西安地区砂层地基上PHC 管桩和CFG 桩的应用分析

丁小伟，高军程，李胜利

（1.中煤西安设计工程有限责任公司，陕西 西安 710054；2.万科企业股份有限公司，广东 深圳 518000）

0 引 言

西安地区黄土层地基承载力较低，百米高层建筑一般采用30～40 m 长的灌注桩（或PHC 管桩）基础，也可选择约22 m 长的CFG 桩复合地基。而在北二环附近区域，地面下约20 m 存在层厚稳定、强度较高的砂层，中密至密实状态，该砂层以上为湿陷性黄土。此类场地的地基基础方案比选，一般先不考虑经济性不佳、工期较长的钢筋混凝土灌注桩，常选用以下两种方式：（1）PHC 管桩，常用桩径为400～500 mm，桩的长径比不宜超过80，桩身强度高、贯入性能好，静压机沉桩速度快，无噪音、无污染，适用于无坚硬夹层、无较厚砂夹层、无较多孤石的黄土场地，造价高于CFG 桩，沉桩施工时不易穿透砂层，多用于西安地区东南区域黄土塬和黄土梁洼场地；（2）CFG 桩复合地基，由素混凝土桩、桩间土和褥垫层组成，采用长螺旋钻管内泵送混凝土压灌成桩工艺，施工简单，质量容易控制，造价低廉，适用于处理黏性土、粉土、砂土和自重固结已完成的素填土地基，桩端应落于中低压缩性的黏土层、密实砂层、圆砾层上，能大幅提高地基承载力和压缩模量，但因砂层抗剪强度较弱，CFG 桩桩身穿越砂层时，容易产生窜孔、堵管、桩体扰动、坍塌、钻机磨损大等质量问题，西安地区除了东南区域黄土厚度大、湿陷性等级高不宜使用外，在其它区域广泛应用。上述两种方式若仍然按照常用桩长（22～40 m）设计，桩身需穿过浅砂层，增加施工难度、并可能造成质量问题。因此，如果能挖掘利用浅砂层的承载潜力，缩短桩长，采用以该砂层为持力层的中短PHC 管桩或CFG 桩，就能避免以上问题。但是百米高层建筑荷载较大，十几米长的PHC（或CFG）桩的承载力和变形量是否能满足要求，尚存争议，因此在实际设计中较少采用。本工程经过地基计算分析、静载荷试验验证，利用剪力墙结构上部刚度和荷载较为均匀的特点，辅以调整结构重心和筏板形心重合，沿筏板边缘设置沉降后浇带的措施。1 号楼采用11 m 长PHC 管桩，实际总沉降量为31.5 mm，与当地常用的钢筋混凝土桩的沉降量相当；2 号楼采用12 m 长CFG桩复合地基，计算沉降量满足规范要求，但比当地经验值略微偏大，实际总沉降量为64.9 mm。两栋楼的观测沉降量与计算预估值基本吻合，交付后使用良好，为该类场地上高层建筑的地基设计研究积累了实践经验。

1 工程和地质概况

本项目位于西安市北二环内，相同两栋住宅楼（地上33 层）高度99.9 m，2 层地下室与周围地下车库相通，单栋楼建筑面积2.98 万m2，主楼为剪力墙结构，平板式筏基底面埋深-10.60 m，抗震设防烈度为8°，场地类别为Ⅱ类，2014 年结构封顶，在沉降达到稳定状态且符合设计要求后不再继续观测，实景图见图1。

图1 建筑实景图Fig.1 Picture of the buildings

拟建场地地貌属于渭河二级阶地，地层分布较均匀，无不良地质作用，不考虑地震液化影响，地下水位埋深约为-17.5 m。土层物理力学参数见表1，其中②、③层土的侧阻力为素土挤密桩处理后的值，压缩模量是从地勘报告中，依据土层所处深度，选取土的自重压力至土的自重压力与附加压力之和的压力段对应的数值[1]，②层黄土和③层古土壤具Ⅱ级自重湿陷性。典型工程地质剖面见图2。

