高层建筑CFG桩复合地基变形研究

2019-04-19罗云海

岩土工程技术 2019年2期

罗云海

(中国有色金属工业西安勘察设计研究院有限公司，陕西西安 710054)

0 引言

水泥粉煤灰碎石桩(CFG桩)复合地基，是由水泥、粉煤灰、碎石等混合料加水拌合在土中灌注形成竖向增强体，由地基土和竖向增强体共同承担上部荷载的一种刚性桩复合地基，因其造价低、对周边环境的影响较小、工艺简单、施工方便、复合地基强度高等特点，应用于各领域的地基处理工程中，尤其在高层建筑地基处理中得到广泛地应用。

高层建筑地基不仅要满足强度要求，更重要的是同时也要满足变形的要求，因此规范也明确规定勘察等级为甲级的高层建筑拟采用复合地基方案时，尚应进行充分论证。CFG桩复合地基在强度上一般都能满足设计要求，但其变形问题更应该是设计师最为关心的。CFG桩复合地基在我国从研究到推广应用历时20多年，学者在变形计算方面已作了大量的研究工作[1-6]，本文就规范推荐变形计算公式分析研究，并通过对西安地区高层建筑CFG桩复合地基变形计算值与实测值的对比分析，提出适合于该地区变形计算方法。

1 规范推荐变形计算方法

1.1 方法一—复合地基技术规范[7]

CFG桩复合地基的沉降由垫层变形量、加固区复合土层压缩变形量(s1)和加固区下卧土层的压缩变形量(s2)组成。一般褥垫层为碎石，其压缩变形量小，且在施工期已基本完成，因此其变形可忽略不计。复合地基的沉降可按下式计算：

式中：Q为刚性桩桩顶附加荷载，k N，与桩土应力比有关系，但工程变形计算中往往将所有的基底荷载全部由桩来承担;l为刚性桩桩长，mm;Ep为桩体压缩模量，kPa;Ap为单桩截面积，m2;ψp为刚性桩桩体压缩经验系数，通常取1.0。

式中：Δpi为第i层土的平均附加应力增量，kPa，桩端持力层顶面处的附加应力宜采用等效实体法，计算见公式(4);li为第i层土的厚度，mm;Esi为基础底面下第i层土的压缩模量，kPa;ψs2复合地基加固区下卧层压缩变形量计算经验系数。

式中：pz为荷载效应标准组合时，桩端持力层平面处的附加压力值，kPa;L为矩形基础底边的长度，m;B为矩形基础或条形基础底边的宽度，m;h为复合地基加固区的深度，m;a0为基础长度方向桩的外包尺寸，m;b0为基础宽度方向桩的外包尺寸，m;p0为复合地基加固区顶部的附加压力，kPa;f为复合地基加固区桩侧摩阻力，kPa。

该计算方法对于刚性桩复合地基沉降量，主要来自于加固区下卧土层的压缩量，作用在加固区下卧层顶部的附加压力计算较难，误差主要来自侧摩阻力f的合理选用。

1.2 方法二—建筑地基处理技术规范[8]

地基内的应力分布采用各向同性均质线性变形体理论，以分层总和法[9](应力面积法)为基础进行计算：

式中：ψs为沉降计算经验系数，无地区经验时可根据变形计算深度范围内压缩模量的当量值采用表1的数值;n为地基变形计算深度范围内所划分的土层数;p0为相应于作用的准永久组合时基础底面处的附加压力，kPa;Esi为基础底面下第i层土的压缩模量，MPa，应取土的自重压力至土的自重压力与附加压力之和的压力段计算;zi、zi-1为基础底面至第i层土、第i--1层土底面的距离，m;为基础底面计算点至第i层土、第i-1层土底面范围内平均附加应力系数。

表1 沉降计算经验系数ψs

压缩模量的当量值应按下式计算：

式中：Ai、Aj为加固土层第i层土、第j层土附加应力系数沿土层厚度的积分值。

地基变形计算深度应大于复合土层的深度，复合土层的分层与天然地基相同，各复合土层的压缩模量等于该天然地基压缩模量的ζ倍，可按下式计算：

式中：fspk为复合地基承载力特征值，kPa;fak为基础底面下天然地基承载力特征值，kPa。

该计算方法的关键是确定各复合土层的压缩模量。

1.3 方法三—高层建筑岩土工程勘察规程[10]

对筏形和箱形基础的刚性桩复合地基除按公式(5)计算外，尚宜采用复合地基载荷试验所确定的复合地基变形模量Eo，sp按下式计算：

式中：ψs为沉降计算经验系数，根据地区经验确定;p为对应于荷载效应准永久组合时的平均压力，kPa，地下水位以下扣除水浮力;b为基础底面宽度，m;δi、δi-1为沉降应力系数，按本标准表C.0.1--1确定;E0i基底下第i层的变形模量，MPa，可通过载荷试验或地区经验确定;η为考虑刚性下卧层影响的修正系数，可按本标准表C.0.1--2确定。

