软土地区某高层建筑地基加固现场实测及有限元分析

孙康才

(甘肃建投建设有限公司,甘肃 兰州 730050)

建筑物发生不均匀沉降问题时有发生，给老百姓的日常生活带来了诸多困扰[1-3].为保证建筑物的正常使用，基础加固必不可少.国内外对高层建筑基础加固进行了大量的研究：张勇等[4]以某办公大楼为例介绍了利用微型钢管桩进行加固纠偏的方法，并通过监测结果说明了本方法的成功性；石磊[5]研究了利用微型钢管桩进行托换纠偏的可行性，并通过现场试验确定了微型钢管桩单桩承载力；潘健等[6]基于微型钢管桩的承载力试验，利用有限元法研究了微型钢管桩与土的相互作用机理，认为端阻力是桩基承载力的主要部分；柴宝旭[7]和李湛[8]等分别提出了后灌注砼静压托换桩技术和新型微型桩技术，并利用室内试验、理论分析、工程实例等方法对所提新方法进行了研究；程晓伟等[9]利用基底掏土、锚索加压的方法对一幢30层住宅楼进行了纠偏，详细介绍了纠偏实施过程中的控制技术及防复倾加固措施；朱彦鹏等[10]介绍了湿陷性黄土地区利用生石灰膨胀法纠偏的方法，推导了生石灰使用量的理论公式，提出了建筑物纠偏新思路；陈森等[11]将桩式托换导坑掏土技术运用于汉中市某加固工程中，详细论述了该方法的纠偏加固机理及设计施工要点.

由以上研究成果可以看出，建筑基础纠偏加固已有很多成熟方法，也在很多工程实例中得到了使用验证.但由于每个工程所处的环境和具体情况不同，故在加固纠偏过程中要具体问题具体分析.本文以经历了两次基础加固的某高层建筑为例，结合现场监测和数值模拟方法分析了该建筑两次基础加固的效果，以期为类似工程提供借鉴.

1 工程概况

1.1 工程背景

某住宅小区地下部分为整体地下一层结构，8#楼建筑面积约13 200 m2，地上18层，剪力墙结构；建筑东西向总长56.950 m，中间设置一条伸缩缝，南北向总长14.90 m；房屋总建筑高度为52.650 m；主楼采用高强预应力混凝土管桩基础，无桩尖(开口)，桩型为PHC-A400(95)，桩端土为粉细砂层.房屋基础和地下室部分混凝土强度设计等级为C35，地上两层混凝土强度设计等级为C30，三层及以上混凝土强度设计等级为C25.该楼于2011年3月1日开工，2013年12月底完工.8#住宅楼西侧和南侧分别为商业R2#和R1#楼，均为两层钢筋混凝土框架结构，地下一层车库，结构设计使用年限为50年.平面图如图1所示.

图1 项目总平面图(mm)Fig.1 General plan of this project(mm)

1.2 地质水文条件

1.2.1地质条件

项目场地原为农田、村庄及沟塘，经整平后场地较为平整，黄海高程一般在6.60～7.60 m之间，属长江Ⅰ级阶地.根据地基土的成因，土层结构及土的物理力学性质等，将项目影响范围内的土层分为5个大层，具体参数见表1.

表1 土层参数Tab.1 Parameters of soil layers

1.2.2水文条件

拟建场地地下水分为上层滞水及承压水.上层滞水赋存于杂填土层中，其水位及含水量与雨水、季节变化有关.②、④层为弱透水层；③层为饱水层；⑤层为透水层，地下水具微承压性.地下水的水位埋深在0.50～2.00 m之间.

2 加固情况及现场实测结果

2.1 工程加固情况

项目8#楼于2013年12月完工后交付使用，2014年5月发现R2#商业楼东立面填充墙体出现“倒八字”形斜向裂缝，8#楼二单元104室～504室内部填充墙体、楼面现浇板出现不同程度裂缝，监测结果也发现楼体产生了不均匀沉降.针对上述问题，开发商对本项目进行了加固.

第一次加固：2014年5月，沉降监测结果显示8#楼、R1#和R2#商业楼均出现规范值容许范围内的不均匀沉降，经相关专家及设计院讨论后决定采用高压旋喷桩对R1#和R2#楼地基进行加固，共布置800余根高压旋喷桩[12]，桩长8 m，并于2014年6月至2014年8月完成地基加固施工.

