CN105421335B - 基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，根据“场地超孔隙水压比”的概念，利用FLAC3D软件对大量勘探孔处的实际工程场地进行数值模拟，据此求出各勘探孔处的“场地超孔隙水压比”；进而对各勘探孔处的液化指数与“场地超孔隙水压比”进行相关性分析，得出“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式；利用FLAC3D软件对水泥搅拌桩复合地基进行数值分析，求出复合地基桩间土的“场地超孔隙水压比”；并利用“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式，求出复合地基桩间土等效的液化指数；然后根据该液化指数，对复合地基的抗液化能力做出定量评判，对复合地基设计方案做出合理性评价。

Description

基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法

技术领域

本发明涉及一种基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，属于土木工程技术领域。

背景技术

江苏华电句容电厂工程厂区典型地质剖面，如图1所示，⑧土层以下略，各土层的分布特征及工程性状如下所述：

层②粉质黏土：层厚较薄，均有分布，为高压缩性、较低承载力土层；

层③淤泥质粉质黏土：层厚较大，层位较稳定，均有分布，为高压缩性、低承载力、高含水率土层；

层④粉土夹粉质黏土：均有分布，层厚较薄，局部缺失，为高压缩性、较低承载力、可液化土层；

层⑦粉砂夹粉土：均有分布，层厚较大，为中偏低压缩性、中等承载力、可液化土层；

层⑧粉细砂：大部分地段均有分布，层厚变化较大，为中偏低压缩性，中偏高承载力土层。

本地段内20m深度范围内的层④和层⑦为可液化土层，地基液化等级可按中等考虑。

相关土层主要岩土设计参数值见表1。

注：1.标准贯入试验击数N值为未经杆长修正值，剪切指标为标准值。

一期工程循环水管道及沟道的基底坐落在③层土淤泥质粉质黏土上，下方的④层土粉土夹粉质黏土、⑦层土粉砂夹粉质黏土为中等液化土层。先期施工的管道及沟道地段，设计采用Ф600干振碎石桩，正方形布桩，相邻桩中心距为1.20m，对地基进行加固处理，以提高③层土复合地基的承载力，消除④层土、⑦层土的液化。加固方案横剖面，所图2所示。

工程实际表明：“干振碎石桩”方案对消除④层土、⑦层土的液化具有较好的效果，但③层土范围内复合地基的承载力并未达到预期值。另外，干振碎石桩对③层土的加固作用并不明显，管沟基槽开挖时遇到了较大的困难；不少地段为此专门增加了基坑支护措施，加大了工程投资。

针对这类淤泥质软土与液化土并存的地基，当需要采用“复合地基方案”对地基进行加固处理时，选取何种具体方案是一个值得研究的问题。一般情况下，“振冲碎石桩”方案或“干振碎石桩”方案适合于处理液化的砂性土，但其对淤泥质软土的加固效果较差；“水泥搅拌桩”方案适合于处理淤泥质软土及软弱砂土，但其能否消除或减轻液化土的液化程度，现行的规范中没有相应的说明，也没有相应的设计方法。针对这类淤泥质软土与液化土并存的地基，如果“水泥搅拌桩”复合地基能够使可液化土层的液化程度降低到设计要求，则采用“水泥搅拌桩”复合地基将会是一个较好的选择。

水泥土桩加固可液化地基的作用主要表现在以下两个方面：

1、桩体作用。水泥土桩的刚度比桩间土的刚度要大得多，因此在桩体上产生应力集中现象，大部分荷载将由桩体承担，尤其分担了大部分地震水平剪应力，桩间土应力相对减少。同时桩体的存在对桩间土起着侧向限制、约束作用，阻止桩间土的侧向变形。这就改变了动荷载条件下地基中的“应力—应变”条件，提高了地基土体的抗剪强度。

