拟建工程金辉城三期位于重庆市南岸区融侨半岛,占地面积107 030m²,总建筑面积40 536.75m²。本工程由2#～4#楼及14#楼组成,其中,2#楼地上33层(建筑高度为99m),一层、二层为商业用房(建筑高度为10.2m),三层及以上为住宅,有1层地下车库; 3#楼地上43层(建筑高度为123m),一层、二层为商业用房(建筑高度为10.2m),有3层地下车库; 4#楼比2#楼多两层地下车库,为3层地下车库,其余同2#楼; 14#楼为商业裙房,地上共2层,建筑高度为10.2m; 主楼通过商业裙房互相连接; 具体如图1所示,其中H为建筑高度,建筑物概况见表1。

　　 该场地位于长江右岸龙王洞背斜南端近末端东翼,距长江直线距离约200m,属长江Ⅱ～Ⅲ级阶地地貌。50年一遇的设计防洪水位为193.93m,地下车库最低设计高程为206.80m,受长江水位影响小。岩层呈单斜产出,层状结构,层理较发育,无断层通过,地质构造简单。从地面往下主要土层的工程性质如下:卵石土,由砂、卵石组成,卵石粒径50～200mm,磨圆度较好,级配及分选性中等,中密、稍湿,卵石母岩以火成岩为主,含量约40%～70%,地基承载力特征值239kPa; 泥岩,泥质结构,中厚层状构造,表层为强风化带,内部为中等风化带,其天然单轴抗压强度8.8MPa,承载力特征值2 870kPa; 砂岩,细粒结构,中厚层状构造,表面为强风化带,内部为中等风化带,其天然单轴抗压强度24.9MPa,承载力特征值6 090kPa。表2是3#楼勘探孔揭示的地层信息。

　　 场地中卵石土分布范围广,设计地坪以下、基岩以上全部为卵石土。对于卵石土,普通机械挖孔灌注桩或预制桩无法施工,仅人工挖孔灌注桩具备一定的施工可行性 ^[1]。

　　 如图1所示,3栋主楼通过商业裙房连接成为一个整体。2#楼地上33层、3#楼地上43层、4#楼地上33层,但商业裙房地上只有2层。由于主楼和裙房荷载相差悬殊,故需控制主楼沉降使之与裙房相协调,以保证建筑物的正常使用。

　　 如图2所示,场地开挖后,在ZK86勘探孔处,设计地坪下卵石土厚度约为46.04m,而ZK90勘探孔处设计地坪下卵石土厚度约为16.60m,其下为基岩。对于上述情况,1)若主楼范围内全部采用端承嵌岩桩,对于ZK86钻孔处厚度46.04m的卵石土,若采取人工挖孔灌注桩,安全隐患大,工程量大、总造价高,且施工速度慢; 2)若主楼范围内全部采用摩擦桩,ZK90勘探孔处基岩埋深浅,会出现桩端嵌岩的情况,这会导致桩基以基岩为桩端持力层、桩端沉降绝对值较小,与其相邻周边位于卵石层内的桩基产生差异沉降,进而造成建筑物倾斜、开裂,影响建筑物使用功能 ^[2]。

　　 岩土体承载力是指场地范围内地基土(包括工程性质差的土层)对建筑物负重的潜在能力。场地范围内卵石土厚度不均匀,使主楼产生不均匀沉降。重庆当地经验是采用端承嵌岩桩,将上部荷载传递到下部稳定的基岩来解决此问题,但该方法易造成上部卵石土承载力的浪费,增加工程量和工程造价。如何因地制宜地调动卵石土承载力而不是单纯利用桩基把荷载传递到基岩是该工程的技术难点之一 ^[3]。

　　 由于现场多卵石土,机械设备可行性差,主楼与裙房高度相差悬殊、主楼两侧地基土不均匀等因素,根据当地经验,原设计采用人工挖孔灌注桩,设计桩径为1 200mm,大部分桩长为30～50m。施工过程中发现以下问题:1)深部卵石土在自重应力的长期作用下产生拟似超固结现象,每天进尺小于1m,挖孔困难; 2)施工至地下水位以下时,由于靠近长江,卵石土透水性中等,水位降低困难,无法进一步施工。另外,原设计未考虑岩土体承载力的潜力,不能充分发挥其承载力,同时增加了投资。综合上述不利因素,变更设计,改为旋转挤压灌注桩,在基岩埋深大区域,充分利用卵石土的承载力,采用摩擦桩; 在基岩埋深浅区域采用嵌岩桩。

