馬東亞

（同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院（集團(tuán)）有限公司，上海200092）

1 工程概況

某高層建筑位于上海市浦東新區(qū)世博園地塊，由1幢高度79.99 m的18層辦公樓、6層高度28.2 m的配套裙房以及4層埋深約18 m的地下室組成，總建筑面積6.98萬(wàn)m2。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)簡(jiǎn)介

結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用年限為50年，結(jié)構(gòu)安全等級(jí)為二級(jí)，地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)等級(jí)為甲級(jí)，抗震設(shè)防類別為標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防類，抗震設(shè)防烈度為7度，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.10 g，設(shè)計(jì)地震分組為第二組，建筑場(chǎng)地類別為Ⅳ類，場(chǎng)地特征周期0.90 s，50年一遇基本風(fēng)壓為0.55 kN/m2，建筑高度大于60 m時(shí)，承載力設(shè)計(jì)時(shí)風(fēng)荷載效應(yīng)放大系數(shù)取1.1，地面粗糙度類別B類。整體結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。

圖1 結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Structural model

1～6層裙房和塔樓不設(shè)縫，平面布局為L(zhǎng)形，尺寸為73 m×62 m。塔樓標(biāo)準(zhǔn)層平面布局為矩形，尺寸為49 m×37 m，核心筒尺寸為27 m×13 m。外框架柱網(wǎng)尺寸9～12 m，外框架柱截面從底層到頂層由1.1 m×1.3 m變截面至0.9 m×0.9 m。核心筒剪力墻外墻厚度400mm，內(nèi)墻厚度300 mm，如圖2所示。核心筒剪力墻和框架柱的凝土強(qiáng)度等級(jí)從底層到頂層由C60降低至C40。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)層結(jié)構(gòu)布置圖（單位：mm）Fig.2 Standard layer structure layout（Unit：mm）

本工程為超限高層，采用YJK和PMSAP兩種軟件進(jìn)行計(jì)算。其中多遇地震下YJK計(jì)算結(jié)果如下：結(jié)構(gòu)自振周期，T1=2.13 s（Y平動(dòng)），T2=1.99 s（X平動(dòng)），T3=1.71 s（扭轉(zhuǎn)）。地震作用下最大層間位移角為1/846（X方向）和1/854（Y方向）。風(fēng)荷載作用下最大層間位移角為1/5 468（X方向）和1/3 364（Y方向）。罕遇地震下采用PKPM軟件EPDA&PUSH進(jìn)行靜力推覆分析，最大層間位移角為1/198（X方向）和1/172（Y方向）。

地下室結(jié)構(gòu)形式為框架梁板結(jié)構(gòu)+混凝土內(nèi)襯墻。本工程地下室埋深約18 m，埋深較深，基坑圍護(hù)結(jié)構(gòu)采用地下連續(xù)墻。連續(xù)墻和內(nèi)襯墻之間為復(fù)合式結(jié)構(gòu)，連續(xù)墻內(nèi)側(cè)敷貼防水層（膨潤(rùn)土防水毯）后澆筑內(nèi)襯墻，兩墻之間的接觸面不能傳遞剪力，只能傳遞法向壓力。施工階段水土壓力由連續(xù)墻承受，使用階段內(nèi)襯墻承受水壓力。

3 地質(zhì)水文和樁基選型

3.1 工程地質(zhì)概況

本工程場(chǎng)地所在區(qū)域地貌類型為長(zhǎng)江三角洲入?？跂|南前緣濱海平原地貌類型，地勢(shì)較平坦。處于建筑抗震一般地段。主要地層分布穩(wěn)定、均勻，不存在地基土液化、地基震陷、斷裂、滑坡、崩塌、泥石流、地裂縫、巖溶等影響場(chǎng)地穩(wěn)定性的不良地質(zhì)作用及地質(zhì)體，場(chǎng)地穩(wěn)定性較好，適宜建造建筑。場(chǎng)地土層分布和樁基承載力設(shè)計(jì)參數(shù)詳見(jiàn)表1。