表1 土层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layer

图2 典型工程地质剖面图Fig.2 Typical geological profile

2 地基方案分析确定

2.1 1 号楼采用素土挤密桩+PHC 管桩

相关资料表明[2-5]，随着PHC 开口管桩沉入砂层，桩端下部砂土挤入管腔内形成有效土塞，能阻止外部土体继续进入桩内。DE NICOLA 等[6]对于静压管桩的研究显示，桩端土质越密实，形成的土塞高度越小，很容易产生闭塞效应[7]。当桩下沉过程中土塞与桩内壁之间不再产生相对滑移时，桩端处于完全闭塞状态，开口桩呈现类似闭口桩的特性[3,8-9]，此时桩端阻力由外壁侧摩阻力Q1、桩壁端阻力Q2和土塞端阻力QP组成（见图3）[8,10]。

图3 桩端阻力示意图Fig.3 Schematic diagram of tip resistance

文献[11]分析了15 根静压PHC 开口管桩的静载试验数据，桩端持力层为中密中砂，在桩进入砂层约4D（桩外径）时，极限端阻力标准值较规范[7]提高αp（1.8～2.4），土塞效应对端阻的贡献是桩承载力提高的主要原因，由此将规范[7]中的公式5.3.8-1增加αp来估算单桩竖向极限承载力标准值：

式中：Qsk为总极限侧阻力标准值，kN；Qpk为总极限端阻力标准值，kN；u为桩身周长，m；qsik为桩周第i层土的极限侧阻力标准值，kPa；li为桩周第i层土的厚度，m；qpk为极限端阻力标准值，kPa；Aj为空心桩桩端净面积，m2；Ap1为空心桩敞口面积，m2；λp为桩端土塞效应系数。

本工程桩端持力层为④中细砂层，且以下各土层厚度较均匀、承载力较高，无坚硬岩层或孤石等沉桩障碍物，桩端可不设钢桩尖，利用闭塞效应后，参考闭口桩的承载性能简化设计[2]。选用11.0 m 长的PHC(400)AB-95 型管桩，其中u=1.256 m，Aj=0.091 0 m2，Ap1=0.034 6 m2，λp=0.8，qpk=7 000 kPa，qsik和li依据表1 和图2 取值，代入式（1）中，当αp=1.0 时，得出规范[7]估算值Quk1=1 905 kN，当按照文献[11]偏安全取αp=1.8 时，得出Quk2=2 610 kN，增加幅度为36%，与当地工程经验提高幅度30%基本吻合[12]，实际设计中取Quk2=2 600 kN。

方案如下：素土桩直径0.55 m、长度7.5 m、间距0.9 m，在宽出筏板外缘3.5 m 范围内，为了保证土体挤密效果和消除湿陷性，按照面积置换率最大的正三角形满堂布置，共2 185 根；PHC 管桩间距1.7 m，也按照正三角形布置，静压桩对土体有二次挤密作用，共438 根，以④中细砂层为桩端持力层，基础筏板面积1 068.0 m2，2013 年造价253 万元，工期35 d，见图4。

2.2 2 号楼采用素土挤密桩+CFG 桩复合地基

素土桩内容同1 号楼，经过试算调整后，CFG桩直径0.4 m、桩身为C30 混凝土、长12.0 m、间距1.3 m，按照等边三角形满堂布置，共762 根，以④中细砂层为桩端持力层，桩顶铺设0.2 m 厚砂石褥垫层，造价233 万元，工期55 d，见图5。承载力满足要求，但估算沉降量稍大于当地高层建筑的设计经验控制值（50 mm），考虑剪力墙结构整体刚度好，上部荷载和地基较均匀，沉降差异量和总沉降量均不会超出规范[1]的要求，因此可行。