第二次加固：沉降观测数据反映首次地基加固处理后不均匀沉降明显趋缓，但沉降速率仍有波动，考虑到水泥的凝结时间，2015年虽然沉降仍在发展，但并未做进一步处理，2016年8月确定在R1#商业楼、R2#商业楼、车库及8#楼西侧部位采用锚杆静压桩处理方案，共设计435根锚杆静压桩[13]，桩长25.0 m，桩端持力层为粉质粘土夹粉土层.

2.2 工程监测结果分析

2011年底共在8#楼上布置了6个位移监测点(如图2所示)，分别监测各点的侧向位移及沉降.截止2018年7月的侧向位移监测结果如表2所示.各监测点的沉降曲线如图3所示.

图3 8#楼沉降监测结果Fig.3 Settlement monitoring results of Building 8

表2 8#楼侧向位移监测结果Tab.2 Lateral displacement monitoring results of Building 8

图2 8#楼监测点位置示意图Fig.2 Schematic diagram of the location of monitoring points in Building 8

从监测结果可知：

(1) 从8#住宅楼顶部侧向位移可以清楚地看出，基础的不均匀沉降导致整个结构朝西南侧倾斜，最大水平位移超过了150 mm；6个监测点的水平位移虽然有差别，但差别不大，主要原因是虽然8#住宅楼的两个单元之间设置了伸缩缝，但由于地下车库为整体结构，伸缩缝并未在基础断开，故两个单元通过基础连为一个整体，故随着基础的不均匀沉降发生整体倾斜；

(2) 8#住宅楼6个沉降监测点总体来看可分为三类：第一类包含4#点和5#点，位于8#住宅楼的东测，二者随着时间的推移呈逐渐下沉趋势，下沉速率较缓，沉降量较小，最终沉降量在15 mm左右；第二次加固后沉降基本趋于稳定，在2017年1月之后不再发展；第二类包含3#点和6#点，位于8#楼的中部，二者的沉降量处于中等水平，最终沉降量约为30 mm，第一次加固后沉降均有所收敛，但之后又加速下沉，同样在2017年1月之后趋于稳定；第三类包含1#点和2#点，位于8#楼西侧，是沉降最大的两个点，最大沉降量逼近50 mm，监测期间发生过两次较为明显的加速下沉阶段，分别为2014年1月～2014年7月和2015年1月～2015年7月，两次加速下沉与当地降雨量有关，春夏季节降雨量增大，地下水位上升，沉降增大，同样，第一次加固减缓了沉降的发生，但并未真正遏制，第二次加固后沉降才趋于稳定；

(3) 8#住宅楼总体沉降，东西方向上，西侧比东侧沉降量大，东西侧沉降差超过30 mm；南北方向上，南侧比北侧沉降量稍大，2#点比1#点的沉降量大2.31 mm.因此，房屋整体表现为东北端沉降小、西南端沉降大，表明8#楼地基基础存在明显不均匀沉降现象，且整体呈东北向西南方向倾斜趋势；

(4) 第一次加固后各点沉降量虽有所变缓，但并未停止下沉，随着第二年雨季的来临，沉降又出现加速现象；第二次加固后，8#住宅楼所有监测点的沉降均趋于稳定，说明第二次加固效果明显，沉降已得到有效控制.

3 有限元模拟分析

本项目涉及人员众多，牵扯到多个家庭的幸福安全.目前已进行过两次加固处理，从监测数据来看，沉降已得到控制，但并不代表之后不会发生沉降.本次有限元模拟的目的在于全方位分析加固效果，预测未来两年沉降发展趋势，为后续工作提供依据.

3.1 有限元模型

采用有限元软件Plaxis-3D进行建模分析，模型长度和宽度均取200 m，土层深度取50 m，模型边界条件为：顶面自由，底面约束三向位移，四个侧面约束法向位移；四个侧面及底面的渗流边界条件均为不可排水，上部建筑荷载通过均布荷载直接加在地下室顶板上.建立的有限元模型如图4.

图4 桩基础有限元模型Fig.4 FE model of pile foundation

3.2 有限元模型参数取值

3.2.1土体参数

模型中所有土体采用摩尔-库伦模型，土体参数具体见表1.

3.2.2板单元参数

模型中地下负一层墙及顶板、底板采用板单元(弹性模型)模拟，板单元参数如表3所示.

表3 板材料参数Tab.3 Material parameters of plate

3.2.3桩单元参数

模型中桩体种类较多，分别为原结构400 mm预应力管桩，第一次加固所用的高压旋喷桩，第二次加固所用的锚杆静压桩.各桩材料参数如表4所示.

