CN105040632A - 基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，适用于土木、水利工程中液化场地的抗液化设计，其特征在于：(1)基于Finn模型的液化理论，以液化土层超孔隙水压比为纽带，通过研究场地液化土层中超孔隙水压比与抗液化指数之间的关系，给出了液化影响折减系数连续性的计算公式，克服了液化影响折减系数分档取值跳跃性较大的问题；这可以避免《建筑抗震设计规范(GB？50011-2010)》中或保守、或偏于不安全的现象，使设计方案更趋合理化；(2)提出了“场地超孔隙水压比”的概念，并给出了快速计算“场地超孔隙水压比”的方法；进而利用“场地超孔隙水压比”划分场地的液化等级，对按照《建筑抗震设计规范(GB？50011-2010)》进行场地液化判别的结果进行校对和修正。

Description

基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法

技术领域

本发明涉及一种基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，属于水利工程技术领域。

背景技术

当前工程建设中处理土体液化问题主要以《建筑抗震设计规范(GB50011-2010)》等规范作为指导，采用“规范法”对场地进行液化判别，并按规范进行抗液化设计。相关规范中采用“分档”的方法确定液化土层的液化影响折减系数，其结果具有较大的跳跃性；这使得在实际工程中，某些原始参数的微小变化就可能导致液化处理方案出现质的改变。

例如，在华能金陵电厂二期工程(2×1000MW)取排水地段的岸坡稳定问题的设计时，对于该段岸坡，其在0m～10m深度范围内土层的抗液化指数I_N＝0.775，如按规范《建筑抗震设计规范》GB50011-2010取值，土体强度折减系数应取为0.33，则在地震工况下，岸坡稳定不能满足要求，需要进行地基加固；而如果I_N能够达到0.80以上，则土体强度折减系数可取为0.66，此时在地震工况下，岸坡稳定能够满足要求。如果将抗液化指数I_N按照直线内插法取值，当I_N＝0.775时，土体强度对应的折减系数应取为0.61(甚至降低到0.50)，则在地震工况下，岸坡稳定也能够满足要求。工程设计时，最终按照“规范法”的方法进行设计，对岸坡进行了加固处理，相应的工程投资约2000万元。

基于目前在液化场地的抗液化设计中存在的问题，传统的“规范法”在大型土木、水利工程的应用中表现出的不足之处越来越明显，影响了工程造价和可靠性。基于液化理论和计算方法的不断发展，数值模拟方法能够越来越具体地反应土体液化变形特性；因此，结合相应的数值方法对土体液化问题进行深入研究，对传统的“规范法”进行补充和修正，已成为提高抗液化设计方案合理性和可靠性的一个重要手段。

发明内容

本发明的目的在于克服现有技术中的不足，提供一种基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，给出了液化影响折减系数连续性的计算公式及场地超孔隙水压比的液化等级判定方法，有效降低了工程投资且提高了工程可靠性。

为解决上述技术问题，本发明所采用的技术方案是：基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，包括如下步骤：

步骤一：对于平整场地中的液化土层，设定出逐渐变化的抗液化指数I_N，基于Finn液化模型，对每种抗液化指数I_N所对应的液化场地分别进行数值模拟，从而得到相同场地条件下，不同抗液化指数I_N对应的液化土层超孔隙水压比值γ_u；

步骤二：根据步骤一中的计算方式，逐渐改变场地中液化土层的埋深d大小，得到液化土层在不同埋深d条件下，不同抗液化指数I_N对应的液化土层超孔隙水压比值γ_u，对结果进行数据拟合，从而得到γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式；

步骤三：根据液化土层超孔隙水压比值γ_u与液化影响折减系数α之间的关系，以γ_u作为纽带，推导出关于α的连续函数关系表达式，计算得到液化土层的液化影响折减系数，实现液化土层抗液化设计的精细化处理；

步骤四：利用抗液化指数快速计算出测点的超孔隙水压比，利用“场地超孔隙水压比”判别场地液化等级，并根据实际工程勘察报告，分析“超孔隙水压比”方法判别结果与“规范法”判定结果之间的关系，对“规范法”的判别结果进行修正。

所述液化影响折减系数α的连续函数关系表达式推导过程如下：

步骤201)：根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件合成三组人工地震波；

步骤202)：在场地模型中液化层的上、中、下位置处设立三个监测点，用于检测超孔隙水压比的变化情况；

步骤203)：基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，根据生成的每组地震波，取液化土层的抗液化指数在0～1之间按照0.1的间隔变化，分别对不同液化层埋深的场地模型进行监测点的超孔隙水压比计算，取三组地震波工况下每个监测点位置上的超孔隙水压比的平均值作为计算的最终结果；