图5 2 号楼CFG 桩布置图Fig.5 CFG piles layout of building 2

两栋楼的上部荷载、桩端持力层、筏板尺寸均相同，仅桩的形式不同，前期1 号楼为了尽快完成形象工程，选用工期短的管桩，2 号楼工期宽裕，选用造价低的CFG 桩。

3 PHC 管桩的设计

3.1 承载力计算

采用建科院JCCAD 软件计算，为了比较准确地反映实际受力情况、减少内力、节省钢筋，考虑上部结构刚度对基础的贡献，不考虑桩间土的分担荷载作用，基础自重及其上部荷载全部由桩承担。计算结果如下：荷载效应标准组合时，轴向压力下基桩的平均竖向力Nk=1 180 kN，偏心压力下桩顶最大竖向力Nkmax=1 230 kN；地震效应下基桩的平均竖向力NEk=1 128 kN，最大竖向力NEkmax=1 669 kN，基桩竖向承载力特征值R=1 300 kN，基础底面未出现零应力区。根据规范[7]第5.2.1 条计算结果如下：

荷载效应标准组合下：Nk＜R，Nkmax＜1.2R=1 560 kN。

地震作用效应和荷载效应标准组合下：NEk＜1.25R=1 625 kN，NEkmax＜1.5R=1 950 kN。

管桩顶端和筏板的连接按照固结节点设计，PHC400(AB)-95 型单桩水平向抗震承载力特征值Reha=124 kN[13]，总桩数n=438，根据建科院SATWE软件计算结果，地震作用基底剪力为FEk=15 800 kN，因此nReha=54 312 kN＞FEk，满足要求。

3.2 变形计算

桩中心距小于6 倍桩径时，根据规范[7]第5.5.6条的等效作用分层总和法，未考虑地基土的回弹再压缩变形量，按式（2）计算最终沉降量s：

式中：s'为按实体深基础分层总和法计算出的桩基沉降量，mm；ψ为桩基沉降计算经验系数；eψ为桩基等效沉降系数；m为角点法计算点对应的矩形荷载分块数；p0j为第j块矩形底面在荷载效应准永久组合下的附加压力，kPa；n为桩基沉降计算深度范围内所划分的土层数；Esi为等效作用面以下第i层土的压缩模量，MPa；zij、z(i-1)j为桩端平面第j块荷载作用面至第i层土、至第i-1 层土底面的距离，m；为桩端平面第j块荷载计算点至第i层土、至第i-1 层土底面深度范围内的平均附加应力系数。

根据JCCAD 计算结果，准永久组合下基底平均压力为485 kPa，平均附加压力为p0=314 kPa。变形计算深度范围内压缩模量的当量值MPa，ψ=0.905，ψe=0.565，最终沉降量s=143 mm。根据西安地区高层建筑的统计资料[14]，桩基实际沉降值在规范[1]计算值的1/5～1/3 之间，因此预估沉降量为28.6～47.7 mm；也可采用沉降比法[14]，预估沉降量约为静载试验桩承载力特征值对应变形量（6.1～8.0 mm）的6 倍，由此预估沉降量为36.6～48.0 mm。两种预估值与本地区工程经验基本吻合。本工程桩端持力层以下无软弱下卧层，无需验算[7]，桩基承载力和沉降计算均满足要求。

3.3 PHC 管桩检测结果

1 号楼开挖至基底标高，在挤密桩施工完成后，采用静力沉桩法，以终压力作为主控条件，桩端标高为辅。沉桩采用较大吨位静力压桩机慢压，有利于提高短桩的端承力，选择可提供400 t 压桩力的压桩机，依据单桩竖向极限承载力与终压力的经验比值0.8～0.9[11]，确定11.0 m 长PHC(400)AB-95 型开口管桩的终压力值为3 250 kN，控制沉桩速度不大于2 m/min，以便形成有效土塞高度，以终压力复压3 次，每次持荷时间5～10 s，结合地质剖面图和实测数据，桩进入④中细砂层约4D～5.5D（桩外径），土塞相对静止，判断桩端处于闭塞状态，3 组试桩的Quk=2 600 kN 满足要求，说明沉桩参数是合理的。按照上述工艺将工程桩全部施工完成后，桩身结构完整性质量检测数量取30.4%（134 根），低应变反射波法显示桩身完整性为I 类。单桩竖向抗压承载力检测数量取1.3%（6 根），按照规范[1]规定进行静载试验，在加载至终止压力2 600 kN 时，6 根检测桩（JCZ）的桩顶沉降量介于20.86～24.85 mm，Q-s曲线呈平缓变形（见图6），JCZ1～JCZ6 号桩的极限承载力为2 600 kN，满足要求。

