CN115034678B - 一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，包括：步骤1：获得可液化地基砂土的初始相对密度；步骤2：计算出初始相对密度对应的标贯击数；步骤3：计算液化指数；步骤4：设置临界液化指数，若液化指数大于临界液化指数，则继续处理，否则结束处理；步骤5：计算出桩间土水平渗透系数和不同深度的压缩系数；步骤6：计算径向平均孔压比；步骤7：换算出抗液化安全系数；步骤8：若新设置的相对密度下所计算出来的液化指数等于临界值，则最终计算出临界标贯击数，当成桩后的桩间土的标贯击数大于临界标贯击数，则满足地震作用下的抗液化要求。本发明综合考虑碎石桩三大抗液化作用，减少工程造价偏高、缩短施工工期。
Description
技术领域
本发明涉及地基抗液化处理评估技术领域，具体是一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法。
背景技术
对于细粒(通常是指粒径小于0.075mm)含量较高的砂土或者粉土可液化地基，常采用碎石桩进行抗液化地基处理。碎石桩一般通过振动方式成桩，对桩间土具有一定挤密作用，可提高桩间土的密实度抗液化作用，且形成的碎石桩可形成排水通道，在地震作用下可快速消散孔压，同时桩体刚度比桩间土的密实度大，能起到分担地震剪应力作用。由此可见，碎石桩一般具有密实、排水、减震三大抗液化作用，但目前国内抗震设计规范，如国内《水运工程抗震设计规范JTS》和《建筑抗震设计规范》规范均仅考虑碎石桩桩间土挤密后的密实度这个维度的抗液化作用，而忽略碎石桩的减震、排水方面的抗液化作用。对于碎石桩减震、排水的抗液化效果评估，虽然国内外学者也有不少研究，如Seed&Booker、Onoue等学者提出碎石桩排水抗液化评估方法，减震抗液化作用则有Priebe、Baez学者提出碎石桩减震抗液化评估方法。
但这些方法几乎都是分开单独考虑其抗液化作用，也即只考虑密实度或排水或减震的抗液化作用，鲜有涉及将这三个维度综合下的抗液化作用。实际上对应不同地层的地基，这三方面的抗液化作用所发挥的作用并不相同，也即三大抗液化作用发挥的权重不同。例如，在干净砂中，密实度抗液化效果起主导作用，在粉土质砂地基中，碎石桩排水抗液化起主导作用，而在无塑性粉土中，则减震抗液化发挥主要作用。因此，如果只是考虑某一个维度的抗液化作用，势必会低谷碎石桩抗液化效果，导致碎石桩设计置换率过大，进而造成抗液化处理成本较高、施工周期长、经济性不足等问题。
发明内容
针对现有技术的不足，本发明的目的是提供一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其能够解决单一维度评估抗液化作用的问题。
实现本发明的目的的技术方案为：一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，包括如下步骤：
步骤1：获得可液化地基砂土的初始相对密度Dr0；
步骤2：根据相对密度与不同深度i的标贯击数Ni的关系，计算出初始相对密度Dr0对应的标贯击数Ni；
步骤3：计算出不同深度i的液化安全系数Fsi，按公式②计算出液化地基a深度范围内的液化指数IL:
式中，若Fsi≤0，则Fi＝1-Fsi；若Fsi＞0，则Fi＝0；
步骤4：设置液化指数临界值IL′，若液化指数IL＞IL′，则继续处理步骤5，否则，结束处理；
步骤5：设置成桩后桩间土密实度的相对密度Dr1，并根据Dr1计算出桩间土水平渗透系数kh和不同深度i下的压缩系数mvi，具体包括：
按公式③计算水平渗透系数kh：