2、改变桩间土强度。由于水泥土桩施工的影响，桩周土强度发生变化。初期，施工扰动破坏天然土体的结构性，土体抗剪强度降低，土体灵敏度提高。随时间的推移，水泥土桩桩间土中产生的超静孔隙水压力慢慢消散，土体固结，桩周土体强度逐渐增加；另外，在施工过程中部分水泥会沿着孔隙渗透到桩间土中胶结土体，一定程度上提高了桩间土的整体性，高压旋喷施工法的效果较好，减小了可液化土的活动空间；其次，水泥土搅拌桩在施工过程中，对桩间土有一定程度的振动挤密和排土施压挤密作用，但挤密作用远小于振动加密砂桩。

针对水泥搅拌桩复合地基的抗液化问题，目前虽然在理论上和实际工程中都可以找到相应的依据，但并没有一套完整、成熟的设计方法；这给方案设计带来了较大的难度。为了给出一种完整的“水泥搅拌桩复合地基抗液化设计方法”，规范设计流程、保证设计结果的合理性，特以《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010为基础，对水泥搅拌桩复合地基抗液化问题进行了深入的研究；在此基础上，给出了一种“基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化设计方法”。

发明内容

目的：为了克服现有技术中存在的不足，本发明提供一种基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，给出水泥搅拌桩复合地基抗液化设计的完整流程；该设计方法概念明确、步骤清晰、可操作性强，可以规范相应的设计流程，保证设计结果的可靠性和合理性。

技术方案：为解决上述技术问题，本发明采用的技术方案为：

一种基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，包括步骤如下：

步骤一：选取不同工程、不同液化判别勘探孔的实测地质资料，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系建立相应的天然场地数值模型，计算地震作用下各勘探孔处液化土层的超孔隙水压比γ_u；

步骤二：根据计算所得的液化土层不同深度处的超孔隙水压比，以及勘探孔处液化土层的分布情况，计算天然场地各勘探孔处相应的“场地超孔隙水压比”γ_us；

步骤三：根据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010计算各勘探孔处场地的液化指数I_lE；

步骤四：对各勘探孔的液化指数与“场地超孔隙水压比”进行相关性分析，得出“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式；

步骤五：利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立水泥搅拌桩复合地基的数值模型，计算地震作用下复合地基桩间土的超孔隙水压比，以及水泥搅拌桩各水平截面的正应力和剪应力；

步骤六：根据复合地基桩间土的超孔隙水压比，以及复合地基处液化土层的分布情况，求出桩间土的“场地超孔隙水压比”；

步骤七：根据复合地基桩间土的“场地超孔隙水压比”，利用“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式，求出复合地基桩间土的等效液化指数；

步骤八：根据复合地基桩间土等效液化指数的大小，依据《建筑抗震设计规范》GB50011-2010对水泥搅拌桩复合地基的液化等级做出评价；同时对复合地基中水泥搅拌桩水平截面的正应力和剪应力进行验算，以保证设计地震作用下桩身的安全性满足要求；并根据需要，对复合地基设计方案进行优化。

所述“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式推导过程如下：

步骤201：根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件，合成符合规范要求的人工地震波，三向地震波；

步骤202：以各勘探孔处实际的勘探资料为基础，基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，建立各勘探孔处场地的数值模型；

步骤203：将地震波加载到数值模型上，利用FLAC3D软件分析场地的超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布；

步骤204：根据“场地超孔隙水压比”的概念，将步骤203中所得到的“超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布”换算成“场地超孔隙水压比”；“场地超孔隙水压比”γ_us按下式计算：

式(1)中：γ_u,i为土层中第i个计算点的超孔隙水压比；d_i为第i个计算点所代表的土层厚度，单位以米计，为相邻的上、下两个超孔隙水压比计算点深度差的一半，但其上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；

步骤205：根据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010，计算出各勘探孔处场地的液化指数I_lE；

