CN106503329B - 基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，利用桩间土场地的液化指数‑场地超孔隙水压比之间的关系，根据碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比，得出复合地基的等效液化指数；根据复合地基等效液化指数的大小，依据现行建筑抗震设计规范对碎石桩复合地基的液化等级做出评价，克服了现行建筑抗震设计规范中，针对碎石桩复合地基抗液化的“标准贯入法”判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应所存在的问题；本发明综合考虑了碎石桩的挤密和振密效应、减震效应、排水减压效应；在实际工程中应用本判别标准，可以使碎石桩复合地基的设计方案更加合理，可以减少地基处理工程量、缩短施工工期、节约工程投资，具有良好的应用前景。

Description

基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法

技术领域

本发明涉及土木工程技术领域，具体涉及一种基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法。

背景技术

在地震作用的短暂时间内，地震所引起的振动使饱和砂土趋于密实，导致孔隙水压力急剧增加；这种急剧上升的孔隙水压力来不及消散，会使土体的有效应力减小；当孔隙水压力增大到一定程度、有效应力减小到一定程度时，场地土体由点到面开始出现液化现象，随着孔隙水压力进一步增大、有效应力进一步减小，液化区域不断扩展、场地液化程度不断加重；当有效应力完全消失时，砂土颗粒全部处于悬浮状态，土体抗剪强度等于零；此时，整个场地完全液化。

因此，如何解决饱和砂土场地液化问题的关键在于降低地震作用下饱和砂土中的孔隙水压力，使土体颗粒之间具有足够的有效应力。在砂土场地中打设碎石桩，可以在以下三个方面起到抗液化的作用：

(1)挤密和振密效应，碎石桩的打设在一定程度上可以将原来松散的砂土挤密和振密；相比原来松散的砂土，一方面砂土的抗剪强度得到增强、有利于提高土体颗粒之间有效应力，另一方面在同等地震作用下，由于砂土密实度得到提高，砂土中的孔隙水压力会有所降低。

(2)减震效应，碎石桩的刚度比桩间松散砂土的刚度大，桩身可以承受较大的地震作用效应，从而减小了砂土中的应变水平和应力水平；这可以降低砂土中的孔隙水压力，从而提高土体颗粒之间有效应力。

(3)排水减压效应，碎石桩具有良好的排水效应；地震时，砂土中的孔隙水在超孔隙水压力的作用下，可以通过渗流作用排向桩体；只要桩的布置合理，便于砂土中孔隙水的排除，就可以在很大程度上降低砂土中的孔隙水压力，从而使土体颗粒之间具有足够的有效应力，保证场地不出现液化现象。

由此可见，采用振冲碎石桩消除砂土液化是多方面效应综合作用的结果。但针对碎石桩复合地基的抗液化问题，在现行《建筑抗震设计规范》规定：复合地基桩间土的标准贯入锤击数不宜小于液化判别标准贯入锤击数的临界值。该“标准贯入法”的判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应，未能反映其他因素对抗液化的有利影响，因而其判别结果是保守的；按该判别标准进行抗液化设计，往往会加大地基处理的工程量，延长施工工期，增加工程投资。但是，由于液化问题的复杂性，目前规范中并未给出更加合理的抗液化判别标准。

针对碎石桩复合地基，设想如果能够找到一种更加合理的抗液化判别标准及评价方法，对相关工程，可以在满足安全性的前提下，施工工期短，工程投资少，为获取更大的经济效益提供技术支持，同时也会带来相应的社会效益，是当前急需解决的问题。

发明内容

本发明的目的是克服根据现有的判别标准进行抗液化设计，加大地基处理工程量、延长施工工期、增加工程投资的问题。本发明的基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，为了克服现行建筑抗震设计规范中碎石桩复合地基抗液化判别标准的不足，使碎石桩复合地基抗液化设计方案更加合理，可以减少地基处理工程量、缩短施工工期、节约工程投资，具有良好的应用前景。

为了达到上述目的，本发明所采用的技术方案是：

一种基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，其特征在于：包括以下步骤，

步骤(A)，根据建筑抗震设计规范在进行场地液化判别时，规定的基本地震加速度a₀、标准贯入锤击数基准值N₀的对应关系，得到两者的连续函数关系式(1)，

其中，两者的相关系数R²＝0.999；

步骤(B)，针对碎石桩复合地基，对桩间土进行标准贯入试验，得出桩间土各土层的标准贯入锤击数；对碎石桩进行检测，得出桩径的设计参数；

步骤(C)，针对碎石桩复合地基，先屏蔽碎石桩的作用，根据桩间土标准贯入试验的结果，参照建筑抗震设计规范中的液化判别方法，分别计算桩间土场地在N₀＝7、10、12、16、19击时，对应的液化指数I_lE(7)、I_lE(10)、I_lE(12)、I_lE(16)、I_lE(19)；同时，通过试算的方法，找到液化指数I_lE等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，则N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；

