摘要：

以大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造地項(xiàng)目為背景，開展淤泥固化土動(dòng)力特性試驗(yàn)研究。運(yùn)用FLAC3D有限元軟件對(duì)不同地基處理方案的直立沉箱護(hù)岸在地震作用下進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)模擬。從加速度響應(yīng)、孔壓與有效應(yīng)力、殘余變形等方面定量評(píng)價(jià)直立沉箱護(hù)岸結(jié)構(gòu)的抗震安全性。動(dòng)力特性試驗(yàn)結(jié)果表明：阻尼比與剪切應(yīng)變和固化劑摻量呈正相關(guān)，且圍壓越高，阻尼越小。數(shù)值分析結(jié)果表明：在地震作用下，不同的地基條件下加速度放大系數(shù)呈現(xiàn)出不同的峰值;沉箱下方砂土層不液化;淤泥固化土地基上沉箱的殘余變形小于原狀淤泥地基且高水位能減小殘余變形，提高沉箱的安全性。研究成果可為類似港口工程抗震設(shè)計(jì)提供參考。

關(guān)鍵詞：

沉箱護(hù)岸; 淤泥固化土; 動(dòng)力特性; 抗震安全性; 殘余變形

中圖分類號(hào)： TU411.8""""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A"" 文章編號(hào)： 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

近幾年，由于我國海洋工程的迅速發(fā)展，港航工程建設(shè)和修護(hù)產(chǎn)生的疏浚泥量也快速增加。隨著國內(nèi)外對(duì)海洋生態(tài)環(huán)境保護(hù)意識(shí)的提升，提高海洋疏浚泥的利用率成為今后發(fā)展的趨向。在疏浚土綜合利用方面，日本和西方國家已經(jīng)取得卓越的成就，且有一套成熟的系統(tǒng)，保證疏浚土合理、有效的科學(xué)利用。如日本港口疏浚量年均約為1 800萬m3，利用率達(dá)到95%;美國沿海港口航道疏浚量年均約為2億m3，利用率為80%;英國港口航道疏浚量年均為3 000～4 000萬m3，利用率為65%［1］。淤泥固化土用于工程實(shí)例很多，如日本使用淤泥固化土作為中部國際機(jī)場和羽田機(jī)場地基的填筑材料［2］，印尼把淤泥固化土用在P-C高速路的建設(shè)中［3］，日本在新北九州機(jī)場工程中使用淤泥固化土作為回填材料［4］。

為了提高淤泥的利用率，國內(nèi)外許多科研人員對(duì)淤泥固化土力學(xué)特性進(jìn)行了很多的科學(xué)試驗(yàn)研究，Broms等［5］通過做大量的試驗(yàn)，研究不同摻量的水泥影響水泥固化土的強(qiáng)度的時(shí)間長短。Jongpradist等［6］通過一系列常規(guī)力學(xué)試驗(yàn)，驗(yàn)證了粉煤灰摻量的增加會(huì)提高水泥-粉煤灰混合黏土的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度和彈性模量。田宗坤等［7］通過動(dòng)三軸儀對(duì)淤泥固化土進(jìn)行試驗(yàn)，研究淤泥固化土在動(dòng)荷載下軸向累積應(yīng)變、固化土的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變曲線，以及固化土動(dòng)彈性模量的變化規(guī)律。王啟葉楠等［8］對(duì)摻入不同配比的淤泥海砂混合料進(jìn)行動(dòng)三軸和共振柱試驗(yàn)，研究其動(dòng)力特性，分析動(dòng)強(qiáng)度和動(dòng)剪模量隨不同配比混合料和圍壓的變化的規(guī)律。黃英豪等［9］通過常規(guī)力學(xué)試驗(yàn)，從結(jié)構(gòu)性方面來研究土的壓縮屈服特性和強(qiáng)度特性對(duì)固化淤泥土的力學(xué)性質(zhì)影響。從上述資料可以看出，目前試驗(yàn)大多數(shù)是室內(nèi)試驗(yàn)，淤泥固化現(xiàn)場試驗(yàn)少之又少，因此通過現(xiàn)場試驗(yàn)對(duì)淤泥固化土的動(dòng)力特性進(jìn)行研究具有較重要的意義。

