我国可溶岩分布面积占国土面积的1/3, 是世界上岩溶最发育的国家之一, 在岩溶发育较为强烈地区, 常出现溶槽或溶洞地层、土岩组合地层, 以及更加复杂的土岩溶组合地层。随着城市建设的发展, 当上述地层无法避让时, 会给高层建筑在岩溶地区的建设带来巨大的挑战, 因此如何有效解决岩溶地区建造高层建筑问题, 是目前地下工程研究的热点及难点。

　　 针对上述问题, 已有国内外学者进行了一定的研究, 并取得了一系列的成果。如, 杨光华等^[1]通过工程实践, 分析了岩溶地区高层建筑采用天然地基筏板基础设计的可行性;H.G. Poulos等^[2]论述了岩溶地质条件下桩身空洞对于桩筏基础荷载传递机理的影响, 并得出桩身轴力与筏板弯矩会因此增加的结论;Steve H. M. Chan等^[3]详细分析了地下埋藏岩溶对高层建筑基础工程建设的影响;阚敦莉等^[4]详细论述了岩溶地区超高层建筑的桩筏设计与协同作用, 为类似工程积累了经验。

　　 笔者及笔者所在的研究团队近年来提出可控刚度桩筏基础的概念^{[5,6,7,8,9,10,11]}, 该概念的核心思想是在桩顶设置专门研制的刚度调节装置来调整与优化桩土支承体系竖向支承刚度大小与分布, 成功实现对桩基支承刚度的人为主动控制^[9,10,11]。可控刚度桩筏基础除可适用于桩土共同作用及变刚度调平外, 还可以有效解决由于地质条件不均匀引起建筑物基础差异沉降过大的问题。贵州省贵阳市富源同座项目由于地质条件异常复杂, 属于典型的土岩溶组合地层, 常规基础方案已经无法满足设计要求, 本文以该项目为例, 介绍可控刚度桩筏基础在该高层建筑基础设计中的应用, 并验证其合理性与可靠性。

　　 贵阳市富源路富源同座项目由A1, A2和A3三座26层、高90m的塔楼及2层地下室组成, 三座塔楼通过地下室相连, 其结构体系均为框架-剪力墙, 设计使用年限为50年。其中, A1塔楼下部筏板尺寸为32.5m×30.6m, 混凝土强度等级为C50, 建筑物平面示意图如图1所示。本文仅针对A1塔楼进行分析。

　　 本工程处于岩溶洞隙发育场地, A2, A3塔楼基底即为基岩, 直接采用浅基础, 而A1塔楼基底地质条件复杂, 由土层和出露基岩两部分组成, 且部分土层下卧近30m厚淤泥填充溶洞, A1塔楼地基平面分布及典型地质剖面图如图2所示。图2 (a) 中区域1主要为黄色黏土, 区域2主要为黄色黏土下卧淤泥质黏土和泥炭质黏土, 区域3主要为基岩 (中风化白云岩) 外露或石芽。区域1, 2, 3的平面高程为地下室底板高程1 085.50m, 各土层具体物理力学指标如表1所示。

　　 综合场地整体地质条件来看, 建筑物平面范围内地基土支承刚度分布极不均匀, 给建筑物基础设计带来极大困难。

　　 本工程项目地质条件异常复杂, 高层建筑场地部分为中风化白云岩基岩, 部分为黄色黏土 (含大小不一的漂石、孤石等) , 塔楼核心筒位置主要为黄色黏土下卧淤泥质黏土和泥炭质黏土。按建筑物主体结构类型进行初步分析, 若采用荷载全部由桩基分担的常规桩基方案, 存在如下两个主要问题:

　　 (1) 承载力方面。在黏土分布区 (如图2中区域1, 2所示) , 黄色黏土层分布有大小不均的孤石、溶洞, 若桩基不穿越溶洞, 经计算其承载力可能无法满足设计要求;若采用超长桩, 桩基需穿越厚度近30m的淤泥填充的溶洞, 桩长近70m, 桩基质量较难得到保证。

　　 (2) 变形方面。在建筑物平面范围内的基岩区和黏土分布区, 地基土支承刚度分布严重不均匀, 经初步计算, 传统基础方案在上述两个区域会出现较大的差异沉降, 已经无法满足差异沉降控制要求。

　　 根据地质勘察报告提供的地基土物理力学参数, 基岩区直接采用天然地基或较短的桩基 (墩基) , 承载力满足要求, 基础没有沉降。非基岩区, 为保证桩基施工质量, 不宜穿越溶洞, 应尽可能提高桩基承载力, 拟采用桩端、桩侧复合后注浆工艺, 复合后注浆工艺对提高桩基承载力效果明显, 初步计算桩基承载力可以满足要求, 但桩端底部存在厚度较大的淤泥质黏土层时, 桩基沉降量大, 因此在进行建筑物基础设计时, 必须考虑因场地内存在黏土分布区所引起的基础不均匀沉降及基础的稳定性。

