高层建筑核心筒外扩CFG桩变刚度调平设计实例分析

2021-06-23闫建，张武

地基处理 2021年2期

闫建，张武

（1.建筑安全与环境国家重点实验室，北京 100013；2.中国建筑科学研究院有限公司地基基础研究所，北京 100013；3.北京市地基基础与地下空间开发利用工程技术研究中心，北京 100013）

0 引言

对于高层建筑主楼、多层裙楼及纯地下车库连接在一起的大底盘基础，其荷载差异较大，沉降在主楼区域大、裙楼区域小，基底反力分布复杂，当上部结构为荷载与刚度内大外小的框架-核心筒时，蝶形沉降和马鞍形反力分布会更加明显。调平设计概念源于桩筏基础中对沉降差的控制，通过控制沉降差来降低筏板内力和上部结构次应力，进而减小筏板厚度、配筋等[1-3]。由于实际工程中多是通过调整基桩平面布置或改变基桩长度、直径等桩筏刚度的因素来减少沉降差，故称之为变刚度调平设计[4-5]。

框架-核心筒结构以前多采用桩基础，随着地基处理技术的发展，选用施工便捷、费用低廉的刚性桩复合地基来解决框架-核心筒结构的地基问题成为可能[6]。当前高层建筑CFG桩复合地基设计时，多数应用均匀布桩模式，尽管桩数不少，但碟形沉降仍不可避免。针对框架-核心筒结构特点，通过调整CFG桩的刚度分布，使反力同荷载分布相协调，从而减小差异沉降，降低筏板基础内力。本文结合厚筏基础的厚跨比大于1/6，考虑核心筒外扩对基底应力的影响，采用核心筒局部CFG桩平面位置调整的变刚度调平设计，取得了较好的处理效果，可供类似工程设计时参考。

1 工程概况

1.1 工程简介

该高层建筑由北塔、南塔、附属用房及纯地下车库组成。其中北塔为地上20层的框架-核心筒结构，建筑高度99.90 m，南塔为地上15层的框架-核心筒结构，建筑高度76.25 m，附属用房为地上2层，建筑高度18.55 m的框架结构。北塔、南塔和附属用房地下室与纯地下车库连通，地下4层，基础埋深约21.6～22.6 m。北塔和南塔均采用CFG桩复合地基，处理后北塔核心筒复合地基承载力特征值达到 650 kPa，北塔外框柱复合地基承载力特征值达到 450 kPa；处理后南塔核心筒复合地基承载力特征值达到 570 kPa，南塔外框柱复合地基承载力特征值达到400 kPa。总沉降量不大于50 mm，差异沉降不大于0.002 L。

1.2 工程地质条件

根据本工程的地勘报告，该场地自然地面绝对标高33.96～36.05 m，地层按成因类型、沉积年代划分为人工堆积层和第四纪沉积层两大类，按其岩性及工程特性，基底以下土层的分布及基本物理力学参数如表1。

表1 地层分布及物理力学参数Table 1 Strata distribution and physico-mechanical parameters

2 工程特点分析

该高层建筑为大底盘框架-核心筒结构，由双塔、裙楼及纯地下车库组成，双塔之间、双塔与裙楼之间以沉降后浇带连接。由于框架-核心筒结构体系的力学特性与一般住宅剪力墙结构有很大差异，剪力墙结构整体刚度大，荷载与刚度分布较均匀，上部结构对基础的贡献大；而框架-核心筒结构整体刚度较差，荷载与刚度分布不均是其显著特点。北塔核心筒冲切范围内的基底平均压力约为874.0 kPa，外框柱区域的基底平均压力约为400.0 kPa，二者相差2.2倍。北塔核心筒约占楼面面积的18.4%，荷载却占总荷载的46.2%；南塔核心筒约占楼面面积的 23.1%，荷载却占总荷载的46.8%，核心筒荷载占比高。