步骤206：以每个勘探孔的“场地超孔隙水压比”γ_us为自变量，勘探孔相应的液化指数I_lE为因变量；通过相关性分析，找出I_lE～γ_us之间的回归方程I_lE＝f(γ_us)，回归方程的详细表达式需根据实际工程的计算结果加以确定。

所述水泥搅拌桩复合地基抗液化设计的做法如下：

步骤301：利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立水泥搅拌桩复合地基的数值模型，计算地震作用下复合地基桩间土的超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布；同时记录水泥搅拌桩各水平截面的正应力和剪应力；

步骤302：利用步骤204中的式(1)，将步骤301中所得到的复合地基桩间土“超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布”换算成复合地基的“场地超孔隙水压比”γ_us；

步骤303：利用步骤206中的回归方程I_lE＝f(γ_us)，求出复合地基桩间土的等效液化指数；

步骤304：根据步骤303中所求得的复合地基桩间土等效液化指数，依据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010对复合地基的液化等级做出评价；

步骤305：根据步骤301中水泥搅拌桩水平截面的正应力和剪应力计算结果，对水泥搅拌桩的桩身强度进行验算，以保证设计地震作用下桩身的安全性满足要求；

步骤306：当设计结果不满足安全性要求，或安全度过高、投资过大时，先修改、优化复合地基的设计方案，然后依次按照步骤301、步骤302、步骤303、步骤304、步骤305的要求，对新的设计方案做出适宜性评价，直到找到合理的设计方案。

有益效果：本发明提供的基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，1、本发明以实际工程的勘探资料为基础，通过数值方法对场地的液化过程进行分析，找出了液化指数与“场地超孔隙水压比”之间的关系式；与原位实测、物理模型试验等方法相比，这可以节约大量的试验研究费用；2、本发明给出了水泥搅拌桩复合地基抗液化设计的完整流程；该设计方法概念明确、步骤清晰、可操作性强，可以规范相应的设计流程，保证设计结果的可靠性和合理性；3、本发明可以对相关设计规范中的不足之处做出较好地补充。

附图说明

图1为江苏华电句容电厂工程厂区典型地质剖面；

图2为循环水管道及沟道的基底加固方案横剖面图；

图3为本发明复合地基抗液化设计方法流程图；

图4为江苏华电句容电厂工程液化指数～场地超孔隙水压比关系图。

具体实施方式

下面结合附图对本发明作更进一步的说明。

如图3所示，一种基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，包括如下步骤：

步骤一：选取不同工程、不同液化判别勘探孔的实测地质资料，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系建立相应的天然场地数值模型，计算地震作用下各勘探孔处液化土层的超孔隙水压比γ_u；

步骤二：根据计算所得的液化土层不同深度处的超孔隙水压比，以及勘探孔处液化土层的分布情况，计算天然场地各勘探孔处相应的“场地超孔隙水压比”γ_us；

步骤三：根据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010计算各勘探孔处场地的液化指数I_lE；

步骤四：对各勘探孔的液化指数与“场地超孔隙水压比”进行相关性分析，得出“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式；

“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式推导过程如下：

步骤201：根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件，合成符合规范要求的人工地震波，三向地震波；

步骤202：以各勘探孔处实际的勘探资料为基础，基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，建立各勘探孔处场地的数值模型；

步骤203：将地震波加载到数值模型上，利用FLAC3D软件分析场地的超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布；

步骤204：根据“场地超孔隙水压比”的概念，将步骤203中所得到的“超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布”换算成“场地超孔隙水压比”；“场地超孔隙水压比”γ_us按下式计算：

式(1)中：γ_u,i为土层中第i个计算点的超孔隙水压比；d_i为第i个计算点所代表的土层厚度，单位以米计，为相邻的上、下两个超孔隙水压比计算点深度差的一半，但其上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；

步骤205：根据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010，计算出各勘探孔处场地的液化指数I_lE；

