砂土地震液化判別及碎石樁加固設計參數優化

徐鵬宇 任旭華 張海波 張繼勛 丁雨婷

（1.河海大學 水利水電學院，南京 210098；2.青島市政工程管理處，山東 青島 266022）

液化是造成砂土地基地震損害的首要原因，地震引起的地基失事約有50%是液化引起的.飽和砂土液化的過程，實際上是由于孔隙水壓力增大，土體有效應力降低、抗剪強度消失，由固態轉化為液態的一種物質狀態轉變的過程［1－2］.碎石排水樁是目前常用的處理可液化地基土的主要措施之一，能夠有效地消散地震時地基土的超靜孔隙水壓力，而且對環境沒有影響.鑒于飽和砂土的液化機理，可以根據超靜孔隙水壓力隨時間的發展判別地基土的液化程度，并進一步分析碎石排水樁處理可液化地基土的效果.

本文對某灘涂匡圍工程促淤導堤地基土利用碎石樁處理前后進行動力反應分析，并與處理前地基土利用相關規范經驗方法進行對比，證實了碎石樁的抗液化效果.同時對碎石排水樁的參數進行了設計優化，使其既滿足地基土抗液化的性能、又滿足工程經濟性的要求.

1 研究方法

1.1 動孔壓模型

本文采用FLAC3D內置的Finn模型為動孔壓模型，孔隙水壓力增量Δu為

式中，C1、C2、C3和C4為模型常量，εvd為累積體積應變，γ為剪應變.

1.2 液化判據

飽和砂土在地震作用下發生液化時，抗剪強度消失，故廣義剪應力q和平均正應力p［4－5］為

式中有唯一解

根據有效應力原理［6］σ′＝σ－u，有

式中，σi（i＝1，2，3）為液化時的3個主應力，u為液化時的孔隙水壓力.

上述液化判別依據與試驗方法和儀器無關.考慮到數值模擬中計算精度的要求，可以用超孔壓比判別液化.定義超孔壓比為［4］式中，σ′i0（i＝1，2，3）為動力計算前的3個主應力張量，σ′i（i＝1、2、3）為動力計算過程中的3個主應力張量.

2 工程概況

江蘇省某灘涂匡圍工程位于近岸淺海區，工程場地為濱海灘地，多位于潮間帶和潮下帶，高潮時灘面淹沒，低潮時近海岸灘面出露，水位受海潮漲落影響，變化幅度較大，地面高程在▽－3.5～▽2.5m之間.場地勘探深度范圍內地下水主要為賦存于松散沉積物中的孔隙潛水，與地表水連通較好，其補給來源為大氣降水和地表水，主要排泄方式為蒸發和徑流.

在勘探范圍內的地基土為大致穩定的第四紀濱海相沉積層，可以分為5個主要工程地質層，其中第①、③層根據土性差異又分別劃分為2個和3個亞層.該工程內的促淤導堤地基土層構成見表1.

表1 促淤導堤地基土層構成

根據勘察資料，工程場區地震動峰值加速度為0.15g，相應地震基本烈度為Ⅶ度.勘察場地15m深度范圍內飽和無粘性土和飽和少粘性土層為第①、②、②－1、②－2、③層，根據《水利水電工程地質勘察規范》（GB50487－2008），初判均有液化可能，利用勘察場地內鉆孔的標準貫入試驗成果，對有液化可能的上述土層進行土的地震液化復判，工程正常運行時地面高程按自然高程計算，工程正常運行時地下水位埋深按淹沒計算，標準貫入錘擊數基準值為8擊.綜合評定第①、②、②－1、②－2層為液化土層，第③層為非液化土層.

3 計算模擬

在用FLAC3D模擬土的砂土液化和碎石樁加固砂土地基土中，符合數值流固耦合的一些基本假定及不考慮碎石樁的擠密作用，樁與土之間采用透水接觸.

3.1 計算模型與材料參數

由于工程場地水位受海潮漲落影響，變化幅度較大，取水位與場地表面齊平.水的密度為1 000kg／m3，體積模量為200MPa，抗拉強度為0.

天然地基土計算模型見圖1：長90m，高34m，單元最大尺寸1m；在每個土層內設置一個監測點用以監測該點所在單元的動力反應狀態；考慮土層①、土層②、土層③是可能液化層.

圖1 天然地基模型（單位：m）

群樁計算模型如圖2～3所示：長15m，寬9m，高19m；采用正方形布樁，樁間距S，樁徑d，樁長L1、L2；設置6個監測點用于分析監測點所在單元的動力反應狀態，監測點的位置見表2；考慮土層①、土層②是可液化土層.

圖2 碎石樁復合地基示意圖

圖3 復合地基有限元網格

表2 復合地基監測點位置 （單位：m）

在計算中采用FLAC3D內置的Finn本構模型，彈性模量和壓縮模量的關系根據經驗取E＝（2～5）Es［7］，本文取E＝4Es，體積模量K＝E／［3（1－2μ）］；剪切模量G＝E／［2（1＋μ）］.促淤導堤各土層試驗測得參數見表3.根據地基土試驗參數，動孔壓模型的模型常數近似取相對密度為45%的結晶二氧化硅砂常數：C1＝0.80，C2＝0.79，C3＝0.45，C4＝0.73.

表3 促淤導堤地基土及碎石樁試驗參數

3.2 地震波

工程場區地震基本烈度為Ⅶ°，根據工程區地基土遭受強震影響的危害，在基本烈度的基礎上提高1度，即Ⅷ°作為研究烈度.本文采用EI CENTRO南北方向和垂直方向的波作為地震輸入波，不考慮三向地震波傳入地基，水平方向（x向）峰值加速度0.3g、豎直方向（z向）峰值加速度0.1g，見圖4～5.

