兩階段變剛度復合樁基在超高層辦公樓中的應用

何 波

(廈門新區建筑設計院有限公司 福建廈門 361000)

引 言

在非軟土地基建設高層、超高層建筑時，雖然地基土具有良好的承載能力，但采用天然基礎往往沉降過大無法滿足規范要求，一般采用樁基礎，以基巖層作為樁端持力層。在遇基巖埋藏深、巖面起伏大，孤石分布較多等特殊地質情況時，樁基礎造價偏高、施工周期長，同時基樁一般為端承樁，承臺底良好的地基土承載力無法發揮，經濟效益差。本文結合工程實例，采用樁頂設置變形調節裝置的兩階段變剛度復合樁基礎，大大減小了有效樁長和施工周期，同時使筏板底地基土承載力得到了充分的利用，并與常規樁基礎進行比較分析，取得了良好的效益。

1 工程概況

項目“創冠·國際中心”辦公樓位于廈門市思明區觀音山商務營運中心，東臨環島路、臨海。地上為一棟獨立的29層企業辦公建筑，建筑大屋面高度124.40m，建筑總高度140.0m。地下設4層地下室，基礎埋深為-18.70m。代表性建筑圖詳見(圖1，2)。

結構設計使用年限為50年，建筑結構安全等級為二級，建筑抗震設防分類為丙類，抗震設防烈度為7度(0.15g)，設計地震分組為第二組，場地土類別為Ⅱ類，地基基礎設計等級為甲級。50年一遇基本風壓0.80kN/m2，地面粗糙度為A類。結構體系采用框架-核心筒。

2 地質概況

根據地勘資料，場地自上而下各巖土體的分布概述如下:

1)雜填土①、粉質粘土②、中砂③、粉質粘土④基坑開挖后均已挖除;

2)殘積砂質粘性土⑤:屬中等壓縮性土，天然狀態下力學強度較高。該層屬特殊性土，具有浸水易崩解、軟化，擾動后強度易降低的不良特性。基坑開挖后基底部分揭露。

圖1 標準層建筑平面圖

圖2 建筑剖面圖

3)全風化花崗巖⑥:壓縮性低力學強度較高。該層與土層⑤呈漸變過渡關系，不良特性同土層⑤。

4)強風化花崗巖:根據其風化程度的不同將其劃分為兩個亞層:a)(砂土狀)強風化花崗巖7a:壓縮性低，力學強度較高，工程性能較好，但其與土層⑥呈漸變過渡關系，開挖暴露后若遭長時間泡水作用，也會很快軟化、崩解而降低強度。b)(碎塊狀)強風化花崗巖7b:巖石風化強烈，呈碎裂結構，巖石屬軟巖 ～較軟巖，巖體破碎。

5)中風化花崗巖⑧:巖石抗壓強度標準值為42.92MPa，巖體完整程度為較破碎，屬較硬巖。

擬建場地地下水主要賦存和運移于各地層的孔隙、裂隙中。地下水類型在上部雜填土①中為上層滯水，賦存和運移于粉質粘土②和粉質粘土③層以下的地下水略具承壓性。地下水主要接受大氣降水下滲及外圍地下水的側向補給，總體上由西北向東南(環島路)徑流排泄。勘察期間測得場地中各鉆孔的初見水位埋深為0.20～2.55m;混合穩定水位埋深為0.50～2.70m。

各土層設計參數詳見(表1)，代表性地質剖面詳見(圖3)。

表1 地基土層物理力學性質綜合指標

圖3 代表性地質剖面圖

3 基礎選型

3.1 地質情況特點分析

本建設場地地質情況有如下特點:

1)建設用地面積較小:地塊西側、南側緊鄰已建建筑，北側為另一辦公樓用地(信義大廈，施工時兩個地塊擬整體進行基坑支護和土方開挖)，東側為環島干道綠化帶，施工場地較小。

