第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 端承桩复合桩基在岩溶地区的工程实践 林树枝，周峰²，屈伟2 （1.厦门市建设与管理局，福建厦门361003；2.南京工业大学交通学院江苏南京210009) 摘要：岩溶地区高层建筑基础若采用常规柱基，需进行一桩一探的施工勘探，不仅造价高工期长，而且成桩质 量难以保证.
本文介绍某工程天然地基虽具有较高的承载力，但仍无法满足高层建筑基础沉降量与软弱下卧层承 载力的要求.
本文提出端承桩复合桩基的方法，通过在桩项设置变形调节装置，协调桩、土变形差，实现端承型 桩的桩土共同作用，使天然地基承担大部分的上部结构荷载，不足部分由引入的少量桩基来承担.
本文详细介绍 了端承桩复合桩基的设计方法，并通过PLAXIS三维有限元程序对3组采用不同刚度值变形调节装置的复合桩基 进行对比分析，结果显示刚度过大或过小都对复合桩基的工作性能产生不利影响.
若刚度按实际计算值控制，端 承桩复合桩基各项测试指标与设计值较为吻合，均可满足规范要求，监测结果显示建筑物沉降值控制达到预期效 果.
本工程采用端承桩复合桩基可取得显著的经济效益，其设计理念与方法可供同类工程借鉴和参考.
关键词：岩溶地区：变形调节装置：数值分析：复合基：桩土共同作用 1工程概况 福建某项目场地为龙岩盆地的冲洪积阶地地貌，场地总体平坦，场地标高介于341.77-343.77m之间.
场地内覆盖层主要为第四系耕植土、冲洪积层，基岩主要为灰岩风化层.
该项目中5#楼占地面积780m²， 25层，高73m，建筑物平面如图1所示.
场地内主要受力影响范围内土层情况自上而下为： 1.卵石②：厚4.50-13.50m，中风化硬质岩，工程力学性能较好，承载力较高，可作为天然地基持力层： 2.粉质黏土③厚2.50-25.20m，灰黄色，可塑，中等压缩性，工程力学性能一般：3.破碎灰岩：厚0.27-16.70 m，灰色、灰黑色，矿物成分以碳酸钙为主，工程力学性能较好，承载力较高，但溶蚀发育，岩石破碎， 分布较广，对地基的稳定性有一定的影响：4.中风化灰岩：未揭穿，灰白色，岩体较完整，工程力学性 能好，承载力高，为良好的桩基础持力层.
场地典型地质剖面与各土层物理力学参数分别如图2和表1所示.
③0① 3188 1982x0 L- L C D 建润物外轮继线 D c A) 7.0 fmt Tieo @③ ①10 图1建筑物平面图 基金项目：国家白然科学青年基金（51008159）：国家白然科基金面上项目（51278244） 作者摘合：林树栈（1963一），男，博士，教授级高工，博士生导师，长期从事高层建筑结构设计、结构抗震、结构优化设计以及地基基础方面的理 论研究与工程实践.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 ② 2 粉成粘土 ③ 50811 破殊厌岩 6) 中风化发治 2095 17.09 图2地质剖面图 表1地层主要物理力学指标 土层名称 E E fa (kN/m’) (MPa) (MPs) (kPa) () (kPa) 卵石 21.0 25:0 5.0 35.0 260 粉版嘉土 18.1 5.4 80 26.7 17.6 170 破碎灰岩 21.5 55 45 40 600 中风化灰岩 23.0 100 60 45 1 000 本工程灰岩地层由于地下水潜蚀和地质构造作用， 形成岩溶，溶洞，埋藏总体较深，充填物以可塑状 含角砾粉质黏土及粉质黏土为主，不易被冲蚀，勘察报告建议当采用天然地基及复合地基时可不考虑溶洞 本身对场地稳定性及地基稳定性的影响1-.
2基础方案的选择与确定 2.1基础结构设计参数 建筑物外轮廊长36m，宽18m，基础埋深8m，地下水位埋深4.2m，筏板厚1400mm.
计算到基础表 面的荷载效应标准组合值192000kN，投影面积529m2，对应土压力为363kPa.
2.2基础方案分析 本工程所处场地地质条件复杂，尤其是中等压缩性的粉质黏土和含有溶洞的破碎灰岩的存在，给基础 设计造成很大困难.