步骤206：以每个勘探孔的“场地超孔隙水压比”γ_us为自变量，勘探孔相应的液化指数I_lE为因变量；通过相关性分析，找出I_lE～γ_us之间的回归方程I_lE＝f(γ_us)，回归方程的详细表达式需根据实际工程的计算结果加以确定。

步骤五：利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立水泥搅拌桩复合地基的数值模型，计算地震作用下复合地基桩间土的超孔隙水压比，以及水泥搅拌桩各水平截面的正应力和剪应力；

步骤六：根据复合地基桩间土的超孔隙水压比，以及复合地基处液化土层的分布情况，求出桩间土的“场地超孔隙水压比”；

步骤七：根据复合地基桩间土的“场地超孔隙水压比”，利用“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式，求出复合地基桩间土的等效液化指数；

步骤八：根据复合地基桩间土等效液化指数的大小，依据《建筑抗震设计规范》GB50011-2010对水泥搅拌桩复合地基的液化等级做出评价；同时对复合地基中水泥搅拌桩水平截面的正应力和剪应力进行验算，以保证设计地震作用下桩身的安全性满足要求；并根据需要，对复合地基设计方案进行优化。

下面以江苏华电句容电厂工程为例，对本发明中“基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化设计方法”进行解释说明。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)水泥搅拌桩抗液化效果研究技术路线简介

按照现行的《建筑抗震设计规范》，液化判别采用的是“标准贯入判别法”。一般情况下，对水泥搅拌桩复合地基，桩间土的标贯锤击数与原状土相比基本上没有什么改变；因此按照《建筑抗震设计规范》，难以对水泥搅拌桩的抗液化效果做出评价。

饱和砂土发生液化是从固态转变为液态；当不考虑液体的粘滞力时，其抗剪强度为0。把这个液化的定义和特征表示为动荷载作用过程中广义剪应力q和有效球应力p的变化时，则有：

满足式(2)的解只能是：

σ′₁＝σ'₂＝σ'₃＝0 (3)

式中：σ′_i(i＝1，2，3)为液化时的三个有效主应力。这表明，当有效应力均为零时，饱和砂土发生液化。根据有效应力原理，式(3)还可以改写为：

σ₁＝σ₂＝σ₃＝μ (4)

式中：σ_i(i＝1，2，3)为液化时的三个总主应力，μ为液化时的孔隙水压力。这表明：当作用在土单元三个方向的总主应力相等(处于均压状态)且等于该时刻的孔压时，饱和砂土发生液化。

上述式(3)和式(4)的液化准则既符合液化定义，又与试验方法和仪器无关；定义超孔隙水压比γ_u：

式中：σ'_m0为动力计算前(未发生地震时)单元的平均有效应力，σ'_m为动力计算过程中(发生地震时)单元的平均有效应力，二者分别定义为：σ'_m0＝σ′₁₀+σ'₂₀+σ'₃₀，σ'_m＝σ′₁+σ'₂+σ'₃；式中：σ'_j0(j＝1，2，3)是动力计算之前(未发生地震时)的应力张量的三个主应力，σ'_j(j＝1，2，3)为动力计算过程中(发生地震时)应力张量的三个主应力。

由超孔隙水压比γ_u的定义可以看出：当γ_u＝0时，地震不会降低土体的平均有效应力；当γ_u＝1则表示地震时土体的平均有效应力为0，即土体发生液化。当γ_u介于0～1之间时，越接近1，则土体的有效应力下降越大。因此，土层的超孔隙水压比γ_u与土层的液化程度之间应该存在着内在的联系。

我国《建筑抗震设计规范》中采用液化指数I_lE反映场地的液化程度，其对应关系见表2：

表2 液化等级与液化指数的对应关系

液化等级	轻微	中等	严重

根据液化理论及《建筑抗震设计规范》，对同样的液化土体，其埋深、厚度均会影响土体的液化程度及场地的液化指数。因此，如果能过获得土层的γ_u、采用γ_u来反应场地的液化程度，也应当考虑土层的埋深及厚度的影响。

