姚梅紅

（福建船政交通職業(yè)學(xué)院道路工程系，福建福州350007）

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嵌巖抗拔樁承載力評估及其抗浮的優(yōu)化設(shè)計

姚梅紅

（福建船政交通職業(yè)學(xué)院道路工程系，福建福州350007）

摘要：結(jié)合工程實踐，以高層建筑附建式純地下室與主體間的沉降差控制為目標(biāo)，論述嵌巖擴底灌注樁抗拔承載力的合理估算、純地下室采用樁基應(yīng)對整體抗浮不足的優(yōu)化設(shè)計方法。工程實踐證明，嵌巖擴底樁可顯著提高單樁的抗拔承載力，其嵌巖段抗拔極限側(cè)阻力的估算可參照承壓嵌巖樁的方法，以巖石單軸飽和抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值表達樁的極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值，并乘以抗拔折減系數(shù)來取值。

關(guān)鍵詞：抗拔灌注樁；擴底端；預(yù)應(yīng)力；裂縫控制

由于城市建設(shè)的不斷發(fā)展，空間開發(fā)力度與日俱增，各種類型的地下廣場、地下商場、人防工程、地下車庫等越來越多，基礎(chǔ)埋深也越來越深。特別是高層建筑的附建式地下室，常見幾棟甚至十多棟塔樓共用一大地下室的情形，其純地下室范圍遠大于上部建筑，而且高層塔樓與純地下室間往往不設(shè)縫，此時，純地下室部分因沒有上部結(jié)構(gòu)、自重較輕的緣故，不僅抗浮問題突出，而且與高層間的沉降差控制也是非常棘手的難題。尤其在沿海地區(qū)，地下水位淺，持力層埋深大，抗浮與沉降差控制幾乎形成一對矛盾，因為純地下室部分若因抗浮不滿足要求而設(shè)置抗拔樁，設(shè)計不當(dāng)其沉降將受到限制，反而加大了兩者間的沉降差。

本文以某實際工程為例，從現(xiàn)有規(guī)范中尚未明確的嵌巖抗拔樁的承載力該如何合理評估入手，探討高層建筑附建式地下室抗浮的優(yōu)化設(shè)計。

1　工程概況

某地一棟高層辦公樓，上部建筑主樓為26層框剪結(jié)構(gòu)，總高度98.4 m；裙樓為4層商場、框架結(jié)構(gòu)，高度19.6 m?！?.00標(biāo)高相當(dāng)于絕對標(biāo)高（黃海高程）9.600 m。地面以下設(shè)2層、局部3層地下室，主要作為人防單元、設(shè)備用房及機動車停車庫使用，其中地下二層為“三層有底坑升降橫移式”立體停車庫；地下室底板面的相對標(biāo)高統(tǒng)一為-11.400 m，相當(dāng)于黃海高程-1.80 m。其總平面如圖1所示。

地下室外周尺寸為65.1m×91.0 m，平面面積5 924.1m2；上部結(jié)構(gòu)典型柱網(wǎng)尺寸為8.4m×8.1m，含裙樓在內(nèi)建筑外輪廓尺寸42.2m×51.8m，總占地面積 2 125.52 m2，不足地下室平面面積的36%，且主樓、裙樓、純地下室連為整體，三者間均未設(shè)縫。

圖1　總平面圖Fig.1 General layout of a basement in a certain high-rise building

建筑場地屬山前緩坡與平原過度地貌，各土層分布及其物理特性詳見表1?？辈炱陂g實測鉆孔水位黃海高程在7.82～8.18 m左右，屬潛水，主要賦存于頂端飽和粘性土中，水量較小，水位變幅1.00 m左右；下部③號層圓礫為主要承壓含水層，根據(jù)區(qū)域資料其承壓水水頭黃海高程在0.00左右，水量較豐；底部基巖無明顯裂隙水發(fā)育。建議地下室抗浮水位取黃海高程8.00 m。

2　地下室抗浮設(shè)計

由于地下室埋深大，底板面處于第①、②層粉質(zhì)黏土層交界面上，抗浮水位高，且近2/3的地下室上部沒有建筑壓重來平衡水浮力，因此純地下室部分的整體抗浮設(shè)計成為基礎(chǔ)設(shè)計的關(guān)鍵。