3 变刚度调平设计

3.1 变刚度调平设计理念

传统设计为了满足承载力和荷载的总体平衡，多采用满堂红、均匀布桩，而缺少优化基础本身的受力状态、减小差异沉降的思维，马鞍形反力分布并非外围桩的承载力不足所引起，而是由于内、外竖向支撑刚度不均造成的。为了增大基础的整体刚度，若采用增加筏板厚度、布桩的数量和加大桩的几何尺度，通过降低沉降的绝对值而满足对沉降差的设计标准，将造成工程量增加，刚度冗余。对于大底盘框架-核心筒结构的复合地基设计，采用变刚度调平设计理念，其优化模式见图1，通过调整CFG桩复合地基强度和刚度，使之与上部结构荷载分布相协调，减小差异沉降，基底反力分布模式得到改变，基础内力和上部结构次应力降低，在满足承载力和沉降设计要求的同时，工程量优化效果明显。

图1 框架-核心筒结构变刚度优化模式Fig.1 Stiffness optimization model of frame-core tube structure

工程应用中，时常遇到筏板较厚，而无法减薄的情况。对于厚跨比大于1/6的厚筏基础，变刚度调平设计时，应充分考虑扩散主楼荷载的作用，在保证安全的前提下，可大大节约工程造价。

3.2 设计参数

根据荷载、地质条件和上部结构布局，该高层建筑 CFG桩复合地基采用强化与弱化结合的变刚度调平设计，实现差异沉降、基础内力最小化目标。通过计算分析，在充分考虑核心筒外扩作用，调整桩距来改变 CFG桩的平面布置，对于荷载集中的核心筒区域予以强化，对于核心筒外框柱予以弱化，从而使基础沉降趋于一致。北塔核心筒采用桩径400 mm，有效桩长12.0 m，以⑥卵石、圆砾层为桩端持力层，桩间距1.5 m；北塔外框柱采用桩径400 mm，有效桩长12.0 m，以⑥卵石、圆砾层为桩端持力层，桩间距2.0 m；南塔核心筒采用桩径400 mm，有效桩长12.0 m，以⑥卵石、圆砾层为桩端持力层，桩间距1.8 m；南塔外框柱采用桩径400 mm，有效桩长12.0 m，以⑥卵石、圆砾层为桩端持力层，桩间距2.0 m。

3.3 承载力计算

（1）单桩承载力计算

单桩承载力特征值由式（1）计算，即：

式中：up为桩的周长，m；qsi、qp分别为桩周第i层土的侧阻力、桩端端阻力特征值，kPa；lpi为第i层土的厚度，m；αp为桩端端阻力发挥系数；Ap为桩的截面积，m2。

依据勘察钻孔所揭露的土层参数指标进行计算，单桩承载力特征值为714.6～737.1 kN，由于北塔、南塔及外框柱 CFG桩的设计参数相同，桩端持力层均为⑥卵石、圆砾层，综合分析可知：单桩承载力特征值取值700 kN，设计桩身混凝土强度等级为C25，经验算桩身强度满足设计要求。

（2）复合地基承载力计算

复合地基承载力特征值由式（2）计算，即：

式中：λ为单桩承载力发挥系数；m为面积置换率；β为桩间土承载力折减系数；fsk为处理后桩间土承载力特征值，kPa。

规范中对于主体结构地基承载力的深度修正，可将基础底面以上范围内的荷载按基础两侧的超载考虑，并将超载折算成土层厚度作为基础埋深，基础两侧不等时取小值[7]。由于CFG桩复合地基处理范围有限，而增强体的设置改变了基底压力的传递路径，其破坏模式与天然地基不同，对 CFG桩复合地基承载力修正的研究成果不多，为了安全起见，行业标准要求基础宽度的地基承载力修正系数取0，基础埋深的地基承载力修正系数取1.0[8]。实际工程中由于裙楼和纯地下室结构刚度的存在，对地基差异变形起到调整作用，并有利于主楼地基承载力的发挥，修正时把裙楼或地下室结构自重折算成土的厚度，对承载力进行深度修正，是一种偏安全的方法。