步骤(D)，根据步骤(A)中N₀与a₀之间的连续函数关系式(1)，求得N_e所对应的基本地震加速度a_e；

步骤(E)，针对碎石桩复合地基，先屏蔽碎石桩的作用，根据桩间土的物理力学指标，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立相应的桩间土场地液化分析数值模型；所述桩间土场地液化分析数值模型中，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；

步骤(F)，针对桩间土场地液化分析数值模型，将a₀＝a_e、0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g所对应的地震加速度时程a₀(t)加载到桩间土场地液化分析数值模型上，计算相应地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u；所选用的地震加速度时程a₀(t)满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间，其中，g为重力加速度；

步骤(G)：根据步骤(F)中计算所得的地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u，以及桩间土场地液化分析数值模型中参与液化分析土层的分布情况，计算桩间土场地在地震加速度时程a₀(t)作用下相应的场地超孔隙水压比γ_us，其值分别为γ_us(a_e)、γ_us(0.10g)、γ_us(0.15g)、γ_us(0.20g)、γ_us(0.30g)、γ_us(0.40g)；

步骤(H)，根据步骤(C)及步骤(G)的计算结果，得到桩间土场地的液化指数I_lE与场地超孔隙水压比γ_us之间的对应值，如下表所示，

γ<sub>us</sub>

γ<sub>us</sub>(a<sub>e</sub>)

γ<sub>us</sub>(0.10g)

γ<sub>us</sub>(0.15g)

γ<sub>us</sub>(0.20g)

γ<sub>us</sub>(0.30g)

γ<sub>us</sub>(0.40g)

I<sub>lE</sub>

0

I<sub>lE</sub>(7)

I<sub>lE</sub>(10)

I<sub>lE</sub>(12)

I<sub>lE</sub>(16)

I<sub>lE</sub>(19)

步骤(I)，根据步骤(H)的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)；其中，γ_us(a_e)为场地临界超孔隙水压比，当γ_us≤γ_us(a_e)时，取I_lE＝0；

步骤(J)，继续利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立碎石桩复合地基数值模型，将工程设计所需的地震加速度a对应的地震加速度时程a(t)加载到碎石桩复合地基数值模型上，计算地震作用下碎石桩复合地基的桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1；所选用的地震加速度时程a(t)满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间；

步骤(K)，根据碎石桩复合地基的桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1，以及参与液化分析土层的分布情况，求出碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1；

步骤(L)，根据碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1，利用步骤(I)中屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数，将γ_us1等同于γ_us，求出碎石桩复合地基的等效液化指数I_lE1，I_lE1＝f(γ_us1)；

步骤(M)，根据碎石桩复合地基的等效液化指数I_lE1，参照建筑抗震设计规范对碎石桩复合地基的液化等级做出评价，并配合复合地基的设计方案进行优化。

前述的基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，其特征在于：步骤(I)，根据步骤(H)的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)，过程如下，

步骤(I1)，根据建筑抗震设计规范，通过公式(2)和公式(3)计算不同N₀所对应场地的液化指数I_lE，

其中，n为在液化判别深度范围内碎石桩复合地基桩间土每一个检测孔处标准贯入试验点的总数；N_i为碎石桩复合地基桩间土i点标准贯入锤击数实测值；N_cri为碎石桩复合地基桩间土i点标准贯入锤击数临界值；d_i为i点所代表的土层厚度，单位为m，为与该标准贯入试验点相邻的上、下两个标准贯入试验点深度差的一半，但上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；W_i为i土层单位土层厚度的层位影响权函数值，单位为m^-1；当该层中点深度不大于5m时取10m，等于20m时取0，5m-20m时按线性内插法取值；N₀为标准贯入锤击数基准值，分别取N₀＝7、10、12、16、19；β为调整系数，地震第一组取0.80，第二组取0.95，第三组取1.05；d_si为第i个标准贯入试验点的深度，单位为m；d_w为地下水水面的埋深，单位为m；ρ_ci为第i个标准贯入试验点处土体黏粒含量百分率，当小于3或为砂土时，采用3；

步骤(I2)，根据公式(2)、公式(3)，通过计算，同时，找到液化指数I_lE等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，则N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；

步骤(I3)，根据N₀与a₀之间的连续函数关系式(1)，求出N_e所对应的基本地震加速度a_e；

步骤(I4)，以碎石桩复合地基桩间土标准贯入试验的勘探资料为基础，基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，建立桩间土场地的数值模型，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；