一般情况下，设计阶段不可能通过实测获取γ_u，但可以通过数值分析获得相应土层的γ_u。本发明研究时，采用FLAC3D软件中的Finn本构模型进行数值分析；此时土层埋深对γ_u的影响已包含在γ_u的输出结果中。在此基础上，参照液化指数的定义，引入“场地超孔隙水压比”的新概念；“场地超孔隙水压比”γ_us按下式计算：

式(1)中：γ_u,i为土层中第i个计算点的场地超孔隙水压比；d_i为第i个计算点所代表的土层厚度(单位以米计)，为相邻的上、下两个超孔隙水压比计算点深度差的一半，但其上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度。

理论分析及数值计算均表明：场地中打设搅拌桩之后，桩间土的γ_u会有所降低，降低的幅度与桩间距及置换率有关。如果能够找出γ_us与I_lE之间的关系，则可以利用水泥搅拌桩复合地基中桩间土的γ_u计算出γ_us，进而得出等效的I_lE，对复合地基的液化等级做出定量评判。

有鉴于此，本发明“水泥搅拌桩抗液化效果研究”的技术路线如下所示：

(1)选取不同工程、不同液化判别勘探孔的实测地质资料，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系建立相应的天然场地数值模型，计算地震作用下液化土层的超孔隙水压比γ_u；

(2)利用γ_u计算相应的“场地超孔隙水压比”γ_us；

(3)对每个勘探孔的液化指数I_lE和“场地超孔隙水压比”γ_us进行相关分析，找出I_lE与γ_us之间的关系；

(4)对水泥搅拌桩复合地基，建立类似的数值模型，计算出复合地基桩间土的γ_u及γ_us；接着利用I_lE与γ_us之间的关系，求出复合地基的I_lE，从而对复合地基的液化特性做出定量评判；

(5)对复合地基中水泥搅拌桩水平截面的正应力和剪应力进行验算，以保证设计地震作用下桩身的安全性满足要求。

(二)天然场地液化指数与场地超孔隙水压比之间关系式的推导

本工程场地抗震设防烈度为7度(0.15g)，设计地震分组为第一组。为提高分析成果的可靠性，发明研究时，从临近的大唐南京电厂勘测报告(2008年)中也选取了若干勘探孔进行了分析；大唐南京电厂工程场地抗震设防烈度亦为7度(0.15g)，设计地震分组亦为第一组。所有的液化分析均依据现行的《建筑抗震设计规范》GB50011-2010进行；对以前的地质资料，均按该规范对场地液化指数进行了重新计算。

各数值模型均采用FLAC3D软件建立；边界采用自由场边界。

根据本工程地震影响系数曲线，按照频谱特性、有效峰值、持续时间均符合规定的原则，借助Simoke和SeismoSignal软件合成一组(三向)人工地震波，并把大于10Hz的高频分量过滤掉。三向地震波加速度最大值之比水平X向：水平Y向：竖直Z向＝1:0.85:0.65。

每一个数值模型分析时，对各个标准贯入点处的超孔隙水压比γ_u进行了记录。

共对53个勘探孔进行了数值分析；具体过程从略。有关的结果见表3所示。

表3 “液化指数”与“场地超孔隙水压比”的对应关系

序号	勘探孔来源	勘探孔编号	液化指数	液化等级	场地超孔隙水压比
						1	大唐南京电厂	1C30	1.01	轻微	0.064
2	大唐南京电厂	1C25	0.59	轻微	0.065
						3	大唐南京电厂	1C25	0.65	轻微	0.066
4	华电句容电厂	2C17	0.72	轻微	0.072
						5	大唐南京电厂	1C45	0.84	轻微	0.089
6	大唐南京电厂	1C43	1.92	轻微	0.092
						7	大唐南京电厂	1C43	1.95	轻微	0.096
8	大唐南京电厂	1K56	3.15	轻微	0.097
						9	大唐南京电厂	1C48	2.05	轻微	0.100
10	华电句容电厂	2C50	4.4	轻微	0.103