步骤204)：应用数值软件对步骤203)中的最终结果进行数据拟合，即可得液化土层超孔隙水压比γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式，如下所示：

γ_μ＝1.139-0.018d-0.605I_N(1)

基于超孔隙水压比的物理定义为土体发生液化时的超孔隙水压力与原有效应力的比值，认为液化土层的桩侧摩阻力、内摩擦角等力学指标与土体的有效应力成正比，则可得液化影响折减系数与超孔压比之间的关系为：

α＝1-γ_μ(2)

将式(1)代入式(2)，可得在场地物理性质相同且液化层厚度相同的情况下，土层液化影响折减系数的连续函数表达式，如下所示：

α＝0.605I_N+0.018d-0.139(3)

将实测工程地质钻探资料得到的液化土层抗液化指数I_N和埋深d代入式(3)，计算得到液化土层的液化影响折减系数，实现液化土层抗液化设计的精细化处理。

步骤四的具体操作步骤如下：

先利用式(1)快速计算出某个勘测孔处不同标准贯入点处土层的超孔隙水压比γ_u，然后用每个标准贯入点所代表的液化土层分层厚度与整体土层厚度D的比值作为加权系数进行加权求和，得出该勘测孔处场地的场地超孔隙水压比，如式(4)所示：

${\mathrm{\γ}}_u^{\′}={\Σ}_{i=1}^n{\mathrm{\γ}}_u\frac{d_i}{D}---\left(4\right)$

式中，γ'_u为场地超孔隙水压比；n为标准贯入锤击点的个数；d_i为每个标准贯入锤击点所代表的液化层厚度，取与该标准贯入锤击点相邻的上、下两标准贯入锤击点深度差的一半；

根据实际工程的地质资料，按照《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)计算出液化指数I_lE；同时根据式(1)和式(4)，求得勘探孔对应的场地超孔隙水压比值γ'_u；

对比场地超孔隙水压比γ'_u与液化指数I_lE之间的关系，根据液化等级中的轻微、中等和严重三个等级，绘制勘测孔的场地液化等级和场地超孔隙水压比关系图，查看是否存在不一致现象，对“规范法”判别结果进行校核修正。

与现有技术相比，本发明所达到的有益效果是：

(1)本发明通过对平整场地的液化过程分析，给出了土层液化影响折减系数α关于抗液化指数I_N和土层埋深d的连续函数关系表达式，可以为液化场地的抗液化设计提供更加精细的基础数据，避免现行规范中或保守、或偏于不安全的现象，使设计方案更趋合理化，可有效降低工程投资和提高工程可靠性；

(2)对于平整场地，根据本发明结果，给出了基于数值模拟方法的场地液化等级判定方法，可通过数值模拟结果对场地液化等级进行判定，并可与实际工程地质钻探资料进行对比分析，对“规范法”判别场地液化等级的结果进行校核修正，进一步保证判别结果的准确性，进而增加工程的可靠性；

(3)本发明的研究思路及研究方法可以为实际工程的抗液化设计提供较好的参考和借鉴作用，对涉及到岸坡液化问题的相关工程，应用本发明的研究内容，可以使得抗液化设计方案更趋合理。

附图说明

图1是第一组度震波加速度时程曲线。

图2是第二组度震波加速度时程曲线。

图3是第三组度震波加速度时程曲线。

图4是液化影响折减系数连续性计算公式确定方法流程示意图。

图5是液化土层埋深4m时场地模型图。

图6是液化土层埋深4m时该土层中超孔隙水压比监测点布置图。

图7是计算模型的自由场边界设定图。

图8是实测工程勘测孔的场地液化等级和场地超孔隙水压比关系图。

具体实施方式

基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，包括如下步骤：

步骤一：对于平整场地中的液化土层，设定出逐渐变化的抗液化指数I_N，基于Finn液化模型，对每种抗液化指数I_N所对应的液化场地分别进行数值模拟，从而得到相同场地条件下，不同抗液化指数I_N对应的液化土层超孔隙水压比值γ_u。

步骤二：根据步骤一中的计算方式，逐渐改变场地中液化土层的埋深d大小，得到液化土层在不同埋深d条件下，不同抗液化指数I_N对应的液化土层超孔隙水压比值γ_u，对结果进行数据拟合，从而得到γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式。

步骤三：根据液化土层超孔隙水压比值γ_u与液化影响折减系数α之间的关系，以γ_u作为纽带，推导出关于α的连续函数关系表达式，计算得到液化土层的液化影响折减系数，实现液化土层抗液化设计的精细化处理。