將淤泥固化土用于護(hù)岸、碼頭等海工構(gòu)筑物地基處理，要考慮其可能遭受的地震風(fēng)險(xiǎn)。我國沿海地區(qū)大多數(shù)處在環(huán)太平洋地震帶上，因此要充分考慮地震對(duì)海工構(gòu)筑物結(jié)構(gòu)的安全影響。杜政等［10］、劉曉等［11］運(yùn)用全程非線性方法對(duì)其動(dòng)力特性進(jìn)行分析。李文斌等［12］通過Geo-studio軟件對(duì)采用和未采用固化混合料填筑的海堤進(jìn)行地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析，從加速度、震后位移、液化破壞情況和穩(wěn)定性等方面探討混合料作為海堤填料的可行性。

正在開工建設(shè)的大連臨空產(chǎn)業(yè)園項(xiàng)目，因工程需要填海造陸21 km2，且在建設(shè)過程中會(huì)產(chǎn)生大量無法直接使用的淤泥。團(tuán)隊(duì)前期在工程現(xiàn)場開展了試驗(yàn)段研究，主要測試淤泥固化土靜態(tài)強(qiáng)度和地基承載力［13］，且目前關(guān)于將淤泥固化土用于護(hù)岸地基處理進(jìn)行抗震分析的研究較少。為此，本文是在團(tuán)隊(duì)前期研究成果之上，通過現(xiàn)場試驗(yàn)，研究其在不同復(fù)合固化劑摻入比條件下淤泥固化土的動(dòng)力特性，以及淤泥固化土處理后直立沉箱護(hù)岸地基的抗震安全性，為工程設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐。

1 淤泥固化土動(dòng)力特性研究

1.1 試驗(yàn)材料

此次試驗(yàn)選取的淤泥來源于大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造地工程的納泥區(qū)，表1是測定淤泥土的常規(guī)物理指標(biāo)。試驗(yàn)所用的固化劑是由水泥熟料、石膏粉、高爐礦渣粉按一定的比例混合而成，各成分具體的比例如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)場地介紹

大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造地工程的位置處于金州灣灣底，地理坐標(biāo)為39°04′～39°06′N，121°37′～121°39′E，面積約21 km2。試驗(yàn)場地選址在大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造陸工程試驗(yàn)區(qū)，現(xiàn)場挖一個(gè)底部尺寸為15 m（長）×32 m（寬），上部尺寸為27 m（長）×44 m（寬），坡度比為1∶1.5。4 m深的試驗(yàn)槽分為3個(gè)試驗(yàn)區(qū)，為了保證結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，中間采用鋼板和木擋板做格擋，使每個(gè)試驗(yàn)區(qū)分成3份（圖2）。該試驗(yàn)槽可以容納大約14 000 m3的淤泥固化土。分別用摻入不同復(fù)合固化劑（比例為10%、13%、16%）［13］，進(jìn)行淤泥固化研究，將齡期為28 d的淤泥固化土用輕便型鉆機(jī)現(xiàn)場取樣后進(jìn)行動(dòng)三軸試驗(yàn)，以研究其動(dòng)力特性。

1.3 淤泥固化土的動(dòng)力特性

淤泥固化土澆筑完成之后，養(yǎng)護(hù)至一定齡期，在淤泥固化土澆筑的第7 d、14 d、28 d、60 d、90 d、180 d、360 d時(shí)現(xiàn)場取樣進(jìn)行測試。本文參考《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》［14］的規(guī)定，以28 d齡期的固化土試樣的動(dòng)剪切模量（Gd）和阻尼比（λ）與應(yīng)變（γ）的關(guān)系為例進(jìn)行數(shù)據(jù)分析，研究其固化劑的摻入比以及圍壓對(duì)固化土的Gd和λ的影響。

