上海地区某高层建筑桩基设计研究

马东亚

（同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，上海200092）

1 工程概况

某高层建筑位于上海市浦东新区世博园地块，由1幢高度79.99 m的18层办公楼、6层高度28.2 m的配套裙房以及4层埋深约18 m的地下室组成，总建筑面积6.98万m2。

2 结构设计简介

结构设计使用年限为50年，结构安全等级为二级，地基基础设计等级为甲级，抗震设防类别为标准设防类，抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度为0.10 g，设计地震分组为第二组，建筑场地类别为Ⅳ类，场地特征周期0.90 s，50年一遇基本风压为0.55 kN/m2，建筑高度大于60 m时，承载力设计时风荷载效应放大系数取1.1，地面粗糙度类别B类。整体结构模型如图1所示。

图1 结构模型Fig.1 Structural model

1～6层裙房和塔楼不设缝，平面布局为L形，尺寸为73 m×62 m。塔楼标准层平面布局为矩形，尺寸为49 m×37 m，核心筒尺寸为27 m×13 m。外框架柱网尺寸9～12 m，外框架柱截面从底层到顶层由1.1 m×1.3 m变截面至0.9 m×0.9 m。核心筒剪力墙外墙厚度400mm，内墙厚度300 mm，如图2所示。核心筒剪力墙和框架柱的凝土强度等级从底层到顶层由C60降低至C40。

图2 标准层结构布置图（单位：mm）Fig.2 Standard layer structure layout（Unit：mm）

本工程为超限高层，采用YJK和PMSAP两种软件进行计算。其中多遇地震下YJK计算结果如下：结构自振周期，T1=2.13 s（Y平动），T2=1.99 s（X平动），T3=1.71 s（扭转）。地震作用下最大层间位移角为1/846（X方向）和1/854（Y方向）。风荷载作用下最大层间位移角为1/5 468（X方向）和1/3 364（Y方向）。罕遇地震下采用PKPM软件EPDA&PUSH进行静力推覆分析，最大层间位移角为1/198（X方向）和1/172（Y方向）。

地下室结构形式为框架梁板结构+混凝土内衬墙。本工程地下室埋深约18 m，埋深较深，基坑围护结构采用地下连续墙。连续墙和内衬墙之间为复合式结构，连续墙内侧敷贴防水层（膨润土防水毯）后浇筑内衬墙，两墙之间的接触面不能传递剪力，只能传递法向压力。施工阶段水土压力由连续墙承受，使用阶段内衬墙承受水压力。

3 地质水文和桩基选型

3.1 工程地质概况

本工程场地所在区域地貌类型为长江三角洲入海口东南前缘滨海平原地貌类型，地势较平坦。处于建筑抗震一般地段。主要地层分布稳定、均匀，不存在地基土液化、地基震陷、断裂、滑坡、崩塌、泥石流、地裂缝、岩溶等影响场地稳定性的不良地质作用及地质体，场地稳定性较好，适宜建造建筑。场地土层分布和桩基承载力设计参数详见表1。

表1 土层分布和桩基承载力设计参数Table 1 Soil layer distribution and design parameters of pile foundation bearing capacity

3.2 地下水位高度

本场地浅部地下水根据其埋藏特征可分为浅部土层中的孔隙潜水和深部⑤2层各亚层、⑦2层及⑨层中的承压水。本场地地下水和地基土对混凝土具有微腐蚀性，在长期浸水及干湿交替条件下，地下水对钢筋混凝土结构中的钢筋具有微腐蚀性，地下水对钢结构有弱腐蚀性。

场地内地下水高水位埋深取设计室外地面以下0.5 m。考虑到本工程位于世博园区域，周边大量在建或将建项目施工降水会影响本工程，且本工程采用地下连续墙围护结构，停止施工降水后，水位回升需要一定时间，结合本地相关项目设计经验和相关文献，本工程设计低水位水头高度取4.8 m。

3.3 桩基选型

从环境条件分析，本工程设4层地下室，基础埋深约18 m，预制桩沉桩送桩器长度过长。北侧紧贴在建地下空间，南侧紧邻市政共同管沟等。从沉桩可行性分析，第⑤2-1层砂质粉土夹粉质黏土厚度较厚，沉桩难度较大。因此采用钻孔灌注桩。

3.4 持力层选择

⑦2层粉砂，中～中偏低压缩性，工程力学性质良好，空间分布稳定，层厚较厚，选择作为桩端持力层。⑨1层粉砂夹粉质黏土层，层间夹不均匀粉质黏土薄层及团块，且层厚较薄。⑨2层粉砂埋藏过深，因此⑨1层和⑨2层均不选择作为桩端持力层。由于裙房和外扩地下车库所占面积较小，为有利于设计及施工统一管理，裙房和外扩地下车库持力层也选择⑦2层粉砂。