沉降计算深度可按下式确定：

式中：Zm为与基础长宽比有关的经验值;ξ为折减系数;β为调整系数，其值均按本标准附录C.0.2确定。

该方法中计算变形的复合地基模量，是采用复合地基载荷试验所求得的复合地基变形模量，计算深度主要为复合地基加固区的深度范围。

2 工程实例

2.1 工程概况

西安市某住宅小区主要为11栋30～34层的高层建筑，1～2层地下室，剪力墙结构，筏板基础。场地地貌单元属渭河一级阶地，基底以下分别为黄土状土、粉质黏土、中粗砂等，地层稳定，有良好的刚性桩复合地基持力层。地基处理均采用CFG桩复合地基，桩端持力层位于密实的中粗砂层。地下水位埋深约14.0 m，属于潜水类型。

以其中的1#楼为例，计算其最终沉降量，并和实测沉降值进行对比分析，提出建议。1#楼地上30层，地下2层，框架剪力墙结构，梁筏基础，基础埋深10.72 m。地基处理采用CFG桩复合地基，正三角形满堂布设，桩径0.4 m，桩间距1.40 m，排距1.212 m，有效桩长13.0 m。桩间土分别为③层黄土状土、④层中粗砂、④1层粉质黏土和⑤层中粗砂，桩端位于⑤层中粗砂。总桩数864根。混凝土强度等级为C30，复合地基承载力特征值fspk=550 kPa。基底以下各层土分布情况及沉降计算指标见图1。

图1 地基土分层及沉降计算指标

2.2 沉降计算

分别采用上述三种方法所估算的建筑物最终沉降量如下：

1)方法一

采用公式(2)计算复合土层的压缩变形量s1，各参数取值：p0=pk-pc=550-17.7×10.3=368 kPa(pc=γmh，γm为基底以上各天然土层的有效加权平均重度，计算值为17.7 k N/m3，h为基底以上各天然土层的总厚度，取10.3 m)，ψp=1.0，l=13 m，

采用公式(4)计算pz，各参数取值：p0=368 kPa，L=38 m，B=38 m，h=13 m，a0=b0=37.5 m，f=86.8 kPa，计算得pz=250 kPa。

采用公式(3)计算复合地基加固区下卧土层压缩变形量s2，计算原理为分层总和法，为提高计算精度用式(5)，计算深度至桩端以下40 m，ψs2=0.2，各层地基土分层沉降计算结果见表2。

表2 各层地基土沉降计算值

据表2，计算得s2=44.2 mm

总沉降量s=s1+s2=47.4 mm

2)方法二

采用公式(7)计算得复合土层压缩模量的提高系数ζ=3.44，经过试算确定的沉降计算深度zn=39.7 m，各层地基土沉降计算结果见表3。

表3 各层地基土沉降计算值

3)方法三

采用公式(9)估算沉降计算深度zn=13.0 m，计算时取zm=11.6，ξ=0.42，b=38，β=0.48。

根据复合地基静载荷试验结果，确定的变形模量E0=75 MPa。计算时各取值情况：承载板直径d=1.4 m，刚性承压板形状系数I0=0.785，μ=0.38，p=550 kPa，s=7.24 mm。

采用公式(8)计算得复合地基最终沉降量为s=29.9 mm。计算时各参数取值为：ψs=0.8，p=550 kPa，b=38 m，η=1.0，δi=0.1342，δi-1=0。

3 计算值与沉降观测值对比分析

1)该工程复合地基施工结束后，建设单位委托具有相关资质的检测机构对复合地基质量进行了检测。检测单位为确定复合地基承载力特征值，共计进行了5处单桩复合地基静载荷试验，在最大1100 kPa压力作用下，以沉降速率小于0.1 mm/h为稳定标准时，测得沉降量的范围值为16.65～18.55 mm，平均值为17.52 mm。

2)建设单位委托了第三方对主体施工期间及封顶后一段时间内进行了沉降观测，观测时间2013年8月16日—2014年12月11日，共均匀设置沉降观测点8个，在平均沉降速率达到0.01 mm/d时，所观测到的最终沉降量范围值为18.3～22.4 mm，平均值为20.2 mm。

3)将实测结果与三种不同方法所计算的最终沉降量见表4。

表4 沉降实测值与计算值对比表

通过静载荷试验和沉降观测实测值对比分析，各点沉降速率稳定，无明显不均匀沉降现象。载荷试验所得沉降量小于沉降观测值，主要原因为载荷试验所采用的承压板面积较小，影响深度有限，且作用时间较短。

采用规范推荐的三种沉降计算方法所得结果分析：采用《高层建筑岩土工程勘察标准》所推荐计算方法最为接近实测值，主要原因为该方法采用了复合地基变形模量E0，其值可通过复合地基载荷试验实测所得，计算变形深度基本为复合地基加固区。表明用此公式计算高层建筑刚性桩复合地基变形是可行的。

采用《复合地基技术规范》和《建筑地基处理技术规范》推荐的计算公式所计算的沉降量两者相差不大，但计算值均大于实测值1倍以上。两种计算方法原理上均为分层总和法(即有效应力面积法)，不同之处，方法一计算时把复合地基加固区作为等效实体，此部分的沉降量很小，而采用等效实体应力扩散法计算加固区底面以下的沉降量又偏大。总之，该两种方法的计算受岩土工程参数的选取影响较大，一般岩土工程勘察报告所提供的压缩模量值偏于保守，即取值较低，因此沉降计算结果偏大。若把沉降计算经验系数ψs按0.1取值时，较为接近实测值。