　　 旋转挤压灌注桩也称浅螺牙桩(图3),隶属螺杆桩。其桩身为等截面圆形,抗压强度高,且不先于桩周土体破坏; 带有浅凸起体,增加了桩身粗糙度,增强了桩身的摩擦力。

　　 本工程应用旋转挤压灌注桩的优点如下:1)取土扰动小,钻杆护壁,不易产生断桩、缩颈等质量缺陷,孔底无沉渣虚土; 2)采用压灌技术,泵管中泵出的混凝土有一定压力,水泥浆在此压力下渗入桩周土,并胶结桩周卵石,摩阻力有所提高; 3)施工不受地下水影响; 4)根据加压电流和旋转电流的变化可以有效判断是否钻至下部基岩。特殊情况下,可利用复打工艺在桩端制作扩大头。

　　 为预判、验证不同情况下桩基的承载力,根据试验结果制定有针对性的设计与施工方案,在场地内施工试桩并进行静载试验。试验采用分级维持荷载沉降相对稳定法(慢速法),荷载分级为10级,最大加载量为设计要求荷载(3 000kN)的两倍(6 000kN),每级加载后,按时间间隔10,15,15,15,15,30,30,120min测沉降量。稳定标准为:当连续2h且每小时的沉降量小于0.1mm时,认为沉降已趋于稳定,继续施加下一级荷载 ^[4]。静载试验现场照片如图4所示。

　　 2#楼地基卵石层厚度约为30～50m,其下为岩层。在核心区域施工4根直径为600mm的试桩(编号为193#,191#,212#,208#),桩基受力形式为摩擦式,其中试桩193#,191#,212#桩长分别为17,20,14m,试桩208#桩长为20m且桩端有2m高的扩大头。静载试验结果见表3,lgP-s曲线如图5所示,其中,P为荷载,s为沉降。由图可知,随着荷载逐步增大,4根试桩表现出相似的沉降规律,其中试桩208#在相同荷载下的沉降量最小。原因为试桩208#桩长最长且桩端有2m高的扩大头,即桩身摩擦力更大、桩端承载力也更大,因此沉降量最小。

　　 对于3#楼,在不同区域施工5根试桩,试桩桩径均为600mm,具体如下:

　　 (1)因3#楼拟建场地部分区域岩层位于建筑地坪下方10m左右,施工1根桩A,桩身穿越10m卵石层并以基岩为桩端持力层,考察此种情况下桩身承载力与桩端沉降量。

　　 (2)因3#楼桩基方案设计结果显示,大部分桩长为14m或17m,故施工1根桩B,桩身穿越17m卵石层并以基岩为桩端持力层,考察此种情况下桩身承载力与桩端沉降量。

　　 (3)因3#楼大部分桩基全长位于卵石土层,故施工1根桩C,长度为14m,桩周土和持力层均为卵石层,考察此种情况下的桩身承载力与桩端沉降量。

　　 (4)为确保摩擦-端承桩(桩B)与摩擦桩(桩C)之间的沉降差异满足规范要求,施工1根桩D,桩长17m,桩周土和持力层均为卵石层,且桩底卵石土厚度为0.5～1m。

　　 (5)为确保摩擦-端承桩(桩B)与摩擦桩(桩E)之间的沉降差异满足规范要求,施工1根桩E,桩长14m,桩周土和持力层均为卵石层,且在距离桩顶7m高度复打2m。

　　 静载试验结果见表4,P-s曲线见图6。根据试验数据可知,施加相同荷载的前提下,摩擦-端承桩桩B、摩擦桩桩D沉降量更大; 摩擦桩桩C、桩E在同等条件下沉降性质接近; 所有试桩在加载-卸载过程中均表现出同一规律:沉降量随荷载增大而增大,卸载过程中沉降均发生回弹,回弹量在3～7mm之间。

　　 桩基础设计的基本目标是控制建筑群的差异沉降,降低筏板内力和上部结构次生应力,减小板厚和配筋,改善建筑使用功能。一般是通过变桩距或变桩径、变桩长(视具体条件而定)布桩。对于地基土承载力满足要求但变形不均匀情况,实施局部布桩,利用桩间土来分担荷载,利用结构调整变形的能力,迭代耦合计算后实现差异变形减至最小的调整目标 ^[5,6]。工程实测表明,有效减小沉降量的一般措施是加大桩长、桩径和合理布桩; 有效增大沉降量的一般措施是采用天然基础或者减小桩长、桩径。重庆当地经验做法是采用端承嵌岩桩,但这易造成建筑产生超出规范限定的蝶形差异沉降,引起结构产生较大次生应力。