步骤(I5)，取基本地震加速度a₀＝a_e，根据实际工程地震影响系数曲线，合成符合规范要求的人工地震波；同时，选择符合规范要求的天然地震波，所述人工地震波、天然地震波均为地震加速度时程a₀(t)；人工地震波、天然地震波的总数量根据工程需要加以确定；

步骤(I6)：将每组地震波加载到桩间土场地的数值模型上，利用FLAC3D软件，分析场地的场地超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的场地超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿土层深度方向的分布；

步骤(I7)，根据场地超孔隙水压比，将步骤(I6)中所得到的超孔隙水压比沿土层深度方向的分布，换算成a₀作用下场地超孔隙水压比，所述场地超孔隙水压比γ_us，根据公式(4)计算得到，

其中，γ_u,i为按Finn本构模型计算时土层中第i个计算点的超孔隙水压比；ρ_c,i为第i个计算点所在土层的黏粒含量百分率，小于3时取3；d_i为i点所代表的土层厚度，单位为m，为与该标准贯入试验点相邻的上、下两个标准贯入试验点深度差的一半，但上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；

步骤(I8)，分别取a₀＝0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g，重复步骤(I5)-步骤(I7)，得到相应的场地超孔隙水压比γ_us；

步骤(I9)，根据步骤(I1)-步骤(I2)、步骤(I5)-步骤(I8)的计算结果，利用N₀与a₀之间的对应关系，得到桩间土场地的液化指数I_lE与场地超孔隙水压比γ_us之间的对应值，如下表所示，

γ<sub>us</sub>

γ<sub>us</sub>(a<sub>e</sub>)

γ<sub>us</sub>(0.10g)

γ<sub>us</sub>(0.15g)

γ<sub>us</sub>(0.20g)

γ<sub>us</sub>(0.30g)

γ<sub>us</sub>(0.40g)

I<sub>lE</sub>

0

I<sub>lE</sub>(7)

I<sub>lE</sub>(10)

I<sub>lE</sub>(12)

I<sub>lE</sub>(16)

I<sub>lE</sub>(19)

步骤(I10)，根据步骤(I9)中的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)；其中，γ_us(a_e)为场地临界超孔隙水压比，当γ_us≤γ_us(a_e)时，取I_lE＝0。

本发明的有益效果是：本发明的基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，克服了现行建筑抗震设计规范中，针对碎石桩复合地基抗液化的“标准贯入法”判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应所存在的问题；本发明综合考虑了碎石桩的挤密和振密效应、减震效应、排水减压效应，全面反映了碎石桩复合地基的抗液化作用；在实际工程中应用本判别标准，可以使碎石桩复合地基的设计方案更加合理，可以减少地基处理工程量、缩短施工工期、节约工程投资，具有良好的应用前景。

附图说明

图1是本发明的“标准贯入锤击数基准值”N₀与“设计基本地震加速度”a₀之间相关关系的拟合曲线图。

图2是本发明的某工程碎石桩复合地基桩间土场地“液化指数～场地超孔隙水压比”关系图。

具体实施方式

下面将结合说明书附图，对本发明作进一步的说明。

本发明的基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，利用桩间土场地的液化指数-场地超孔隙水压比之间的关系，根据碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比，得出复合地基的等效液化指数；根据复合地基等效液化指数的大小，依据现行建筑抗震设计规范对碎石桩复合地基的液化等级做出评价，克服了现行建筑抗震设计规范中，针对碎石桩复合地基抗液化的“标准贯入法”判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应所存在的问题；本发明综合考虑了碎石桩的挤密和振密效应、减震效应、排水减压效应；在实际工程中应用本判别标准，可以使碎石桩复合地基的设计方案更加合理，可以减少地基处理工程量、缩短施工工期、节约工程投资，具体包括以下步骤，

步骤(A)，根据建筑抗震设计规范在进行场地液化判别时，规定的基本地震加速度a₀、标准贯入锤击数基准值N₀的对应关系，如下表所示，

得到两者的连续函数关系式(1)，

其中，两者的相关系数R²＝0.999；

步骤(B)，针对碎石桩复合地基，对桩间土进行标准贯入试验，得出桩间土各土层的标准贯入锤击数；对碎石桩进行检测，得出桩径的设计参数；

步骤(C)，针对碎石桩复合地基，先屏蔽碎石桩的作用，根据桩间土标准贯入试验的结果，参照建筑抗震设计规范中的液化判别方法，分别计算桩间土场地在N₀＝7、10、12、16、19击时，对应的液化指数I_lE(7)、I_lE(10)、I_lE(12)、I_lE(16)、I_lE(19)；同时，通过试算的方法，找到液化指数I_lE等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，则N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；

