地下室的方案选型是否合理, 对造价影响较大。长沙市地基条件较好, 桩基础通常采用人工挖孔桩、管桩等, 以强风化、中风化软质岩石为持力层。但近年来发现不少项目的场地存在厚度10m以上的中密～密实状态的圆砾层, 要穿透此土层施工难度大, 工程造价高。本文结合实际工程项目, 针对场地存在厚度较大的圆砾层的情况, 提出了人工挖孔桩桩端后注浆工艺, 并在抗浮水位、超长地下室设计等方面进行了优化。

　　 本工程地下2层, 地下1层层高为3.4m, 地下2层层高为3.2m, 地下室平面长宽均接近130m;地上部分为4栋塔楼, 其中2栋为剪力墙结构住宅, 2栋为框架-剪力墙结构公寓, 结构高度均接近100m。本工程±0.00标高 (塔楼首层地面标高) 处绝对标高为85.00m, 室外地下室顶板板面绝对标高为83.75m, 室外覆土厚度为0.90m, 室内外高差为0.35m。采用承台桩+防水板基础形式, 地下室基础平面图见图1。

　　 拟建场地位于长沙市雨花区, 原始地貌为湘江冲积阶地, 场地除东北部地势较低洼外, 其余地段较平整。勘察时现状地面绝对标高为81.85～85.26m。拟建场地内未见滑坡、崩塌、泥石流、断层等不良地质作用, 场地稳定, 适宜建造拟建项目。根据勘察结果, 可宏观判定场地内砂类土在6度地震作用下不会产生液化, 场地内无可液化地层, 属于可进行建设的一般场地。土层参数见表1。

　　 场地地下水主要为赋存于①层杂填土层及第四系黏性土层 (②～⑤层) 中的上层滞水和赋存于⑥层中砂层、⑦层圆砾层中的潜水。赋存于杂填土层及第四系黏性土层中的上层滞水主要受大气降水补给, 其分布不连续、水量不很丰富, 水位随季节变化而异。赋存于中砂层及圆砾层中的潜水主要受大气降水及地下水补给, 水位随季节变化而异。本工程地下室底板板面绝对标高为77.10m, 场地抗浮设计水位绝对标高为81.90m。

　　 高强预应力管桩具有强度高、施工快速、经济性较好、施工方便的优点;但该项目位于市区, 锤击桩噪声大, 静压桩难以穿透中密圆砾层。

　　 长螺旋压灌桩单桩承载力较高强预应力管桩小, 能穿透圆砾层, 但施工速度慢, 桩长20～30m, 经济性较差。

　　 考虑对⑤层粉质黏土含圆砾层进行地基处理, 将复合地基承载力特征值提高到550kPa, 采用筏板基础并以此层为持力层。地基处理可采用长螺旋管内泵压CFG桩, 桩端以圆砾层为持力层。

　　 两栋公寓楼为框架-剪力墙结构, 柱距较大, 柱轴力大, 将导致筏板厚度大, 造价高。

　　 人工挖孔桩在湖南省运用非常广泛, 质量可靠, 施工便捷, 能够做到桩身强度和桩端承载力双控, 充分利用桩身强度, 达到经济性最优的效果。在长沙市, 类似本工程的场地情况, 人工挖孔桩通常会选择以中风化泥质粉砂岩为持力层, 这将导致桩长30～40m, 需穿透9～16m圆砾层, 施工难度大, 且具有一定的危险性。

　　 但如果以圆砾层为持力层, 对于高度在100m左右的高层结构, 存在桩端承载力较低、沉降较大的弱点, 并且当地高层结构设计缺乏以圆砾层为人工挖孔桩持力层的经验。为解决上述不利因素, 推荐采用人工挖孔桩桩端后注浆方案。后注浆人工挖孔桩单桩极限承载力标准值Q_uk按下式计算:

　　 $\begin{array}{l}Q{}_{\text{u}\text{k}}=Q{}_{\text{s}\text{k}}+Q{}_{\text{g}\text{s}\text{k}}+Q{}_{\text{g}\text{p}\text{k}}\\ =u{\displaystyle \sum q}{}_{\text{s}j\text{k}}l{}_j+u{\displaystyle \sum \beta }{}_{\text{s}i}q{}_{\text{s}i\text{k}}l{}_{\text{g}i}+\beta {}_{\text{p}}q{}_{\text{p}\text{k}}A{}_{\text{p}}(1)\end{array}$

