丁小偉，高軍程，李勝利

（1.中煤西安設計工程有限責任公司，陜西 西安 710054；2.萬科企業(yè)股份有限公司，廣東 深圳 518000）

0 引 言

西安地區(qū)黃土層地基承載力較低，百米高層建筑一般采用30～40 m 長的灌注樁（或PHC 管樁）基礎，也可選擇約22 m 長的CFG 樁復合地基。而在北二環(huán)附近區(qū)域，地面下約20 m 存在層厚穩(wěn)定、強度較高的砂層，中密至密實狀態(tài)，該砂層以上為濕陷性黃土。此類場地的地基基礎方案比選，一般先不考慮經(jīng)濟性不佳、工期較長的鋼筋混凝土灌注樁，常選用以下兩種方式：（1）PHC 管樁，常用樁徑為400～500 mm，樁的長徑比不宜超過80，樁身強度高、貫入性能好，靜壓機沉樁速度快，無噪音、無污染，適用于無堅硬夾層、無較厚砂夾層、無較多孤石的黃土場地，造價高于CFG 樁，沉樁施工時不易穿透砂層，多用于西安地區(qū)東南區(qū)域黃土塬和黃土梁洼場地；（2）CFG 樁復合地基，由素混凝土樁、樁間土和褥墊層組成，采用長螺旋鉆管內(nèi)泵送混凝土壓灌成樁工藝，施工簡單，質(zhì)量容易控制，造價低廉，適用于處理黏性土、粉土、砂土和自重固結(jié)已完成的素填土地基，樁端應落于中低壓縮性的黏土層、密實砂層、圓礫層上，能大幅提高地基承載力和壓縮模量，但因砂層抗剪強度較弱，CFG 樁樁身穿越砂層時，容易產(chǎn)生竄孔、堵管、樁體擾動、坍塌、鉆機磨損大等質(zhì)量問題，西安地區(qū)除了東南區(qū)域黃土厚度大、濕陷性等級高不宜使用外，在其它區(qū)域廣泛應用。上述兩種方式若仍然按照常用樁長（22～40 m）設計，樁身需穿過淺砂層，增加施工難度、并可能造成質(zhì)量問題。因此，如果能挖掘利用淺砂層的承載潛力，縮短樁長，采用以該砂層為持力層的中短PHC 管樁或CFG 樁，就能避免以上問題。但是百米高層建筑荷載較大，十幾米長的PHC（或CFG）樁的承載力和變形量是否能滿足要求，尚存爭議，因此在實際設計中較少采用。本工程經(jīng)過地基計算分析、靜載荷試驗驗證，利用剪力墻結(jié)構(gòu)上部剛度和荷載較為均勻的特點，輔以調(diào)整結(jié)構(gòu)重心和筏板形心重合，沿筏板邊緣設置沉降后澆帶的措施。1 號樓采用11 m 長PHC 管樁，實際總沉降量為31.5 mm，與當?shù)爻Ｓ玫匿摻罨炷翗兜某两盗肯喈敚? 號樓采用12 m 長CFG樁復合地基，計算沉降量滿足規(guī)范要求，但比當?shù)亟?jīng)驗值略微偏大，實際總沉降量為64.9 mm。兩棟樓的觀測沉降量與計算預估值基本吻合，交付后使用良好，為該類場地上高層建筑的地基設計研究積累了實踐經(jīng)驗。

1 工程和地質(zhì)概況

本項目位于西安市北二環(huán)內(nèi)，相同兩棟住宅樓（地上33 層）高度99.9 m，2 層地下室與周圍地下車庫相通，單棟樓建筑面積2.98 萬m2，主樓為剪力墻結(jié)構(gòu)，平板式筏基底面埋深-10.60 m，抗震設防烈度為8°，場地類別為Ⅱ類，2014 年結(jié)構(gòu)封頂，在沉降達到穩(wěn)定狀態(tài)且符合設計要求后不再繼續(xù)觀測，實景圖見圖1。

圖1 建筑實景圖Fig.1 Picture of the buildings

擬建場地地貌屬于渭河二級階地，地層分布較均勻，無不良地質(zhì)作用，不考慮地震液化影響，地下水位埋深約為-17.5 m。土層物理力學參數(shù)見表1，其中②、③層土的側(cè)阻力為素土擠密樁處理后的值，壓縮模量是從地勘報告中，依據(jù)土層所處深度，選取土的自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和的壓力段對應的數(shù)值[1]，②層黃土和③層古土壤具Ⅱ級自重濕陷性。典型工程地質(zhì)剖面見圖2。