表1　各土層分布及其物理特性Tab.1 Distribution and physical property of soil layers

2.1 樁型選擇

根據(jù)場地土層分布及建筑豎向設(shè)計（見圖2），地下室底板面距第④-2中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖層僅10.0 m左右，雖然地勘報告提供的抗浮水頭在底板面上9.8 m左右，但該水位是根據(jù)區(qū)域資料得來的而非實測水位，況且勘探時恰好是豐水期，而基礎(chǔ)施工卻是枯水期，另外，該場地位于新開發(fā)區(qū)，業(yè)主為當(dāng)?shù)氐睦吓剖┕て髽I(yè)，事先了解過其緊鄰周邊豐水期內(nèi)先行開工的工程在基礎(chǔ)（也有采用人工挖孔灌注樁的）施工過程中的情況，發(fā)現(xiàn)即使是第③圓礫層也沒有太大的地下水，采用井點降水措施就可以解決，因此，業(yè)主建議基礎(chǔ)使用人工挖孔灌注樁，若不考慮第③圓礫層的地下水問題，人工挖孔灌注樁是最適宜的基礎(chǔ)型式。該樁型屬非擠土擴底灌注樁，施工全過程質(zhì)量直觀、可控且無振動、噪音的不利影響，樁端可按抗壓或抗拔承載的需要來擴底，不僅單樁豎向抗壓承載力高，而且由于樁擴底端在持力層里的嵌固作用，相比其他樁型，單方混凝土的豎向抗拔承載力得到極大提高。

對于地層分布，抗浮也可采用錨桿。單根φ150 mm普通錨桿的抗拔承載力特征值最大在250 kN左右，造價卻高達170元/m左右；若樁身直徑0.90 m、擴底端直徑1.50 m的人工挖孔灌注樁，其抗拔承載力特征值能達1 500 kN，造價則只要750～800元/m左右；所需樁長與錨桿相差無幾，因此使用抗拔樁要比錨桿節(jié)省約1/4的造價。況且，由于錨桿直徑小，現(xiàn)場施工質(zhì)量不易保證，難以100%達到設(shè)計要求。

基此，本工程底板采用鋼筋混凝土梁板體系，板厚500 mm，基礎(chǔ)采用C30混凝土強度等級的人工挖孔灌注樁，地下室結(jié)構(gòu)、灌注樁及其與土層的相對關(guān)系如圖2所示。

2.2 嵌巖抗拔樁承載力估算及設(shè)計

由于抗浮設(shè)計水位較高，作用在底板底面的垂直向上的水浮力標(biāo)準(zhǔn)值為（9.8+0.5）×10=103 kN/m2，而機動車停車庫部分兩層地下室結(jié)構(gòu)及覆土自重（不含活載）標(biāo)準(zhǔn)值僅46.5 kN/m2，因此要滿足抗拔要求，底板需提供的抗拔力標(biāo)準(zhǔn)值要大于103×1.05-45=63.15 kN/m2，每個典型柱網(wǎng)需提供的抗拔力標(biāo)準(zhǔn)值要大于8.4×8.1×63.15≈4 300 kN，這個作用與純地下室結(jié)構(gòu)部分每個柱下的荷載（不含底板及其覆土自重）相近。從豎向承壓的角度考慮，純地下室部分每個柱下布置一根擴底直徑1.2 m，樁身直徑0.9 m的樁（單樁豎向抗壓承載力特征值5 100 kN）就已足夠了；但從抗拔角度考慮，由于灌注樁單樁豎向抗拔承載力相對于豎向抗壓承載力小得多，擬在每個柱下設(shè)置3根抗拔樁，如此每根抗拔樁的豎向抗拔承載力特征值要達到1 450 kN。

通常以圓柱面剪切法來估算單樁豎向抗拔承載力特征值［1］，其計算模型如圖 3，計算公式如下:

圖2　地下室結(jié)構(gòu)、灌注樁及與土層的相對關(guān)系Fig.2 Basem ent structure，cast-in-situ pile andtheir relationship w ith soil layer