表1 土層分布和樁基承載力設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Soil layer distribution and design parameters of pile foundation bearing capacity

3.2 地下水位高度

本場(chǎng)地淺部地下水根據(jù)其埋藏特征可分為淺部土層中的孔隙潛水和深部⑤2層各亞層、⑦2層及⑨層中的承壓水。本場(chǎng)地地下水和地基土對(duì)混凝土具有微腐蝕性，在長(zhǎng)期浸水及干濕交替條件下，地下水對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中的鋼筋具有微腐蝕性，地下水對(duì)鋼結(jié)構(gòu)有弱腐蝕性。

場(chǎng)地內(nèi)地下水高水位埋深取設(shè)計(jì)室外地面以下0.5 m?？紤]到本工程位于世博園區(qū)域，周邊大量在建或?qū)⒔?xiàng)目施工降水會(huì)影響本工程，且本工程采用地下連續(xù)墻圍護(hù)結(jié)構(gòu)，停止施工降水后，水位回升需要一定時(shí)間，結(jié)合本地相關(guān)項(xiàng)目設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)和相關(guān)文獻(xiàn)，本工程設(shè)計(jì)低水位水頭高度取4.8 m。

3.3 樁基選型

從環(huán)境條件分析，本工程設(shè)4層地下室，基礎(chǔ)埋深約18 m，預(yù)制樁沉樁送樁器長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)。北側(cè)緊貼在建地下空間，南側(cè)緊鄰市政共同管溝等。從沉樁可行性分析，第⑤2-1層砂質(zhì)粉土夾粉質(zhì)黏土厚度較厚，沉樁難度較大。因此采用鉆孔灌注樁。

3.4 持力層選擇

⑦2層粉砂，中～中偏低壓縮性，工程力學(xué)性質(zhì)良好，空間分布穩(wěn)定，層厚較厚，選擇作為樁端持力層。⑨1層粉砂夾粉質(zhì)黏土層，層間夾不均勻粉質(zhì)黏土薄層及團(tuán)塊，且層厚較薄。⑨2層粉砂埋藏過(guò)深，因此⑨1層和⑨2層均不選擇作為樁端持力層。由于裙房和外擴(kuò)地下車庫(kù)所占面積較小，為有利于設(shè)計(jì)及施工統(tǒng)一管理，裙房和外擴(kuò)地下車庫(kù)持力層也選擇⑦2層粉砂。

3.5 塔樓下樁基樁端后注漿

本工程塔樓下灌注樁直徑為800 mm，為大直徑樁基。樁基采用泥漿護(hù)壁法施工，樁側(cè)泥皮較厚，且塔樓下大直徑樁基孔徑引起的孔壁應(yīng)力釋放也會(huì)削弱樁側(cè)摩阻力。樁端沉渣較厚使得樁端阻力不能發(fā)揮，同時(shí)也會(huì)削弱樁側(cè)摩阻力的正常發(fā)揮。特別是當(dāng)樁穿越深厚的第⑦層砂層時(shí)，樁端沉渣厚度很難控制，在一定荷載作用下，樁身可能產(chǎn)生陡降型的突發(fā)性刺入破壞，樁身承載力大幅降低。樁基采用樁端后注漿灌注樁的實(shí)測(cè)資料分析表明，注漿后樁端支承條件的改善不但使樁端阻力有大幅度提高，而且樁側(cè)摩阻力也有大幅度提高。

本工程注漿水泥采用42.5#普通硅酸鹽水泥，水灰比0.55～0.6，注漿流量32～47 L/min。根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ 94—2008）中6.7.4條估算每根樁樁端注漿水泥用量如下：

根據(jù)上海市《地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（DGJ 08-11—2010）中7.1.12條文說(shuō)明：樁直徑800 mm時(shí)注漿水泥用量不少于2.0 t，本工程最終估算每根樁注漿水泥用量不小于2.0 t。