经计算，北塔核心筒复合地基承载力特征值为516.1 kPa，未修正复合地基承载力特征值取值为500.0 kPa；北塔外框柱复合地基承载力特征值为359.3 kPa，未修正复合地基承载力特征值取值为350 kPa。北塔基础底面以上天然土层的加权平均重度为17.1 kN/m3，基础底面以上范围内的荷载按超载187.6 kPa考虑，北塔核心筒经深度修正后的复合地基承载力特征值为677.8 kPa，北塔外框柱经深度修正后的复合地基承载力特征值为527.8 kPa。南塔核心筒复合地基承载力特征值为449.1 kPa，未修正复合地基承载力特征值取值为 430 kPa，南塔外框柱复合地基承载力特征值为432.9 kPa，未修正复合地基承载力特征值取值为 400 kPa。南塔基础底面以上天然土层的加权平均重度为15.3 kN/m3，基础底面以上范围内的荷载按超载考虑为187.6 kPa，南塔核心筒经深度修正后的复合地基承载力特征值为610.5 kPa。北塔、南塔核心筒及外框柱的复合地基承载力均满足设计要求。

3.4 变形计算

框架-核心筒结构大底盘基础复合地基变形计算研究较少，仍以经验为主，在进行变形计算时，地基内的应力分布，按照各向同性均质线性变形体理论，近似采用线性理论分层总和法计算模式。在加固区模量取桩土复合模量，核心筒范围和外框柱采取不同的桩土复合模量，应用荷载叠加原理对不同区域变形进行计算。由式（3）计算，即：

对北塔、南塔进行变形计算，在附加应力作用下北塔基础中心点最大沉降量计算结果为41.0 mm，南塔基础中心点最大沉降量计算结果为34.5 mm，北塔和南塔的理论计算结果均小于控制值（50 mm），沉降差小于0.002 L，变形计算结果满足设计要求。

4 设计效果及评价

4.1 复合地基检测结果

CFG桩施工完成后，分别在核心筒及外框柱进行了单桩和单桩复合地基静载荷试验[9]，检测结果见图2～4。根据静载荷试验曲线判定，南塔、北塔核心筒和外框柱的单桩复合地基和单桩承载力均满足设计要求。同时也进行了南塔、北塔 CFG桩的桩身低应变检测，检测结果表明桩身完整。

图2 北塔单桩复合地基p-s曲线Fig.2 p-s curves of single pile composite foundation of north tower

图3 南塔单桩复合地基p-s曲线Fig.3 p-s curves of single pile composite foundation of south tower

图4 单桩Q-s曲线Fig.4 Q-s curves of single pile

4.2 建筑沉降观测结果

施工过程中，对北塔和南塔分别进行了沉降观测，北塔观测点布设在地下4层基础底板上，基础底板施工完成后开始初始值观测，北塔观测点沉降-时间曲线见图5；南塔首次观测点布设在首层基础底板上，南塔观测点沉降-时间曲线见图6。

图5 北塔观测点沉降-时间曲线Fig.5 Settlement-time curves of observation point of north tower

图6 南塔观测点沉降-时间曲线Fig.6 Settlement-time curves of observation point of south tower

结构封顶时，北塔观测点的沉降量在 27.6～37.3 mm，平均沉降量为32.6 mm，南塔观测点的沉降量在24.1～28.3 mm，平均沉降量为25.6 mm。根据沉降-时间曲线分析，建筑的沉降还未完全稳定，从图5～6可以看出，北塔核心筒（J19、J21、J23）和南塔核心筒（J10、J11、J13）沉降量略大于外框柱，各观测点的沉降值基本趋于均匀，建筑物最终总沉降量小于设计控制值（50.0 mm），考虑南塔观测点是布设在地下室1层，所以北塔、南塔核心筒和外框柱之间的沉降差较小，远小于设计控制值（0.002 L）。北塔、南塔沉降等值线见图7～8。

图7 北塔沉降等值线Fig.7 Subsidence contours of the north tower

图8 南塔沉降等值线Fig.8 Subsidence contours of the south tower

变刚度调平在框架-核心筒结构大底盘基础复合地基设计中的应用，其技术合理性在于通过调整CFG桩的布置，实施核心筒增强，使核心筒CFG桩复合地基的强度达到较高的荷载水平。而经济合理性在于减少或消除多余CFG桩，从而使造价降低。依据检测和沉降观测结果，该框架-核心筒结构大底盘基础厚跨比大于 1/6，具备扩散主楼荷载的作用，在充分考虑核心筒外扩下的应力减少，采用荷载集度高的核心区局部增强措施，其调平效果十分显著，取得了较好的设计效果。