砂土地震液化判别及碎石桩加固设计参数优化

徐鹏宇 任旭华 张海波 张继勋 丁雨婷

（1.河海大学 水利水电学院，南京 210098；2.青岛市政工程管理处，山东 青岛 266022）

液化是造成砂土地基地震损害的首要原因，地震引起的地基失事约有50%是液化引起的.饱和砂土液化的过程，实际上是由于孔隙水压力增大，土体有效应力降低、抗剪强度消失，由固态转化为液态的一种物质状态转变的过程［1－2］.碎石排水桩是目前常用的处理可液化地基土的主要措施之一，能够有效地消散地震时地基土的超静孔隙水压力，而且对环境没有影响.鉴于饱和砂土的液化机理，可以根据超静孔隙水压力随时间的发展判别地基土的液化程度，并进一步分析碎石排水桩处理可液化地基土的效果.

本文对某滩涂匡围工程促淤导堤地基土利用碎石桩处理前后进行动力反应分析，并与处理前地基土利用相关规范经验方法进行对比，证实了碎石桩的抗液化效果.同时对碎石排水桩的参数进行了设计优化，使其既满足地基土抗液化的性能、又满足工程经济性的要求.

1 研究方法

1.1 动孔压模型

本文采用FLAC3D内置的Finn模型为动孔压模型，孔隙水压力增量Δu为

式中，C1、C2、C3和C4为模型常量，εvd为累积体积应变，γ为剪应变.

1.2 液化判据

饱和砂土在地震作用下发生液化时，抗剪强度消失，故广义剪应力q和平均正应力p［4－5］为

式中有唯一解

根据有效应力原理［6］σ′＝σ－u，有

式中，σi（i＝1，2，3）为液化时的3个主应力，u为液化时的孔隙水压力.

上述液化判别依据与试验方法和仪器无关.考虑到数值模拟中计算精度的要求，可以用超孔压比判别液化.定义超孔压比为［4］式中，σ′i0（i＝1，2，3）为动力计算前的3个主应力张量，σ′i（i＝1、2、3）为动力计算过程中的3个主应力张量.

2 工程概况

江苏省某滩涂匡围工程位于近岸浅海区，工程场地为滨海滩地，多位于潮间带和潮下带，高潮时滩面淹没，低潮时近海岸滩面出露，水位受海潮涨落影响，变化幅度较大，地面高程在▽－3.5～▽2.5m之间.场地勘探深度范围内地下水主要为赋存于松散沉积物中的孔隙潜水，与地表水连通较好，其补给来源为大气降水和地表水，主要排泄方式为蒸发和径流.

在勘探范围内的地基土为大致稳定的第四纪滨海相沉积层，可以分为5个主要工程地质层，其中第①、③层根据土性差异又分别划分为2个和3个亚层.该工程内的促淤导堤地基土层构成见表1.

表1 促淤导堤地基土层构成

根据勘察资料，工程场区地震动峰值加速度为0.15g，相应地震基本烈度为Ⅶ度.勘察场地15m深度范围内饱和无粘性土和饱和少粘性土层为第①、②、②－1、②－2、③层，根据《水利水电工程地质勘察规范》（GB50487－2008），初判均有液化可能，利用勘察场地内钻孔的标准贯入试验成果，对有液化可能的上述土层进行土的地震液化复判，工程正常运行时地面高程按自然高程计算，工程正常运行时地下水位埋深按淹没计算，标准贯入锤击数基准值为8击.综合评定第①、②、②－1、②－2层为液化土层，第③层为非液化土层.

3 计算模拟

在用FLAC3D模拟土的砂土液化和碎石桩加固砂土地基土中，符合数值流固耦合的一些基本假定及不考虑碎石桩的挤密作用，桩与土之间采用透水接触.

3.1 计算模型与材料参数

由于工程场地水位受海潮涨落影响，变化幅度较大，取水位与场地表面齐平.水的密度为1 000kg／m3，体积模量为200MPa，抗拉强度为0.

天然地基土计算模型见图1：长90m，高34m，单元最大尺寸1m；在每个土层内设置一个监测点用以监测该点所在单元的动力反应状态；考虑土层①、土层②、土层③是可能液化层.

图1 天然地基模型（单位：m）

群桩计算模型如图2～3所示：长15m，宽9m，高19m；采用正方形布桩，桩间距S，桩径d，桩长L1、L2；设置6个监测点用于分析监测点所在单元的动力反应状态，监测点的位置见表2；考虑土层①、土层②是可液化土层.