图6 1 号楼Q-s 曲线Fig.6 Q-s curves of building 1

4 CFG 桩复合地基的设计

4.1 承载力计算

复合地基承载力特征值依据规范[15]第7.1.5条的内容，按照式（3）～（4）计算：

式中：fspk为复合地基承载力特征值，kPa；m为面积置换率；Ra 为单桩竖向承载力特征值，kN；Ap为桩的截面积，m2；fsk为处理后桩间土承载力特征值，kPa；λ为单桩承载力发挥系数；β为桩间土承载力发挥系数；n为复合地基桩土应力比；up为桩的周长，m；qsi为桩周第i层土的侧阻力特征值，kPa；lpi为桩长范围内第i层土的厚度，m；αp为桩端端阻力发挥系数；qp为桩端端阻力特征值，kPa。根据静载试验确定承载力时，取λ=0.8、β=1.0，m=0.42/(1.05×1.3)2=0.086，fsk=150 kPa，Ap=0.125 6 m2，up=1.256 m，αp=1.0，结合表1 和图2 数据，求得单桩竖向承载力特征值Ra=920 kN，复合地基承载力特征值fspk=578 kPa，基础宽度和深度的承载力修正系数分别取0 和1.0，因主楼筏板周围地下室为独立基础，承载力深度修正贡献不大，设计留余量，取修正后的地基承载力特征值fspa=fspk=550 kPa。

根据JCCAD 计算结果，标准组合下基底平均压力值pk=510 kPa，最大压力pkmax=580 kPa；地震效应下的基底平均压力值p=530 kPa，最大压力pmax=680 kPa，基础底面未出现零应力区。

标准组合下：pk＜fspa，pkmax＜1.2fspa=660 kPa。

地震效应下：p＜ζafspa=715 kPa，pmax＜1.2ζafspa=858 kPa。

参考天然地基，地基抗震承载力调整系数ζa取1.3。所以复合地基承载力满足设计要求，桩端持力层以下不存在软弱下卧层。CFG 桩体采用C30 混凝土，其桩体试块（边长150 mm 立方体）标准养护28 d 的立方体抗压强度平均值fcu=30 MPa，根据规范[15]式7.1.6-1，fcu＞4λRa/Ap=23.5 MPa，满足要求。

4.2 变形计算

CFG刚性桩复合地基的沉降由加固区变形量s1和下卧土层变形量s2组成，s1包括桩体向上和向下刺入量及桩身受压变形量，筏板按柔性基础计算，不考虑地基土的回弹再压缩变形量，复合地基最终沉降量s=s1+s2[16]。规范[1]将加固区视为与天然地基相同的匀质土，采用Boussinesq 解答分层总和法计算沉降，根据第5.3.5 条和第7.2.10 条的内容，按式（5）计算复合地基最终沉降量s：

式中：s'为复合地基计算变形量，mm；ψsp为复合地基沉降计算经验系数；n1为加固区范围土层分层数；n2为变形计算深度范围内土层总的分层数；p0为对应于荷载作用准永久组合时的基础底面处的附加压力，kPa；Esi为基础底面下第i层土的压缩模量，MPa，应取土的自重压力至土的自重压力与附加压力之和的压力段计算；zi、zi1-为基础底面至第i层土、至第i-1 层土底面的距离，m；为基础底面计算点至第i层土、至第i-1 层土底面范围内平均附加应力系数，可按规范[1]附录k 采用。