3.5 塔楼下桩基桩端后注浆

本工程塔楼下灌注桩直径为800 mm，为大直径桩基。桩基采用泥浆护壁法施工，桩侧泥皮较厚，且塔楼下大直径桩基孔径引起的孔壁应力释放也会削弱桩侧摩阻力。桩端沉渣较厚使得桩端阻力不能发挥，同时也会削弱桩侧摩阻力的正常发挥。特别是当桩穿越深厚的第⑦层砂层时，桩端沉渣厚度很难控制，在一定荷载作用下，桩身可能产生陡降型的突发性刺入破坏，桩身承载力大幅降低。桩基采用桩端后注浆灌注桩的实测资料分析表明，注浆后桩端支承条件的改善不但使桩端阻力有大幅度提高，而且桩侧摩阻力也有大幅度提高。

本工程注浆水泥采用42.5#普通硅酸盐水泥，水灰比0.55～0.6，注浆流量32～47 L/min。根据《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）中6.7.4条估算每根桩桩端注浆水泥用量如下：

根据上海市《地基基础设计规范》（DGJ 08-11—2010）中7.1.12条文说明：桩直径800 mm时注浆水泥用量不少于2.0 t，本工程最终估算每根桩注浆水泥用量不小于2.0 t。

4 桩基计算和设计

4.1 桩刚度迭代计算

第一步，上部结构荷载矩阵［F］已知，需要初始假定桩刚度［Kp0］才能得到由上部结构刚度（包含地下室和地上结构刚度）、筏板刚度和桩刚度组成的刚度矩阵［K0］。筏板变形即位移矩阵［Δ0］=［F］/［K0］，进而得到桩反力矩阵［P0］=［Δ0］×［Kp0］，根据规范桩基沉降计算公式求解得出桩基沉降矩阵［S0］。由于［Kp0］为初始假定桩刚度矩阵，因此［S0］和［Δ0］并不相同。

第二步，［P0］/［S0］得到新的桩刚度矩阵［Kp1］，［Kp1］与上部结构刚度（包含地下室和地上结构刚度）和筏板刚度组成新刚度矩阵［K1］，进而进一步求解［Δ1］，［P1］，［S1］。反复迭代计算几次，直至［S n］和［Δn］的差异小于某个设定的数值为止。

本工程桩基计算采用YJK-F程序，初始假定桩刚度［Kp0］可根据等效作用分层总和法计算。桩刚度迭代过程中沉降计算采用Mindlin应力计算公式为依据的单向压缩分层总和法。为减少计算时间，本工程［Sn］和［Δn］的差异设定为2 mm，迭代4次完成。

图3表示核心筒中心处及外框柱处筏板弹性变形和沉降在迭代过程中的变化曲线。从图中可以看出：初始假定桩刚度计算出的筏板弹性变形和沉降相差较大，通过迭代计算两个数值差异逐步趋于2 mm。迭代完成后核心筒中心处沉降比初始沉降小8 mm，相对小了20%。

图3 沉降和变形Fig.3 Settlement and deformation

图4 表示迭代过程中桩线刚度和筏板内力的变化过程。从图4（a）中可以得出由等效作用分层总和法计算得到的初始桩刚度和迭代计算出的桩刚度有较大区别，进而导致图4（b）中筏板内力的变化较大。由等效作用分层总和法计算得到的外框柱和核心筒下桩初始桩刚度约为659 000 kN/m和634 000 kN/m；迭代计算后外框柱和核心筒下桩刚度为159 000～166 000 kN/m和58 000～71 000 kN/m，越靠近内侧，桩刚度越小。外框柱处迭代完成后内力是初始内力的90%，核心筒外墙处迭代完成后内力是初始内力的197%。

图4 桩线刚度和筏板内力Fig.4 Stiffness of pile and internal force of raft

4.2 变刚度调平设计

根据《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）中3.1.8条，本工程桩基进行桩基变刚度调平设计。均匀布桩的初始竖向刚度分布是均匀的，随着上部荷载的增加，由于土与土、桩与桩以及桩与土的相互作用，导致桩群刚度发生外强内弱变化。沉降变形表现为蝶形分布，桩反力表现为马鞍形分布。为减小上述负面效应，核心筒区域采用梅花形布桩和矩形布桩两种形式，计算可得沉降值（表2）、沉降等值线（图5）、筏板X向和Y向弯矩设计值（图6，图7）。从表2和图5～图7中可以得出：梅花形布桩外框柱和核心筒中心处沉降差相比于矩形布桩沉降差小了28%；梅花形布桩筏板在核心筒外墙处的最大X向弯矩从4 007 kN·m降至3 747 kN·m，降低了7%，最大Y向弯矩从3 626 kN·m降至2 868 kN·m，降低了26%。因此梅花形布桩可以减小由于沉降差引起的筏板内力进而减小上部结构的次应力。

表2 梅花形和矩形布桩核心筒和外框柱沉降值Table 2 Settlement of core and outer frame columns for plum-shaped and rectangular piles mm

图5 核心筒区域梅花形和矩形布桩沉降等值线（单位：mm）Fig.5 Settlement contours of plum-shaped and rectangular piles in the core tube area（Unit：mm）