　　 式中:Q_sk为后注浆非竖向增强段的总极限侧阻力标准值;Q_gsk为后注浆竖向增强段的总极限侧阻力标准值;Q_gpk为后注浆总极限端阻力标准值;u为桩身周长;q_sjk为后注浆非竖向增强段第j层土初始极限侧阻力标准值;l_j为后注浆非竖向增强段第j层土厚度;q_sik为后注浆竖向增强段第i层土初始极限侧阻力标准值;l_gi为后注浆竖向增强段第i层土厚度;q_pk为后注浆初始极限端阻力标准值;β_si, β_p分别为后注浆侧阻力、端阻力增强系数;A_p为桩端截面面积。

　　 从式 (1) 可以看出, 后注浆能够提高单桩桩侧和桩端承载力^[1]。对于不同的土层, 桩侧注浆的模式和作用机理是有所不同的。当桩侧土层为粉土层时, 注浆效果以挤密为主, 渗透作用不占主导地位;当桩侧土层为圆砾层时, 渗透作用占主导地位。而桩端注浆所产生的效果也与桩端土层性质有关, 对于细粒土主要是通过劈裂注浆方式加固;对于粗粒土主要是采用填充、渗透、挤密和固结等作用加固^[2]。

　　 由于长沙地区缺乏高层住宅人工挖孔桩桩端后注浆的相关经验, 对施工质量控制也缺乏成熟经验, 需要设计院提供主要施工参数^[3,4]。因此设计时计算了注浆压力、注浆量, 供施工单位操作控制和初步判断施工质量。

　　 注浆工作压力p_g即施工时的注浆压力, 与桩长、桩端及桩侧土层的性质有关。注浆工作压力根据下式估算:

　　 $p{}_{\text{g}}=\beta (p{}_{\text{w}}+\xi {}_{\text{r}}{\displaystyle \sum r}{}_{i}l{}_i)(2)$

　　 式中:β为折减系数, 可取0.85～0.9;p_w为桩底注浆处静水压力;ξ_r为注浆阻力经验系数;γ_i, l_i分别为注浆点以上第i层土的有效重度和土层厚度。

　　 当注浆压力升至某一数值而注浆量突然增加时, 表明地层结构发生破坏或桩顶有明显上抬。此时的压力值即为注浆控制压力P_c, 施工期间, 注浆压力不得超过此值。P_c可按压水试验结果确定, 也可按下式确定:

　　 ${\rm P}{}_{\text{c}}=\beta \frac{4}{\text{π}D{}^2}(G+0.6\text{π}D{\displaystyle \sum q}{}_{\text{s}i\text{k}}l{}_i)(3)$

　　 式中:D为桩身直径;G为桩身自重;q_sik为第i层土的极限侧摩阻力。

　　 单桩注浆量G_c (以水泥质量计) 的设计应根据桩径、桩长、桩端及桩侧土层性质、单桩承载力增幅及是否复式注浆等因素确定, 可按下式估算:

　　 $G{}_{\text{c}}=\alpha {}_{\text{p}}d+\alpha {}_{\text{s}}nd(4)$

　　 式中:α_p, α_s分别为桩端、桩侧注浆量经验系数;n为桩侧注浆断面数;d为基桩设计直径。

　　 经过对比分析, 本工程最终采用人工挖孔桩桩端后注浆工艺, 以圆砾层为持力层。实际施工时控制注浆压力为3MPa, 根据桩径不同, 将单桩注浆量控制在1.2～2.7t之间。控制桩基施工季节, 避开丰水期, 透水层中含水较少, 便于施工, 整个桩基施工在30d内全部完成, 实现了经济、快速的目的。采用高压注浆工艺, 有效减小结构沉降。工程竣工后, 经两年沉降观测, 最终主体结构沉降量为17mm, 效果良好, 达到了预期设计目标。桩端注浆管布置见图2。

　　 本项目基坑深度为7.50m, 地下室底板下的土层为③层粉质黏土层, 属弱透水层。地勘报告提供的抗浮水头为5.1m, 局部不满足整体抗浮要求。

　　 根据地勘报告显示的场地情况, 本项目座落在地势较高的台地上, 东、南、北三个方向都有较长的缓坡。长期来看, 场地地下水主要为赋存于杂填土层及第四系黏性土层中的上层滞水和赋存于中砂层、圆砾层中的潜水, 地下水补给量较小。

　　 根据场地周边地势较高、地下水补给量小, 抗浮水位主要是地表水下渗聚集形成的特点, 考虑将地下室周边的上层滞水通过排水盲沟、导流砂井排入⑥层中砂层中。

　　 设计时, 在地下室底板下设置排水盲沟 (图1) , 间隔30m左右设置直径为800mm的导流砂井, 在导流砂井中填充级配砂砾。将基坑周边的大气降水, 通过排水盲沟汇集, 引入到导流砂井, 再导入到场地下层的砂土层。通过以上设计手段, 可以降低抗浮设计水头, 最终适当考虑安全储备按3m抗浮设计水头进行设计, 结构整体抗浮满足要求, 地下室底板基本可按照构造配筋, 有效节省了造价。