kh＝-A·Dr1·10-4------③
式中，A为常数，
按公式④计算出不同深度下的压缩系数mvi：
式中，Ni是根据Dr1采用步骤相同处理换算得到的标贯击数，Esi表示压缩模量；
步骤6：按公式⑤-⑨计算出地震作用下碎石桩符合地基不同深度i处径向平均孔压比rgi：
n＝De/DW------⑨
式中，De表示等效桩径，DW表示桩径，Ch为一维水平固结系数，等于kh/(γwmv)，mv为一维单向体积压缩系数，LW′为修正井阻因子，H为排水通道长度，kW为桩体水平渗透系数，kh为土体水平渗透系数，n为井径比，Neq为地震动等效循环剪切次数，Nli为深度i的可液化砂土地基液化时所需要的循环剪切次数，
步骤7：根据预设的径向平均孔压比rgi与抗液化安全系数Fsi的映射关系，换算出不同深度处对应的抗液化安全系数Fsi；
步骤8：若根据步骤5设置的相对密度Dr1下所计算出来的液化指数IL＞IL′，则需要增大数值设置新的相对密度Dr2，并重新执行步骤5-步骤7，直至新设置的相对密度下所计算出来的液化指数IL等于临界值IL′，则此时设置的相对密度为临界相对密度Dr′，根据临界相对密度Dr′换算出的标贯击数为临界标贯击数Ni′，当成桩后的桩间土的标贯击数大于Ni′，则判断为当前设计的碎石桩满足地震作用下的抗液化要求。
进一步地，通过开展现场地质勘探或根据地质勘察报告，获得所述初始相对密度Dr0。
进一步地，所述步骤2中，按公式①计算出初始相对密度Dr0对应的标贯击数Ni：
式中，CN为基于上覆地层的有效应力的归一化系数，CE为探锤能量比的修正值，CB为钻孔直径的修正系数，CR为钻杆长度的修正系数，CS为有无内衬取样器的修正值，(Ni1)60为中间变量。
进一步地，a＝20。
进一步地，IL′的数值大小根据在地基所建的建筑重要性等级取值，等级越高，取值越小。
进一步地，当碎石桩为三角形排列时，De取1.05DW，为正方形排列时，取1.13DW。
进一步地，所述步骤6中，Nli涉及到的循环剪切次数与循环剪切应力相关，循环剪切应力与折减系数相关，折减系数α按如下公式计算：
式中，n0表示碎石桩符合地基提高因子，
表示碎石桩内摩擦角，m表示面积置换率。
进一步地，所述步骤7中，预设的径向平均孔压比rgi与抗液化安全系数Fsi的映射关系如下表所示：
本发明的有益效果为：本发明提出的综合评估方法，综合考虑了碎石桩三大抗液化作用，获取的碎石桩置换率，进而减少工程造价偏高、缩短施工工期，具有显著经济效益。本发明通过建立渗透系数与相对密度关系，考虑了桩间土密实度提高对超孔压比的影响，并通过桩土循环剪切应力比，对地震循环剪切应力进行折减；本发明通过碎石桩排水边界理论，计算碎石桩复合地基孔压比，并通过孔压比与抗液化安全系数Fs的相关关系，建立了碎石桩复合地基液化指数的计算方法；相比于现有技术，建立了考虑碎石桩密实、减震、排水的三大抗液化作用的综合评估方法，通过采用本发明提供的综合评估方法，计算获取的桩间土相对密度临界值，相比仅考虑桩间土密实抗液化作用更加合理，能有效降低碎石桩置换率，减少建设过程的碳排放量，符合绿色经济政策。
附图说明
图1为较佳实施例的流程示意图；
图2为相对密度与标贯击数之间的关系曲线图；
图3为相对密度与渗透系数之间的关系曲线图；
图4为不同密实度条件下(密实度体现在(N1)60不同)的循环剪应力CSR与土体液化循环剪切次数关系曲线图。
具体实施方式
下面结合附图及具体实施方案，对本发明做进一步描述：
如图1-图4所示，一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，包括如下步骤：