2)基底土層:基坑開挖后基底揭露土層為殘積砂質粘性土層和全風化花崗巖層，具有良好的地基承載力能力，可考慮對其進行利用。

3)基巖層埋深大、巖面起伏較大。可作為本工程樁基礎持力層的中風化花崗巖層的埋深整個場呈自主樓右側向左側漸深的走勢。最大中風化花崗巖面埋深48.5m，最大高差達23m;

4)孤石的分布:部分鉆孔在強風化花崗巖中分布有大小不一的中風化花崗巖孤石。

3.2 基礎選型分析

對于超高層辦公建筑，單柱荷載較大，對于小直徑的預制類樁，由于其單樁承載力有限，布樁無法滿足上部結構荷載要求，所以本工程基礎選型時不予考慮。常規做法是選擇大直徑灌注類樁，如沖孔灌注樁、旋挖樁、人工挖孔樁等，選擇以中風化花崗巖作為持力層，三種樁型在本場地的技術特點分析見(表2)。

表2 樁型技術特點分析

通過以上分析，雖然旋挖樁和沖孔樁理論上在本場地均為可行的基礎方案，但考慮其施工工藝受本場地特殊地質情況的限制，實際施工時難度較大，施工周期無法控制、造價高。對于常規人工挖孔樁是較理想的基礎方案，但受[廈建設[2008]24號文件]“人工挖孔樁樁長不得超過15m”的規定限制，本工程人工挖孔樁只能以碎塊狀強風化花崗巖作為樁端持力層，其布樁不能滿足上部荷載要求。

綜合以上分析，根據文獻[6]，設計提出采用樁頂設置變形調節裝置的兩階段變剛度復合樁基礎。主樓設置大筏板，以殘積砂質粘性土層作為大筏板的持力層，主樓豎向構件下布置人工挖孔樁(樁端持力層為碎塊狀強風化花崗巖，可控制有效樁長小于15m)，樁頂設置變形調節裝置與筏板連接。在第一階段樁頂變形調節裝置處于“小剛度”階段，前期的上部荷載主要由筏板底地基土承擔，隨著施工和使用期間的逐步加載，筏板底地基土繼續承載。當地基沉降變形臨界預警值或沉降穩定后，采用高強度填充料灌注樁頂變形調節裝置空腔，基樁剛度達到第二階段的“大剛度”階段，后續荷載由基樁承擔，形成兩階段變剛度復合樁基礎。取得了良好的效果，具體詳見工程實例分析。

4 復合樁基礎的設計

4.1 樁、土承載力的確定

根據SATWE-JCCAD計算分析，主樓范圍地下室底板以上結構荷載標準值∑(1.0恒+1.0活)=810000kN，主樓筏板厚度取 2.5m，筏板面積 As=1600m2，筏板自重2.5*26=65kPa，考慮到本工程基礎埋置較深達黃標-9.70m，基底水浮力較大，可適當考慮水浮力對基礎的有利貢獻，考慮基礎承臺和底板自重由水浮力承擔。

根據前述分析，復合樁基大筏板選擇以殘積砂質粘性土層作為持力層，地勘報告室內試驗提供的其承載力特征值為f ak=220kPa，考慮到該土層具有泡水易軟化、崩解，使強度降低的不良特性，若在施工期間做好地下室的降排水，地基土的保護工作，其承載力是有保障的。結合廈門地區以往工程經驗，設計取基底土層的承載力特征值為f ak=300kPa，經深度和寬度修正后的承載力特征值fa=400kPa進行基礎設計，同時要求基礎施工前應進行殘積土層的淺層載荷板試驗，進一步驗證該土層的地基承載力。

人工挖孔樁選擇以碎塊狀強風化花崗巖作為樁端持力層，有效樁長小于15m，樁身混凝土 C40，根據計算的單樁承載力特征值為，ZH1(d=1200mm，D=1600mm，Ra=6000kN)，ZH2(d=1400mm，D=1800mm，Ra=7000kN)。

根據文獻[6]，復合樁基的設計思路如下:

①先賦予第一階段荷載比例ξ以及第一階段樁荷載分擔比η初始值，求出樁土分擔的豎向荷載標準值Ns和Np;