图2 碎石桩复合地基示意图

图3 复合地基有限元网格

表2 复合地基监测点位置 （单位：m）

在计算中采用FLAC3D内置的Finn本构模型，弹性模量和压缩模量的关系根据经验取E＝（2～5）Es［7］，本文取E＝4Es，体积模量K＝E／［3（1－2μ）］；剪切模量G＝E／［2（1＋μ）］.促淤导堤各土层试验测得参数见表3.根据地基土试验参数，动孔压模型的模型常数近似取相对密度为45%的结晶二氧化硅砂常数：C1＝0.80，C2＝0.79，C3＝0.45，C4＝0.73.

表3 促淤导堤地基土及碎石桩试验参数

3.2 地震波

工程场区地震基本烈度为Ⅶ°，根据工程区地基土遭受强震影响的危害，在基本烈度的基础上提高1度，即Ⅷ°作为研究烈度.本文采用EI CENTRO南北方向和垂直方向的波作为地震输入波，不考虑三向地震波传入地基，水平方向（x向）峰值加速度0.3g、竖直方向（z向）峰值加速度0.1g，见图4～5.

图4 水平方向加速度时程曲线

图5 竖直方向加速度时程曲线

4 计算结果分析

当超孔压比小于0时，说明孔隙水压力小于有效应力，地基土不会发生液化，所以本文仅分析大于0的超孔压比.

4.1 天然地基

图6～7反映了促淤导堤天然地基在EI CENTRO地震波作用下不同土层的超净孔隙水压力和超孔压比的发展情况.从图中可以看出：第①、②层土层的超净孔隙水压力在地震作用后明显升高，而第③层土层的超净孔隙水压力则在波动之后又维持在0左右；第①、②层土层的超孔压比在1～5s迅速升高，在5s后稳定在很高的状态，而第③层的监测单元超孔压比在整个地震作用过程中均在0.05以内.

图6 天然地基超净孔隙水压力时程曲线

图7 天然地基超孔压比时程曲线

与利用相关规范的经验方法判别的结果和标准贯入试验成果判别的结果比较证明：可以根据超孔压比的发展判别砂土地基的液化.相关研究表明地基土的孔压比不易大于0.6～0.7［8］，图7结果显示液化土层的孔压比值均在0.4以上，因此在未考虑碎石桩挤密作用和减震作用的情况下可以把0.4作为碎石桩复合地基超孔压比的控制值.

4.2 群桩优化设计分析

4.2.1 桩长优化

对桩长的优化，本文重点分析监测点1和监测点2所在的单元.在桩径0.8m、桩间距2.8m不变的条件下，分别取不同的桩长对比计算分析，见图8～9.

图8 监测点a超孔压比时程曲线

图9 监测点b超孔压比时程曲线

从图8～9可以看出，采用碎石桩加固基础，监测点1和点2的超孔压比峰值比天然地基低，超孔压比在峰值过后下降速率比天然地基大，表明碎石桩对超孔压消散作用明显，同时碎石桩越长，效果越明显；采用长短桩交错布置加固的超孔压比居于采用长桩和短桩单独加固的中间，峰值过后也很快将至0.4以下，表明在实际工程中，方形布桩时可以采用长短桩相间布置，节省工程量.

4.2.2 桩间距优化

碎石桩桩间距是碎石桩的重要参数之一，它直接决定了桩的数量.图10～11反映了在桩长7.0m、桩径0.8m不变的条件下，不同桩间距对超孔压发展的影响.分析图中曲线可以得出：桩间距在碎石桩消散孔隙水压力有效的范围内，桩间土的超孔压比与桩间距呈正相关性；对文中地基土利用碎石桩加固时，在桩长7.0m、桩径0.8m不变的条件下桩间距取2.4m左右是合理的.

4.2.3 桩径优化

图10 监测点c超孔压比时程曲线

图11 监测点d超孔压比时程曲线

图12～13反映了在桩长7.0m、桩间距2.4m不变的条件下，碎石桩的桩径对超孔压比发展的影响.从图中可以看出：随着桩径的增大，超孔压比的峰值变化很接近，峰值过后的超孔压比的下降速度增大；不同的监测单元，桩径对超孔压比的影响程度不同.相关研究表明，在工程设计时，桩径与桩间距的比值宜大于0.27［9］，结合文中数值模拟结果，可以认为桩径取0.7m、即桩径与桩间距的比值为0.29是最佳的，也可以考虑利用不同桩径间隔布置.

图12 监测点c超孔压比时程曲线

图13 监测点d超孔压比时程曲线

5 结 论

通过对某滩涂匡围区天然地基土和碎石桩复合地基土在动力作用下的数值模拟分析，可以得出以下结论：1）超孔压比可以反映地基土在动力作用下孔隙水压力的变化过程，进而作为地基土液化程度的判别依据.2）碎石桩对砂土地基在动力作用下的孔隙水压力的消散效果明显.3）仅从碎石桩消散孔隙水压力的角度，在实际工程中可以通过采用长短桩间隔布置、控制桩间距和桩径比以保证碎石桩复合地基的抗液化作用和满足工程经济性要求.

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