　　 地下室两个方向长度均为130m左右, 属于超长结构。按照通常设计手段, 一般采用膨胀混凝土控制裂缝。但业主根据以往类似经验, 认为采用膨胀混凝土仍然会开裂比较严重, 在这个项目中希望不采用膨胀混凝土。因此, 需对本项目采取针对性的措施。

　　 本工程超长地下室采取下列抗裂构造措施:1) 采用低强度等级的C30混凝土, 采用细而密的钢筋;2) 地下室外墙要求带模板养护7d, 养护时放松螺杆, 让水能渗入模板, 7d后按正常养护;3) 按《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) 要求设置后浇带, 控制后浇带的封闭时间和环境温度, 后浇带封闭后及时回填地下室周边及地下室顶板覆土, 推荐封闭时的环境温度为15℃;4) 地下室顶板采用预应力无梁楼盖, 既能有效地控制楼板开裂, 又能降低层高。

　　 由于地下室没有采用膨胀混凝土, 而地下室外墙通常是超长混凝土结构开裂最严重的构件。因此设计时对地下室外墙的裂缝进行了分析, 以验证上述抗裂构造措施的有效性。

　　 根据混凝土的温度收缩裂缝控制理论, 按龄期t=28d进行混凝土裂缝间距计算。假定混凝土墙长40m, 高3.4m, 厚0.3m, 混凝土强度等级C30, 计算其裂缝间距。

　　 $\epsilon {}_{\text{y}}=\epsilon {}_0(1-\text{e}{}^{-0.01t})(5)$

　　 式中:ε₀为标准状态下混凝土极限收缩应变, 取3.24×10^-4;t为混凝土浇筑后的时间, 取28d。

　　 由式 (5) 可得ε_y=0.79×10^-4。

　　 根据混凝土强度与水泥用量及绝热温升值的关系可知, C30混凝土的绝热温升值T_m=30.97℃, 当量温度T_y=ε_y/α=0.79×10^-4/ (10×10^-6) =7.9℃, 其中α为混凝土线膨胀系数, 取10×10^-6。则混凝土温度差T=T_m+T_y=38.87℃。

　　 $\begin{array}{l}\sigma {}_{\text{x},\max }=E\alpha {\rm T}\cdot R(t)\cdot {\rm H}(6)\\ R(t)=1-\frac{1}{\cosh (\frac{L}{2}\sqrt{\frac{C{}_{\text{x}}}{{\rm H}E}})}(7)\end{array}$

　　 式中:E为混凝土弹性模量, 取3.00×10⁴N/mm²;R (t) 为混凝土外约束的约束系数;C_x为水平阻力系数, 取120×10^-2N/mm³;H为墙体高度, 取3 400mm;L为后浇带的设置间距, 取40m。

　　 由式 (6) , (7) 可得R (t) =0.774, σ_{x, max}=1.81MPa。计算结果显示, 后浇带按40m间距设计时, 混凝土墙体中的最大拉应力超过C30混凝土抗拉强度设计值。

　　 墙体最大裂缝间距$L{}_{\max }=2\sqrt{\frac{E{\rm H}}{C{}_{\text{x}}}}\text{a}\text{r}\text{c}\text{o}\text{s}\text{h}\frac{\alpha {\rm T}}{\alpha {\rm T}-\epsilon {}_{\text{p}}}$, 其中ε_p为钢筋混凝土极限收缩应变, 取3×10^-4。可得L_max=39.78m, 墙体最小裂缝间距L_min=L_max/2=19.88m, 平均裂缝间距$\left[L\right]$= (L_max+L_min) /2=29.83m。

　　 通过对地下室外墙的理论分析, 得出墙体平均裂缝间距约为30m;工程验收时裂缝间距在20～25m之间, 该值在计算最小裂缝间距和平均裂缝间距之间, 说明采用的抗裂措施是有效的^[5]。

　　 (1) 通过多个基础方案的对比, 选择人工挖孔桩桩端后注浆工艺, 以圆砾层为持力层, 保证了基础的经济性和工期;后注浆施工工艺在长沙市内运用较少, 本项目做了有益的尝试, 并达到了预期的目标。

　　 (2) 根据项目区域特点, 针对性地采取了排水盲沟和导流砂井, 降低了抗浮水位, 取消了整体抗浮措施。

　　 (3) 超长地下室采取了一些抗裂构造措施, 未采用膨胀混凝土, 通过理论分析, 计算了地下室外墙的最大裂缝间距, 并通过实际项目进行检验。

　　 (4) 项目2009年开始设计, 2011年竣工交付。经过8年时间的实践检验, 优化后的方案效果良好。