表1 土層物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layer

圖2 典型工程地質(zhì)剖面圖Fig.2 Typical geological profile

2 地基方案分析確定

2.1 1 號樓采用素土擠密樁+PHC 管樁

相關(guān)資料表明[2-5]，隨著PHC 開口管樁沉入砂層，樁端下部砂土擠入管腔內(nèi)形成有效土塞，能阻止外部土體繼續(xù)進入樁內(nèi)。DE NICOLA 等[6]對于靜壓管樁的研究顯示，樁端土質(zhì)越密實，形成的土塞高度越小，很容易產(chǎn)生閉塞效應[7]。當樁下沉過程中土塞與樁內(nèi)壁之間不再產(chǎn)生相對滑移時，樁端處于完全閉塞狀態(tài)，開口樁呈現(xiàn)類似閉口樁的特性[3,8-9]，此時樁端阻力由外壁側(cè)摩阻力Q1、樁壁端阻力Q2和土塞端阻力QP組成（見圖3）[8,10]。

圖3 樁端阻力示意圖Fig.3 Schematic diagram of tip resistance

文獻[11]分析了15 根靜壓PHC 開口管樁的靜載試驗數(shù)據(jù)，樁端持力層為中密中砂，在樁進入砂層約4D（樁外徑）時，極限端阻力標準值較規(guī)范[7]提高αp（1.8～2.4），土塞效應對端阻的貢獻是樁承載力提高的主要原因，由此將規(guī)范[7]中的公式5.3.8-1增加αp來估算單樁豎向極限承載力標準值：

式中：Qsk為總極限側(cè)阻力標準值，kN；Qpk為總極限端阻力標準值，kN；u為樁身周長，m；qsik為樁周第i層土的極限側(cè)阻力標準值，kPa；li為樁周第i層土的厚度，m；qpk為極限端阻力標準值，kPa；Aj為空心樁樁端凈面積，m2；Ap1為空心樁敞口面積，m2；λp為樁端土塞效應系數(shù)。

本工程樁端持力層為④中細砂層，且以下各土層厚度較均勻、承載力較高，無堅硬巖層或孤石等沉樁障礙物，樁端可不設鋼樁尖，利用閉塞效應后，參考閉口樁的承載性能簡化設計[2]。選用11.0 m 長的PHC(400)AB-95 型管樁，其中u=1.256 m，Aj=0.091 0 m2，Ap1=0.034 6 m2，λp=0.8，qpk=7 000 kPa，qsik和li依據(jù)表1 和圖2 取值，代入式（1）中，當αp=1.0 時，得出規(guī)范[7]估算值Quk1=1 905 kN，當按照文獻[11]偏安全取αp=1.8 時，得出Quk2=2 610 kN，增加幅度為36%，與當?shù)毓こ探?jīng)驗提高幅度30%基本吻合[12]，實際設計中取Quk2=2 600 kN。

方案如下：素土樁直徑0.55 m、長度7.5 m、間距0.9 m，在寬出筏板外緣3.5 m 范圍內(nèi)，為了保證土體擠密效果和消除濕陷性，按照面積置換率最大的正三角形滿堂布置，共2 185 根；PHC 管樁間距1.7 m，也按照正三角形布置，靜壓樁對土體有二次擠密作用，共438 根，以④中細砂層為樁端持力層，基礎筏板面積1 068.0 m2，2013 年造價253 萬元，工期35 d，見圖4。

2.2 2 號樓采用素土擠密樁+CFG 樁復合地基

素土樁內(nèi)容同1 號樓，經(jīng)過試算調(diào)整后，CFG樁直徑0.4 m、樁身為C30 混凝土、長12.0 m、間距1.3 m，按照等邊三角形滿堂布置，共762 根，以④中細砂層為樁端持力層，樁頂鋪設0.2 m 厚砂石褥墊層，造價233 萬元，工期55 d，見圖5。承載力滿足要求，但估算沉降量稍大于當?shù)馗邔咏ㄖ脑O計經(jīng)驗控制值（50 mm），考慮剪力墻結(jié)構(gòu)整體剛度好，上部荷載和地基較均勻，沉降差異量和總沉降量均不會超出規(guī)范[1]的要求，因此可行。