4 樁基計(jì)算和設(shè)計(jì)

4.1 樁剛度迭代計(jì)算

第一步，上部結(jié)構(gòu)荷載矩陣［F］已知，需要初始假定樁剛度［Kp0］才能得到由上部結(jié)構(gòu)剛度（包含地下室和地上結(jié)構(gòu)剛度）、筏板剛度和樁剛度組成的剛度矩陣［K0］。筏板變形即位移矩陣［Δ0］=［F］/［K0］，進(jìn)而得到樁反力矩陣［P0］=［Δ0］×［Kp0］，根據(jù)規(guī)范樁基沉降計(jì)算公式求解得出樁基沉降矩陣［S0］。由于［Kp0］為初始假定樁剛度矩陣，因此［S0］和［Δ0］并不相同。

第二步，［P0］/［S0］得到新的樁剛度矩陣［Kp1］，［Kp1］與上部結(jié)構(gòu)剛度（包含地下室和地上結(jié)構(gòu)剛度）和筏板剛度組成新剛度矩陣［K1］，進(jìn)而進(jìn)一步求解［Δ1］，［P1］，［S1］。反復(fù)迭代計(jì)算幾次，直至［S n］和［Δn］的差異小于某個(gè)設(shè)定的數(shù)值為止。

本工程樁基計(jì)算采用YJK-F程序，初始假定樁剛度［Kp0］可根據(jù)等效作用分層總和法計(jì)算。樁剛度迭代過(guò)程中沉降計(jì)算采用Mindlin應(yīng)力計(jì)算公式為依據(jù)的單向壓縮分層總和法。為減少計(jì)算時(shí)間，本工程［Sn］和［Δn］的差異設(shè)定為2 mm，迭代4次完成。

圖3表示核心筒中心處及外框柱處筏板彈性變形和沉降在迭代過(guò)程中的變化曲線。從圖中可以看出：初始假定樁剛度計(jì)算出的筏板彈性變形和沉降相差較大，通過(guò)迭代計(jì)算兩個(gè)數(shù)值差異逐步趨于2 mm。迭代完成后核心筒中心處沉降比初始沉降小8 mm，相對(duì)小了20%。

圖3 沉降和變形Fig.3 Settlement and deformation

圖4 表示迭代過(guò)程中樁線剛度和筏板內(nèi)力的變化過(guò)程。從圖4（a）中可以得出由等效作用分層總和法計(jì)算得到的初始樁剛度和迭代計(jì)算出的樁剛度有較大區(qū)別，進(jìn)而導(dǎo)致圖4（b）中筏板內(nèi)力的變化較大。由等效作用分層總和法計(jì)算得到的外框柱和核心筒下樁初始樁剛度約為659 000 kN/m和634 000 kN/m；迭代計(jì)算后外框柱和核心筒下樁剛度為159 000～166 000 kN/m和58 000～71 000 kN/m，越靠近內(nèi)側(cè)，樁剛度越小。外框柱處迭代完成后內(nèi)力是初始內(nèi)力的90%，核心筒外墻處迭代完成后內(nèi)力是初始內(nèi)力的197%。

圖4 樁線剛度和筏板內(nèi)力Fig.4 Stiffness of pile and internal force of raft

4.2 變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)