步骤(D)，根据步骤(A)中N₀与a₀之间的连续函数关系式(1)，求得N_e所对应的基本地震加速度a_e；

步骤(E)，针对碎石桩复合地基，先屏蔽碎石桩的作用，根据桩间土的物理力学指标，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立相应的桩间土场地液化分析数值模型；所述桩间土场地液化分析数值模型中，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；

步骤(F)，针对桩间土场地液化分析数值模型，将a₀＝a_e、0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g所对应的地震加速度时程a₀(t)加载到桩间土场地液化分析数值模型上，计算相应地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u；所选用的地震加速度时程a₀(t)满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间，其中，g为重力加速度；

步骤(G)：根据步骤(F)中计算所得的地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u，以及桩间土场地液化分析数值模型中参与液化分析土层的分布情况，计算桩间土场地在地震加速度时程a₀(t)作用下相应的场地超孔隙水压比γ_us，其值分别为γ_us(a_e)、γ_us(0.10g)、γ_us(0.15g)、γ_us(0.20g)、γ_us(0.30g)、γ_us(0.40g)；

步骤(H)，根据步骤(C)及步骤(G)的计算结果，得到桩间土场地的液化指数I_lE与场地超孔隙水压比γ_us之间的对应值，如下表所示，

γ<sub>us</sub>

γ<sub>us</sub>(a<sub>e</sub>)

γ<sub>us</sub>(0.10g)

γ<sub>us</sub>(0.15g)

γ<sub>us</sub>(0.20g)

γ<sub>us</sub>(0.30g)

γ<sub>us</sub>(0.40g)

I<sub>lE</sub>

0

I<sub>lE</sub>(7)

I<sub>lE</sub>(10)

I<sub>lE</sub>(12)

I<sub>lE</sub>(16)

I<sub>lE</sub>(19)

步骤(I)，根据步骤(H)的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)；其中，γ_us(a_e)为场地临界超孔隙水压比，当γ_us≤γ_us(a_e)时，取I_lE＝0；

步骤(J)，继续利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立碎石桩复合地基数值模型，将工程设计所需的地震加速度a对应的地震加速度时程a(t)加载到碎石桩复合地基数值模型上，计算地震作用下碎石桩复合地基的桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1；所选用的地震加速度时程a(t)满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间；

步骤(K)，根据碎石桩复合地基的桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1，以及参与液化分析土层的分布情况，求出碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1；

步骤(L)，根据碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1，利用步骤(I)中屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数，将γ_us1等同于γ_us，求出碎石桩复合地基的等效液化指数I_lE1，I_lE1＝f(γ_us1)；

步骤(M)，根据碎石桩复合地基的等效液化指数I_lE1，参照建筑抗震设计规范对碎石桩复合地基的液化等级做出评价，并配合复合地基的设计方案进行优化。

上述的步骤(I)，根据步骤(H)的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)，过程如下，

(I1)，根据建筑抗震设计规范，通过公式(2)和公式(3)计算不同N₀所对应场地的液化指数I_lE，

其中，n为在液化判别深度范围内碎石桩复合地基桩间土每一个检测孔处标准贯入试验点的总数；N_i为碎石桩复合地基桩间土i点标准贯入锤击数实测值；N_cri为碎石桩复合地基桩间土i点标准贯入锤击数临界值；d_i为i点所代表的土层厚度，单位为m，为与该标准贯入试验点相邻的上、下两个标准贯入试验点深度差的一半，但上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；W_i为i土层单位土层厚度的层位影响权函数值，单位为m^-1；当该层中点深度不大于5m时取10m，等于20m时取0，5m-20m时按线性内插法取值；N₀为标准贯入锤击数基准值，分别取N₀＝7、10、12、16、19；β为调整系数，地震第一组取0.80，第二组取0.95，第三组取1.05；d_si为第i个标准贯入试验点的深度，单位为m；d_w为地下水水面的埋深，单位为m；ρ_ci为第i个标准贯入试验点处土体黏粒含量百分率，当小于3或为砂土时，采用3；

(I2)，根据公式(2)、公式(3)，通过计算，同时，找到液化指数I_lE等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，则N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；

(I3)，根据N₀与a₀之间的连续函数关系式(1)，求出N_e所对应的基本地震加速度a_e；

(I4)，以碎石桩复合地基桩间土标准贯入试验的勘探资料为基础，基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，建立桩间土场地的数值模型，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；

(I5)，取基本地震加速度a₀＝a_e，根据实际工程地震影响系数曲线，借助Simoke和SeismoSignal软件(属于工程建模软件)，合成符合规范要求的人工地震波；同时，选择符合规范要求的天然地震波，所述人工地震波、天然地震波均为地震加速度时程a₀(t)；人工地震波、天然地震波的总数量根据工程需要加以确定；

