成都地區大直徑素混凝土樁復合地基設計問題探討

閆北京

（成都四海巖土工程有限公司，四川 成都 610094）

0 引言

大直徑素混凝土樁復合地基是一種具有地方特色的復合地基，也是一種剛性樁復合地基，即由大直徑素混凝土樁、樁間土及褥墊層協同作用形成的人工地基，其特點是混凝土增強體的直徑大，單樁承載力較高，其中增強體的直徑大于600mm、長徑比≥6、長度≥4m；處理后地基具有承載力提高幅度大、變形小等特點，主要適用于荷載較大的建（構）筑物地基的處理。隨著大量基礎設施的建設，該類復合地基在四川省得到廣泛的應用，其中成都地區應用最為普遍，多用于30 層以上的高、超高層建筑。2017年地方標準《四川省大直徑素混凝土樁復合地基技術規程》（DBJ51/T061－2016）［1］（簡稱地標）施行，更加有力地推動了該類復合地基的發展。

工程實踐過程中也遇到一些設計問題，如大直徑素混凝土樁持力層常選用中風化泥巖層，嵌巖樁能否保證樁土共同承擔荷載？樁間土多為多層土組合，地基承載力特征值的取值方法各有不同，哪種方法比較合理？處理后地基承載力提高系數多為2～3，但不少工程中達到4～5，該系數取值有沒有限制？本文根據設計實踐，嘗試對這些問題進行回答，希望為后期大直徑素混凝土樁復合地基的設計有所借鑒。

1 增強體類型選擇

關于剛性樁復合地基中增強體的類型選擇，不同規范有不同的規定。《復合地基技術規范》［2］中明確要求：“剛性樁復合地基中的剛性樁應采用摩擦型樁”。而《四川省大直徑素混凝土樁復合地基技術規程》5.2.1條的規定是“上硬下軟地基宜以摩擦型為主，并適度考慮軟弱地層的樁端阻力作用；上軟下硬地基宜以端承型為主，并適度考慮軟弱地層的側阻力作用”。可見摩擦型樁作為增強體，已被業界廣泛認可；而增強體是否可以選用端承型樁，業界尚未取得共識。嵌巖樁常被視為端承型樁，作為復合地基增強體時，樁端在荷載作用下樁體無法產生向下的刺入變形，僅發生向褥墊層的刺入變形；在使用過程中，可能無法產生足夠的變形來應對諸如地下水位變化引起樁間土沉降等未知因素，從而無法保證樁土共同作用。

目前，成都地區大直徑素混凝土樁復合地基設計計算時增強體選為摩擦端承樁、端承樁，樁端持力層多為中風化泥巖，褥墊層厚度為200~300mm，小于樁徑的0.4 倍，均取得良好的工程效果。造成上述現象的原因可能來自以下三個方面：

（1）成都地區采用大直徑素混凝土樁復合地基處理的地層主要為卵石層中軟弱透鏡體、卵石層與風化泥巖組合、風化泥巖及硬黏土（膨脹土）與風化巖組合等；上述地層具有地基承載力高、壓縮（變形）模量大等特點，因此被處理土體產生的沉降較小，可以通過樁向褥墊層的刺入變形調節。

（2）設計計算時多為極限狀態下的端承樁。而監測數據顯示，大直徑素混凝土樁在工作荷載下性狀多為摩擦樁，少量為摩擦端承樁；主要是由于樁側阻力實測值比設計取值大，在工作荷載下大部分反力是由樁身側阻提供。

（3）成都地區建筑地下室的埋深多為6~10m。場地位于一、二級階地時，基底為卵石層，目前成都市地下水呈逐年下降的趨勢，隨著大規模建設的完成及環保意識的增強，地下水位將會有一定的回升，因此場地將會經歷水位的上下波動，但卵石變形模量大，水位波動引起的沉降量將很小。而場地處于三級階地及以上時，地層多由低滲透性土組成，基底位于水位以上。因此成都地區一般場地由于地下水水位變化引起的土層沉降量值較小，不會影響樁土共同作用發揮。

因此，成都地區的一般場地選用持力層為中風化泥巖的嵌巖樁作為大直徑素混凝土樁復合地基的增強體是可行的。但當處理地層為軟塑黏土、地下水水位變化劇烈或其他因素等可能會引起地層沉降大時，則不宜選用。設計時建議適當降低單樁承載力，注重褥墊層設計，提高沉降估算精度及選擇合適的地層結構、地質環境。

