成都地区大直径素混凝土桩复合地基设计问题探讨

闫北京

（成都四海岩土工程有限公司，四川 成都 610094）

0 引言

大直径素混凝土桩复合地基是一种具有地方特色的复合地基，也是一种刚性桩复合地基，即由大直径素混凝土桩、桩间土及褥垫层协同作用形成的人工地基，其特点是混凝土增强体的直径大，单桩承载力较高，其中增强体的直径大于600mm、长径比≥6、长度≥4m；处理后地基具有承载力提高幅度大、变形小等特点，主要适用于荷载较大的建（构）筑物地基的处理。随着大量基础设施的建设，该类复合地基在四川省得到广泛的应用，其中成都地区应用最为普遍，多用于30 层以上的高、超高层建筑。2017年地方标准《四川省大直径素混凝土桩复合地基技术规程》（DBJ51/T061－2016）［1］（简称地标）施行，更加有力地推动了该类复合地基的发展。

工程实践过程中也遇到一些设计问题，如大直径素混凝土桩持力层常选用中风化泥岩层，嵌岩桩能否保证桩土共同承担荷载？桩间土多为多层土组合，地基承载力特征值的取值方法各有不同，哪种方法比较合理？处理后地基承载力提高系数多为2～3，但不少工程中达到4～5，该系数取值有没有限制？本文根据设计实践，尝试对这些问题进行回答，希望为后期大直径素混凝土桩复合地基的设计有所借鉴。

1 增强体类型选择

关于刚性桩复合地基中增强体的类型选择，不同规范有不同的规定。《复合地基技术规范》［2］中明确要求：“刚性桩复合地基中的刚性桩应采用摩擦型桩”。而《四川省大直径素混凝土桩复合地基技术规程》5.2.1条的规定是“上硬下软地基宜以摩擦型为主，并适度考虑软弱地层的桩端阻力作用；上软下硬地基宜以端承型为主，并适度考虑软弱地层的侧阻力作用”。可见摩擦型桩作为增强体，已被业界广泛认可；而增强体是否可以选用端承型桩，业界尚未取得共识。嵌岩桩常被视为端承型桩，作为复合地基增强体时，桩端在荷载作用下桩体无法产生向下的刺入变形，仅发生向褥垫层的刺入变形；在使用过程中，可能无法产生足够的变形来应对诸如地下水位变化引起桩间土沉降等未知因素，从而无法保证桩土共同作用。

目前，成都地区大直径素混凝土桩复合地基设计计算时增强体选为摩擦端承桩、端承桩，桩端持力层多为中风化泥岩，褥垫层厚度为200~300mm，小于桩径的0.4 倍，均取得良好的工程效果。造成上述现象的原因可能来自以下三个方面：

（1）成都地区采用大直径素混凝土桩复合地基处理的地层主要为卵石层中软弱透镜体、卵石层与风化泥岩组合、风化泥岩及硬黏土（膨胀土）与风化岩组合等；上述地层具有地基承载力高、压缩（变形）模量大等特点，因此被处理土体产生的沉降较小，可以通过桩向褥垫层的刺入变形调节。

（2）设计计算时多为极限状态下的端承桩。而监测数据显示，大直径素混凝土桩在工作荷载下性状多为摩擦桩，少量为摩擦端承桩；主要是由于桩侧阻力实测值比设计取值大，在工作荷载下大部分反力是由桩身侧阻提供。

（3）成都地区建筑地下室的埋深多为6~10m。场地位于一、二级阶地时，基底为卵石层，目前成都市地下水呈逐年下降的趋势，随着大规模建设的完成及环保意识的增强，地下水位将会有一定的回升，因此场地将会经历水位的上下波动，但卵石变形模量大，水位波动引起的沉降量将很小。而场地处于三级阶地及以上时，地层多由低渗透性土组成，基底位于水位以上。因此成都地区一般场地由于地下水水位变化引起的土层沉降量值较小，不会影响桩土共同作用发挥。

因此，成都地区的一般场地选用持力层为中风化泥岩的嵌岩桩作为大直径素混凝土桩复合地基的增强体是可行的。但当处理地层为软塑黏土、地下水水位变化剧烈或其他因素等可能会引起地层沉降大时，则不宜选用。设计时建议适当降低单桩承载力，注重褥垫层设计，提高沉降估算精度及选择合适的地层结构、地质环境。