圖5 2 號樓CFG 樁布置圖Fig.5 CFG piles layout of building 2

兩棟樓的上部荷載、樁端持力層、筏板尺寸均相同，僅樁的形式不同，前期1 號樓為了盡快完成形象工程，選用工期短的管樁，2 號樓工期寬裕，選用造價低的CFG 樁。

3 PHC 管樁的設計

3.1 承載力計算

采用建科院JCCAD 軟件計算，為了比較準確地反映實際受力情況、減少內(nèi)力、節(jié)省鋼筋，考慮上部結(jié)構(gòu)剛度對基礎的貢獻，不考慮樁間土的分擔荷載作用，基礎自重及其上部荷載全部由樁承擔。計算結(jié)果如下：荷載效應標準組合時，軸向壓力下基樁的平均豎向力Nk=1 180 kN，偏心壓力下樁頂最大豎向力Nkmax=1 230 kN；地震效應下基樁的平均豎向力NEk=1 128 kN，最大豎向力NEkmax=1 669 kN，基樁豎向承載力特征值R=1 300 kN，基礎底面未出現(xiàn)零應力區(qū)。根據(jù)規(guī)范[7]第5.2.1 條計算結(jié)果如下：

荷載效應標準組合下：Nk＜R，Nkmax＜1.2R=1 560 kN。

地震作用效應和荷載效應標準組合下：NEk＜1.25R=1 625 kN，NEkmax＜1.5R=1 950 kN。

管樁頂端和筏板的連接按照固結(jié)節(jié)點設計，PHC400(AB)-95 型單樁水平向抗震承載力特征值Reha=124 kN[13]，總樁數(shù)n=438，根據(jù)建科院SATWE軟件計算結(jié)果，地震作用基底剪力為FEk=15 800 kN，因此nReha=54 312 kN＞FEk，滿足要求。

3.2 變形計算

樁中心距小于6 倍樁徑時，根據(jù)規(guī)范[7]第5.5.6條的等效作用分層總和法，未考慮地基土的回彈再壓縮變形量，按式（2）計算最終沉降量s：

式中：s'為按實體深基礎分層總和法計算出的樁基沉降量，mm；ψ為樁基沉降計算經(jīng)驗系數(shù)；eψ為樁基等效沉降系數(shù)；m為角點法計算點對應的矩形荷載分塊數(shù)；p0j為第j塊矩形底面在荷載效應準永久組合下的附加壓力，kPa；n為樁基沉降計算深度范圍內(nèi)所劃分的土層數(shù)；Esi為等效作用面以下第i層土的壓縮模量，MPa；zij、z(i-1)j為樁端平面第j塊荷載作用面至第i層土、至第i-1 層土底面的距離，m；為樁端平面第j塊荷載計算點至第i層土、至第i-1 層土底面深度范圍內(nèi)的平均附加應力系數(shù)。

根據(jù)JCCAD 計算結(jié)果，準永久組合下基底平均壓力為485 kPa，平均附加壓力為p0=314 kPa。變形計算深度范圍內(nèi)壓縮模量的當量值MPa，ψ=0.905，ψe=0.565，最終沉降量s=143 mm。根據(jù)西安地區(qū)高層建筑的統(tǒng)計資料[14]，樁基實際沉降值在規(guī)范[1]計算值的1/5～1/3 之間，因此預估沉降量為28.6～47.7 mm；也可采用沉降比法[14]，預估沉降量約為靜載試驗樁承載力特征值對應變形量（6.1～8.0 mm）的6 倍，由此預估沉降量為36.6～48.0 mm。兩種預估值與本地區(qū)工程經(jīng)驗基本吻合。本工程樁端持力層以下無軟弱下臥層，無需驗算[7]，樁基承載力和沉降計算均滿足要求。

3.3 PHC 管樁檢測結(jié)果

1 號樓開挖至基底標高，在擠密樁施工完成后，采用靜力沉樁法，以終壓力作為主控條件，樁端標高為輔。沉樁采用較大噸位靜力壓樁機慢壓，有利于提高短樁的端承力，選擇可提供400 t 壓樁力的壓樁機，依據(jù)單樁豎向極限承載力與終壓力的經(jīng)驗比值0.8～0.9[11]，確定11.0 m 長PHC(400)AB-95 型開口管樁的終壓力值為3 250 kN，控制沉樁速度不大于2 m/min，以便形成有效土塞高度，以終壓力復壓3 次，每次持荷時間5～10 s，結(jié)合地質(zhì)剖面圖和實測數(shù)據(jù)，樁進入④中細砂層約4D～5.5D（樁外徑），土塞相對靜止，判斷樁端處于閉塞狀態(tài)，3 組試樁的Quk=2 600 kN 滿足要求，說明沉樁參數(shù)是合理的。按照上述工藝將工程樁全部施工完成后，樁身結(jié)構(gòu)完整性質(zhì)量檢測數(shù)量取30.4%（134 根），低應變反射波法顯示樁身完整性為I 類。單樁豎向抗壓承載力檢測數(shù)量取1.3%（6 根），按照規(guī)范[1]規(guī)定進行靜載試驗，在加載至終止壓力2 600 kN 時，6 根檢測樁（JCZ）的樁頂沉降量介于20.86～24.85 mm，Q-s曲線呈平緩變形（見圖6），JCZ1～JCZ6 號樁的極限承載力為2 600 kN，滿足要求。