由于建筑物上部结构为25层框剪结构，根据最初的勘察报告，设计单位建议直接采用 常规桩基础的方案，上部结构荷载全部由桩来承担.
经过分析本工程若采用常规桩基础存在如下问题：①按规范要求，岩溶发育地区高层建筑若采用桩基 础，需按一桩一探的原则进行勘探3，造价高工期长：②由于破碎灰岩层溶洞发育，成桩质量难以保证， 桩基础的稳定性将受到一定影响45.
建设单位希望该基础方案能得到进一步优化，以节省工期、造价并确 保基础的施工质量.
2.3基础方案优化的可能性 笔者在仔细研读勘察报告后认为，场地上部的卵石层在不被扰动的情况下，应有较高的承载力，而 对卵石层进行现场平板载荷试验，以确定浅部卵石层的实际承载力及变形模量.
试验最终得到的卵石层受 力曲线如图3所示，可以得出卵石层承载力特征值为400kPa，比勘察报告建议的260kPa提高近55%，变形 模量为47MPa，比勘察报告建议的25MPa提高近90%.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 荷载PkN 150 300 450 600 750 JEL 12 PLT试验值 161 图3平板载荷试验荷载-沉降曲线 根据现场载荷板试验结果，初步判定卵石层在未被扰动的情况下，其承载力可以承担上部结构的荷载， 因此可以考虑采用天然地基的可能性口.
但由于下部粉质黏土层的力学指标均低于卵石层，验算可得经深 度修正后的粉质黏土承载力特征值为240kPa，显然软弱下卧层承载力不满足要求，基础沉降达到147mm， 超出规范和正常使用的范围.
由于卵石层具有很高的利用潜力，在保证整体沉降满足要求的前提下得到充分利用，可取得显著经济 效益.
经过反复论证，综合考虑工期、造价、施工质量等方面，笔者建议该工程采用考虑桩土共同作用的 桩筏基础方案.
2.4端承桩复合桩基方案 本工程基底卵石层承载力达到400kPa，即使按照软弱层承载力240kPa考虑，亦能承担绝大部分的上 部荷载，不足部分由筏板下引入的少量桩来承担，不仅可以减少桩基数量，还可减小建筑物的差异沉降， 降低筏板中的弯矩，使筏板厚度和配筋进一步减小.
本工程场地破碎灰岩层中溶洞发育，为避免其对地基 稳定性的影响，基桩直接支承于中风化灰岩上，形成嵌岩端承桩.
正常情况下，嵌岩端承桩在工作荷载作 用下的竖向变形远小于地基土的变形，从而导致桩、土的变形差过大而无法共同承担上部结构荷载，文 献[10.11]提出在桩顶设置可人为控制的变形调节装置，通过该装置来调整、优化桩与桩以及桩与土之间的 变形差，保证不同变形特性的桩土共同承担上部结构荷载，具体思路如图4所示.
0 BW 变形调 节装置 桩 ± 海承柱- 低压缩或不可压缩地层 图4端承桩复合桩基示意图 3复合桩基设计过程 3.1地基承载力的确定 鉴于本工程场地下部粉质黏土层承载力明显低于上部的卵石层承载力，因此地基承载力的确定按软弱 下卧层承载力控制，取240kPa.
3.2桩基承载力的确定
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 本工程桩型采用冲孔灌注桩，桩径为900mm（1#桩）.
桩端进入持力层中风化灰岩1m，单桩承载力按 ZK10控制计算，有效桩长取18.5m.
桩侧总极限侧阻力标准值Q计算如表2所示.
总极限端阻力标准值 Qk=gXA=3.14×0.45²×6500=3978kN.
故单桩极限承载力标准值8428kN，因此特征值R为4214kN，设计最终取单桩承载力特征值为4200kN.
表2桩侧极限侧阻力标准值 土层 厚度 (m) q RP) u(qμ×l) (kN) 4 100 粉质粘土 65 50 破碎灰岩 7 100 4450 中风化东岩 1 150 3.3桩基数量的计算与确定 在充分考虑桩土共同作用，发挥地基土承载力的基础上，桩基数量可按式(1）计算确定： Q-fA n2 R. (1) 式中：Q为上部结构竖向荷载设计值、基础自重设计值和基础上土重标准值：A为筏板扣除桩基截面 积的净面积：f为经修正后地基土承载力特征值：R为单桩竖向承载力特征值.