式中，Ta為基樁抗拔承載力特征值；Tuk為基樁抗拔極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值；Us1為l1段樁身截面計算周長，Us1=πd；Us2為l2段樁身截面計算周長，Us2=πD；li1為擴底端壓剪區(qū)段以上l1段內(nèi)各土層的厚度；li2為擴底端壓剪區(qū)段即l2段內(nèi)各土層的厚度；qsik為樁側(cè)表面第i層土的抗壓極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值；λi為抗拔系數(shù)，砂土取0.60～0.70，黏性土、粉土取0.70～0.80；樁長徑比l/d＜20時，取小值；Gp為樁自重，地下水位以下取浮容重，對于擴底樁分段取值，原則同Usi。

圖3　抗拔擴底灌注樁承載力計算模型Fig.3 Calcu lation model of the bearing capacityof uplift under-reamed cast-in-situ pile

擴底端壓剪區(qū)段長度隨土的內(nèi)摩擦角大小而變，內(nèi)摩擦角愈大，擴底端壓剪區(qū)段長度愈長。國標(biāo)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》［2］JGJ94—2008建議軟土取4 d左右，卵、礫石取7～10 d；而上海市《地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》①上海市城鄉(xiāng)建設(shè)和交通委員會:《DGJ08-11-2010地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》，2010。DGJ08-11—2010根據(jù)上海地區(qū)土層以黏性土和粉性土為主的特點，建議擴底端壓剪區(qū)段長度取擴大頭高度以上8D范圍，但不計樁在軟弱土層中的長度。筆者認為上海市的取值更合理，因為①國標(biāo)擴底端壓剪區(qū)長度按樁身直徑而不是擴底端直徑來表達，對不同擴底端直徑而同樁徑的樁，會得到擴底端壓剪區(qū)長度相同的結(jié)果，這從直觀的角度看不盡合理；②擴底端壓剪區(qū)段長度的取值，對以黏性土和粉性土為主的上海地區(qū)能取擴大頭高度以上8D，對土性更好的卵、礫石層，應(yīng)該更大才合理；③上海的結(jié)論是建立在更多的試樁資料之上。

本工程抗拔樁擬選用樁身直徑d=0.90 m、擴底端直徑D=1.50 m的人工挖孔灌注樁，樁端全截面進入持力層深度不小于1.0D，樁與土層的相對關(guān)系見圖2。這種樁型的單樁抗拔承載力特征值上述兩規(guī)范都沒明確該如何計算，若參照JGJ94—2008計算結(jié)果為 1 297.5 kN，而參照DGJ08-11—2010計算結(jié)果為1 349.4 kN，計算中擴底端壓剪區(qū)段長度及抗拔系數(shù)（風(fēng)化巖取0.8，圓礫取0.7）均取高值。由于擴底端持力層為較完整的中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖，其單軸飽和抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值frk達14.50 MPa，對嵌入其中的樁擴底端的約束要比任何土層強得多，因此可判定基樁抗拔極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值按公式（2）計算的結(jié)果偏于保守。

對于嵌巖抗拔樁，筆者認為圖3所示的圓柱面剪切法的計算模型仍然適用，但其抗拔極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值的估算應(yīng)參照嵌巖樁單樁豎向抗壓承載力的模式，將樁側(cè)阻力分為土層及嵌巖段兩部分，按下式計算:式中，Tsk為土總極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值，按公式（2）計算；Trk為樁嵌巖段總極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值；λr為嵌巖段抗拔系數(shù)，取0.70；ζs為樁嵌巖段側(cè)阻系數(shù)，按JGJ94—2008第5.3.9條條文說明表9取值；frk為巖石飽和單軸抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值；lr為嵌巖段長度。

公式（4）是在承壓樁嵌巖段基于frk計的極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值的基礎(chǔ)上，乘以抗拔折減系數(shù)取值，與公式（2）一脈相承，簡單實用。且其結(jié)果與文獻［3］錨樁相近。

若按公式（3）、（4）計算，且擴底端壓剪區(qū)長度按DGJ08-11—2010取值，上述樁單樁抗拔承載力特征值為 2 962.4 kN，單嵌巖段就達2 008.9 kN，比公式（1）、（2）的計算結(jié)果大了不止一倍。按嵌巖計算模式，φ900 mm等直徑樁即可滿足抗拔承載力不低于1 450 kN要求，考慮到人工挖孔樁擴底不難，且擴底端需增加的混凝土量有限，從工程安全、實用的角度并兼顧承壓的需要，本工程設(shè)計擴底端直徑采用1.50m。