圖6 1 號樓Q-s 曲線Fig.6 Q-s curves of building 1

4 CFG 樁復合地基的設計

4.1 承載力計算

復合地基承載力特征值依據(jù)規(guī)范[15]第7.1.5條的內(nèi)容，按照式（3）～（4）計算：

式中：fspk為復合地基承載力特征值，kPa；m為面積置換率；Ra 為單樁豎向承載力特征值，kN；Ap為樁的截面積，m2；fsk為處理后樁間土承載力特征值，kPa；λ為單樁承載力發(fā)揮系數(shù)；β為樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)；n為復合地基樁土應力比；up為樁的周長，m；qsi為樁周第i層土的側(cè)阻力特征值，kPa；lpi為樁長范圍內(nèi)第i層土的厚度，m；αp為樁端端阻力發(fā)揮系數(shù)；qp為樁端端阻力特征值，kPa。根據(jù)靜載試驗確定承載力時，取λ=0.8、β=1.0，m=0.42/(1.05×1.3)2=0.086，fsk=150 kPa，Ap=0.125 6 m2，up=1.256 m，αp=1.0，結(jié)合表1 和圖2 數(shù)據(jù)，求得單樁豎向承載力特征值Ra=920 kN，復合地基承載力特征值fspk=578 kPa，基礎寬度和深度的承載力修正系數(shù)分別取0 和1.0，因主樓筏板周圍地下室為獨立基礎，承載力深度修正貢獻不大，設計留余量，取修正后的地基承載力特征值fspa=fspk=550 kPa。

根據(jù)JCCAD 計算結(jié)果，標準組合下基底平均壓力值pk=510 kPa，最大壓力pkmax=580 kPa；地震效應下的基底平均壓力值p=530 kPa，最大壓力pmax=680 kPa，基礎底面未出現(xiàn)零應力區(qū)。

標準組合下：pk＜fspa，pkmax＜1.2fspa=660 kPa。

地震效應下：p＜ζafspa=715 kPa，pmax＜1.2ζafspa=858 kPa。

參考天然地基，地基抗震承載力調(diào)整系數(shù)ζa取1.3。所以復合地基承載力滿足設計要求，樁端持力層以下不存在軟弱下臥層。CFG 樁體采用C30 混凝土，其樁體試塊（邊長150 mm 立方體）標準養(yǎng)護28 d 的立方體抗壓強度平均值fcu=30 MPa，根據(jù)規(guī)范[15]式7.1.6-1，fcu＞4λRa/Ap=23.5 MPa，滿足要求。

4.2 變形計算

CFG剛性樁復合地基的沉降由加固區(qū)變形量s1和下臥土層變形量s2組成，s1包括樁體向上和向下刺入量及樁身受壓變形量，筏板按柔性基礎計算，不考慮地基土的回彈再壓縮變形量，復合地基最終沉降量s=s1+s2[16]。規(guī)范[1]將加固區(qū)視為與天然地基相同的勻質(zhì)土，采用Boussinesq 解答分層總和法計算沉降，根據(jù)第5.3.5 條和第7.2.10 條的內(nèi)容，按式（5）計算復合地基最終沉降量s：

式中：s'為復合地基計算變形量，mm；ψsp為復合地基沉降計算經(jīng)驗系數(shù)；n1為加固區(qū)范圍土層分層數(shù)；n2為變形計算深度范圍內(nèi)土層總的分層數(shù)；p0為對應于荷載作用準永久組合時的基礎底面處的附加壓力，kPa；Esi為基礎底面下第i層土的壓縮模量，MPa，應取土的自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和的壓力段計算；zi、zi1-為基礎底面至第i層土、至第i-1 層土底面的距離，m；為基礎底面計算點至第i層土、至第i-1 層土底面范圍內(nèi)平均附加應力系數(shù)，可按規(guī)范[1]附錄k 采用。

根據(jù)規(guī)范[1]第7.2.12 條，復合土層的壓縮模量提高系數(shù)ξ=fspk/fak=550/150=3.67，可求出復合地基各土層的壓縮模量ξEsi(見表1)。利用JCCAD 計算中心沉降結(jié)果，準永久組合下基底平均壓力為485 kPa，平均附加壓力為p0=314 kPa，s'=288.0 mm，變形計算深度范圍內(nèi)壓縮模量的當量值=25.04MPa，ψsp=0.233，最終沉降量s=67.1 mm＜200 mm，滿足規(guī)范[1]的要求。