土體的動(dòng)應(yīng)力和應(yīng)變之間的關(guān)系可用Hardin-Drnevich［15-16］模型描述：

τd=γda+b·γd （1）

由式（1）可知?jiǎng)痈罹€剪切模量：

Gd=τdγd=1a+b·γd （2）

對(duì)式（2）進(jìn)行歸一化處理之后：

GdGdmax=11+γdγγ （3）

在上述公式中：τd為動(dòng)剪應(yīng)力;γd為動(dòng)剪應(yīng)變;γγ=a/b為參考剪應(yīng)變;a、b均為擬合參數(shù)。一般情況下，1/b=τult為極限抗剪強(qiáng)度，1/a=Gdmax是最大的動(dòng)剪切模量，Gd為與γd對(duì)應(yīng)的動(dòng)剪切模量。

阻尼比有式（4）的關(guān)系：

λ=λmax1-GdGdmaxM （4）

式中：λ為與λd對(duì)應(yīng)的阻尼比;λmax為最大阻尼比；M為實(shí)驗(yàn)參數(shù)。

不同復(fù)合固化劑摻量和不同圍壓條件下試樣的G/Gmax-γ和D-γ關(guān)系曲線如圖3所示。從圖中可知：Hardin-Drnevich本構(gòu)模型能較好地模擬出不同固化劑和圍壓下海相疏浚淤泥固化土的G/Gmax-γ和D-γ非線性關(guān)系：

（1） 在圍壓一定時(shí)，不同固化劑摻量下的試樣動(dòng)剪切模量衰減趨勢有所不同，具體表現(xiàn)為：動(dòng)剪切模量衰減曲線隨著固化劑摻量的增加而升高，即Gd衰減趨勢隨著γ的升高而降低;但λ與之相反，其與摻入比呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)，與γ呈現(xiàn)正相關(guān)。

（2） 在動(dòng)剪應(yīng)變幅值在10-3～10-2之間時(shí)，動(dòng)剪切模量和阻尼比對(duì)動(dòng)應(yīng)變幅值的敏感性較高，此時(shí)復(fù)合固化劑摻量對(duì)其影響也較為明顯。當(dāng)γlt;10-4時(shí)，其動(dòng)剪模量衰減趨勢接近為一條水平線，固化劑摻量對(duì)其影響較弱，阻尼比增長緩慢。而當(dāng)10-4lt;γlt;10-3時(shí)，淤泥固化土的動(dòng)剪切模量衰減曲線和阻尼比隨著剪應(yīng)變幅值的升高而開始發(fā)生緩慢的變化，此時(shí)固化劑的影響依然較小。

（3） 對(duì)比分析3種圍壓下試樣的動(dòng)剪切模量受圍壓的影響。當(dāng)復(fù)合固化劑的摻入比超過10%時(shí)，其受圍壓的影響較小，原因在低固化劑摻量時(shí)，試樣生成的化學(xué)產(chǎn)物較少，因此試樣土體顆?？紫蹲兓淮螅瑢?dǎo)致試樣在一定的圍壓的作用下有較強(qiáng)的壓縮性。

2 直立護(hù)岸動(dòng)力分析原理

2.1 邊界條件

FLAC3D有限元軟件中的自由場邊界主要是指：在主體網(wǎng)格的側(cè)邊界上通過設(shè)置一系列的阻尼器與自由場網(wǎng)格相互耦合，以便于把不平衡力施加到主體網(wǎng)格的邊緣上。

由于在動(dòng)力計(jì)算中，邊界效應(yīng)問題非常突出，為此本文選用自由場邊界來減少模型邊界上的波反射。自由場邊界示意如圖4所示。

2.2 力學(xué)阻尼

FLAC3D程序中設(shè)置了3種阻尼形式，分別是Rayleigh阻尼、局部阻尼和滯后阻尼。Rayleigh阻尼的分析方法與常規(guī)動(dòng)力分析相似，事實(shí)證明，通過使用Rayleigh阻尼計(jì)算得到的結(jié)果更符合實(shí)際情況，但是它最大的缺點(diǎn)是動(dòng)力計(jì)算的時(shí)間比較長，會(huì)導(dǎo)致很多用戶用局部阻尼來代替Rayleigh阻尼來計(jì)算。滯后阻尼是理想化的理論，但在實(shí)際應(yīng)用中還是存在許多的問題，其中最主要問題為相關(guān)參考文獻(xiàn)比較少和在使用過程中有限制。局部阻尼主要用于靜力計(jì)算，也可用于一些特殊情況下的動(dòng)力計(jì)算，其原因是用于邊界條件比較簡單的可液化土的振動(dòng)液化問題計(jì)算求解［17］。