雖然嵌巖擴底樁的地基承載力很高，但仍受樁身抗拔承載力的限制。由于鋼筋混凝土基樁位于地下水位之下，根據(jù)耐久性規(guī)定，環(huán)境類別為二（a）類，裂縫控制等級為三級，最大裂縫寬度限值為0.2 mm。同時由于地勘建議的抗浮水位接近常年水位，基樁上拔力準(zhǔn)永久組合值與標(biāo)準(zhǔn)組合值相差無幾，根據(jù)《鋼筋混凝土設(shè)計規(guī)范》［4］GB50010—2010第7.1.2條公式，當(dāng)樁身縱筋配32φ20時，最大裂縫寬度剛好滿足要求。

2.3 抗拔樁布置的優(yōu)化

抗拔樁設(shè)計需要同時考慮兩種極端荷載工況，一是地下水位達到抗浮的最高水位時，抗拔樁承受豎直向上水浮力與結(jié)構(gòu)自重之差的荷載作用，并通過樁身與周圍土體間的側(cè)摩阻力將其傳給土體；另一工況是地下水位降至基礎(chǔ)底面以下，抗拔樁同其他基樁一道承受全部豎直向下的荷載，此時抗拔樁變成為抗壓樁。

本工程可采用中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖作為人工挖孔樁的持力層，上部高層部分除筒芯及角部剪力墻采用群樁外，框架柱均可采用單柱單樁。擴底尺寸按上部荷載及地基承載力確定，最小直徑1.8 m，最大直徑3.0 m，樁端全截面進入持力層不小于1.0 m；樁身尺寸按混凝土承載力控制，最小直徑1.3m，最大直徑2.1m；單樁豎向抗壓承載力特征值10 400～27 300 kN。

基于上文2.2的估算，純地下室部分每個柱下承壓僅需要1根樁，而抗拔卻需要3根樁，常規(guī)的做法是將3根抗拔樁全數(shù)集中布置在每個柱下，優(yōu)點是傳力直接、受力明確?？捎捎诳拱螛兜闹С凶饔?，每根樁承擔(dān)的荷載明顯小于主樓下的樁，造成主樓與純地下室間產(chǎn)生較大的基礎(chǔ)沉降差。特別是主樓與裙房、純地下室之間高度及荷重相差懸殊，建筑又不允許設(shè)縫，若如此布置抗拔樁，將對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生非常不利的影響。

從平衡主樓、裙房、純地下室之間相對沉降的角度考慮，需要控制各部分基礎(chǔ)在承壓時的應(yīng)力水平盡可能地接近，因此本工程基礎(chǔ)設(shè)計時，底板采用整體剛度較大的梁板體系，純地下室部分柱下仍采用單柱單樁，所需的另外兩根抗拔樁分散布置到柱間的基礎(chǔ)連系梁跨中處。如此布置抗拔樁的另一個好處是:因跨中抗拔樁的存在，可大幅度降低基礎(chǔ)連系梁的受力情況及應(yīng)力水平，節(jié)省其用鋼量。

2.4 抗拔試驗、沉降觀測結(jié)果及其評價

樁基完成后，在基坑范圍內(nèi)隨機抽取3根抗拔基樁，按《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》GB50007—2011附錄Q的相關(guān)要求進行單樁抗拔試驗。試驗加荷方式為慢速維持荷載法，每級荷載增量均為300 kN，最大試驗荷載均加至3 000 kN。其單樁豎向抗拔靜載試驗U-Δ曲線如圖4。

試驗樁在最大荷載作用下樁頂上拔量均較小，分別為13.64、14.66和15.53 mm，且沒有明顯位移增大的現(xiàn)象，對應(yīng)的殘余變形分別為8.97、6.27和7.57 mm，而在設(shè)計荷載下對應(yīng)的變形分別為4.26、3.97和5.12 mm。由此可見，在設(shè)計荷載作用下，樁端抗力幾乎沒有發(fā)揮的機會，荷載基本由樁側(cè)阻力來抵抗；而在最大荷載作用下，樁端抗力僅有部分發(fā)揮。雖然試樁未達極限承載狀態(tài)，但其結(jié)果驗證了2.2節(jié)嵌巖擴底樁承載力評估方法的合理性。