步骤1：通过开展现场地质勘探或根据地质勘察报告，获得可液化地基砂土的初始相对密度Dr0，也即是获得需要进行碎石桩处理的目标地基上的砂土的初始相对密度。
步骤2：根据相对密度与不同深度i的标贯击数Ni的关系，按公式①计算出初始相对密度Dr0对应的标贯击数Ni：
式中，CN为基于上覆地层的有效应力的归一化系数，CE为探锤能量比的修正值(ER)，CB为钻孔直径的修正系数，CR为钻杆长度的修正系数，CS为有无内衬取样器的修正值，(Ni1)60为中间变量。
参考图2，其为相对密度与标贯击数之间的关系曲线图，图中的“SPT标贯N”即是指标贯击数，“标高”即是指深度。
步骤3：计算出不同深度i的液化安全系数Fsi，按公式②计算出液化地基a m(米)深度范围内的液化指数IL:
式中，若Fsi≤0，则Fi＝1-Fsi；若Fsi＞0，则Fi＝0。
其中，目前国内外规范对于液化深度评估只有20m深度范围内，因此，这里a＝20，相应的公式②中的积分范围就是0-20m的深度。计算液化安全系数Fsi可以按美国地震局NCEER所公开的关于计算不同深度液化安全系数的方法计算得到，当然也可以采用其他方法计算，总之，计算液化安全系数可以采用现有技术得到。
在本步骤中，液化指数IL反映了地震液化危害等级，液化指数数值越高，说明地震液化程度越高，对建筑物危害程度也越高。其反映的是包括碎石桩密实、排水、减震三大抗液化作用的综合体现。
步骤4：设置液化指数临界值IL′，若步骤3根据公式②所计算出的液化指数IL＞IL′，则继续处理步骤5，否则，表明当前地基在初始相对密度下的液化指数满足要求，可以在当前地基上进行成桩形成碎石桩，形成的碎石桩对地基的抗液化效果更好。
其中，IL′的数值大小可以根据在该地基所建的建筑重要性等级取值，一般为0-6，等级越高，取值越小，建筑物重要性等级较高时，通常，IL′≤2，重要性等级一般时，IL′＝[2,6]，也即是IL′取值2-6。
步骤5：设置成桩后桩间土密实度的相对密度Dr1，并根据Dr1计算出桩间土水平渗透系数kh(m/s)和不同深度i下的压缩系数mvi(MPa-1)，具体包括：
按公式③计算水平渗透系数kh：
kh＝-A·Dr1·10-4------③
式中，A为与不均匀系数、曲率系数、细粒含量等因素相关的系数，范围1-10，当颗粒较粗时，可取较大值，当颗粒较细时，可取较小值。对于固定级配的砂土，A为固定值，可通过室内渗透试验确定。
参考图3，相对密度与渗透系数有如图3所述的关系，图3表示相对密度与渗透系数之间的关系曲线图。
按公式④计算出不同深度下的压缩系数mvi：
式中，Ni是根据Dr1按公式①换算得到的标贯击数，Esi表示压缩模量，在公式中，其是一个中间变量。
步骤6：根据碎石桩排水边界理论，按公式⑤-⑨计算出地震作用下碎石桩符合地基不同深度i处径向平均孔压比rgi：
n＝De/DW------⑨
式中，De表示等效桩径，当碎石桩为三角形排列时，取1.05DW，为正方形排列时，取1.13DW，DW表示桩径，Ch为一维水平固结系数，等于kh/(γwmv)，mv为一维单向体积压缩系数(MPa-1)，LW′为修正井阻因子，H为排水通道长度，kW为桩体水平渗透系数(m/s)，kh为土体水平渗透系数(m/s)，也即是步骤5的水平渗透系数，n为井径比，td为设计震级作用的持续时间,Neq为地震动等效循环剪切次数，Nli为深度i的可液化砂土地基液化时所需要的循环剪切次数，可通过室内动三轴实验得到，循环剪切次数与循环剪切应力相关，循环剪切应力与折减系数α相关，从而将折减系数α应用到抗液化的综合评估情形中。参考图4，其为不同密实度条件下(密实度体现在(N1)60不同)的循环剪应力CSR与土体液化循环剪切次数关系曲线图，从图4中可以根据对应的循环剪切作用力CSR与(N1)60选取合适的循环剪切次数Nli(图4中的横坐标“土体液化阵次NI”即是表示循环剪切次数，纵坐标“循环应力比CSR”即表示循环剪切作用力CSR)。