　　 为解决建筑物基础较大的不均匀沉降, 本工程拟采用桩筏基础主动控制技术来指导基础方案设计:

　　 (1) 黏土分布区在可能的情况下尽量增加基础的支承刚度, 采用大直径冲孔灌注桩, 桩端、桩侧复合注浆。

　　 (2) 考虑到群桩效应和软弱下卧层土质较差, 在桩端平面局部位置下卧由淤泥填充的溶洞, 不考虑桩端应力扩散, 桩端阻力仅由桩端圆柱冲切面的土体抗剪强度来提供, 桩端持力层需要厚度可按下式计算:

　　 $\text{π}dh(c+\sigma \tan \phi )=q{}_{\text{p}\text{k}}A(1)$

　　 式中:d为桩径, 取1.2m;h为桩端持力层厚度;σ为土体接触应力;A为桩端截面面积;q_pk为桩极限端阻力, 按地勘报告建议取2 200kPa。

　　 按照公式 (1) 计算, 桩端持力层的厚度h为7m, 即桩端与溶洞距离7m, 不穿越溶洞。

　　 (3) 在基岩区, 采用人工挖孔桩的形式, 桩端嵌入基岩, 如桩身较短即采用墩基础的形式。

　　 (4) 在基岩区桩顶, 设置刚度调节装置用以协调黏土分布区与基岩区桩基的沉降差。另外, 为减少地基土及出露基岩对刚度调节装置的影响, 在设置刚度调节装置部位的筏板与地基土之间设置泡沫软垫, 设置泡沫软垫的目的是为了在基岩区隔绝筏板与基底土体的直接接触, 为刚度调节装置预留变形空间, 泡沫软垫本身并不承担荷载。

　　 土岩溶组合地基桩筏基础示意图如图3所示。

　　 本工程在黏土分布区拟采用桩侧、桩端复合后注浆冲孔灌注桩, 由于当地缺少相关经验, 通过自平衡试验^[12]对两根桩长35m、桩径1.2m的复合后注浆冲孔灌注桩承载力进行试桩试验, 以校核复合后注浆冲孔灌注桩设计参数。其中, 1#试桩桩端持力层为黄色黏土, 单桩极限承载力按规范^[13]建议方法计算, 结果为14 500kN;按静载试验所得数值计算, 可得单桩极限承载力为14 749kN。2#试桩桩端持力层为黄色黏土, 但其桩端3.5m以下为淤泥质黏土层, 土质条件较差。2#试桩单桩极限承载力按规范^[18]建议方法计算, 结果为12 800kN;按静载试验所得数值计算, 可得极限承载力为12 400kN。

　　 故在黏土分布区, 复合后注浆冲孔灌注桩单桩承载力极限值取按上述方法计算所得的较小值, 即取为12 400kN, 单桩承载力特征值R_a取为6 200kN。基岩区的墩基础和桩端嵌入岩层的人工挖孔桩单桩承载力基本由桩身强度控制。

　　 根据地质勘察报告提供的参数, 本工程黏土分布区地基承载力较低, 部分区域不足180kPa, 为安全起见, 桩筏基础设计时不考虑桩土共同作用, 留有一定安全储备。其中, 黏土分布区桩基应承担荷载154 000kN, 基岩区桩基应承担荷载288 000kN, 两个区域的桩基数量均可按下式计算:

　　 $n\ge \frac{F{}_{\text{k}}+G{}_{\text{k}}}{R{}_{\text{a}}}(2)$

　　 式中:F_k为荷载效应标准组合下, 作用于承台顶面的竖向力;G_k为桩基承台和承台上土体自重标准值, 对稳定的地下水位以下部分应扣除水浮力;n为桩基中基桩的数量。

　　 经公式 (2) 计算并考虑尽量在墙下和柱下布桩的原则, 本工程实际共布桩79根, 其中黏土分布区冲孔灌注桩31根, 桩径为1 200mm, 桩长为30m, 采取桩侧和桩端复合后注浆;基岩区人工挖孔桩和墩基础 (简称桩 (墩) 基础) 共48根, 桩径均为1 000mm, 桩底扩大头直径均为1 600mm, 在桩 (墩) 基础顶设置刚度调节装置, 具体桩基础的布置如图4所示。

　　 鉴于工程所在地复杂的土岩溶地质条件, 为了使建筑平面内基础变形协调, 通过在基岩区桩 (墩) 基础顶部设置刚度调节装置以调节黏土分布区与基岩区桩基的沉降差, 因此桩筏基础的整体沉降实际由黏土分布区的沉降所决定。