(I6)：将每组地震波加载到桩间土场地的数值模型上，利用FLAC3D软件，分析场地的场地超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的场地超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿土层深度方向的分布；

(I7)，根据场地超孔隙水压比，将步骤(I6)中所得到的超孔隙水压比沿土层深度方向的分布，换算成a₀作用下场地超孔隙水压比，所述场地超孔隙水压比γ_us，根据公式(4)计算得到，

其中，γ_u,i为按Finn本构模型计算时土层中第i个计算点的超孔隙水压比；ρ_c,i为第i个计算点所在土层的黏粒含量百分率，小于3时取3；d_i为i点所代表的土层厚度，单位为m，为与该标准贯入试验点相邻的上、下两个标准贯入试验点深度差的一半，但上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；

(I8)，分别取a₀＝0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g，重复步骤(I5)-步骤(I7)，得到相应的场地超孔隙水压比γ_us；

(I9)，根据步骤(I1)-步骤(I2)、步骤(I5)-步骤(I8)的计算结果，利用N₀与a₀之间的对应关系，得到桩间土场地的液化指数I_lE与场地超孔隙水压比γ_us之间的对应值，如下表所示，

γ<sub>us</sub>

γ<sub>us</sub>(a<sub>e</sub>)

γ<sub>us</sub>(0.10g)

γ<sub>us</sub>(0.15g)

γ<sub>us</sub>(0.20g)

γ<sub>us</sub>(0.30g)

γ<sub>us</sub>(0.40g)

I<sub>lE</sub>

0

I<sub>lE</sub>(7)

I<sub>lE</sub>(10)

I<sub>lE</sub>(12)

I<sub>lE</sub>(16)

I<sub>lE</sub>(19)

步骤(I10)，根据步骤(I9)中的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)；其中，γ_us(a_e)为场地临界超孔隙水压比，当γ_us≤γ_us(a_e)时，取I_lE＝0；

下面以某工程碎石桩复合地基为例，对本发明基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法的进行解释说明。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。

某工程抗震设防烈度为8度(0.20g)，设计地震分组为第一组；参与液化分析的土层顶面埋深为4m、底面埋深为18m，土层厚度为14m；液化分析时地下水位埋深为0.5m。

该工程某勘探孔处原始场地勘探结果及液化指数计算结果如表1所示：

表1原始场地勘探结果及液化指数计算结果一览表

《建筑抗震设计规范》中液化等级与液化指数的对应关系见表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
				液化指数I<sub>lE</sub>	0＜I<sub>lE</sub>≤6	6＜I<sub>lE</sub>≤18	I<sub>lE</sub>＞18

该勘探孔处原始场地的液化指数为37.62；液化等级为严重。

设计采用振冲碎石桩对该场地液化土层进行加固，碎石桩直径为800mm，等边三角形布桩、桩间距为2.2m。加固后经检测，桩间土的标准贯入锤击数及桩间土场地的液化指数计算结果见表3所示；按照现行建筑抗震设计规范，以桩间土的液化指数作为碎石桩复合地基抗液化评价指标，则碎石桩复合地基的液化指数为17.64，液化等级为中等。

表3碎石桩复合地基桩间土加固效果及液化指数计算结果一览表

由于现行建筑抗震设计规范中针对碎石桩复合地基抗液化的标准贯入法判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应，未能反映减震效应和排水减压效应，故其判别结果偏于保守。

以下按照本发明的方法对该工程碎石桩复合地基抗液化效果进行评价。

(一)桩间土场地液化指数与场地超孔隙水压比之间关系式的推导

现行建筑抗震设计规范在进行场地液化判别时，基本地震加速度a₀与标准贯入锤击数基准值N₀之间的对应值如下：

通过相关分析，可得到N₀与a₀之间的连续函数关系式：

其中，相关系数R²＝0.999。“标准贯入锤击数基准值”N₀与“设计基本地震加速度”a₀之间相关关系的拟合曲线，如图1所示。

针对碎石桩复合地基，先不考虑碎石桩的作用；根据桩间土标准贯入试验的结果，利用现行建筑抗震设计规范中的液化判别方法，分别计算桩间土场地在N₀＝7、10、12、16、19击时的液化指数I_lE(7)、I_lE(10)、I_lE(12)、I_lE(16)、I_lE(19)。同时通过试算的方法，找到I_lE刚好等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，即N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；经计算，N_e＝7.51击，相关计算结果见表4-表9所示。