2 桩间土承载力取值

大直径素混凝土桩复合地基承载力的估算方法［2］与CFG桩复合地基相同，计算公式如下：

式中：fspk——复合地基承载力特征值，kPa；

λ——单桩承载力发挥系数，可取0.85～0.95；

m——面积置换率；

Ra——单桩竖向承载力特征值，kN；

Ap——桩身截面积，m2；

β——桩间土承载力发挥系数，可取0.75~0.90；

fsk——桩间土天然地基承载力特征值。

桩间土为上软下硬的地层时，fsk取软弱地层的地基承载力，若遇上硬下软的地层时，fsk如何取值尚无共识。

目前，对于上硬下软的地层，fsk的取值方法有两类。第一类方法为根据硬土层厚度和基础宽度比值来确定承载力；当比值小于0.25时，fsk取软弱土层的天然地基承载力；比值大于等于0.25时，fsk取值为硬层土的天然地基承载力适当折减。该方法原理为当硬土层厚度与基础宽度之比小于0.25时，应力扩散为零，即不考虑硬土层的压力扩散作用，仅起到调节变形并保护其下软弱层的作用，地基承载力由软弱土层控制。该方法原理明确，结果偏安全，但当采用筏板基础时，基础宽度大，相应硬土层厚度要求比较大，造成经济性下降。

第二类方法为桩间土承载力fsk取桩体长度范围内各土层承载力特征值的厚度加权平均值，是一种折中的计算方式。该方法优点是比较简单，当为上硬下软的地层时，基础的沉降量偏大，缺点是理论上不合理，夸大了较深处土层的作用。

地标中fsk取值方法为当浅层地基为上硬下软且硬层厚度超过3倍桩径时，可取5倍桩径范围内天然地基承载力特征值厚度加权平均值。该处理方式属于第二类方法，存在因桩径不同、桩间土影响范围差别大的问题，使用时应引起注意。

桩间土承载力的确定，目前还没有一种简单、有效的方法。因此设计时，应考虑处理地层结构、土层特性、基础形式及大小等因素，以复合地基的沉降量作为控制目标，结合地区工程经验综合确定桩间土承载力，不宜机械的执行规范。

3 处理后地基承载力提高系数取值

当复合地基承受的荷载等于复合地基承载力特征值时，桩土应力比n为：

将式（2）带入式（1）可得：

根据地标中处理后地基承载力提高系数ζ的定义，即复合地基承载力特征值fspk与桩间土天然地基承载力特征值fak之比。式（3）可变为：

《CFG 桩复合地基技术及工程实践》[3]中用桩土应力比表示的桩荷载分担比公式如下：

选用设计时常用的桩间距，即2.5d、3d、4d，按正方形布置，相应的置换率m为0.1253、0.087、0.0489，β取为0.75，将上述参数代入式(4)、(5)计算不同ζ情况下的n、δp，计算结果见表1。

表1 不同ζ的分析结果

从表1可以看出：

（1）随着提高系数ζ增大，桩土应力比n、桩分担荷载比δp均相应增大；

（2）ζ大于3时，δp增幅逐步下降，桩分担荷载将超过复合地基承载力的75%；

（3）当ζ进一步增大时，桩分担荷载过大，受力模式更类似桩基础，同时不利于桩间土承载能力的发挥。

《四川省大直径素混凝土桩复合地基技术规程》［2］中对素混凝土桩最大桩间距的要求为（3.5～4）D,相应的面积置换率m 为0.0489～0.0639(正方形布置)和0.0567~0.0740(等边三角形布置)。取ζ 为3.0、β 为0.75时，经计算可得n为41.5~62、δp为0.76～0.77。

结合杨光华等[4]基于褥垫层的承载能力提出桩土应力比应控制范围40~60，建议处理后地基承载力提高系数ζ不宜超过3.0。该结果与党昱敬[5]建议ζ控制在2.5~3.0之间的结论基本相符。

设计时ζ若超过上述限值时，需适当减小桩间距，降低桩土应力比，避免出现桩身承担荷载过分集中的问题；加强褥垫层设计，适当提高褥垫层的承载能力。

4 结束语

本文针对成都地区大直径素混凝土桩复合地基设计实践过程中遇到的增强体类型选择、桩间土承载力取值及处理后地基承载力提高系数的限值等问题进行分析，得出以下结论：

（1）成都地区大直径素混凝土桩复合地基的增强体可选用嵌岩桩，设计时应适当降低单桩承载力、加强褥垫层的设计及复合地基沉降的估算。

（2）桩间土承载力取值时，应以合理的复合地基沉降量要求为前提，综合考虑拟处理地层结构、土层特性、基础形式及地区经验等因素。

（3）处理后地基承载力提高系数ζ不宜超过3.0，若需超过该限值，设计时应适当减小桩土应力比，以提高褥垫层的承载能力。