　　 在黏土分布区, 桩基有一定沉降, 作为安全储备的地基承载力会有一定程度的发挥, 客观上能起到减少地基变形的作用。本项目基础设计不考虑桩土共同作用, 假定荷载全部由桩基分担, 以此计算的桩筏基础沉降相对于实际沉降是偏于安全的。在黏土分布区, 桩基需承担荷载154 000kN, 基底平均附加应力为400kPa。根据当地可靠经验, 在黏土分布区桩基沉降计算经验系数ψ取0.4, 桩基等效沉降系数ψ_ε取0.42 (考虑后注浆的影响) , 采用分层总和法计算得到在黏土分布区桩基沉降值为34.9mm。

　　 当刚度调节装置用于桩基支承刚度差异较大或土岩溶结合地基等地基土支承刚度严重不均匀的情况时, 其支承刚度可按照下式计算:

　　 $\begin{array}{l}\frac{Q{}_{\text{r}}}{n{}_{\text{r}}k{}_{\text{c}}}=\frac{Q{}_{\text{w}}}{n{}_{\text{w}}k{}_{\text{w}\text{p}}}(3)\\ k{}_{\text{a}}=\frac{k{}_{\text{p}}k{}_{\text{c}}}{k{}_{\text{p}}-k{}_{\text{c}}}(4)\end{array}$

　　 式中:Q_r为相对坚硬处 (或基岩面) 桩基分担的上部结构荷载标准组合值, kN;Q_w为相对软弱处桩基或桩土体系分担的上部结构荷载标准组合值, kN;k_p为基桩 (或墩基) 支承刚度, kN/m;k_a为刚度调节装置支承刚度, kN/m;k_c为相对坚硬处 (或基岩面) 设置刚度调节装置的基桩 (或墩基) 复合支承刚度, kN/m, 由基桩 (或墩基) 支承刚度k_p和刚度调节装置支承刚度k_a串联而成, 当基桩 (或墩基) 嵌岩时, k_c≈k_a;n_r为相对坚硬处 (或基岩面) 基桩数量;n_w为相对软弱处基桩数量;k_wp为相对软弱处桩基的支承刚度, kN/m。

　　 考虑整个基础变形协调, 黏土部分桩基承载力特征值为6 200kN, 黏土分布区和基岩区差异沉降保守估计为35mm, 因此单桩调节装置支承刚度为6 200/0.035≈177 143kN/m。桩顶设置的刚度调节装置可随时通过二次注浆来终止其工作, 因此在无法精确计算黏土分布区桩筏基础沉降的情况下, 适当削弱基岩部分的调节装置支承刚度, 以使整个方案留有二次干预的可能。另外, 为了防止基岩区地基对刚度调节装置的影响, 在该区域的筏板和地基之间铺设泡沫软垫, 考虑到泡沫软垫也有一定的支承刚度, 所以综合考虑本项目最终确定的调节装置支承刚度为150 000kN/m。

　　 设置的刚度调节装置由3台南京工业大学研制的刚度调节器并联组成, 每根桩的桩顶刚度调节装置总刚度为150 000kN/m, 单个刚度调节器刚度近似为50 000kN/m, 最大承担荷载为5 000kN, 最大变形为50～60mm。

　　 建筑物整体沉降预计为35mm, 筏板厚度为1.8m, 由于本项目常规桩基和设置刚度调节装置桩 (墩) 基础共存, 为防止建筑物出现水平扭转, 在设置刚度调节装置的桩 (墩) 基础顶部设置抗剪装置, 其具体构造如图5所示, 其余桩顶构造及施工可参考文献[9]执行。

　　 由于本工程为可控刚度桩筏基础主动控制技术在贵州土岩溶组合地基中的初步应用, 目前暂无工程案例可供设计参考。采用PLAXIS 3D Foundation软件进行数值计算, 以指导设计工作, 分析桩筏基础受力性能及刚度调节装置的工作状态。

　　 为简化分析模型, 基岩区桩 (墩) 基础考虑泡沫软垫与刚度调节装置并联, 其支承刚度k_s按可能较大计算值取值, 为200 000kN/m, 以模拟桩 (墩) 基础工作性状;黏土分布区桩基支承刚度按可能较小计算值取值, 为100 000kN/m, 以模拟摩擦群桩工作性状。数值计算方案示意图如图6所示。

　　 本工程地基土平面分布主要存有三个不同区域, 即基岩区、黏土分布区、黏土下卧软弱土区。对场地岩土层进行简化, 在基岩区, 考虑为均质岩层, 根据勘察报告, 设定为80m厚的中风化白云岩;在黏土分布区, 考虑为均质土层, 根据勘察报告, 设定为80m厚的黄色黏土;在黏土下卧软弱土区, 分为两层, 根据勘察报告, 设定上部为39m厚的黄色黏土, 下部为41m厚的淤泥质黏土。有限元模型中具体参数物理力学指标参考地勘报告及现场试验取值, 见表2。