2 樁間土承載力取值

大直徑素混凝土樁復合地基承載力的估算方法［2］與CFG樁復合地基相同，計算公式如下：

式中：fspk——復合地基承載力特征值，kPa；

λ——單樁承載力發揮系數，可取0.85～0.95；

m——面積置換率；

Ra——單樁豎向承載力特征值，kN；

Ap——樁身截面積，m2；

β——樁間土承載力發揮系數，可取0.75~0.90；

fsk——樁間土天然地基承載力特征值。

樁間土為上軟下硬的地層時，fsk取軟弱地層的地基承載力，若遇上硬下軟的地層時，fsk如何取值尚無共識。

目前，對于上硬下軟的地層，fsk的取值方法有兩類。第一類方法為根據硬土層厚度和基礎寬度比值來確定承載力；當比值小于0.25時，fsk取軟弱土層的天然地基承載力；比值大于等于0.25時，fsk取值為硬層土的天然地基承載力適當折減。該方法原理為當硬土層厚度與基礎寬度之比小于0.25時，應力擴散為零，即不考慮硬土層的壓力擴散作用，僅起到調節變形并保護其下軟弱層的作用，地基承載力由軟弱土層控制。該方法原理明確，結果偏安全，但當采用筏板基礎時，基礎寬度大，相應硬土層厚度要求比較大，造成經濟性下降。

第二類方法為樁間土承載力fsk取樁體長度范圍內各土層承載力特征值的厚度加權平均值，是一種折中的計算方式。該方法優點是比較簡單，當為上硬下軟的地層時，基礎的沉降量偏大，缺點是理論上不合理，夸大了較深處土層的作用。

地標中fsk取值方法為當淺層地基為上硬下軟且硬層厚度超過3倍樁徑時，可取5倍樁徑范圍內天然地基承載力特征值厚度加權平均值。該處理方式屬于第二類方法，存在因樁徑不同、樁間土影響范圍差別大的問題，使用時應引起注意。

樁間土承載力的確定，目前還沒有一種簡單、有效的方法。因此設計時，應考慮處理地層結構、土層特性、基礎形式及大小等因素，以復合地基的沉降量作為控制目標，結合地區工程經驗綜合確定樁間土承載力，不宜機械的執行規范。

3 處理后地基承載力提高系數取值

當復合地基承受的荷載等于復合地基承載力特征值時，樁土應力比n為：

將式（2）帶入式（1）可得：

根據地標中處理后地基承載力提高系數ζ的定義，即復合地基承載力特征值fspk與樁間土天然地基承載力特征值fak之比。式（3）可變為：

《CFG 樁復合地基技術及工程實踐》[3]中用樁土應力比表示的樁荷載分擔比公式如下：

選用設計時常用的樁間距，即2.5d、3d、4d，按正方形布置，相應的置換率m為0.1253、0.087、0.0489，β取為0.75，將上述參數代入式(4)、(5)計算不同ζ情況下的n、δp，計算結果見表1。

表1 不同ζ的分析結果

從表1可以看出：

（1）隨著提高系數ζ增大，樁土應力比n、樁分擔荷載比δp均相應增大；

（2）ζ大于3時，δp增幅逐步下降，樁分擔荷載將超過復合地基承載力的75%；

（3）當ζ進一步增大時，樁分擔荷載過大，受力模式更類似樁基礎，同時不利于樁間土承載能力的發揮。

《四川省大直徑素混凝土樁復合地基技術規程》［2］中對素混凝土樁最大樁間距的要求為（3.5～4）D,相應的面積置換率m 為0.0489～0.0639(正方形布置)和0.0567~0.0740(等邊三角形布置)。取ζ 為3.0、β 為0.75時，經計算可得n為41.5~62、δp為0.76～0.77。

結合楊光華等[4]基于褥墊層的承載能力提出樁土應力比應控制范圍40~60，建議處理后地基承載力提高系數ζ不宜超過3.0。該結果與黨昱敬[5]建議ζ控制在2.5~3.0之間的結論基本相符。

設計時ζ若超過上述限值時，需適當減小樁間距，降低樁土應力比，避免出現樁身承擔荷載過分集中的問題；加強褥墊層設計，適當提高褥墊層的承載能力。

4 結束語

本文針對成都地區大直徑素混凝土樁復合地基設計實踐過程中遇到的增強體類型選擇、樁間土承載力取值及處理后地基承載力提高系數的限值等問題進行分析，得出以下結論：

（1）成都地區大直徑素混凝土樁復合地基的增強體可選用嵌巖樁，設計時應適當降低單樁承載力、加強褥墊層的設計及復合地基沉降的估算。

（2）樁間土承載力取值時，應以合理的復合地基沉降量要求為前提，綜合考慮擬處理地層結構、土層特性、基礎形式及地區經驗等因素。

（3）處理后地基承載力提高系數ζ不宜超過3.0，若需超過該限值，設計時應適當減小樁土應力比，以提高褥墊層的承載能力。