根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ 94—2008）中3.1.8條，本工程樁基進(jìn)行樁基變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)。均勻布樁的初始豎向剛度分布是均勻的，隨著上部荷載的增加，由于土與土、樁與樁以及樁與土的相互作用，導(dǎo)致樁群剛度發(fā)生外強(qiáng)內(nèi)弱變化。沉降變形表現(xiàn)為蝶形分布，樁反力表現(xiàn)為馬鞍形分布。為減小上述負(fù)面效應(yīng)，核心筒區(qū)域采用梅花形布樁和矩形布樁兩種形式，計(jì)算可得沉降值（表2）、沉降等值線（圖5）、筏板X(qián)向和Y向彎矩設(shè)計(jì)值（圖6，圖7）。從表2和圖5～圖7中可以得出：梅花形布樁外框柱和核心筒中心處沉降差相比于矩形布樁沉降差小了28%；梅花形布樁筏板在核心筒外墻處的最大X向彎矩從4 007 kN·m降至3 747 kN·m，降低了7%，最大Y向彎矩從3 626 kN·m降至2 868 kN·m，降低了26%。因此梅花形布樁可以減小由于沉降差引起的筏板內(nèi)力進(jìn)而減小上部結(jié)構(gòu)的次應(yīng)力。

表2 梅花形和矩形布樁核心筒和外框柱沉降值Table 2 Settlement of core and outer frame columns for plum-shaped and rectangular piles mm

圖5 核心筒區(qū)域梅花形和矩形布樁沉降等值線（單位：mm）Fig.5 Settlement contours of plum-shaped and rectangular piles in the core tube area（Unit：mm）

圖6 核心筒區(qū)域梅花形和矩形布樁筏板X(qián)向彎矩值（單位：kN·m）Fig.6 X-direction bending moment of raft of plum-shaped and rectangular piles in the core tube area（Unit：kN·m）

圖7 核心筒區(qū)域梅花形和矩形布樁筏板Y向彎矩值（單位：kN m）Fig.7 Y-direction bending moment of raft of plum-shaped and rectangular piles in the core tube area（Unit：kN·m）

4.3 抗壓抗浮設(shè)計(jì)

本工程塔樓下樁基采用800 mm直徑灌注樁，樁端后注漿，樁長(zhǎng)36 m，單樁豎向抗壓承載力設(shè)計(jì)值為3 900 kN。裙房和外擴(kuò)地下車庫(kù)采用600 mm直徑灌注樁，樁長(zhǎng)35 m，單樁豎向抗壓承載力設(shè)計(jì)值為2 250 kN。單樁豎向抗拔承載力設(shè)計(jì)值為1 400 kN。

低水工況下塔樓、裙房和外擴(kuò)地下車庫(kù)下樁基均受壓。塔樓核心筒區(qū)域均勻布樁，外框柱下集中布樁。樁位如圖8所示。

圖8 樁位圖Fig.8 Pile layout

高水位工況下塔樓下樁基均受壓，裙房和外擴(kuò)地下車庫(kù)下樁基均受拉。外擴(kuò)地下車庫(kù)標(biāo)準(zhǔn)跨度9 m×9 m范圍內(nèi)經(jīng)計(jì)算需要抗壓樁3根，抗拔樁6根。圖9為三種樁基布置形式。方案1為沿軸線布置，方案2為柱下集中布置，方案3為柱下集中布置抗壓樁，抗拔樁均勻布置。計(jì)算分析可得：方案1跨中底板彎矩較大，柱下底板彎矩和沖切力均較大，可通過(guò)加厚柱下底板厚度解決；方案2跨中底板受力最大；方案3有效地解決了以上問(wèn)題，本工程選用方案3。

圖9 抗拔樁布置方案（單位：mm）Fig.9 Anti-uplift pile layout scheme（Unit：mm）

4.4 試樁和樁身完整性檢測(cè)設(shè)計(jì)要點(diǎn)

本工程樁基設(shè)計(jì)等級(jí)為甲級(jí)，應(yīng)進(jìn)行工程前試樁。試樁時(shí)樁頂標(biāo)高為自然地坪標(biāo)高，因此試樁極限值應(yīng)附加上自然地坪至正常使用階段樁頂標(biāo)高范圍內(nèi)樁側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值。600 mm直徑灌注樁試樁采用堆載法，試樁極限值為5 150 kN。800 mm直徑灌注樁試樁采用錨樁反力加載法，如圖10（a）所示，試樁極限值為9 040 kN。3根試樁結(jié)果分別為9 235 kN、9 198 kN、9 056 kN，試樁結(jié)果滿足要求。