其中，循环剪切作用力(也叫循环剪切应力)CSR可根据美国地震局NCEER所公开关于循环剪切作用力CSR的计算方法计算得到，并通过折减系数α来考虑碎石桩的减震效应，折减系数α按如下公式计算：
式中，n0表示碎石桩符合地基提高因子，
表示碎石桩内摩擦角，m表示面积置换率。
步骤7：根据预设的径向平均孔压比rgi与抗液化安全系数Fsi的映射关系，换算出不同深度处对应的抗液化安全系数Fsi。此处液化安全系数Fsi的获取区别于上述步骤3。
在本实施例中，径向平均孔压比rgi与抗液化安全系数Fsi的映射关系如下表所示，其中，两者大致为线性关系，例如，Fsi为0.7时，参照第一行的对应关系，由于是线性对应，此时rgi取0.95：
步骤8：若液化指数临界值IL′取值为0，此时根据步骤5设置的相对密度Dr1下所计算出来的液化指数IL＞0，则需要增大数值设置新的相对密度Dr2，并重新执行步骤5-步骤7，直至新设置的相对密度下所计算出来的液化指数IL等于临界值IL′，也即此时的液化指数IL＝0，则此时设置的相对密度为临界相对密度Dr′，根据临界相对密度Dr′换算出的标贯击数为临界标贯击数Ni′，当成桩后的桩间土的标贯击数大于Ni′，则可以判断为当前设计的碎石桩满足地震作用下的抗液化要求。
下面以某工程碎石桩复合地基抗液化案例，对本发明的碎石桩符合地基抗液化综合作用的评估过程进行解释说明。
某工程设计地震加速度0.3g，原地质条件为海、陆相海相交互沉积的珊瑚礁砂、砾混合层，颗粒级配分布不均，局部夹细粒含量高。抗液化加固深度为15m，其中顶部覆盖约5m为中密吹填珊瑚礁砂料，平均SPT击数(即标贯击数)20，细粒含量取15％。下部约10m为松散珊瑚礁砂，SPT平均击数7击，平均细粒含量取20％，地下水位标高+2.4m CD，地表标高+5.5mCD，碎石桩复合地基处理后桩间土按照相对密度60％控制。
碎石桩主要设计参数如下：桩径0.8m，桩体渗透系数0.1m/s，桩体压缩模量150MPa，碎石料摩擦角取值42°。地震动设计参数：震级6.8Mw，等效循环剪切次数＝15，地震持续时间＝30s。
该工程抗液化地基处理前的标贯击数和液化评估结果如下表所示：
从上表分析计算可知，松散原地层为液化层，地基处理后相对密度Dr＝60％，根据Idriss和Boulanger提出的相对密度Dr与标贯击数N关系，相对密度Dr＝60％换算的标贯击数N如下表：
根据相对密度Dr与渗透系数kh的经验关系，获取60％相对密度对应的桩间土水平渗透系数kh(m/s)，由说明书附图3取值4.382×10-4m/s，桩间土压缩系数mvi根据公式④取平均值N＝13.4对应的压缩系数，即1/14.2(MPa-1)。
由公式⑩计算出循环剪切应力CSR的折减系数α，得到α＝0.68，而CSR计算参照NCEER提供的计算方法，得到的结果如下表所示：
| Ele.(m CD) | CSR | CSR-折减 |
| 0.5 | 0.37 | 0.25 |
| -0.5 | 0.37 | 0.25 |
| -1.5 | 0.37 | 0.25 |
| -2.5 | 0.36 | 0.25 |
| -3.5 | 0.36 | 0.24 |
| -4.5 | 0.33 | 0.23 |
| -5.5 | 0.33 | 0.22 |