表4 N₀＝7击时碎石桩复合地基桩间土液化指数计算表

表5 N₀＝10击时碎石桩复合地基桩间土液化指数计算表

表6 N₀＝12击时碎石桩复合地基桩间土液化指数计算表

表7 N₀＝16击时碎石桩复合地基桩间土液化指数计算表

表8 N₀＝19击时碎石桩复合地基桩间土液化指数计算表

表9 N₀＝N_e＝7.51击时碎石桩复合地基桩间土液化指数计算表

根据N₀与a₀之间的连续函数关系式，由N_e＝7.51击可求得相应的a_e＝0.108g。

针对碎石桩复合地基，先不考虑碎石桩的作用；根据桩间土的物理力学指标，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系建立相应的桩间土场地液化分析数值模型(具体建模过程略)；模型中不设置碎石桩。桩间土场地的数值模型中，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；模型边界采用自由场边界。

然后将a₀＝0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g、0.108g(a_e)所对应的“地震加速度时程”a₀(t)加载到数值模型上，计算相应地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u(具体计算过程略)；所选用的地震加速度时程应满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间均要符合规定。

根据相关土层的超孔隙水压比，以及参与液化分析土层的分布情况，计算桩间土场地在a₀(t)作用下相应的场地超孔隙水压比γ_us，其值分别为γ_us(0.10g)、γ_us(0.15g)、γ_us(0.20g)、γ_us(0.30g)、γ_us(0.40g)、γ_us(a_e＝0.108g)，计算结果见表10～表15所示。

表10 a₀＝0.10g时桩间土场地γ_us计算表

表11 a₀＝0.15g时桩间土场地γ_us计算表

表12 a₀＝0.20g时桩间土场地γ_us计算表

表13 a₀＝0.30g时桩间土场地γ_us计算表

表14 a₀＝0.40g时桩间土场地γ_us计算表

表15 a₀＝a_e＝0.108g时桩间土场地γ_us计算表

表4～表9、表10～表15，可得该工程桩间土场地a₀、N₀、I_lE、γ_us之间的对应关系，结果见表16所示。

表16该工程桩间土场地a₀、N₀、I_lE、γ_us之间对应关系

a<sub>0</sub>(g)	0.108	0.10	0.15	0.20	0.30	0.40
							N<sub>0</sub>(击)	7.51	7	10	12	16	19
I<sub>lE</sub>	0	0	6.02	17.64	34.23	42.09
							γ<sub>us</sub>	0.143	0.106	0.272	0.336	0.417	0.455

根据表16中I_lE与γ_us之间的对应关系，通过相关分析，可得到桩间土场地液化指数-场地超孔隙水压比之间的关系式，详见下式：

I_lE＝0；γ_us≤0.143

0.143＜γ_us≤0.455

相关系数R²＝0.999。桩间土场地液化指数I_lE与“场地超孔隙水压比γ_us之间相关关系的拟合曲线见图2所示。

(二)碎石桩复合地基抗液化效果判别及评价

利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立碎石桩复合地基的数值模型，模型中包括碎石桩及桩间土(具体建模过程略)；数值模型中，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；模型边界采用自由场边界。

然后将该工程设计地震加速度a＝0.20g所对应的地震加速度时程a(t)加载到数值模型上，计算设计地震作用下复合地基桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1(具体计算过程略)；所选用的地震加速度时程应满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间均要符合规定。

根据相关土层的超孔隙水压比，以及参与液化分析土层的分布情况，计算复合地基桩间土在a₀(t)作用下相应的场地超孔隙水压比，并将其作为碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1；计算结果见表17所示。

表17 a₀＝0.20g时碎石桩复合地基γ_us1计算表

对比表12和表17可见：在同样强度地震作用下，由于碎石桩的减震效应和排水减压效应，使得土体中各点的超孔隙水压比下降了20％～45％，γ_us和γ_us1，由0.336减小到0.229，下降幅度达32％。

由碎石桩复合地基场地超孔隙水压比γ_us1＝0.229，可得到碎石桩复合地基的液化指数I_lE＝2.64。根据表2，该碎石桩复合地基的液化等级为轻微液化。

需要说明的是，上述计算和评价是针对某一个勘探孔(检测孔)所代表的场地进行的。实际工程中，对每一个勘探孔(检测孔)，都可以按照上述方法进行计算，得到每一个勘探孔(检测孔)所代表的碎石桩复合地基的液化指数；然后根据所有勘探孔(检测孔)的液化指数，对整个碎石桩复合地基的液化等级作出综合评价；具体过程从略。

针对某工程液化场地，天然场地的液化指数为37.62，液化等级为严重。采用振冲碎石桩加固后，按照现行《建筑抗震设计规范》对复合地基进行抗液化判别，其液化指数为17.64，液化等级为中等。按照本发明提出的“基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法”对该工程碎石桩复合地基抗液化效果进行评价，则复合地基液化指数为2.64，液化等级为轻微。