施工過程中，特別安排具有專業(yè)測量資質(zhì)的第3方對上部建筑及地下室進行全程沉降觀測，從地下室完工到整個建筑裝修完成歷經(jīng)兩年，上部結(jié)構(gòu)最大沉降發(fā)生在筒芯處，累計9.62 mm，最小沉降發(fā)生在裙樓西南角，累計6.37 mm；地下室最大沉降發(fā)生在東北角，累計3.43 mm；最小沉降發(fā)生在東南角，累計1.82 mm。從最終沉降觀測結(jié)果看，所有觀測點的沉降都很小，沉降差更小，樁基完成至今已3 a，建筑沒有出現(xiàn)任何異常現(xiàn)象，這表明主體與地下室間的沉降差控制完全達到設(shè)計預(yù)期的目標(biāo)。

圖4　單樁豎向抗拔靜載試驗U-Δ曲線Fig.4 The U-Δcurve with the result of the uplift capacity test on single pile

3　結(jié)論

1）與普通樁相比，嵌巖擴底樁可顯著提高單樁的抗拔承載力，其嵌巖段抗拔極限側(cè)阻力的估算可參照嵌巖承壓樁的計算方法，在基于frk的極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值基礎(chǔ)上乘以抗拔折減系數(shù)取值。

2）當(dāng)高層與裙房、純地下室之間未設(shè)縫時，高層的沉降相對較大，而裙房、純地下室沉降很小，如果因抗浮不滿足要求而在裙房、純地下室范圍設(shè)置抗拔樁，其底板應(yīng)采用整體剛度較大的梁板體系，并將抗拔樁盡可能分散地布置在結(jié)構(gòu)柱下。避免由于抗拔樁的支承作用，讓裙房、純地下室的沉降受到限制，加大了高層與裙房、純地下室間的沉降差。

參考文獻：

［1］劉金礪，高文生，邱明兵.JGJ94—2008建筑樁基技術(shù)規(guī)范應(yīng)用手冊［M］.北京:中國建筑工業(yè)出版，2010:120-124.

［2］史佩棟.樁基工程手冊:樁和樁基礎(chǔ)手冊［M］.北京:人民交通出版社，2008:169-174；

［3］中華人民共和國建設(shè)部.建筑樁基技術(shù)規(guī)范:JGJ94—2008［S］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，2008.

［4］中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.鋼筋混凝土設(shè)計規(guī)范:GB50010—2010［S］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，2010.

（責(zé)任編輯：陳雯）

中圖分類號：TU47

文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-4348（2016）03-0218-05

doi：10.3969/j.issn.1672-4348.2016.03.003

收稿日期:2016-05-11

作者簡介:姚梅紅（1966-），女，福建莆田人，高級工程師，研究方向:結(jié)構(gòu)設(shè)計。

The evaluation of bearing capacity and the optim ization design of anti-floating capacity for forrock-socketed anti-up lift piles

Yao Meihong
（Road Engineering Department，F(xiàn)ujian Chuangzheng Communications College，F(xiàn)uzhou 350007，China）

Abstract:Targeted at a scientific control of differential settlement between the attached pure basement of high-rise buildings and themain body in engineering projects，the reasonable estimation of the anti-uplift capacity of rock embedded under-reamed cast-in-situ piles and the optimization design schemes for pure basement to improve the overall anti-floating capacity were discussed.The engineering practical results indicate that the rock embedded under-reamed cast-in-situ piles can increase significantly the uplift bearing capacity of single piles.The estimation of ultimate side uplift resistance of the cast-in-situ piles’embedded part can refer to the method used in rock-embedded pressure bearing piles.The ultimate side resistance standard value of the piles can be expressed by rock uniaxial saturated anti-compressive strength standard value multiplied by the uplift reduction factor.

Keywords:uplift cast-in-situ pile；under-reamed pile bottom；prestress；cracking control