| -6.5 | 0.32 | 0.21 |
| -7.5 | 0.30 | 0.21 |
| -8.5 | 0.29 | 0.20 |
| -9.5 | 0.28 | 0.19 |
| -10.5 | 0.27 | 0.18 |
表格中的，CSR-折减就是表示折减系数α。
保守起见，取CSR＝0.25，另由加固土体相对密度Dr＝60％，对应的(N1)60平均值为16.6。根据说明书附图4，基于保守考虑，可取图中对应的(N1)60＝15对应的曲线，由CSR＝0.25获取对应的Nl为3，由此计算Neq/Nl＝5。将已知的地震动参数、碎石桩设计参数和桩间土地层参数，根据前面的公司计算出松散砂层的超孔压比，得到的结果如下表所示：
由上述表4可知，采用考虑碎石桩密实、排水、抗剪切三大作用综合评估方法，当松散砂层桩间土相对密度按照60％控制时，得到液化指数为0，即无液化风险。但若仅考虑桩间土密实度抗液化作用，即忽略碎石桩排水和抗剪切作用，60％相对密度对应的液化评估结果如下表1所示。明显可知，此时液化指数仅由36降为29，而由液化指数判别，此时液化风险等级为中等。因此仍需继续提高桩间土相对密度，分别取Dr＝65％、70％，由表2和表3可知，当Dr＝70％时，液化指数才为零。
表1仅考虑桩间土密实抗液化作用效果评估(相对密度Dr＝60％)
表2仅考虑桩间土密实抗液化作用效果评估(相对密度Dr＝65％)
表3仅考虑桩间土密实抗液化作用效果评估(相对密度Dr＝70％)
由上述对比分析可知，天然场地液化指数36，当采用碎石桩复合地基抗液化加固时，如仅考虑桩间土密实抗液化作用，而忽略碎石桩排水、减震抗液化作用，相对密度需要提高至Dr＝70％，方可满足液化指数IL为零的临界条件。而采用本发明提供的评估方法，综合考虑碎石桩密实、排水、减震三大抗液化作用后，桩间土相对密度只需满足Dr＝60％，即可满足液化指数IL为零的临界条件。由此可见，如采用仅考虑桩间土密实抗液化评估方法，会导致碎石桩设计置换率过高，过于保守，而采用本发明提出的综合评估方法，综合考虑了碎石桩三大抗液化作用，获取的碎石桩置换率，进而减少工程造价偏高、缩短施工工期，具有显著经济效益。
本发明通过建立渗透系数与相对密度关系，考虑了桩间土密实度提高对超孔压比的影响，并通过桩土循环剪切应力比，对地震循环剪切应力进行折减；本发明通过碎石桩排水边界理论，计算碎石桩复合地基孔压比，并通过孔压比与抗液化安全系数Fs的相关关系，建立了碎石桩复合地基液化指数的计算方法；相比于现有技术，建立了考虑碎石桩密实、减震、排水的三大抗液化作用的综合评估方法，通过采用本发明提供的综合评估方法，计算获取的桩间土相对密度临界值，相比仅考虑桩间土密实抗液化作用更加合理，能有效降低碎石桩置换率，减少建设过程的碳排放量，符合绿色经济政策。
本说明书所公开的实施例只是对本发明单方面特征的一个例证，本发明的保护范围不限于此实施例，其他任何功能等效的实施例均落入本发明的保护范围内。对于本领域的技术人员来说，可根据以上描述的技术方案以及构思，做出其它各种相应的改变以及变形，而所有的这些改变以及变形都应该属于本发明权利要求的保护范围之内。
Claims (7)
1.一种碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，包括如下步骤：
步骤1：获得可液化地基砂土的初始相对密度Dr0；
步骤2：根据相对密度与不同深度i的标贯击数Ni的关系，计算出初始相对密度Dr0对应的标贯击数Ni；
步骤3：计算出不同深度i的液化安全系数Fsi，按公式②计算出液化地基a深度范围内的液化指数IL:
式中，若Fsi≤0，则Fi＝1-Fsi；若Fsi＞0，则Fi＝0；
步骤4：设置液化指数临界值IL′，若液化指数IL＞IL′，则继续处理步骤5，否则，结束处理；
步骤5：设置成桩后桩间土密实度的相对密度Dr1，并根据Dr1计算出桩间土水平渗透系数kh和不同深度i下的压缩系数mvi，具体包括：
按公式③计算水平渗透系数kh：
kh＝-A·Dr1·10-4------③
式中，A为常数，
按公式④计算出不同深度下的压缩系数mvi：
式中，Ni是根据Dr1采用步骤相同处理换算得到的标贯击数，Esi表示压缩模量；
步骤6：按公式⑤-⑨计算出地震作用下碎石桩符合地基不同深度i处径向平均孔压比rgi：
n＝De/DW------⑨
式中，De表示等效桩径，DW表示桩径，Ch为一维水平固结系数，等于kh/(γwmv)，mv为一维单向体积压缩系数，LW′为修正井阻因子，H为排水通道长度，kW为桩体水平渗透系数，kh为土体水平渗透系数，n为井径比，Neq为地震动等效循环剪切次数，Nli为深度i的可液化砂土地基液化时所需要的循环剪切次数，通过室内动三轴实验得到Nli,
步骤7：根据预设的径向平均孔压比rgi与抗液化安全系数Fsi的映射关系，换算出不同深度处对应的抗液化安全系数Fsi；
步骤8：若根据步骤5设置的相对密度Dr1下所计算出来的液化指数IL＞IL′，则需要增大数值设置新的相对密度Dr2，并重新执行步骤5-步骤7，直至新设置的相对密度下所计算出来的液化指数IL等于临界值IL′，则此时设置的相对密度为临界相对密度Dr′，根据临界相对密度Dr′换算出的标贯击数为临界标贯击数Ni′，当成桩后的桩间土的标贯击数大于Ni′，则判断为当前设计的碎石桩满足地震作用下的抗液化要求，
所述步骤2中，按公式①计算出初始相对密度Dr0对应的标贯击数Ni：
式中，CN为基于上覆地层的有效应力的归一化系数，CE为探锤能量比的修正值，CB为钻孔直径的修正系数，CR为钻杆长度的修正系数，CS为有无内衬取样器的修正值，(Ni1)60为中间变量。
2.根据权利要求1所述的碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，通过开展现场地质勘探或根据地质勘察报告，获得所述初始相对密度Dr0。
3.根据权利要求1所述的碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，a＝20。
4.根据权利要求1所述的碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，IL′的数值大小根据在地基所建的建筑重要性等级取值，等级越高，取值越小。
5.根据权利要求1所述的碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，当碎石桩为三角形排列时，De取1.05DW，为正方形排列时，取1.13DW。
6.根据权利要求1所述的碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，所述步骤6中，Nli涉及到的循环剪切次数与循环剪切应力相关，循环剪切应力与折减系数相关，折减系数α按如下公式计算：
式中，n0表示碎石桩符合地基提高因子，
表示碎石桩内摩擦角，m表示面积置换率。
7.根据权利要求1所述的碎石桩复合地基抗液化综合作用的评估方法，其特征在于，所述步骤7中，预设的径向平均孔压比rgi与抗液化安全系数Fsi的映射关系如下表所示：
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