由此可见，现行建筑抗震设计规范中针对碎石桩复合地基抗液化的“标准贯入法”判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应，未能反映减震效应和排水减压效应，其判别结果偏于保守；若按该判别标准进行抗液化设计，往往会加大地基处理的工程量，延长施工工期，增加工程投资。

综上所述，发明的基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，克服了现行建筑抗震设计规范中，针对碎石桩复合地基抗液化的“标准贯入法”判别标准只反映了碎石桩的挤密和振密效应所存在的问题，本发明综合考虑了碎石桩的挤密和振密效应、减震效应、排水减压效应，全面反映了碎石桩复合地基的抗液化作用；在实际工程中应用本判别标准，可以使碎石桩复合地基的设计方案更加合理，可以减少地基处理工程量、缩短施工工期、节约工程投资，具有良好的应用前景。

以上显示和描述了本发明的基本原理、主要特征及优点。本行业的技术人员应该了解，本发明不受上述实施例的限制，上述实施例和说明书中描述的只是说明本发明的原理，在不脱离本发明精神和范围的前提下，本发明还会有各种变化和改进，这些变化和改进都落入要求保护的本发明范围内。本发明要求保护范围由所附的权利要求书及其等效物界定。

Claims (2)

1.基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，其特征在于：包括以下步骤，

步骤(A)，根据建筑抗震设计规范在进行场地液化判别时，规定的基本地震加速度a₀、标准贯入锤击数基准值N₀的对应关系，得到两者的连续函数关系式(1)，

其中，两者的相关系数R²＝0.999；

步骤(B)，针对碎石桩复合地基，对桩间土进行标准贯入试验，得出桩间土各土层的标准贯入锤击数；对碎石桩进行检测，得出桩径的设计参数；

步骤(C)，针对碎石桩复合地基，先屏蔽碎石桩的作用，根据桩间土标准贯入试验的结果，参照建筑抗震设计规范中的液化判别方法，分别计算桩间土场地在N₀＝7、10、12、16、19击时，对应的液化指数I_lE(7)、I_lE(10)、I_lE(12)、I_lE(16)、I_lE(19)；同时，通过试算的方法，找到液化指数I_lE等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，则N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；

步骤(D)，根据步骤(A)中N₀与a₀之间的连续函数关系式(1)，求得N_e所对应的基本地震加速度a_e；

步骤(E)，针对碎石桩复合地基，先屏蔽碎石桩的作用，根据桩间土的物理力学指标，利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立相应的桩间土场地液化分析数值模型；所述桩间土场地液化分析数值模型中，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；

步骤(F)，针对桩间土场地液化分析数值模型，将a₀＝a_e、0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g所对应的地震加速度时程a₀(t)加载到桩间土场地液化分析数值模型上，计算相应地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u；所选用的地震加速度时程a₀(t)满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间，其中，g为重力加速度；

步骤(G)：根据步骤(F)中计算所得的地震作用下有关土层的超孔隙水压比γ_u，以及桩间土场地液化分析数值模型中参与液化分析土层的分布情况，计算桩间土场地在地震加速度时程a₀(t)作用下相应的场地超孔隙水压比γ_us，其值分别为γ_us(a_e)、γ_us(0.10g)、γ_us(0.15g)、γ_us(0.20g)、γ_us(0.30g)、γ_us(0.40g)；

步骤(H)，根据步骤(C)及步骤(G)的计算结果，得到桩间土场地的液化指数I_lE与场地超孔隙水压比γ_us之间的对应值，如下表所示，

γ_us γ_us(a_e) γ_us(0.10g) γ_us(0.15g) γ_us(0.20g) γ_us(0.30g) γ_us(0.40g) I_lE 0 I_lE(7) I_lE(10) I_lE(12) I_lE(16) I_lE(19)

步骤(I)，根据步骤(H)的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)；其中，γ_us(a_e)为场地临界超孔隙水压比，当γ_us≤γ_us(a_e)时，取I_lE＝0；

步骤(J)，继续利用FLAC3D软件，采用Finn本构关系，建立碎石桩复合地基数值模型，将工程设计所需的地震加速度a对应的地震加速度时程a(t)加载到碎石桩复合地基数值模型上，计算地震作用下碎石桩复合地基的桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1；所选用的地震加速度时程a(t)满足地震动三要素的要求，即频谱特性、有效峰值、持续时间；

步骤(K)，根据碎石桩复合地基的桩间土有关土层的超孔隙水压比γ_u1，以及参与液化分析土层的分布情况，求出碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1；