根据规范[1]第7.2.12 条，复合土层的压缩模量提高系数ξ=fspk/fak=550/150=3.67，可求出复合地基各土层的压缩模量ξEsi(见表1)。利用JCCAD 计算中心沉降结果，准永久组合下基底平均压力为485 kPa，平均附加压力为p0=314 kPa，s'=288.0 mm，变形计算深度范围内压缩模量的当量值=25.04MPa，ψsp=0.233，最终沉降量s=67.1 mm＜200 mm，满足规范[1]的要求。

4.3 工程措施

本工程计算沉降量虽然满足规范要求，但略大于本地区设计经验控制值（50 mm），考虑到剪力墙结构的刚度和地基反力较为均匀，设计中采取工程措施调整结构重心和筏板形心使其基本重合，满足规范[1]（e≤0.1W/A）的规定，沿主楼筏板边缘设置沉降后浇带，和周围车库基础断开，待主体结构封顶沉降稳定后封闭。

4.4 CFG 桩复合地基检测结果

2 号楼前期场地经过挤密桩处理后湿陷性已消除，试桩承载力满足要求。工程桩施工完成后，桩身结构完整性质量检测数量取20%（154 根），低应变反射波法显示桩身完整性为I 类。单桩竖向抗压承载力和复合地基竖向抗压承载力检测数量各取1%，按照静载试验进行检测[15]，8 组CFG 单桩复合地基承载力静载试验在终止荷载1 100 kPa 时的沉降量s=14.50～18.76 mm。Q-s曲线平缓（见图7），复合地基承载力特征值不小于550 kPa，满足要求。单桩抗压承载力也满足要求，此处不做详细展开。

图7 2 号楼Q-s 曲线Fig.7 Q-s curves of building 2

5 两栋楼的沉降观测结果分析

两栋楼均在周边墙体上均匀布设13 个观测点（见图8），至结构封顶后两年末，1 号、2 号楼沉降观测值分别为31.5 mm、64.9 mm，沉降速率均小于规范[17]规定的0.04 mm/d，已达到稳定状态，整体倾斜率满足规范[1]限值0.002 5。两栋楼均取13个观测点在各时段沉降量的平均值，作出的观测时段-沉降曲线见图9，建筑物四角观测点1、5、6、12 的沉降曲线见图10，对比结果显示：（1）图10中四角观测点沉降曲线与图9 中平均值曲线的斜率基本吻合，1 号楼沉降曲线比2 号楼平缓，说明CFG桩沉降收敛时间比管桩长；（2）两栋楼的桩长差异不大时，1 号楼的观测值约为2 号楼的一半，说明在桩长范围内，相比于CFG 桩，管桩刚度大、土体压缩变形很小；（3）1 号、2 号楼在结构封顶时，沉降量分别为21.04 mm（67%）、31.49 mm（49%），封顶后第一年末，沉降量分别为28.19 mm（90%）、54.69 mm（84%），都在结构封顶两年末时趋于稳定。

图8 测点布置图Fig.8 Layout of measurement points

图9 观测时段-沉降曲线（平均值）Fig.9 Observation period-settlement curves (average)

图10 观测时段-沉降曲线（四角点）Fig.10 Observation period-settlement curves (four corner points)

6 结 论

本工程地基设计充分利用了地质特点，节约成本和工期，取得了良好的经济效益，有以下几点结论：

（1）西安北郊地表下约20 m 深的密实砂层用作中短PHC开口管桩或CFG桩复合地基的持力层，避免了长桩施工穿越砂层的不利因素，沉降观测结果验证是可行的。

（2）PHC 开口管桩利用土塞效应，实际单桩竖向抗压承载力比规范[7]估算值提高约36%，通过试桩选择合适终压力、沉桩速率、压桩机吨位是提高桩承载力的关键因素。

（3）CFG 桩复合地基沉降量观测值与计算值差异不大，观测沉降量约为PHC 桩的两倍。

（4）高层建筑使用中短桩地基，应采取调整筏板尺寸使结构重心和筏板形心基本重合、合理设置沉降后浇带、待变形稳定后浇筑封闭等措施。

（5）本文桩基检测资料有限，不能完全揭示PHC 桩土塞效应的作用机理以及CFG 桩的沉降规律，在以后工作中尚需探索研究。