表4 桩材料参数Tab.4 Material parameters of piles

3.3 计算工况

有限元计算工况如表5所示.

表5 计算工况Tab.5 Calculation conditions

3.4 模拟结果验证与分析

3.4.18#楼底板沉降分析

各工况下8#楼底板沉降变化曲线如图5所示.

图5 8#楼底板沉降变化曲线Fig.5 Floor settlement curve of Building 8

(1) 模拟结果可靠性验证

将本次模拟结果与8#住宅楼的现场实测沉降结果进行对比分析来说明本次模拟的可靠性：

1) 从模拟结果可以看出，不论是最大沉降还是最小沉降，8#楼底板沉降均随着时间的推移呈现逐渐增大的趋势，这与现场沉降实测数据变化趋势一致；由于地质条件的不均匀性(8#楼西南侧淤泥质粉质粘土厚度较大而东北侧厚度较小)，加上8#楼西侧和南侧的R1#和R2#商业楼使大底板承受偏心荷载，带动8#楼底板产生不均匀沉降，使得8#楼底板在西南角沉降最大，在东北角沉降最小，最大及最小沉降出现的位置与现场实测结果一致；

2) 模拟结果显示：8#住宅楼底板的最大沉降量为51.39 mm，最小沉降量为19.34 mm，不均匀沉降差为32.05 mm；而监测所示的最大沉降量为47.21，最小沉降量为14.52 mm，不均匀沉降差为32.69 mm；根据模拟结果，8#楼底板初期沉降发生在上部结构建造期间及建造完成后几个月内，因为上部荷载的叠加及土体固结主要发生在该阶段；截止2014年6月，西南角的最大沉降量为29.1 mm，与监测结果较为接近；之后随着土体固结沉降的发生，土体进一步沉降，带动8#住宅楼底板下沉，这与监测结果拟合度较好；

3) 模拟结果表明：2016年12月之后，由于土体固结的完成，沉降基本不再发生变化；而现场实测结果显示，从2017年1月起，整个楼的沉降未发生变化，模拟结果与实测结果也吻合良好.

从以上结果可以看出，本次模拟结果与现场实测结果不论是趋势还是数值方面均有较好的一致性，这也证明了本次模拟的可靠性.

(2) 8#楼底板沉降模拟结果分析：

1) 8#楼底板沉降主要出现在建造期间及建造完成后的3年时间内，截至2016年底，整体沉降已趋于稳定；这主要是因为在建造期间，底板承受的荷载逐渐增大;故沉降逐渐增大;在建造完毕后，由于淤泥质粉质粘土排水性能较差，在上部荷载作用时产生超孔隙水压力，随着超孔隙水压力的逐渐消散，土体向下固结，桩基础承受负摩阻力作用，而本工程设计为摩擦桩，安全系数不足，故土体带动桩体一起下沉，底板沉降逐渐增大；到2016年底，土体超孔隙水压力消散完毕，土体沉降趋于稳定，故底板沉降稳定；

2) 8#楼底板沉降出现西南角大而东北角小的现象，主要原因在于淤泥质粉质粘土层厚度分布不均，西南角淤泥质粉质粘土层厚度大，而东北角厚度小，在均匀荷载下淤泥质粉质粘土层的压缩量大，加之，在8#楼南侧和西侧有商业建筑存在，而北侧和东侧没有，导致整个底板承受偏心荷载，故西南角和东北角的沉降差进一步增大；

3) 每一次加固后，8#楼底板的沉降速率均有降低，故加固对控制沉降有一定的效果.第一次采用高压旋喷桩加固后，由于高压旋喷桩桩长仅8 m，未穿过淤泥质粉质粘土层，加固土体下仍存在软弱土层，故沉降仍在进一步发展.第二次采用25 m长的锚杆静压桩加固后，沉降得到基本控制，但由于桩体施工对周围土体有一定扰动，故在第二次加固后的半年时间内，仍有少量的沉降发生，之后趋于稳定.说明了锚杆静压桩加固的可靠性.

3.4.2孔隙水压力结果分析

各工况下孔隙水压力的变化情况如图6所示.