由于本文的結(jié)構(gòu)較為簡單，但模型單元的數(shù)量較大。通過比較3種阻尼形式，選擇使用局部阻尼這一形式。

其中局部阻尼與頻率無關(guān)，不用求解系統(tǒng)的固有頻率，一般使用式（5）計(jì)算局部阻尼系數(shù)：

αL=πD （5）

式中：αL為局部阻尼系數(shù)；D為臨界阻尼比（一般取值為0.05）。

2.3 動(dòng)孔壓模型

通過動(dòng)力與滲流的耦合分析可以模擬砂土在動(dòng)力作用下的液化分析，F(xiàn)LAC3D程序?yàn)榱嗣枋隹讐悍e累的效應(yīng)，提供了兩種模型，分別是Finn模型和Byrne模型，用來計(jì)算塑性模型體積的應(yīng)變?cè)隽?。Byrne模型是Byrne在1991年提出的一種更簡單的塑性體積應(yīng)變?cè)隽坑?jì)算模型［18］。故本文采用的是Byrne模型來求解塑性體積應(yīng)變?cè)隽浚溆?jì)算公式如下：

Δεvdγ=C1exp-C2εdγ （6）

式中：εvd為體積應(yīng)變；Δεvd為體積應(yīng)變?cè)隽?；γ為剪?yīng)變；C1和C2是兩個(gè)參數(shù)，兩者間的關(guān)系為：

C2=0.4C1 （7）

C1=7 600D-2.5r或C1=8.7（N1）-1.2560（8）

式中：Dr為砂土的相對(duì)密度；（N1）60為標(biāo)準(zhǔn)貫入基數(shù)。

由式（8）可知（N1）60和Dr之間的關(guān)系式為：

Dr=15（N1）0.560 "（9）

3 數(shù)值模擬實(shí)例

3.1 工程簡介

本文以大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造地項(xiàng)目為背景，開展有關(guān)數(shù)值模擬分析。護(hù)岸斷面主體結(jié)構(gòu)為矩形沉箱，沉箱平面尺度為13.6 m（長）×7.05 m（寬），高度為7.3 m。工程地質(zhì)情況和斷面的形式見圖5所示。

3.2 模型及參數(shù)設(shè)置

FLAC3D中建立的整體有限差分模型如圖6所示，模型為177 m（長）×13 m（寬）×57 m（高），共有77 826個(gè)節(jié)點(diǎn)和70 752個(gè)單元。本文的材料參數(shù)主要來源于大連臨空產(chǎn)業(yè)園巖土工程勘察報(bào)告，同時(shí)參考了同類工程的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，如表2和表3所列。

3.3 選取地震波

本文選取Kobe地震波中間加速度峰值較大的25 s作為地震波輸入（圖7）。

參考《水運(yùn)工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［19］，本文設(shè)立了工程區(qū)重現(xiàn)期標(biāo)準(zhǔn)為50年超越概率10%的基本地震動(dòng)峰值加速度值（0.15g）作為抗震計(jì)算工況一。但是在較高級(jí)別的罕遇地震下，沉箱護(hù)岸結(jié)構(gòu)是否安全值得進(jìn)一步研究。因此本文參考該工程地震安評(píng)報(bào)告，對(duì)沉箱護(hù)岸增加50年2％超越概率下（即地震加速度峰值為0.319g）的抗震計(jì)算工況二進(jìn)行對(duì)比研究，并在研究過程中也考慮了近場豎向地震的影響。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

為研究地震作用下地基的抗震變形特點(diǎn)和淤泥固化地基是否滿足工程需求，本文主要分析不同地基（拋石擠淤地基、淤泥固化地基、原狀淤泥地基）和不同水位條件下沉箱護(hù)岸地震響應(yīng)。

