某6层工业厂房, 框架结构, 结构总高度为23.35m, 建成于1999年, 建筑面积约为1.5万m²。厂房平面图见图1, 以防震缝脱开为A, B, C三个区, 主要柱网尺寸为6m×8m。除新建附属建筑及配套地下水池外, 在已有6层厂房结构上增加3层, 加层后的结构总高度为35.6m, 上部结构仍为框架结构, 采用非强度型减震加固。原厂房楼面设计活荷载标准值为5kN/m², 加层改造后使用功能变更为酒店和客房, 增加了大量的内隔墙, 加层后的柱轴力变化以B区中柱、边柱为例, 分别由原3 460～4 400, 2 100kN增加为5 800～6 900, 3 500kN, 单柱轴力增长至原轴力的1.5倍以上, 已有厂房基础需进行加固。

　　 原厂房基础设计为振动沉管灌注桩、独立锥型承台, 承台埋深为2.45m, 根部高度为1.45m。边柱布置6根桩, 中柱布置9根桩, 桩径为377mm, 桩距为1.4m;A区右下角暗塘部位采用ϕ377沉管二次复打施工为ϕ533桩, 桩距为1.7m。桩端持力层均为④粉砂层, 桩长约为15m, 桩端进入持力层不小于1m, 桩身混凝土强度等级为C20, 单桩承载力特征值均为500kN。

　　 原厂房除图纸外的勘探报告、试桩及工程桩检测资料等均遗失, 对场地进行了补充勘探, 所揭示的承台底面下典型地质分层剖面见图2 (图中所注均为绝对标高) , 右侧暗塘仅出现在A区右下角。④粉砂层厚4.4～6.3m, 层底分布稳定, 层面有起伏, ⑤黏土层厚约9m, 下部为⑥强风化凝灰岩、⑦中风化凝灰岩, 补勘报告提供的主要设计参数见表1。

　　 基础加固仍采用桩基, 桩型为锚杆静压桩。按照勘探报告提供的土层参数, 场地下部⑤黏土强度低、压缩系数高, 因此桩端持力层面临两个选择:④粉砂、⑥强风化凝灰岩, 前者桩长在15m之内 (短桩方案) , 与原沉管桩桩端持力层一致;后者桩长约28m (长桩方案) , 两者的主要技术差异在于对沉降的可预判性上, 长桩穿越下部⑤黏土, 加层后的结构预期沉降可控, 设计无风险, 但长桩与短桩 (原沉管桩) 之间的承载分配难量化、施工难度大、造价高。

　　 业主加层的想法是旨在利用已有厂房上部结构设计较大的活荷载。该厂房闲置时间长, 已有桩基实际发挥的承载力不足, 原5kN/m²的使用活荷载在加层后部分被置换为恒荷载, 这部分荷载引起的沉降已有厂房尚未完成^[1], 所以加层后的基础新增沉降还不是简单的柱荷载增量引起的沉降问题, 采用短桩方案的重点是对场地下部较软弱的⑤黏土压缩沉降量的把控上。

　　 已有厂房建成至本次加层改造 (2013年) 已14年, 原设计沉管桩为端承摩擦桩, 承台尺寸较大, 除A区局部暗塘, 在已有厂房长期荷载 (主要是结构自重) 作用下, 原承台下的各土层类别可考虑地基土的长期压密效应^[2], 其强度和压缩模量均随时间有一定程度的增长。厂房现状显示未发生过较大沉降, 现状⑤黏土在已有厂房荷载作用下的压缩沉降也早己完成并稳定, 加层后的柱轴力约为原轴力的1.5倍, 但现状场地经过已有厂房荷载作用下的长期固结压密, 事实上应具有比原厂房设计时更好的地质条件。补勘报告共布置30个孔位, 靠已有厂房外柱承台边布置16个, 另外14个孔位在厂房范围外的空地上, 距离厂房8m以上, 属于本次新建附属建筑及配套地下水池范围。表1的土层状态及参数是综合统计的平均值, 以设计最为关心的⑤黏土, 补充勘探报告的《分层土工试验成果统计表》中参与统计土样17个, 液性指数I_L分布为0.36～1.0, 压缩系数a_1-2分布为0.17～0.7MPa^-1, 数据分布范围较大。剔除其中7个在厂房范围外的土样数据后, I_L, a_1-2的数据分布分别为0.36～0.82, 0.17～0.57MPa^-1, 属于可塑状态、中压缩性土, 可见补勘报告中给出的“软塑～可塑状态、中高压缩性土”的结论对其力学性质是低估的, 同样表1中⑤黏土E_s1-2取的是所有土样的平均值 (5.9MPa) 也是偏低的。因此加层后的基础加固方案不应受补勘报告的参数限制, 应考虑场地受长期压密作用下土体参数的提升, 拟从以下方面入手, 采用短桩方案:

　　 (1) 已有ϕ377沉管桩单桩承载力在已有厂房的长期荷载作用下可适当提高。按成桩工艺系数0.7计算, 桩身 (考虑纵向钢筋) 强度标准值为650kN, 桩身强度有可供利用的余量。

　　 (2) 短桩可充分发挥上部②₃粉质黏土、③粉土在长期压密作用下的侧阻增长, 可减少下部⑤黏土的压缩沉降。

　　 (3) ④粉砂具有一定厚度, 在场地内均匀分布, 勘探报告所描述的状态为中密、局部稍密, 经过长期荷载作用下的固结压密, 还有原沉管桩施工的振动挤密作用^[2], 其物理力学特性获得了极大改善, 密实度较大、压缩性低、抗剪强度较高, 相比下覆⑤黏土, 具有一定的刚度, 可作为短桩桩端的硬壳层使用。硬壳层作用类似于板体, 通过其具有的一定的剪切刚度产生应力扩散现象, 新增荷载在⑤黏土中的附加应力通过硬壳层进行重新分布, 分布的范围更大、分布更加均匀, 从而减少⑤黏土的压缩沉降。除A区右下角局部暗塘外, 其余沉管桩端下④粉砂最小厚度均大于3.1m, 远大于《建筑桩基技术规范》 (JGJ 94—2008) ^[3]“桩端以下硬持力层厚度不宜小于3d” (d为桩径) 的要求, 对⑤黏土的侧向挤出有很好的封闭约束作用。

　　 选取B, C区防震缝处双柱承台, 包含承台及土重的基础荷载为8 220kN, 采用200×200方桩, 桩端进入④粉砂内0.5m, 承台下总桩数为17根 (原沉管桩9根) , 加固扩大承台后的桩外包面积为20.1m², 将其作为一个实体基础作用于④粉砂, 验算其作为硬壳层的承载力。实体基础底附加应力σ_z=409kPa, 考虑有效重度的土自重应力γ_mz=163kPa, σ_z+γ_mz=572kPa, ④粉砂经深度修正后的承载力f_az=623kPa (>572kPa) , 满足要求。

　　 原沉管桩及加固桩均属于端承摩擦桩, 新增荷载作用下, 承台与土体间必然产生接触反力。除A区局部暗塘外, 其余承台底均位于层厚约3m的可塑～硬塑的②₃粉质黏土上, 下部为稍密～中密的③粉土, 在已有厂房长期荷载作用下, 其地基土静承载力特征值可考虑长期压密提高系数, 改用长期压密地基土静承载力特征值^[2]。利用短桩加固桩数多、加固后的承台面积较大以及锚杆静压桩型可控制封桩时间的特点, 采用逆作复合桩基^[4]方法, 设计采用扩大桩距、适当增大承台尺寸的措施;施工过程采用延迟封桩、分批封桩实施主动干预, 充分调动承台下浅层地基土的承载效应, 使其承担一部分荷载, 该荷载引起的附加应力再通过④粉砂硬壳层进行二次应力扩散。

　　 加层后的单柱荷载增量大、加固桩数多、原承台配筋率低, 因此对于承台加固须另外建立一个有效、合理的传力架构, 该传力架构需满足以下条件:保证新增柱荷载向加固桩的明确卸载、保证新旧桩的共同工作、满足压桩施工要求。选取一个B区中柱、9桩单独承台, 构建图3的传力架构, 在原承台顶设置双向十字基础梁, 基础梁间布置与原承台底平的基础底板, 锚杆静压桩孔布置在底板上。梁高根据加固柱根处45°冲切线确定, 形成上部柱荷载向锚杆静压桩的直接卸载, 或当已有承台桩受力沉降时, 通过柱与基础梁、基础梁与已有承台的连接, 由十字基础梁的悬吊作用协调新旧桩及承台的共同工作, 并向锚杆静压桩卸载。图4是图3做法的拓展, 利用厂房一个方向较小的6m柱距, 在该方向形成整体性和刚度较好的连续基础梁做法, 目的是控制差异沉降, 并在延迟封桩、利用浅层土承载作用时作为柱下条基使用。

　　 试验承台布置在室外, 底标高同已有承台, 位置紧邻B区边柱以考虑长期荷载作用对场地土的压密影响。试桩数量共5根 (分别为试桩1～5) , 其中试桩1～3为短桩, 采用200×200混凝土方桩, 混凝土强度等级为C40, 单节桩长2m, 桩端目标持力层为④粉砂;试桩4, 5为长桩, 采用ϕ273×16开口钢管桩, 桩端目标持力层为⑥强风化凝灰岩层。另外在承台边缘补充一个土层鉴别孔, 以对桩端进入土层的情况进行比对。