序号	勘探孔来源	勘探孔编号	液化指数	液化等级	场地超孔隙水压比
						11	大唐南京电厂	1S66	3.59	轻微	0.105
12	大唐南京电厂	1C8	3.13	轻微	0.109
						13	大唐南京电厂	1C31-1	3.03	轻微	0.109
14	大唐南京电厂	1C36	5.18	轻微	0.115
						15	大唐南京电厂	1C32	4.67	轻微	0.123
16	大唐南京电厂	1C32	4.79	轻微	0.125
						17	大唐南京电厂	1C15	4.64	轻微	0.128
18	华电句容电厂	2C30	2.72	轻微	0.134
						19	大唐南京电厂	1C34	3.62	轻微	0.136
20	大唐南京电厂	1S70	4.37	轻微	0.136
						21	大唐南京电厂	1S53-1	4.63	轻微	0.141
22	华电句容电厂	2C5	6.49	中等	0.144
						23	华电句容电厂	2C20	5.58	轻微	0.147
24	华电句容电厂	2C48	7.34	中等	0.151
						25	大唐南京电厂	1C41	5.98	轻微	0.152
26	华电句容电厂	2C18	4.2	轻微	0.154
						27	华电句容电厂	1S455	5.83	轻微	0.157
28	华电句容电厂	2C40	8.24	中等	0.163
						29	大唐南京电厂	1S62	7.11	中等	0.165
30	华电句容电厂	2C36	6.98	中等	0.166
						31	大唐南京电厂	1S34	7.74	中等	0.167
32	大唐南京电厂	1S83	6.74	中等	0.168
						33	大唐南京电厂	1S31-1	8.82	中等	0.169
34	大唐南京电厂	1S47	8.22	中等	0.172
						35	大唐南京电厂	1S77	7.66	中等	0.174
36	大唐南京电厂	1S54	8.63	中等	0.179
						37	大唐南京电厂	1S9	7.07	中等	0.179
38	华电句容电厂	2C32	5.84	轻微	0.181
						39	大唐南京电厂	1S10	9.49	中等	0.182
40	华电句容电厂	2C28	6.8	中等	0.188
						41	大唐南京电厂	1S16-1	8.03	中等	0.190
42	大唐南京电厂	1S25	9.9	中等	0.191
						43	华电句容电厂	2C13	9.25	中等	0.192
44	大唐南京电厂	1S85	7.92	中等	0.195
						45	大唐南京电厂	1S23	8.52	中等	0.200
46	大唐南京电厂	1C18	7.25	中等	0.205
						47	大唐南京电厂	1S49	10.09	中等	0.206
48	大唐南京电厂	1S21	9.13	中等	0.212

序号	勘探孔来源	勘探孔编号	液化指数	液化等级	场地超孔隙水压比
						49	大唐南京电厂	1C22	13.18	中等	0.228
50	大唐南京电厂	1K46	12.08	中等	0.231
						51	华电句容电厂	2C44	17.33	中等	0.271
52	华电句容电厂	1S196	18.63	严重	0.283
						53	华电句容电厂	1S202	21.15	严重	0.307

对表3中的结果进行相关性分析分析，结果见图4所示。

其回归拟合的期望曲线方程见式(6)：

I_lE＝163.41(γ_us)^1.8016 (6)

其相关系数平方R²＝0.9593；可见拟合结果具有良好的相关性。

实际工程中，为保证结果的安全性，对数据点的上边界也进行了回归分析，其上限曲线方程见式(7)：

I_lE＝131.72(γ_us)²+28.305γ_us (7)