　　 考虑地基、基础、上部荷载共同作用引起的差异沉降问题,《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2008) ^[7]提出了基于岩土体自身承载力的设计理念,其思路是:考虑地基、基础与上部结构的共同作用,对影响沉降变形的主导因素——桩-土支撑刚度分布实施调整,“抑强补弱”,促使沉降趋向均匀。

　　 由表3可以看出:试桩191#沉降量最大,试桩208#沉降量最小,试桩193#,191#,212#沉降量接近。由此可见,增加桩长尤其是在桩端设置扩大头,能有效地减小沉降量; 当荷载施加至设计值(3 054kN)时,4根试桩193#,191#,212#,208#的沉降量分别为6.54,6.74,7.11,5.37mm,沉降量十分接近,最大差值为1.74mm; 当荷载施加至约2倍设计值(6 173kN)时,4根试桩193#,191#,212#,208#的沉降量分别为17.15,18.46,17.76,11.07mm,均小于20mm,满足规范对体型简单的剪力墙结构高层建筑桩基最大沉降量的要求 ^[8]。

　　 由于2#楼地上33层,地坪高差较大,故桩基沉降差极限值以2‰L进行控制更为合理,其中L为桩间距。由表5试桩沉降差计算结果可知:1)大部分桩间沉降差满足规范要求; 2)虽然试桩191#与试桩208#,试桩202#与试桩208#桩之间沉降差超过极限值6.24mm,但试桩191#上部无构件,试桩202#与试桩208#之间沉降差仅超过极限值0.45mm,考虑筏板对减缓差异沉降的有利作用和后期施工均采用复打工艺,故沉降差超出部分的影响可以忽略不计。因此,2#楼桩基础最终设计为直径600mm、桩长20m的旋转挤压灌注桩,并采用复打工艺在桩端制作高度2m的扩大头。

　　 由表4可以看出:当荷载加至设计值(2 956kN)时,摩擦-端承桩A,B沉降量分别为3.50,5.35mm,摩擦桩C,D沉降量分别为2.05,6.11mm,带扩大头的摩擦桩E沉降量为3.49mm; 当荷载加至约2倍设计值(6 073kN)时,摩擦-端承桩A,B沉降量分别为7.51mm,15.08mm,摩擦桩C,D沉降量分别为7.34mm,17.19mm,带扩大头的摩擦桩E沉降量为7.48mm,均小于20mm,满足规范对体型简单的剪力墙结构高层建筑桩基最大沉降量的要求。由于地质条件的原因,3#楼试桩分布较为分散,无法计算沉降差极限值。但根据表4,荷载施加至约2倍设计值(6 073kN)时,等桩长的桩B和桩D的沉降量分别为15.08,17.19mm,两者的沉降差为2.11mm,对比参考表5中2#楼沉降差极限值可以看出,该沉降差能够满足规范要求 ^[9,10]。荷载施加至约2倍设计值(6 073kN)时,不等长桩A,B沉降量分别为7.51,15.08mm,沉降差为7.57mm,但根据A,B两桩桩长,由表5可推断出此情况下桩间距大于8m,按2‰L计算,其沉降差极限值为16mm,满足规范要求。

　　 4#楼地上33层,建设范围内卵石层厚度小,基岩埋深8～15m,因此采用人工挖孔灌注桩,桩径1.2m,桩端嵌岩; 14#楼采用卵石土天然地基,并在与主楼连接处设置沉降缝,防止发生不均匀沉降,造成建筑物开裂。

　　 (1)本文以重庆某地基土不均匀的高层建筑为例,提出当高层建筑主楼和裙房高差较大时,需控制主楼基础沉降并且加大裙房基础沉降,消除沉降差对结构安全使用的影响。

　　 (2)有效利用当地岩土体承载力,在基岩埋深大的区域采用摩擦桩; 在基岩埋深浅的区域采用嵌岩桩。现场静载试验数据表明:调整桩基设计后,减小了主楼与裙房的差异沉降,满足结构正常安全使用的要求,且节约了成本。