圖4 水平方向加速度時程曲線

圖5 豎直方向加速度時程曲線

4 計算結果分析

當超孔壓比小于0時，說明孔隙水壓力小于有效應力，地基土不會發生液化，所以本文僅分析大于0的超孔壓比.

4.1 天然地基

圖6～7反映了促淤導堤天然地基在EI CENTRO地震波作用下不同土層的超凈孔隙水壓力和超孔壓比的發展情況.從圖中可以看出：第①、②層土層的超凈孔隙水壓力在地震作用后明顯升高，而第③層土層的超凈孔隙水壓力則在波動之后又維持在0左右；第①、②層土層的超孔壓比在1～5s迅速升高，在5s后穩定在很高的狀態，而第③層的監測單元超孔壓比在整個地震作用過程中均在0.05以內.

圖6 天然地基超凈孔隙水壓力時程曲線

圖7 天然地基超孔壓比時程曲線

與利用相關規范的經驗方法判別的結果和標準貫入試驗成果判別的結果比較證明：可以根據超孔壓比的發展判別砂土地基的液化.相關研究表明地基土的孔壓比不易大于0.6～0.7［8］，圖7結果顯示液化土層的孔壓比值均在0.4以上，因此在未考慮碎石樁擠密作用和減震作用的情況下可以把0.4作為碎石樁復合地基超孔壓比的控制值.

4.2 群樁優化設計分析

4.2.1 樁長優化

對樁長的優化，本文重點分析監測點1和監測點2所在的單元.在樁徑0.8m、樁間距2.8m不變的條件下，分別取不同的樁長對比計算分析，見圖8～9.

圖8 監測點a超孔壓比時程曲線

圖9 監測點b超孔壓比時程曲線

從圖8～9可以看出，采用碎石樁加固基礎，監測點1和點2的超孔壓比峰值比天然地基低，超孔壓比在峰值過后下降速率比天然地基大，表明碎石樁對超孔壓消散作用明顯，同時碎石樁越長，效果越明顯；采用長短樁交錯布置加固的超孔壓比居于采用長樁和短樁單獨加固的中間，峰值過后也很快將至0.4以下，表明在實際工程中，方形布樁時可以采用長短樁相間布置，節省工程量.

4.2.2 樁間距優化

碎石樁樁間距是碎石樁的重要參數之一，它直接決定了樁的數量.圖10～11反映了在樁長7.0m、樁徑0.8m不變的條件下，不同樁間距對超孔壓發展的影響.分析圖中曲線可以得出：樁間距在碎石樁消散孔隙水壓力有效的范圍內，樁間土的超孔壓比與樁間距呈正相關性；對文中地基土利用碎石樁加固時，在樁長7.0m、樁徑0.8m不變的條件下樁間距取2.4m左右是合理的.

4.2.3 樁徑優化

圖10 監測點c超孔壓比時程曲線

圖11 監測點d超孔壓比時程曲線

圖12～13反映了在樁長7.0m、樁間距2.4m不變的條件下，碎石樁的樁徑對超孔壓比發展的影響.從圖中可以看出：隨著樁徑的增大，超孔壓比的峰值變化很接近，峰值過后的超孔壓比的下降速度增大；不同的監測單元，樁徑對超孔壓比的影響程度不同.相關研究表明，在工程設計時，樁徑與樁間距的比值宜大于0.27［9］，結合文中數值模擬結果，可以認為樁徑取0.7m、即樁徑與樁間距的比值為0.29是最佳的，也可以考慮利用不同樁徑間隔布置.

圖12 監測點c超孔壓比時程曲線

圖13 監測點d超孔壓比時程曲線

5 結 論

通過對某灘涂匡圍區天然地基土和碎石樁復合地基土在動力作用下的數值模擬分析，可以得出以下結論：1）超孔壓比可以反映地基土在動力作用下孔隙水壓力的變化過程，進而作為地基土液化程度的判別依據.2）碎石樁對砂土地基在動力作用下的孔隙水壓力的消散效果明顯.3）僅從碎石樁消散孔隙水壓力的角度，在實際工程中可以通過采用長短樁間隔布置、控制樁間距和樁徑比以保證碎石樁復合地基的抗液化作用和滿足工程經濟性要求.

［1］ 趙旭榮.砂土液化機理及其判別方法研究［J］.水利科技與經濟，2008，14（9）：693－695.

［2］ 李空軍，楊勇新，林建華，等.飽和砂土液化機理分析及其抗液化措施［J］.基建優化，2006，27（3）：83－85.

［3］ 陳育民，徐鼎平.FLAC／FALC3D基礎與工程實例［M］.北京：中國水利水電出版社，2008.

［4］ 錢家歡，殷宗澤.土工原理與計算［M］.2版.北京：中國水利水電出版社，1996.

［5］ 史宏彥，謝定義.飽和砂土液化判別準則的探討［J］.西北水資源與水工程，2000，11（3）：16－21.

［6］ 盧廷浩.土力學［M］.2版.南京：河海大學出版社.2005.

［7］ 陳勇華.土體壓縮模量、變形模量和彈性模量的討論［J］.城市建設，2010（16）：135－136.

［8］ 顧寶和，張榮祥，石兆吉.地震液化效應的綜合評價［J］.工程地質學報，1995（3）：1－10.

［9］ 張艷美，張鴻儒.碎石樁設計參數對復合地基抗液化性能的影響［J］.巖土力學，2008，29（5）：1320－1324，1333.