②根據規范[3]附錄B計算地基土沉降Ss1;若Ss1≥[S]，返回①調整 ξ和 η值，直至地基土沉降滿足規范要求;

③根據①計算的Np確定樁數n;

④復合樁基礎豎向承載力的復核;

⑤計算變形調節裝置的豎向剛度。

4.2 樁土荷載分擔值的確定

根據文獻[6]，樁土荷載分擔值初步可按下列過程計算:

N—復合樁基承擔的豎向荷載標準值;

N1—第一階段復合樁基承擔的豎向荷載標準值;

NP1—第一階段基樁承擔的荷載，即變形調節裝置承擔的荷載;

ξ—第一階段荷載比例;

η—第一階段樁荷載分擔比，建議取值 0.2～0.5;

NS—土分擔的豎向荷載標準值;

Np—樁分擔的豎向荷載標準值;

計算過程:

fa*Ac/N=400*1600/810000=79%，

所以，可先假定ξ=90%

N1=ξ*N=0.90*810000=729000 kN

NP1=η*N1=0.2*729000=145800 kN第一階段為盡可能讓地基土承擔荷載，η取低值;

Ns=(1-η)* ξ*N=(1-0.2)*0.9*810000=583200 kN

Np=(1-ξ)*N+η*N1=(1-0.9)*810000+0.2*729000=226800 kN

4.3 地基土沉降的初步計算

根據文獻[6]端承樁樁頂設置了變形調節裝置，復合樁基的沉降主要是第一階段的沉降量，該期間復合樁基的沉降量就是樁長范圍內地基土的沉降量SS1，相當于變形調節裝置的變形量;到第二階段，復合樁基的沉降就是端承樁的沉降量SP2，主要表現為樁自身的壓縮和樁端土的“刺入量”。該復合樁基的沉降量:

S-復合樁基的沉降量;

SS1-第一階段地基土的沉降量，本工程應考慮基坑的回彈再壓縮變形;

SP2-第二階段樁的沉降量;

第二階段端承樁的沉降量值SP2與第一階段的沉降量SS1相比很小，可以忽略不計，工程上可以認為S=SS1，所以復合樁基的沉降計算就是第一階段地基土的沉降計算。地基土的沉降計算可以按照規范[2]行，也可以按照規范[3]進行。

對于本工程經過計算，S=0.2*162.5=32.5mm，沉降計算滿足要求。

4.4 樁數的確定

根據上述計算，樁分擔的豎向荷載標準值Np=226800 kN，樁數n=226800/6000=38根。

布樁時考慮到本工程結構體系采用框架-核心筒結構，核心筒剛度較大，承擔了大部分的主樓荷載，核心筒范圍適當增加樁數的布置，按照不小于4d進行布樁。核心筒范圍布置ZH1共24跟，外框柱的樁根據柱底軸力情況在柱位下布置單樁ZH2，共16根。布樁時可考慮樁身承載力基本上能承擔主樓荷載標準值，以增加結構安全度。樁基礎布置平面圖見(圖4)。

圖4 人工挖孔樁平面布置圖

4.5 復合樁基豎向承載力的復核

根據文獻[6]，竣工交付使用后即第二階段復合樁基礎的承載力為:

Q-兩階段變剛度復合樁基的承載力;

Qs-地基土的承載力;

Qp-樁基礎的承載力;

對于本工程:

Q=400*(1600-3.14*0.62*24-3.14*0.72*16)+(6000*24+7000*16)=619300+256000=875300 kN＞∑(1.0恒 +1.0活)=810000 kN，滿足上部荷載要求。

程序計算時，在偏心荷載和地震作用效應時，地基承載力特征值和單樁承載力特征值均按規范乘以相應調整系數進行復核滿足規范要求。

4.6 變形調節裝置豎向剛度的計算

根據文獻[6]變形調節裝置的剛度Kt:

Kt=NP1/St=η*N1/(n*St)

Kt—變形調節裝置的剛度;