液化影响折减系数α的连续函数关系表达式推导过程如下：

步骤201)：根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件合成三组人工地震波；

步骤202)：在场地模型中液化层上、中、下位置处设立三个监测点，用于检测超孔隙水压比的变化情况；

步骤203)：基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，根据生成的每组地震波，取液化土层的抗液化指数在0～1之间按照0.1的间隔变化，分别对不同液化层埋深的场地模型进行监测点的超孔隙水压比计算，取三组地震波工况下每个监测点位置上的超孔隙水压比的平均值作为计算的最终结果；

步骤204)：应用数值软件对步骤203)中的最终结果进行数据拟合，即可得液化土层超孔隙水压比γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式，如下所示：

γ_μ＝1.139-0.018d-0.605I_N(1)

基于超孔隙水压比的物理定义为土体发生液化时的超孔隙水压力与原有效应力的比值，认为液化土层的桩侧摩阻力、内摩擦角等力学指标与土体的有效应力成正比，则可得液化影响折减系数与超孔压比之间的关系为：

α＝1-γ_μ(2)

将式(1)代入式(2)，可得在场地物理性质相同且液化层厚度相同的情况下，土层液化影响折减系数的连续函数表达式，如下所示：

α＝0.605I_N+0.018d-0.139(3)

将实测工程地质钻探资料得到的液化土层抗液化指数I_N和埋深d代入式(3)，计算得到液化土层的液化影响折减系数，实现液化土层抗液化设计的精细化处理。

步骤四：利用抗液化指数快速计算出测点的超孔隙水压比，利用“场地超孔隙水压比”判别场地液化等级，并根据实际工程勘察报告，分析“超孔隙水压比”方法判别结果与“规范法”判定结果之间的关系，对“规范法”的判别结果进行修正。具体操作步骤如下：

先利用式(1)快速计算出某个勘测孔处不同标准贯入点处土层的超孔隙水压比γ_u，然后用每个标准贯入点所代表的液化土层分层厚度与“整体土层厚度”D的比值作为加权系数进行加权求和，得出该勘测孔处场地的“场地超孔隙水压比”，如式(4)所示：

${\mathrm{\γ}}_u^{\′}={\Σ}_{i=1}^n{\mathrm{\γ}}_u\frac{d_i}{D}---\left(4\right)$

式中，γ'_u为场地超孔隙水压比；n为标准贯入锤击点的个数；d_i为每个标准贯入锤击点所代表的液化层厚度，取与该标准贯入锤击点相邻的上、下两标准贯入锤击点深度差的一半；

根据实测资料，按照《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)计算出液化指数I_lE，同时根据式(1)和式(4)，求得勘探孔对应的场地超孔隙水压比值γ'_u；

对比场地超孔隙水压比γ'_u与液化指数I_lE相对应的液化等级之间的关系，根据液化等级中的轻微、中等和严重三个等级，绘制勘测孔的场地液化等级和场地超孔隙水压比关系图，查看是否存在不一致现象，对“规范法”判别结果进行校核修正。

下面以大唐南京电厂等工程为例，结合说明书附图对本发明作进一步详细说明，以下实施例仅用于更加清楚地说明本发明的技术方案，而不能以此来限制本发明的保护范围。

(一)液化影响折减系数连续性计算公式

以大唐南京电厂工程的岩土工程勘测报告资料作为依据。工程区域为设计地震分组的第一组，厂址地区的地震动峰值加速度为0.15g(相应的地震基本烈度为Ⅶ度)，选定震级为7级，地震动反映谱特征周期为0.50s，持续时间为20s，根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件合成了三组人工地震波，其加速度时程曲线见图1～3所示。

场地模型在水平方向X、Y上各取范围为40m，竖直方向取自地面向下20m深度范围，土层从上至下分为三层，顶层和地层为非液化层，中层为液化土层(液化层厚度为4m，地下水位埋深按0.5m考虑)，各土层的材料参数如表1所示。根据液化层埋深位置的不同，共分7组模型进行分析，分别取液化层埋深为4m、6m、8m、10m、12m、14m、16m，在液化层上、中、下设立三个监测点c1、b1、a1，以监测超孔隙水压比的变化情况。

基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，根据生成的每组地震波，取液化土层的抗液化指数在0～1之间按照0.1的间隔变化，分别对不同液化层埋深的场地模型进行分析，分析流程示意图见图4所示。以液化土层埋深4m时为例，场地模型图见图5所示，其监测点布置图见图6所示，计算边界采用自由场边界，边界条件施加完成后网格图见图7所示，其中：V0表示中层；V1表示底层；V2表示顶层。