4.1 加速度響應(yīng)分析

為研究地震動(dòng)在沉箱不同地基條件下豎向土層中的傳播規(guī)律，在模型中設(shè)置了多個(gè)監(jiān)控點(diǎn)，監(jiān)控點(diǎn)布置如圖8所示。由于篇幅有限，本文主要以工況一為例。圖9記錄了沉箱下方各土層中的加速度并提取了水平向加速度的峰值，從中可以看出，整體上加速度地震放大系數(shù)均呈現(xiàn)出先增大后減小，最后又增大的趨勢。不同的是，在不同地基條件下，沉箱及其下部土層的放大系數(shù)存在差異。由于地基剛度不同，剛度最大的拋石擠淤地基放大系數(shù)最高，剛度最小的原狀淤泥地基放大系數(shù)最小。隨著地震動(dòng)輸入的增加，不同地基條件下的加速度放大系數(shù)也變大。水位的高低對(duì)地震波的放大效應(yīng)也有一定的影響，其中高水位能顯著減小地震動(dòng)的放大系數(shù)（表4）。

4.2 孔壓與有效應(yīng)力分析

圖10為孔隙水壓力和豎向有效應(yīng)力隨地震動(dòng)荷載輸入的變化情況。從整體來看，隨著地震動(dòng)的輸入，初期淤泥固化土地基下部砂土層的孔隙水壓隨時(shí)間逐漸變大，而有效應(yīng)力隨時(shí)間逐漸減小;最后兩者保持在一定的幅值范圍內(nèi)。地震加速度在3.5 s左右時(shí)增大，此時(shí)的孔隙水壓力和有效應(yīng)力也發(fā)生巨大變化。在3.5 s、5 s、6.5 s和7.5 s左右時(shí)，孔隙水壓力發(fā)生一定幅度的變大，而有效應(yīng)力也發(fā)生相應(yīng)的變小，孔隙水壓力在高水位時(shí)積累得較快，波動(dòng)的范圍也較大，最后穩(wěn)定在較高的孔壓值。隨著較高地震動(dòng)強(qiáng)度輸入，砂土層的有效應(yīng)力降低較快，但是均未達(dá)到0，因此該位置處砂土層沒有達(dá)到液化的狀態(tài)。

4.3 殘余變形分析

以工況一為例，給出了直立護(hù)岸在低水位下3種不同地基的直立沉箱豎向殘余變形和水平向殘余變形分布，如圖11和圖12。從圖中可以看出：拋石擠淤地基最大水平位移發(fā)生在沉箱后方的拋石棱體與沉箱接觸的頂部位置，最大沉降量可達(dá)到13.5 cm，此時(shí)沉箱底部的沉降量為6.4 cm，沉箱底部的水平位移向右約為7.7 cm。淤泥固化土地基最大豎向位移也是在拋石棱體與沉箱頂部接觸的位置，其最大沉降量為17.1 cm，沉箱底部的沉降量達(dá)到9.1 cm，沉箱底部的水平位移向右約為9.9 cm。原狀淤泥地基最大位移發(fā)生處與拋石擠淤地基和海相固化土地基相同，但最大沉降量達(dá)到22.1 cm，此時(shí)沉箱底部的沉降量為18.1 cm，沉箱底部的水平位移向右移動(dòng)約為22.3 cm。

通過監(jiān)測沉箱頂部B在不同水位下的豎向殘余位移和水平殘余位移可知，在地震動(dòng)輸入時(shí)間為5 s左右時(shí)，地基的殘余位移急速的增加。此時(shí)，正是地震動(dòng)波動(dòng)最為強(qiáng)烈時(shí)；到15 s時(shí)，經(jīng)過了地震動(dòng)峰值，拋石擠淤地基和淤泥固化土地基下的豎向殘余位移趨于穩(wěn)定值，但原狀淤泥地基下的殘余位移仍然在發(fā)展中。水平殘余位移波動(dòng)較強(qiáng)烈，其中位移峰值點(diǎn)和豎向殘余位移不同，拋石擠淤地基和淤泥固化土地基的水平向殘余位移最高值在8.5 s附近，但隨后水平殘余位移略微有所下降并穩(wěn)定。原狀淤泥地基的最大水平向殘余位移發(fā)生在14.5 s附近，但隨后也保持著小幅度的增長。當(dāng)?shù)鼗鶠樵瓲钣倌嗟鼗鶗r(shí)，B點(diǎn)的豎向殘余位移能達(dá)到24.6 cm，相比之下，經(jīng)過淤泥固化土換填或者塊石換填，其豎向殘余變形大為減小，固化土地基下的豎向殘余變形為8.2 cm，僅比拋石擠淤地基下豎向殘余變形6.6 cm小1.6 cm。