St—變形調節裝置的變形量，等于第一階段地基土的沉降量，即St=SS1;

Kt=NP1/St=145800/40*32.5=112000 N/mm

考慮到第一階段荷載主要由地基土承擔，為了調節核心筒和外框柱第一階段的不均勻沉降，定做變形調節裝置時可考慮核心筒和外框柱采用不同的剛度值，本工程取 Kt-ZH1=180000 N/mm，Kt-ZH2=120000 N/mm。

變形調節裝置的構造見(圖5)。

圖5 樁頂變形調節裝置構造

5 監測儀器的布置

為了解樁及地基土在建筑物施工及使用過程中的應力以及變形情況，本工程沿主樓筏板縱橫兩個剖面進行了樁頂應力、地基土壓力、樁頂彈性支座變形、筏板應力、主樓沉降、傾斜度等測試及觀測。監測儀器布置圖見(圖6)。

圖6 監測儀器布置圖

6 經濟比較分析

此外，我們按照常規沖孔灌注樁基礎進行了基礎布置，并進行了造價對比分析見(表3)。沖孔灌注樁樁端以中風化花崗巖作為持力層，有效樁長約9～32m，樁徑1300mm，共布樁72根。沖孔灌注樁基礎布置見(圖7)。

圖7 沖孔灌注樁布置平面圖

表3 造價分析對比表

根據上表分析，復合樁基礎造價較常規沖孔灌注樁基礎節省約30%，施工周期縮短近50%。同時可以注意到，據了解地塊北側相鄰的“信義大廈”工地，原先設計為沖孔灌注樁基礎，施工過程中由于巖面起伏較大和遇孤石分布，其基礎實際施工周期近9個月，造價隨之增加。本工程合理選用了基礎形式，取得了良好的經濟效益。

7 結語

在高層建筑基礎設計選型時，應全面了解地質情況并結合各類基礎特點進行綜合選型分析。當地基土層具有良好承載力時，可考慮設計為復合樁基礎，通過樁頂變形調節裝置的作用使地基土和基樁共同承擔上部荷載，可取得良好的經濟效益。設計過程中，通過樁頂變形調節裝置剛度的差異化設計，基樁的差異化布置、后期根據建筑變形實時觀測數據對變形調節裝置空腔澆筑時間的差異化控制，可以很好實現對基礎的變剛度調平設計，可以有效減小建筑的不均勻沉降。

采用復合樁基礎時，施工中應重點做好基坑的降排水和地基土保護工作，保證地基土承載能力可靠發揮。此外，應做好各類監測儀器的布置和測試工作，及時收集整理監測數據，確保基礎設計、施工的準確性，為設計及施工提供必要的參考以及進行動態設計。

兩階段變剛度復合樁基礎作為一種新的樁筏基礎形式，其工作機理與常規樁基礎、常規復合樁基礎具有顯著不同，充分認識其工作機理還需經歷較長的過程，目前理論研究遠落后于工程實踐。因此對兩階段變剛度復合樁基礎工作機理及工程實踐開展研究不僅具有重要的理論意義，還具有廣泛的工程應用價值。

[1]GB 5009-2011，建筑地基基礎設計規范[S].

[2]JGJ 94-2008，建筑樁基技術規范 [S].

[3]JGJ 72-2004，高層建筑巖土工程勘察規程[S].

[4]宰金珉.復合樁基理論與應用[M].北京:知識產權出版社、中國水利水電出版社，2004.

[5]設置變形調節裝置樁筏基礎工作機理及其應用研究.廈門[J].廈門新區建筑設計院有限公司、南京工業大學等.2011.

[6]兩階段變剛度復合樁基礎工作機理研究[J].廈門新區建筑設計院有限公司、廈門市土木建筑學會等2015.

[7]林樹枝，郭天祥，何波.廈門當代天境地基基礎優化研究[J].福建建設科技 2010 NO.4.

[8]林樹枝，郭天祥，何波.兩階段變剛度端承樁復合樁基礎的設計及應用[J].福建建筑 2010 NO.5.