表1各层土体的材料参数

根据计算结果，在每组地震波工况下，每一个液化层埋深的场地模型，其每个监测点位置都会有一组与抗液化指数一一对应的超孔隙水压比值，取三组地震波工况下每个监测点位置上的超孔隙水压比的平均值作为计算的最终结果，如表2所示。

表2不同埋深和抗液化指数条件下液化土层超孔隙水压比值

应用数值软件对表2中数据进行数据拟合，即可得液化土层超孔隙水压比γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式，如下所示：

γ_μ＝1.139-0.018d-0.605I_N(1)

基于超孔隙水压比的物理定义为土体发生液化时的超孔隙水压力与原有效应力的比值，认为液化土层的桩侧摩阻力、内摩擦角等力学指标与土体的有效应力成正比，则可得液化影响折减系数与超孔压比之间的关系为：

α＝1-γ_μ(2)

将上式带入式(1)，可得在场地物理性质相同且液化层厚度相同的情况下，土层液化影响折减系数的连续函数表达式，如下所示：

α＝0.605I_N+0.018d-0.139(3)

根据上式结果，将实测工程地质钻探资料得到的液化土层抗液化指数I_N和埋深d带入其中，即可快速计算得到液化土层的液化影响折减系数，从而避免了传统方法中折减系数“分档”取值跳跃性较大的问题，实现了液化土层抗液化设计的精细化处理，使设计方案更趋合理。

(二)场地超孔隙水压比的液化等级判定方法

根据公式(1)可快速计算得到每个勘探孔的对应深度上的超孔隙水压比值，而由于不同深度上的超孔隙水压比值并没有反映出地基场地整体的液化性质；采用对每个标准贯入锤击点的超孔压比进行加权的方法，即用标准贯入锤击点所对应的分层与“整体土层厚度”20m的比值作为加权系数进行加权求和，得出场地的“场地超孔隙水压比”的大小，如式(4)所示：

${\mathrm{\γ}}_u^{\′}={\Σ}_{i=1}^n{\mathrm{\γ}}_u\frac{d_i}{20}---\left(4\right)$

式中，γ'_u为场地超孔隙水压比；n为标准贯击点的个数；d_i为每个标准贯击锤击点所代表的液化层厚度，取与该标准贯入锤击点相邻的上、下两标准贯入锤击点深度差的一半。

根据上述方式，即可给出基于数值模拟方法的场地液化等级判定结果。将得到的场地超孔隙水压比与按照《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)计算出的液化指数进行分类对比，即可对“规范法”判别结果进行校核修正，提高工程的可靠性。

以此为基础，以下结合一个工程场地资料，对本发明的场地液化等级判别结果数值修正方法进行解释。

取大唐南京电厂工程、马鞍山当涂发电一期2×600MW工程、山西龙城(太原南)500kV变电站工程的岩土工程勘测报告资料中的若干勘测点进行计算分析。根据实测资料，按照《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)计算出液化指数I_lE，同时根据式(1)和式(4)，求得勘探孔对应的场地超孔隙水压比值γ'_u,具体数据如表3～5所示：

表3大唐南京电厂工程“场地液化等级判别”及“场地超孔隙水压比”对比表

表4马鞍山当涂工程“场地液化等级判别”及“场地超孔隙水压比”对比表

表5山西龙城工程“场地液化等级判别”及“场地超孔隙水压比”对比表

对比“场地超孔压比”与“液化指数”相对应的液化等级之间的关系，查看是否存在不一致现象。根据液化等级中的轻微、中等和严重三个等级，绘制表3～5中勘测孔的场地液化等级和场地超孔隙水压比关系图，见图8所示。

分析数据发现：场地的液化等级与场地超孔隙水压比的分布趋势基本一致。但是，对于1s53-1和1c41号勘探孔，根据规范判断为轻微液化；然而，其场地超孔隙水压比值超过0.15，与整体分布趋势明显不相符，查看1s53-1和1c41号孔的地层性质不难发现：1s53-1号勘探孔的场地在14～15m和18～20m处的抗液化指数较小，并且液化层有5m厚；1c41号勘探孔15～17m处的抗液化指数的最小值仅为0.37，并且该孔的液化层有6m厚，这说明把1s53-1和1c41号勘探孔判定为轻微液化有所不妥。从安全角度考虑，应该把1s53-1和1c41号勘探孔分类为中等液化场地。