其相关系数平方R²＝0.9992；可见拟合结果具有很好的相关性。

(三)水泥搅拌桩复合地基抗液化方案设计

水泥搅拌桩的直径为0.60m，桩中心间距分别取1.10m和1.20m，均采用正方形布桩；桩顶位于构筑物基础底面，桩长穿透液化土层；搅拌桩水泥掺量18％，水泥土标准养护90d的立方体抗压强度标准值不小于2.2MPa，搅拌桩桩体的弹性模量取150MP。

实际工程中，水泥搅拌桩或沿构筑物基底满布(如循环水管道)，或沿条形基础布置(如普通房屋的条基)。数值分析表明，同等条件下，地基处理范围越大，处理液化的效果越好(结果从略)；故为偏安全起见，本处只给出“4根桩成正方形布置”时的设计结果，并以此说明水泥搅拌桩处理液化地基的效果。

分别选取华电句容电厂2C44号勘探孔(液化指数为17.33)、1S196号勘探孔(液化指数为18.63)、1S202号勘探孔(液化指数为21.15)所在的场地土层作为分析对象，每个场地水泥搅拌桩的桩中心间距分别取1.10m和1.20m。为方便建模，采用横截面面积相等的正方形截面桩体代替实际工程中的圆形截面状体。

数值分析时，对各个标准贯入点处的超孔压比γ_u进行了记录，记录点平面位置位于4根桩中心点所形成的正方形的对角线交点处。

对相关计算结果进行统计、分析，并利用式(6)、式(7)计算复合地基桩间土的场地液化指数，可得到相关勘探孔处水泥搅拌桩复合地基液化状况，结果详见表4所示。

表4 水泥搅拌桩复合地基液化状况一览表

表4中，“复合地基桩间土液化指数”及“复合地基桩间土液化等级”分别按“期望曲线”和“上限曲线”计算所得，括号中的值为“上限曲线”对应值。从表4可以看出：水泥搅拌桩复合地基桩间土的液化指数较原场地相比均有较大幅度的下降；当桩中心距取1.10m时，桩间土的液化指数期望值可降低到5以下，液化等级期望值可从原来的中等～严重降低为轻微；当桩中心距取1.20m时，桩间土的液化指数期望值可降低到11以下，液化等级期望值可从原来的中等～严重降低为轻微～中等。

本工程推荐水泥搅拌桩中心间距为1.10m；这样整个场地的的液化等级可降低到轻微、液化指数可降低到5以下，可以满足相关建(构)筑物地基的抗液化要求。

计算表明，在设计地震作用下，对3个钻探孔的2种布桩方案，水泥搅拌桩各水平截面竖向最大压应力约为0.42MPa、未出现竖向拉应力，各水平截面剪应力最大值约为40kPa(已考虑X、Y向地震的共同作用)。设计要求水泥土标准养护90d的立方体抗压强度标准值f_cu不小于2.2MPa；根据《电力工程地基处理技术规程》DL/T5024-2005，取桩体抗压强度设计值f_c＝0.25f_cu＝0.55MPa；根据《建筑基坑支护技术规程》JGJ 120-2012，桩体抗剪强度设计值τ_c＝f_c/6＝91kPa；可见桩身承载能力满足要求。

实际工程中，可以根据构筑物基础的具体情况以及地基抗液化的具体要求，按照本发明中的技术路线，对水泥搅拌桩复合地基方案进行进一步优化，以节约工程投资。

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，在不脱离本发明原理的前提下，还可以做出若干改进和润饰，这些改进和润饰也应视为本发明的保护范围。

Claims (2)

1.一种基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，其特征在于：包括步骤如下：

步骤一：选取不同工程、不同液化判别勘探孔的实测地质资料，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系建立相应的天然场地数值模型，计算地震作用下各勘探孔处液化土层的超孔隙水压比γ_u；