4.3 工程措施

本工程計算沉降量雖然滿足規(guī)范要求，但略大于本地區(qū)設計經(jīng)驗控制值（50 mm），考慮到剪力墻結(jié)構(gòu)的剛度和地基反力較為均勻，設計中采取工程措施調(diào)整結(jié)構(gòu)重心和筏板形心使其基本重合，滿足規(guī)范[1]（e≤0.1W/A）的規(guī)定，沿主樓筏板邊緣設置沉降后澆帶，和周圍車庫基礎斷開，待主體結(jié)構(gòu)封頂沉降穩(wěn)定后封閉。

4.4 CFG 樁復合地基檢測結(jié)果

2 號樓前期場地經(jīng)過擠密樁處理后濕陷性已消除，試樁承載力滿足要求。工程樁施工完成后，樁身結(jié)構(gòu)完整性質(zhì)量檢測數(shù)量取20%（154 根），低應變反射波法顯示樁身完整性為I 類。單樁豎向抗壓承載力和復合地基豎向抗壓承載力檢測數(shù)量各取1%，按照靜載試驗進行檢測[15]，8 組CFG 單樁復合地基承載力靜載試驗在終止荷載1 100 kPa 時的沉降量s=14.50～18.76 mm。Q-s曲線平緩（見圖7），復合地基承載力特征值不小于550 kPa，滿足要求。單樁抗壓承載力也滿足要求，此處不做詳細展開。

圖7 2 號樓Q-s 曲線Fig.7 Q-s curves of building 2

5 兩棟樓的沉降觀測結(jié)果分析

兩棟樓均在周邊墻體上均勻布設13 個觀測點（見圖8），至結(jié)構(gòu)封頂后兩年末，1 號、2 號樓沉降觀測值分別為31.5 mm、64.9 mm，沉降速率均小于規(guī)范[17]規(guī)定的0.04 mm/d，已達到穩(wěn)定狀態(tài)，整體傾斜率滿足規(guī)范[1]限值0.002 5。兩棟樓均取13個觀測點在各時段沉降量的平均值，作出的觀測時段-沉降曲線見圖9，建筑物四角觀測點1、5、6、12 的沉降曲線見圖10，對比結(jié)果顯示：（1）圖10中四角觀測點沉降曲線與圖9 中平均值曲線的斜率基本吻合，1 號樓沉降曲線比2 號樓平緩，說明CFG樁沉降收斂時間比管樁長；（2）兩棟樓的樁長差異不大時，1 號樓的觀測值約為2 號樓的一半，說明在樁長范圍內(nèi)，相比于CFG 樁，管樁剛度大、土體壓縮變形很??；（3）1 號、2 號樓在結(jié)構(gòu)封頂時，沉降量分別為21.04 mm（67%）、31.49 mm（49%），封頂后第一年末，沉降量分別為28.19 mm（90%）、54.69 mm（84%），都在結(jié)構(gòu)封頂兩年末時趨于穩(wěn)定。

圖8 測點布置圖Fig.8 Layout of measurement points

圖9 觀測時段-沉降曲線（平均值）Fig.9 Observation period-settlement curves (average)

圖10 觀測時段-沉降曲線（四角點）Fig.10 Observation period-settlement curves (four corner points)

6 結(jié) 論

本工程地基設計充分利用了地質(zhì)特點，節(jié)約成本和工期，取得了良好的經(jīng)濟效益，有以下幾點結(jié)論：

（1）西安北郊地表下約20 m 深的密實砂層用作中短PHC開口管樁或CFG樁復合地基的持力層，避免了長樁施工穿越砂層的不利因素，沉降觀測結(jié)果驗證是可行的。

（2）PHC 開口管樁利用土塞效應，實際單樁豎向抗壓承載力比規(guī)范[7]估算值提高約36%，通過試樁選擇合適終壓力、沉樁速率、壓樁機噸位是提高樁承載力的關(guān)鍵因素。

（3）CFG 樁復合地基沉降量觀測值與計算值差異不大，觀測沉降量約為PHC 樁的兩倍。

（4）高層建筑使用中短樁地基，應采取調(diào)整筏板尺寸使結(jié)構(gòu)重心和筏板形心基本重合、合理設置沉降后澆帶、待變形穩(wěn)定后澆筑封閉等措施。

（5）本文樁基檢測資料有限，不能完全揭示PHC 樁土塞效應的作用機理以及CFG 樁的沉降規(guī)律，在以后工作中尚需探索研究。