图6 核心筒区域梅花形和矩形布桩筏板X向弯矩值（单位：kN·m）Fig.6 X-direction bending moment of raft of plum-shaped and rectangular piles in the core tube area（Unit：kN·m）

图7 核心筒区域梅花形和矩形布桩筏板Y向弯矩值（单位：kN m）Fig.7 Y-direction bending moment of raft of plum-shaped and rectangular piles in the core tube area（Unit：kN·m）

4.3 抗压抗浮设计

本工程塔楼下桩基采用800 mm直径灌注桩，桩端后注浆，桩长36 m，单桩竖向抗压承载力设计值为3 900 kN。裙房和外扩地下车库采用600 mm直径灌注桩，桩长35 m，单桩竖向抗压承载力设计值为2 250 kN。单桩竖向抗拔承载力设计值为1 400 kN。

低水工况下塔楼、裙房和外扩地下车库下桩基均受压。塔楼核心筒区域均匀布桩，外框柱下集中布桩。桩位如图8所示。

图8 桩位图Fig.8 Pile layout

高水位工况下塔楼下桩基均受压，裙房和外扩地下车库下桩基均受拉。外扩地下车库标准跨度9 m×9 m范围内经计算需要抗压桩3根，抗拔桩6根。图9为三种桩基布置形式。方案1为沿轴线布置，方案2为柱下集中布置，方案3为柱下集中布置抗压桩，抗拔桩均匀布置。计算分析可得：方案1跨中底板弯矩较大，柱下底板弯矩和冲切力均较大，可通过加厚柱下底板厚度解决；方案2跨中底板受力最大；方案3有效地解决了以上问题，本工程选用方案3。

图9 抗拔桩布置方案（单位：mm）Fig.9 Anti-uplift pile layout scheme（Unit：mm）

4.4 试桩和桩身完整性检测设计要点

本工程桩基设计等级为甲级，应进行工程前试桩。试桩时桩顶标高为自然地坪标高，因此试桩极限值应附加上自然地坪至正常使用阶段桩顶标高范围内桩侧阻力标准值。600 mm直径灌注桩试桩采用堆载法，试桩极限值为5 150 kN。800 mm直径灌注桩试桩采用锚桩反力加载法，如图10（a）所示，试桩极限值为9 040 kN。3根试桩结果分别为9 235 kN、9 198 kN、9 056 kN，试桩结果满足要求。

图10 锚桩反力加载法和超声波透射检测Fig.10 Anchor pile reaction force loading and ultrasonic transmission inspection

本工程桩身完整性检测采用低应变动力检测和超声波透射检测。超声波透射检测时，2根50 mm内径声测钢管下部伸出桩端200 mm，上部延伸至地面（或桩顶）以上不小于300 mm。声测管高出地面部分应封口，以防杂物落入，如图10（b）所示。

4.5 桩身设计要点

（1）上海市《地基基础设计规范》（DGJ 08-11—2010）中承压桩桩身混凝土强度验算是不考虑钢筋贡献的，这与《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）的规定不同。本工程工程桩采用水下C35混凝土，抗压试桩采用水下C45混凝土。由于试桩过程短暂，验算桩身强度时，混凝土强度等级采用标准值。

（2）抗拔桩裂缝验算时，桩身位于稳定水位以下，裂缝按0.3 mm控制。根据上海市《地基基础设计规范》（DGJ 08-11—2010）条文说明中7.2.11条，计算裂缝时保护层厚度取30 mm。抗拔试桩由于试桩过程短暂，裂缝验算取0.4 mm，待加载结束后，裂缝会逐渐闭合。

（3）本工程桩基为端承摩擦桩，桩身内力随桩身入土深度增加而降低，桩基纵筋可分段截断布置以优化减少配筋。

5 结 论

本文以上海地区某高层建筑桩基设计过程为背景，主要进行了以下工作：

（1）根据地勘报告和上海地区工程实例经验进行桩基选型、持力层选择、地下水位高度的确定以及为增加大直径灌注桩承载力的可靠性，采用桩端后注浆。

（2）通过假定初始桩刚度，迭代计算确定设计桩刚度。迭代完成后核心筒中心处沉降比初始沉降小8 mm，相对小了20%。外框柱处迭代完成后内力是初始内力的90%，核心筒外墙处迭代完成后内力是初始内力的197%。

（3）进行了桩基变刚度调平设计，计算了核心筒区域梅花形和矩形布桩两种形式下的沉降。梅花形布桩外框柱和核心筒中心处沉降差相比于矩形布桩沉降差小了28%，梅花形布桩筏板在核心筒外墙处的最大X向弯矩降低了7%，最大Y向弯矩降低了26%。因此梅花形布桩可以减小由于沉降差引起的筏板内力，进而减小上部结构的次应力。

（4）比选了柱下集中布桩、均匀布桩以及柱下集中布置抗压桩，抗拔桩均匀布置3种布置方案的优劣，最终选择方案3。

（5）简单介绍了试桩、桩身完整性检测以及桩身设计要点。

致谢 感谢同济大学建筑设计研究院(集团)有限公司陈曦高级工程师在本项目中对作者的悉心指导和帮助。