　　 模型中筏板采用实体单元, 基桩采用弹簧单元, 冲孔灌注桩及设置刚度调节装置的桩 (墩) 基础则分别通过设置不同的支承刚度k_s值来模拟。计算模型尺寸为90m×90m×80m (长×宽×高) , 其侧向边界采用水平位移约束, 底部边界采用水平位移约束和竖向位移约束, 顶部边界自由。为了防止基岩出露影响刚度调节装置的正常工作, 在建模过程中设置筏板底部以下200mm范围内的基岩不参与工作, 荷载全部由设置刚度调节装置的桩 (墩) 基础承担;另外, 由于实际工程中筏板尺寸为不规则形状, 建模过程中将其简化为36m×36m的正方形筏板, 整体模型如图7所示。

　　 限于篇幅, 本文取A-A和B-B两个剖面 (图8) 进行分析。

　　 在上部结构荷载作用下, 采用桩筏基础主动控制技术后筏板沉降曲线如图9所示。可以看出, 最大沉降出现在筏板的中心区域, 约为34mm, 未出现筏板沉降整体向黏土分布区偏移的情况;最小沉降出现在筏板边界处, 约为2mm。可以认为, 在基岩区桩顶设置刚度调节装置可降低嵌岩桩及墩基础的支承刚度, 使之与黏土分布区冲孔灌注桩支承刚度相匹配, 优化了桩筏基础的整体支承刚度, 避免基础沉降向黏土分布区偏移及建筑物倾斜的情况发生。

　　 上部结构荷载作用下, 剔除异常峰值应力后, 筏板应力分布如图10所示, 可见, 筏板内部压应力最大值约为8MPa, 拉应力最大值约为2MPa。经换算, 筏板正弯矩最大值约为4 320kN·m, 负弯矩最大值约为1 080kN·m。可以认为, 基岩区桩顶设置刚度调节装置后, 在避免基础沉降向黏土分布区偏移的同时, 较好地满足了筏板内力设计要求, 可以一定程度降低筏板配筋量, 在保证建筑物安全的同时取得较好经济效益。

　　 A-A, B-B剖面桩顶反力值如图11所示, 可以看出桩基工作性状合理, 未超过承载力特征值。在黏土分布区, 随着基础沉降的发展, 地基土承载力会得到一定的发挥而分担一部分荷载, 使黏土分布区桩顶反力显著小于基岩区。

　　 综上所述, 本文按最不利原则的包络设计方法, 建立简化数值计算模型, 计算得到的桩顶反力及沉降均能满足设计要求, 这说明在基岩区桩顶设置刚度调节装置来调整、优化桩土支承刚度整体分布的主动控制设计方法具有合理性和可行性。

　　 本工程于2010年11月完成所有桩基施工, 2011年11月主体结构封顶。施工期建筑物沉降监测数据随时间变化曲线如图12所示。

　　 从图12中可以看出, 建筑物沉降量随时间增长基本呈线性增加, 结构封顶后沉降量增长减缓。在2011年7月中旬, 建筑物黏土分布区和基岩区域的差异沉降量达到10mm, 继续一段时间后, 不均匀沉降逐渐减小, 沉降变化逐渐趋于收敛, 最终差异沉降仅为1mm, 总沉降量为30mm。说明桩顶设置的刚度调节装置在本工程基础设计中起到了关键作用。目前本项目已顺利通过竣工验收并交付使用。

　　 (1) 本工程是刚度调节装置多次用于大支承刚度桩桩土共同作用后, 在贵州土岩溶组合地区高层建筑领域的初步应用。

　　 (2) 本工程采用可控刚度桩筏基础技术, 解决了土岩溶组合地层中黏土分布区桩与基岩区桩 (墩) 基础支承刚度不一致的问题。现场测试结果显示, 建筑物最终沉降30mm, 差异沉降仅1mm。

　　 (3) 采用PLAXIS 3D Foundation软件对可控刚度桩筏基础方案进行定性分析, 模拟结果显示, 设置刚度调节装置来优化高层建筑地基支承刚度不均匀具有显著的效果, 为设计方案提供了参考。

　　 (4) 本项目使用的改进被动式刚度调节装置, 其支承刚度大小一经设置将无法改变, 虽可通过改变桩端空腔的封闭时间来实现对整体基础的二次干预, 但仍较大程度依赖计算的精确性, 因此当复杂地质条件下的基础沉降不能较准确估算时, 对整体方案按最不利工况进行包络设计是必要的。