　　 第一根试桩 (试桩1) 采用硫磺胶泥接头, 压桩力至560kN时, 由于垂直度控制偏差及桩端不平整, 下部桩接头混凝土压碎而停压, 此时桩入土深度仅7m。后续试桩2, 3改为钢板焊接接头, 前六节桩的压桩力缓慢上升至700kN, 压最后一节桩的过程中, 压桩力陡然增加, 为避免桩身破坏, 在900kN时停压, 桩入土深度为14m, 由鉴别孔推算桩端刚进入④粉砂层面。试桩4在压桩力1 100kN时停压, 该处④粉砂层厚4.5m, 停压后桩端下④粉砂层厚度尚有1m, 现场虽可施加更大压桩力, 但考虑到今后施工时结构所能提供的压桩反力, 继续下压已无意义。试桩5引孔取土至25m后, 压入⑥强风化凝灰岩, 入岩深度约0.6m, 终压压桩力为1 100kN。

　　 压桩过程表明, 桩在上部②₃层、③层土中的总压桩力大于700kN, 入土7m时的压桩力即可达560kN, 远大于按补勘报告参数的估算值, 验证其具备明显的压密效应;短桩桩端刚进入④粉砂层面已获较大压桩力, 开口钢管桩亦需很大的压桩力才可穿越, 表明④粉砂强度较高, 长期荷载作用下④粉砂的固结压密效应明显。

　　 单桩竖向静载荷试验采用慢速维持荷载法, 试桩2, 3均堆载至桩身强度容许值1 100kN, 试桩2累计沉降和残余沉降分别为17.11, 10.79mm, 试桩3累计沉降和残余沉降分别为21.06, 12.87mm, 未压出桩真正的极限承载力。试桩4, 5由于现场检测单位理解错误, 最大堆载也只是1 100kN, 远未压至桩极限承载力。

　　 按补勘报告所提桩基设计参数 (表1) 估算试桩2, 3极限承载力标准值Q_uk=660kN, 与试桩的实际堆载值 (1 100kN) 比较, 可得试桩的实际堆载远高于估算的单桩极限承载力, 达到了估算的单桩极限承载力的1.67倍。按照一般的工程经验, 试桩实际承载力比勘探报告的估算值会有一定的提高, 但该数值已超过常规提升幅度, 考虑到补勘报告参数取值的依据孔位中已经包含了已有厂房范围内的孔位, 以及由于桩身强度的限制未至试桩真正的极限承载力这两个因素, 与已有厂房范围外 (未经过长期压密) 土层估算的单桩极限承载力标准值相比, 以上提升幅度还会更高, 可见已有厂房上部土层在长期荷载作用下的土体参数有明显的提升。原沉管桩试桩资料缺失, 以现有试桩的静载荷试验结果分析, 试桩截面200×200, 与原ϕ377沉管桩相比, 桩周长比、桩端面积比分别为0.68, 0.36, 却可获得不小于原沉管桩的单桩承载力, 粗略换算, 土层侧、端阻分别增长了原值的1.47, 2.78倍。两种桩型虽成桩工艺不同, 但皆属挤土桩, 振动沉管灌注桩通过振动方式挤密, 桩端亦无沉渣, 终桩标准以桩长和贯入度双控, 两种桩受力特性类似, 说明在长期荷载作用下, 上部土层的侧阻参数比原沉管桩施工时有较大增长, 桩端处的④粉砂具有足够的压密度, 作为桩端硬壳层效应可靠。另外, 短桩方案还具有施工难度小、造价低等优势, 与全部采用钢管长桩相比, 采用混凝土短桩总造价不到其50%。

　　 基础加固采用混凝土短桩, 混凝土强度等级为C40, 钢板焊接接头, 桩端进入④粉砂约0.5m。中柱采用220×220方桩, 边柱采用200×200方桩, 单桩承载力特征值分别取500kN和400kN, 压桩力原则上确定为700kN和600kN。A区右下角局部暗塘, 上部②₁粉质黏土、②₂淤泥质粉质黏土不能考虑地基土的长期压密效应^[2], 加固桩端下④粉砂厚度仅剩约1.6m, 布置部分ϕ245×16钢管长桩作为减沉桩, 桩端持力层为⑥强风化凝灰岩。加固桩数量不考虑浅层地基土承载作用, 计入加固承台及土重, 按原沉管桩单桩承载力特征值 (500kN) 用足后的荷载差值确定短桩数量, 一般中柱下布置6桩, 边柱下布置4桩, 每柱下多预留2个压桩孔。布桩方式大部分采用图4的连续基础梁做法, 同时适当增大底板宽度。