步骤(L)，根据碎石桩复合地基的场地超孔隙水压比γ_us1，利用步骤(I)中屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数，将γ_us1等同于γ_us，求出碎石桩复合地基的等效液化指数I_lE1，I_lE1＝f(γ_us1)；

步骤(M)，根据碎石桩复合地基的等效液化指数I_lE1，参照建筑抗震设计规范对碎石桩复合地基的液化等级做出评价，并配合复合地基的设计方案进行优化。

2.根据权利要求1所述的基于超孔隙水压比的碎石桩复合地基抗液化判别方法，其特征在于：步骤(I)，根据步骤(H)的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)，过程如下，

步骤(I1)，根据建筑抗震设计规范，通过公式(2)和公式(3)计算不同N₀所对应场地的液化指数I_lE，

其中，n为在液化判别深度范围内碎石桩复合地基桩间土每一个检测孔处标准贯入试验点的总数；N_i为碎石桩复合地基桩间土i点标准贯入锤击数实测值；N_cri为碎石桩复合地基桩间土i点标准贯入锤击数临界值；d_i为i点所代表的土层厚度，单位为m，为与该标准贯入试验点相邻的上、下两个标准贯入试验点深度差的一半，但上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；W_i为i土层单位土层厚度的层位影响权函数值，单位为m^-1；当该层中点深度不大于5m时取10m，等于20m时取0，5m-20m时按线性内插法取值；N₀为标准贯入锤击数基准值，分别取N₀＝7、10、12、16、19；β为调整系数，地震第一组取0.80，第二组取0.95，第三组取1.05；d_si为第i个标准贯入试验点的深度，单位为m；d_w为地下水水面的埋深，单位为m；ρ_ci为第i个标准贯入试验点处土体黏粒含量百分率，当小于3或为砂土时，采用3；

步骤(I2)，根据公式(2)、公式(3)，通过计算，同时，找到液化指数I_lE等于0时的N₀值，将该N₀值计为N_e，则N_e满足如下要求：I_lE(N_e)＝0，当N₀＞N_e时、I_lE(N₀)＞0；

步骤(I3)，根据N₀与a₀之间的连续函数关系式(1)，求出N_e所对应的基本地震加速度a_e；

步骤(I4)，以碎石桩复合地基桩间土标准贯入试验的勘探资料为基础，基于Finn液化模型，利用FLAC3D软件，建立桩间土场地的数值模型，参与液化分析的土层为地面以下20m范围内的饱和砂土层及粉土层；

步骤(I5)，取基本地震加速度a₀＝a_e，根据实际工程地震影响系数曲线，合成符合规范要求的人工地震波；同时，选择符合规范要求的天然地震波，所述人工地震波、天然地震波均为地震加速度时程a₀(t)；人工地震波、天然地震波的总数量根据工程需要加以确定；

步骤(I6)：将每组地震波加载到桩间土场地的数值模型上，利用FLAC3D软件，分析场地的场地超孔隙水压比，并记录液化层中相关位置处的场地超孔隙水压比，得到超孔隙水压比沿土层深度方向的分布；

步骤(I7)，根据场地超孔隙水压比，将步骤(I6)中所得到的超孔隙水压比沿土层深度方向的分布，换算成a₀作用下场地超孔隙水压比，所述场地超孔隙水压比γ_us，根据公式(4)计算得到，

其中，γ_u,i为按Finn本构模型计算时土层中第i个计算点的超孔隙水压比；ρ_c,i为第i个计算点所在土层的黏粒含量百分率，小于3时取3；d_i为i点所代表的土层厚度，单位为m，为与该标准贯入试验点相邻的上、下两个标准贯入试验点深度差的一半，但上界不高于地下水位深度，下界不深于液化深度；

步骤(I8)，分别取a₀＝0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g，重复步骤(I5)-步骤(I7)，得到相应的场地超孔隙水压比γ_us；

步骤(I9)，根据步骤(I1)-步骤(I2)、步骤(I5)-步骤(I8)的计算结果，利用N₀与a₀之间的对应关系，得到桩间土场地的液化指数I_lE与场地超孔隙水压比γ_us之间的对应值，如下表所示，

γ_us γ_us(a_e) γ_us(0.10g) γ_us(0.15g) γ_us(0.20g) γ_us(0.30g) γ_us(0.40g) I_lE 0 I_lE(7) I_lE(10) I_lE(12) I_lE(16) I_lE(19)

步骤(I10)，根据步骤(I9)中的计算结果，得到屏蔽碎石桩作用下的桩间土场地I_lE与γ_us之间的关系函数I_lE＝f(γ_us)；其中，γ_us(a_e)为场地临界超孔隙水压比，当γ_us≤γ_us(a_e)时，取I_lE＝0。