根据图8中“场地超孔隙水压比”对应液化等级的分布界限，在把1s53-1和1c41号勘探孔归类为中等液化之后，可给出基于场地超孔隙水压比的液化等级判定标准：

“场地超孔隙水压比”介于0.00～0.12之间——轻微液化；

“场地超孔隙水压比”介于0.12～0.22之间——中等液化；

“场地超孔隙水压比”介于0.22以上——严重液化。

以上所述仅是本发明的优选实施方式，应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明技术原理的前提下，还可以做出若干改进和变形，这些改进和变形也应视为本发明的保护范围。

Claims (3)

1.基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，其特征在于，包括如下步骤：

步骤一：对于平整场地中的液化土层，设定出逐渐变化的抗液化指数I_N，基于Finn液化模型，对每种抗液化指数I_N所对应的液化场地分别进行数值模拟，从而得到相同场地条件下，不同抗液化指数I_N对应的液化土层超孔隙水压比值γ_u；

步骤二：根据步骤一中的计算方式，逐渐改变场地中液化土层的埋深d大小，得到液化土层在不同埋深d条件下，不同抗液化指数I_N对应的液化土层超孔隙水压比值γ_u，对结果进行数据拟合，从而得到γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式；

步骤三：根据液化土层超孔隙水压比值γ_u与液化影响折减系数α之间的关系，以γ_u作为纽带，推导出关于α的连续函数关系表达式，计算得到液化土层的液化影响折减系数，实现液化土层抗液化设计的精细化处理；

步骤四：利用抗液化指数快速计算出测点的超孔隙水压比，利用“场地超孔隙水压比”判别场地液化等级，并根据实际工程勘察报告，分析“超孔隙水压比”方法判别结果与“规范法”判定结果之间的关系，对“规范法”的判别结果进行修正。

2.根据权利要求1所述的基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，其特征在于，所述液化影响折减系数α的连续函数关系表达式推导过程如下：

步骤201)：根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件合成三组人工地震波；

步骤202)：在场地模型中液化层的上、中、下位置处设立三个监测点，用于检测超孔隙水压比的变化情况；

步骤203)：基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，根据生成的每组地震波，取液化土层的抗液化指数在0～1之间按照0.1的间隔变化，分别对不同液化层埋深的场地模型进行监测点的超孔隙水压比计算，取三组地震波工况下每个监测点位置上的超孔隙水压比的平均值作为计算的最终结果；

步骤204)：应用数值软件对步骤203)中的最终结果进行数据拟合，即可得液化土层超孔隙水压比γ_u关于抗液化指数I_N和埋深d的函数关系表达式，如下所示：

γ_μ＝1.139-0.018d-0.605I_N(1)

基于超孔隙水压比的物理定义为土体发生液化时的超孔隙水压力与原有效应力的比值，认为液化土层的桩侧摩阻力、内摩擦角等力学指标与土体的有效应力成正比，则可得液化影响折减系数与超孔压比之间的关系为：

α＝1-γ_μ(2)

将式(1)代入式(2)，可得在场地物理性质相同且液化层厚度相同的情况下，土层液化影响折减系数的连续函数表达式，如下所示：

α＝0.605I_N+0.018d-0.139(3)

将实测工程地质钻探资料得到的液化土层抗液化指数I_N和埋深d代入式(3)，计算得到液化土层的液化影响折减系数，实现液化土层抗液化设计的精细化处理。

3.根据权利要求2所述的基于Finn模型的场地抗液化设计精细化处理方法，其特征在于，步骤四的具体操作步骤如下：

先利用式(1)快速计算出某个勘测孔处不同标准贯入点处土层的超孔隙水压比γ_u，然后用每个标准贯入点所代表的液化土层分层厚度与整体土层厚度D的比值作为加权系数进行加权求和，得出该勘测孔处场地的场地超孔隙水压比，如式(4)所示：

${\mathrm{\γ}}_u^{\′}={\Σ}_{i=1}^n{\mathrm{\γ}}_u\frac{d_i}{D}---\left(4\right)$

式中，γ′_u为场地超孔隙水压比；n为标准贯入锤击点的个数；d_i为每个标准贯入锤击点所代表的液化层厚度，取与该标准贯入锤击点相邻的上、下两标准贯入锤击点深度差的一半；

根据实际工程的地质资料，按照《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)计算出液化指数I_lE；同时根据式(1)和式(4)，求得勘探孔对应的场地超孔隙水压比值γ′_u；

对比场地超孔隙水压比γ′_u与液化指数I_lE之间的关系，根据液化等级中的轻微、中等和严重三个等级，绘制勘测孔的场地液化等级和场地超孔隙水压比关系图，查看是否存在不一致现象，对“规范法”判别结果进行校核修正。