步骤二：根据计算所得的液化土层不同深度处的超孔隙水压比，以及勘探孔处液化土层的分布情况，计算天然场地各勘探孔处相应的“场地超孔隙水压比”γ_us；

步骤三：根据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010计算各勘探孔处场地的液化指数I_lE；

步骤四：对各勘探孔的液化指数与“场地超孔隙水压比”进行相关性分析，得出“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式；

步骤五：利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立水泥搅拌桩复合地基的数值模型，计算地震作用下复合地基桩间土的超孔隙水压比，以及水泥搅拌桩各水平截面的正应力和剪应力；

步骤六：根据复合地基桩间土的超孔隙水压比，以及复合地基处液化土层的分布情况，求出桩间土的“场地超孔隙水压比”；

步骤七：根据复合地基桩间土的“场地超孔隙水压比”，利用“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式，求出复合地基桩间土的等效液化指数；

步骤八：根据复合地基桩间土等效液化指数的大小，依据《建筑抗震设计规范》GB50011-2010对水泥搅拌桩复合地基的液化等级做出评价；同时对复合地基中水泥搅拌桩水平截面的正应力和剪应力进行验算，以保证设计地震作用下桩身的安全性满足要求；并根据需要，对复合地基设计方案进行优化；

所述“液化指数～场地超孔隙水压比”之间的关系式推导过程如下：

步骤201：根据地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件，合成符合规范要求的人工地震波，三向地震波；

步骤202：以各勘探孔处实际的勘探资料为基础，基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，建立各勘探孔处场地的数值模型；

步骤203：将地震波加载到数值模型上，利用FLAC3D软件分析场地的超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布；

步骤204：根据“场地超孔隙水压比”的概念，将步骤203中所得到的“超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布”换算成“场地超孔隙水压比”；“场地超孔隙水压比”γ_us按下式计算：

${\mathrm{\γ}}_{us}=\underset{i=1}{\overset{n}{\Σ}}{\mathrm{\γ}}_{u,i}\frac{d_i}{20}---\left(1\right)$

式(1)中：γ_u,i为土层中第i个计算点的超孔隙水压比；d_i为第i个计算点所代表的土层厚度，单位以米计，为相邻的上、下两个超孔隙水压比计算点深度差的一半，但其上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；

步骤205：根据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010，计算出各勘探孔处场地的液化指数I_lE；

步骤206：以每个勘探孔的“场地超孔隙水压比”γ_us为自变量，勘探孔相应的液化指数I_lE为因变量；通过相关性分析，找出I_lE～γ_us之间的回归方程I_lE＝f(γ_us)，回归方程的详细表达式需根据实际工程的计算结果加以确定。

2.根据权利要求1所述的基于场地超孔隙水压比的水泥搅拌桩复合地基抗液化方法，其特征在于：所述水泥搅拌桩复合地基抗液化设计的做法如下：

步骤301：利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立水泥搅拌桩复合地基的数值模型，计算地震作用下复合地基桩间土的超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布；同时记录水泥搅拌桩各水平截面的正应力和剪应力；

步骤302：利用步骤204中的式(1)，将步骤301中所得到的复合地基桩间土“超孔隙水压比沿液化土层深度方向的分布”换算成复合地基的“场地超孔隙水压比”γ_us；

步骤303：利用步骤206中的回归方程I_lE＝f(γ_us)，求出复合地基桩间土的等效液化指数；

步骤304：根据步骤303中所求得的复合地基桩间土等效液化指数，依据《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010对复合地基的液化等级做出评价；

步骤305：根据步骤301中水泥搅拌桩水平截面的正应力和剪应力计算结果，对水泥搅拌桩的桩身强度进行验算，以保证设计地震作用下桩身的安全性满足要求；

步骤306：当设计结果不满足安全性要求，或安全度过高、投资过大时，先修改、优化复合地基的设计方案，然后依次按照步骤301、步骤302、步骤303、步骤304、步骤305的要求，对新的设计方案做出适宜性评价，直到找到合理的设计方案。