水位时，淤泥固化土地基和抛石挤淤地基下的箱体各监测点的残余位移值较为接近，但淤泥地基下的残余位移仍旧很大。通过比较同种抗震计算工况下不同水位的情况，发现高水位3种地基条件下的残余位移均减小（表5），说明高水位提高了沉箱的动力安全性。

由于抗震计算工况一和抗震计算工况二震后残余位移变化规律相似，同时限于篇幅大小，这里仅展示在抗震计算工况二下不同地基条件下监测点B的残余位移比对数据。

在抗震计算工况二、低水位时，箱体B点残余位移时程曲线和抗震计算工况一、低水位时规律相似，只是随着地震动的加强，竖向残余位移和水平向残余位移也随之增大，同时抛石挤淤地基和淤泥固化土地基残余位移差值进一步的缩小。通过图13～图16对比分析可知，在水位一定时，抛石挤淤地基和淤泥固化土地基的残余位移接近，原状淤泥地基有较大的差距，但对于水平向残余位移，抗震计算工况二下的原状淤泥地基与处理之后地基的差距进一步减小。

随着地震动输入的增强，各种地基条件下的残余位移也在进一步的增大。通过在输入地震动为抗震计算工况二时，高水位、3种不同地基条件下箱体B点的水平残余位移均小于同种抗震计算工况下低水位和工况一。

5 结论

本文以大连临空产业园填海造地项目为背景，开展淤泥固化土地基动力特性试验研究，对直立沉箱护岸抗震性能进行数值模拟研究，通过对比分析不同地基处理方案下的直立护岸的地震加速度放大系数、孔压与有效应力、残余位移，综合分析海相疏浚淤泥固化土地基的安全性。

（1） 淤泥固化土试样的阻尼比随着动剪切应变的增加而增加，试样的阻尼比与固化剂掺量呈正相关。高围压下的淤泥固化土的阻尼越小。

（2） 3种地基条件下，其地震加速度放大系数呈现出不同的峰值，其中抛石挤淤地基地震放大效应最大，原状淤泥地基的最小;3种不同的地基条件下，高水位均能降低地震动的放大效应。

（3） 淤泥固化土地基条件下，其沉箱下方砂土层中的孔隙水压力在地震作用下，会有一定程度的增加，在地震结束之后维持在一个较高的水平;有效应力在地震动的作用下不断的降低，但未降至0，其中高水位下的有效应力的波动范围更大，地基不发生液化。

（4） 通过对比分析其地震作用下的残余位移可知：淤泥固化土地基上沉箱的水平和竖直残余位移虽然大于抛石挤淤地基，但均远小于原状淤泥地基;高水位对其残余位移有减小的作用，能提高沉箱的安全性。采用淤泥固化土地基处理方案，可显著地提高其地基稳定性。

综合上述研究，淤泥固化土地基抗震性能与抛石挤淤地基处理方案较为接近，今后有望在实际工程中进一步应用。

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（本文编辑：任 栋）