圖10 錨樁反力加載法和超聲波透射檢測(cè)Fig.10 Anchor pile reaction force loading and ultrasonic transmission inspection

本工程樁身完整性檢測(cè)采用低應(yīng)變動(dòng)力檢測(cè)和超聲波透射檢測(cè)。超聲波透射檢測(cè)時(shí)，2根50 mm內(nèi)徑聲測(cè)鋼管下部伸出樁端200 mm，上部延伸至地面（或樁頂）以上不小于300 mm。聲測(cè)管高出地面部分應(yīng)封口，以防雜物落入，如圖10（b）所示。

4.5 樁身設(shè)計(jì)要點(diǎn)

（1）上海市《地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（DGJ 08-11—2010）中承壓樁樁身混凝土強(qiáng)度驗(yàn)算是不考慮鋼筋貢獻(xiàn)的，這與《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ 94—2008）的規(guī)定不同。本工程工程樁采用水下C35混凝土，抗壓試樁采用水下C45混凝土。由于試樁過(guò)程短暫，驗(yàn)算樁身強(qiáng)度時(shí)，混凝土強(qiáng)度等級(jí)采用標(biāo)準(zhǔn)值。

（2）抗拔樁裂縫驗(yàn)算時(shí)，樁身位于穩(wěn)定水位以下，裂縫按0.3 mm控制。根據(jù)上海市《地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（DGJ 08-11—2010）條文說(shuō)明中7.2.11條，計(jì)算裂縫時(shí)保護(hù)層厚度取30 mm?？拱卧嚇队捎谠嚇哆^(guò)程短暫，裂縫驗(yàn)算取0.4 mm，待加載結(jié)束后，裂縫會(huì)逐漸閉合。

（3）本工程樁基為端承摩擦樁，樁身內(nèi)力隨樁身入土深度增加而降低，樁基縱筋可分段截?cái)嗖贾靡詢?yōu)化減少配筋。

5 結(jié) 論

本文以上海地區(qū)某高層建筑樁基設(shè)計(jì)過(guò)程為背景，主要進(jìn)行了以下工作：

（1）根據(jù)地勘報(bào)告和上海地區(qū)工程實(shí)例經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行樁基選型、持力層選擇、地下水位高度的確定以及為增加大直徑灌注樁承載力的可靠性，采用樁端后注漿。

（2）通過(guò)假定初始樁剛度，迭代計(jì)算確定設(shè)計(jì)樁剛度。迭代完成后核心筒中心處沉降比初始沉降小8 mm，相對(duì)小了20%。外框柱處迭代完成后內(nèi)力是初始內(nèi)力的90%，核心筒外墻處迭代完成后內(nèi)力是初始內(nèi)力的197%。

（3）進(jìn)行了樁基變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)，計(jì)算了核心筒區(qū)域梅花形和矩形布樁兩種形式下的沉降。梅花形布樁外框柱和核心筒中心處沉降差相比于矩形布樁沉降差小了28%，梅花形布樁筏板在核心筒外墻處的最大X向彎矩降低了7%，最大Y向彎矩降低了26%。因此梅花形布樁可以減小由于沉降差引起的筏板內(nèi)力，進(jìn)而減小上部結(jié)構(gòu)的次應(yīng)力。

（4）比選了柱下集中布樁、均勻布樁以及柱下集中布置抗壓樁，抗拔樁均勻布置3種布置方案的優(yōu)劣，最終選擇方案3。

（5）簡(jiǎn)單介紹了試樁、樁身完整性檢測(cè)以及樁身設(shè)計(jì)要點(diǎn)。

致謝 感謝同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司陳曦高級(jí)工程師在本項(xiàng)目中對(duì)作者的悉心指導(dǎo)和幫助。