图6 土体最大超孔隙水压力变化曲线Fig.6 Variation curve of soil maximum excess pore water pressure

(1) 土体在加荷载阶段产生较大的超孔隙水压力，虽然考虑了建造完成后的半年固结时间，土体内的超孔隙水压力仍然有1.389 kN/m2，可见在施加荷载初期，超孔隙水压力远不止1.389 kN/m2；

(2) 超孔隙水压力主要出现在淤泥质粉质粘土及以下的土层中，虽然淤泥质粉质粘土层下的粉质粘土夹粉土层的渗透系数较大，但由于本次模拟四周及底部设定为不排水，而上部淤泥质粉质粘土层渗透系数小，故下部土层内的水体无法排除，也产生了超孔隙水压力；而表层填土内的水可通过上部排出，且其本身渗透系数较大，故无超孔隙水压力产生；

(3) 超孔隙水压力的消散随着时间的推移逐渐进行，在上部结构施工完成后的近三年时间内消散完成，之后的几年时间里，超孔隙水压力小到基本可以忽略的程度.超孔隙水压力变化规律也与8#楼底板的沉降及大底板的沉降规律一致.可以看出，本次8#楼产生不均匀沉降与超孔隙水压力的产生及土体固结有较大关系；

(4) 不论是高压旋喷桩或者钢筋混凝土预制桩施工过程中均会使土中再次出现超孔隙水压力，但有限元模拟过程中无法考虑上述过程，这与实际工程有一定差异，这也是监测结果与模拟结果有一定差异的原因.

3.4.38#楼原基础桩桩体沉降及轴力结果分析

本工程中基桩种类较多，分别包括原预应力管桩、高压旋喷桩、250×250钢筋混凝土预制桩等.本次考察的重点在于原预应力管桩的沉降及轴力变化情况.故此处仅展示原预应力管桩的沉降及轴力情况，如图7和图8所示.

图7 8#楼桩基础沉降变化曲线Fig.7 Pile foundation settlement curve of Building 8

图8 8#楼桩基础最大轴力变化曲线Fig.8 Variation curve of the maximum axial force of the pile foundation of Building 8

由8#楼原有桩基础沉降图形可以看出：

(1) 桩基础沉降与底板沉降的发展规律和沉降量大小几乎一样，主要原因在于桩基础与底板连接在一起，桩基础的沉降带动底板的沉降，二者刚性连接；

(2) 桩基础最大沉降变形位于桩顶，随着深度的增大，沉降变形逐渐减小，但由于桩长较短，弹性压缩较小，故整个沉降变化差沿桩身不到2 mm.

由8#楼原有桩基础轴力结果可以看出：

(1) 上部结构施工完成并考虑土体固结半年后桩基础的最大轴力为770 kN，但随着土体固结的进行，负摩阻力使得桩体最大轴力逐渐增大，当高压旋喷桩施工完成后两年时，桩体最大轴力达到877 kN，增大了13.9%，之后由于锚杆静压桩的施工分担了部分桩体上部荷载，使得桩体最大轴力减小到825 kN，但由于锚杆静压桩施工完成后土体仍有部分固结沉降，故之后桩体轴力进一步增大，但增大幅度有限，仅从825 kN增大到840 kN.

(2) 从桩体最大轴力变化曲线可以看出，由于高压旋喷桩长度较短，高压旋喷桩的施工并未对减小桩体轴力起到积极作用，相反，土体内注入的水泥浆反而作为荷载进一步增大了桩体轴力;锚杆静压桩长度大，起到了给原有桩基础分担荷载的作用.但由于8#楼下仅西侧布置了一定数量的锚杆静压桩[14]，故对既有桩基所承担荷载的分担作用有限.

4 结论

(1) 在软土地基进行桩基础设计，应充分考虑土体固结产生的负摩阻力.在满足承载力要求的前提下，变形控制是决定性要求.对于严重不均匀的土层，采用变刚度调平法进行结构设计是更合理的设计方法.

(2) 高压旋喷桩及锚杆静压桩是目前建筑物地基加固和基础加固较为常用的方法，但在加固设计过程中要详细分析建筑物发生不均匀沉降的原因，针对原因采取合理的措施.加固桩的数量固然重要，但应根据实际工程情况选择合适的桩长，否则加固桩可能起到不利作用.

(3) 沉降缝可将大型建筑划分为小单元，从而隔断不均匀沉降的扩大，对控制建筑的不均匀沉降非常重要，在设计过程中要非常注意，不可忽略.

(4) 基础加固有一定的滞后效应，由于加固桩体施工对土体有一定扰动，故沉降不会立刻停止，而是在扰动消失后趋于稳定.