在高水位時(shí)，淤泥固化土地基和拋石擠淤地基下的箱體各監(jiān)測點(diǎn)的殘余位移值較為接近，但淤泥地基下的殘余位移仍舊很大。通過比較同種抗震計(jì)算工況下不同水位的情況，發(fā)現(xiàn)高水位3種地基條件下的殘余位移均減?。ū?），說明高水位提高了沉箱的動(dòng)力安全性。

由于抗震計(jì)算工況一和抗震計(jì)算工況二震后殘余位移變化規(guī)律相似，同時(shí)限于篇幅大小，這里僅展示在抗震計(jì)算工況二下不同地基條件下監(jiān)測點(diǎn)B的殘余位移比對(duì)數(shù)據(jù)。

在抗震計(jì)算工況二、低水位時(shí)，箱體B點(diǎn)殘余位移時(shí)程曲線和抗震計(jì)算工況一、低水位時(shí)規(guī)律相似，只是隨著地震動(dòng)的加強(qiáng)，豎向殘余位移和水平向殘余位移也隨之增大，同時(shí)拋石擠淤地基和淤泥固化土地基殘余位移差值進(jìn)一步的縮小。通過圖13～圖16對(duì)比分析可知，在水位一定時(shí)，拋石擠淤地基和淤泥固化土地基的殘余位移接近，原狀淤泥地基有較大的差距，但對(duì)于水平向殘余位移，抗震計(jì)算工況二下的原狀淤泥地基與處理之后地基的差距進(jìn)一步減小。

隨著地震動(dòng)輸入的增強(qiáng)，各種地基條件下的殘余位移也在進(jìn)一步的增大。通過在輸入地震動(dòng)為抗震計(jì)算工況二時(shí)，高水位、3種不同地基條件下箱體B點(diǎn)的水平殘余位移均小于同種抗震計(jì)算工況下低水位和工況一。

5 結(jié)論

本文以大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造地項(xiàng)目為背景，開展淤泥固化土地基動(dòng)力特性試驗(yàn)研究，對(duì)直立沉箱護(hù)岸抗震性能進(jìn)行數(shù)值模擬研究，通過對(duì)比分析不同地基處理方案下的直立護(hù)岸的地震加速度放大系數(shù)、孔壓與有效應(yīng)力、殘余位移，綜合分析海相疏浚淤泥固化土地基的安全性。

（1） 淤泥固化土試樣的阻尼比隨著動(dòng)剪切應(yīng)變的增加而增加，試樣的阻尼比與固化劑摻量呈正相關(guān)。高圍壓下的淤泥固化土的阻尼越小。

（2） 3種地基條件下，其地震加速度放大系數(shù)呈現(xiàn)出不同的峰值，其中拋石擠淤地基地震放大效應(yīng)最大，原狀淤泥地基的最小;3種不同的地基條件下，高水位均能降低地震動(dòng)的放大效應(yīng)。

（3） 淤泥固化土地基條件下，其沉箱下方砂土層中的孔隙水壓力在地震作用下，會(huì)有一定程度的增加，在地震結(jié)束之后維持在一個(gè)較高的水平;有效應(yīng)力在地震動(dòng)的作用下不斷的降低，但未降至0，其中高水位下的有效應(yīng)力的波動(dòng)范圍更大，地基不發(fā)生液化。

（4） 通過對(duì)比分析其地震作用下的殘余位移可知：淤泥固化土地基上沉箱的水平和豎直殘余位移雖然大于拋石擠淤地基，但均遠(yuǎn)小于原狀淤泥地基;高水位對(duì)其殘余位移有減小的作用，能提高沉箱的安全性。采用淤泥固化土地基處理方案，可顯著地提高其地基穩(wěn)定性。

綜合上述研究，淤泥固化土地基抗震性能與拋石擠淤地基處理方案較為接近，今后有望在實(shí)際工程中進(jìn)一步應(yīng)用。

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（本文編輯：任 棟）