荷载效应标准组合下，上部结构作用于基础顶的竖向力为205830kN，基础自重20074kN：筏板扣除 桩基截面积的有效面积A为556.5m²，单桩承载力特征值4200kN，地基承载力特征值240kPa，则桩基础 承担的上部荷载F=Q-fA=205 83020074-240x556.5=92344kN，因此桩基数量n≥F/R=78514/4200=22 根即可满足要求.
3.4桩基础平面布置 按照墙下与柱下布桩原则，实际桩数确定为26根.
考虑到筏板中部所受荷载相比于其他部位明显偏大， 为了减小筏板中部内力和基础的不均匀沉降，中心桩（2#桩）桩径扩大为1200mm，承载力提高至7500kN.
最终桩位平面图如图5所示.
13 15 62 13 K- E 213 #f 900 E B 118 18 ③① 图5桩位布置图 按最终确定桩数计算桩基共承担荷载值F=4200x257500=112500kN，占上部结构总荷载49.8%，剩余 50.2%的荷载由地基土承担.
3.5基础沉降计算 文献[12]指出，当桩基为端承桩时，复合桩基的沉降量s实际即为发生在变形调节器工作时桩长范围内 地基土的压缩量.
由于桩承担了部分荷载，基底的实际附加压力约为180kPa.
根据不同钻孔所给的土层信 息计算所得基础沉降如表3所示，可以看出本工程桩筏基础的整体沉降量s大约在2-4cm.
表3基础沉降计算 孔号 ZK9 ZK10 ZK11 ZK14 ZK15 ZK16 ZK17 s(mm) 32 31 23 57 16 48 32
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 3.6变形调节装置支承刚度的计算 变形调节装置用于实现端承型桩基桩土共同作用时，其支承刚度的大小可按照下式计算： A'k k. (2) 式中：一地基土分担荷载的比例系数： 一桩基础分担荷载的比例系数： A-桩土其同作用时，与每根桩协同工作的地基土面积的平均值，A=An： &一单位面积地基土的支承刚度，近似等于地基土的基床系数： &一设置变形调节装置的基桩复合支承刚度，由基桩支承刚度k和变形调节装置支承刚度k串联面 成，当基桩为嵌岩瑞承桩时，k=k.
根据最终确定的桩数及桩位布置图，本工程中=0.502，=0.498，A=20.78m²，地基土的基床系数 k根据静载试验取6000kN/m”，则由式（2）计算可得设置变形调节装置的基桩复合支承刚度k约为120000 预留总调节量取为地基沉降量的2倍，即2s=6cm.
4数值模拟与分析 4.1参数选取及模型建立 本工程采用Plaxis3DFoundation对复合桩基进行三维分析，模型中采用的弹性模量根据龙岩当地经验 取为2-5倍勘察报告提供的压缩模量3.
上部结构荷载均按照实际情况以均布荷载与集中荷载输入.
4.2计算结果分析 为便于对采用不同刚度变形调节装置的复合桩基进行对比分析，在建模过程中共采用3组不同刚度值 k，分别为0.2倍计算值、1倍计算值、5倍计算值.
在上部结构荷载作用下，计算结果见图6-图9.
从图6可以看出，k取1倍计算值的复合桩基其最大沉降为48mm左右，集中在基础中部，最小沉降为 24mm，位于基础边缘，平均沉降为36mm，与最终沉降估算值3-5cm较为吻合.
从图7可以看出，若k取1倍计算值，筏板与土体接触应力在筏板中部约为215kPa左右，沿筏板边缘区 域接触应力在190kPa左右，平均应力约为200kPa，满足软弱下卧层的承载力要求.
图8为沿筏板长边方向桩顶反力曲线，可以看出若k正常取值，筏板边缘1#桩轴力在3500kN左右，并 向筏板中部方向逐步增加至大4300kN，这与筏板沉降中间稍大边缘较小的趋势甚为匹配.
1#桩轴力平均 值为4000kN左右，筏板中心2#桩的桩身轴力6900kN，基桩承载力得到充分发挥.
510152025 筏板宽度m 0 303540 D 10- 为1倍计算值 20 k为5倍计算值 u/20 30 40 S0 60- OL 80L 图6筏板沉降图