　　 加固桩施工采用一次压桩, 分批封桩, 引孔深度为3m。以中柱下220×220方桩为例, 其终桩压桩力一般在700～760kN, 实际桩长为13.70～14.5m, 大部分桩端进入④粉砂深度不小于0.5m, 少部分仅压至④粉砂层面。桩长9m时, 压桩力普遍可达420kN, 表明浅层土的压密效应普遍存在。选择1根桩增加引孔深度至9m, 桩长至14.6m时, 压桩力为710kN, 表明引孔深度对压桩力的影响不大。为检验④粉砂的压实效应, 在B区选择2根220×220方桩, 按前述标准压至760kN压桩力后, 换用150t千斤顶继续下压约0.3m后桩身破坏, 表明④粉砂有较大密实度。另外, 现场选取2根桩保留压桩架, 在24h后复压, 复压至860kN压桩力后桩体破坏, 表明土体具有很好的恢复力特征, 长期荷载作用下土的物理力学特性获得极大改善。施工完成后, 在原位进行了6根桩的单桩竖向静载荷试验, 均满足设计要求。

　　 进行了两种施工工况计算, 工况一:9层主体框架完成 (考虑1层施工荷载) ;工况二:2层及以上层内外填充墙砌筑、面层施工完成。结合施工监测及沉降观测, 工况一下不封桩, 不计入承台底板土反力, 考虑已有沉管桩在长期荷载作用下的承载力增长, 按其单桩承载力不超过650kN (桩身强度标准值) 作为施工过程的控制标准, 目的是期望其发生部分沉降, 迫使加固承台底板下的浅层土受压。按此目的, 第一批封桩要求在工况一结束后延迟一个月进行, 封桩数量为各承台桩数的50%。第一批封桩完成后, 开始2层及以上内外填充墙砌筑, 面层、外墙干挂石材等施工, 该过程中的控制标准与工况一的区别在于计入承台底板土反力 (数值依据施工监测结果确定) , 并结合沉降观测, 以此确定后续封桩时间节点和封桩数量。最终, 在以上内外填充墙、面层、外墙干挂石材等全部施工完成后一次封完。

　　 为确切掌握房屋加层过程中各个阶段基础的受力情况以及新老桩基及承台的共同作用效应、承台下土体的受荷比例, 对该工程进行了施工监测, 内容包括:1) 在承台底板埋设土压力盒, 监测承台下地基土在房屋加层过程中各个阶段的土压力变化情况, 设计将结合沉降观测, 选定施压锚杆静压桩的时间节点和具体数量;2) 通过埋设钢筋应力计, 测量新增加固基础梁和承台扩大截面内的钢筋在房屋加层过程中各阶段的应力变化情况, 测试新老桩基及承台是否共同工作。土压力盒共设35个监测点, 钢筋应力计共设34个监测点, 布置部位分布均匀, 对于条形承台, 每个条形承台至少设置2个土压力盒和2个钢筋应变计, 对于独立承台, 布测点位也要具有代表性, 分散面尽可能覆盖全部加固基础, 以完整反映结构实际受力情况。

　　 以上述工况一为例, 基底土压力测试值为18～45kPa, 钢筋应力水平较低;在第一批封桩完成, 开始2层及以上内外填充墙砌筑后, 三个区域的钢筋应力都在明显增大, 表明随着柱荷载的增加, 加固桩及承台开始受力, 但土压力值总体变化不大, 原因在于封桩后沉降较小, 表明桩端处④粉砂的硬壳层效应较强, ⑤黏土的压缩沉降量较小。

　　 沉降观测点沿建筑周边布置较密, 并在建筑内部布点。施工过程未出现沉降急剧加大现象, 最大平均沉降速率仅为0.049mm/d。第一批封桩完成, 至2层及以上楼面面层、内外填充墙砌筑完成后, 观测点最大沉降仅7.1mm, 结合施工监测数据及后期荷载增加情况, 预估⑤黏土在后期的压缩沉降量已较小, 考虑工期要求, 对剩余桩一次性封完。底层回填土施工前对新旧承台结合交界面进行检查, 未见明显裂缝。

　　 (1) 已有厂房下的地基土具有明显的长期压密效应, 采用短桩加固及措施可行。沉降观测结果显示, 加层后的建筑物沉降收敛快, 总沉降量小, 桩端下软弱土层在加层后的沉降增量小。

　　 (2) 土压力测试结果显示, 采用延迟封桩、分批封桩的施工措施可有效利用承台底的桩土共同作用效应。