基于沉降控制的端承型复合桩基工程实践

'第34卷第5期岩石力学与工程学报Vol.34No.52015年5月ChineseJournalofRockMechanicsandEngineeringMay，2015基于沉降控制的端承型复合桩基工程实践1121，3周峰，屈伟，郭天祥，林树枝(1.南京工业大学交通学院，江苏南京210009；2.厦门新区建筑设计院有限公司，福建厦门361003；3.厦门市建设与管理局，福建厦门361003)摘要：针对端承桩无法满足桩、土变形协调的特点，通过专门研制的变形调节装置，协调桩、土变形差，提出在桩顶设置变形调节装置的端承型复合桩基，实现地基土承担上部结构大部分荷载，仅通过少量端承型桩来控制建筑物沉降的目的，并进行工程实践。该工程地基土承载性能良好，天然地基承载力可以满足要求，但建筑物沉降过大，通过采用该方法使地基土承担上部结构55%的荷载，且沉降控制效果良好，取得了显著的经济效益和社会效益。通过对一系列现场测试数据的分析，验证本工程基于沉降控制的端承型复合桩基方案的合理性和有效性。该工程端承型复合桩基的设计思路与方法可供同类工程借鉴和参考。关键词：基础工程；沉降控制；变形调节装置；端承型桩；桩–土共同作用中图分类号：TU47文献标识码：A文章编号：1000–6915(2015)05–1071–09ENGINEERINGPRACTICEOFCOMPOSITEEND-BEARINGPILEFOUNDATIONBASEDONSETTLEMENTCONTROL1121，3ZHOUFeng，QUWei，GUOTianxiang，LINShuzhi(1.TransportationCollege，NanjingUniversityofTechnology，Nanjing，Jiangsu210009，China；2.XiamenNewAreaArchitecturalDesignInstitute，Xiamen，Fujian361003，China；3.XiamenConstructionandAdministrationBureau，Xiamen，Fujian361003，China)Abstract：Theend-bearingpilesdonotmeetnormallythedeformationcompatibilitybetweenpilesandsoils.Thedeformationadjustorswerethusdesignedtomakethedeformationofpilesandsoilscompatible.Thedeformationadjustorswereplacedontopofthepilessothattheend-bearingpilesandsoillayerstogetherformacompositefoundation.Thefoundationsoilcarriedthemostofthesuperstructureloadandthepurposeofthesettlementcontrolofthebuildingwasachievedwiththeend-bearingpilescarryingtherestoftheload.Thismethodwasappliedinpracticewherethebearingcapacityofnaturalfoundationcouldmeettherequirementsbutthesettlementofthebuildingwastoolarge.Usingthemethodpresentedinthispaper，thefoundationsoilbore55%ofthesuperstructureloadandthesettlementwascontrolledwell.Aseriesofmonitoringdatashowedthattheschemeoftheend-bearingcompositepilefoundationbasedonsettlementcontrolwasreasonableandeffective.Keywords：foundationengineering；settlementcontrol；deformationadjustor；end-bearingpile；pile-soilinteraction满足要求，但基础沉降量不能满足要求的情形。此1引言时最简单的做法是采用桩基础的形式，使上部结构荷载全部由桩来承担，此时地基承载力得不到利用，基础设计过程中，往往会出现天然地基承载力造成浪费。收稿日期：2014–03–24；修回日期：2014–05–12基金项目：国家自然科学青年基金项目(51008159)；国家自然科学基金面上项目(51278244)作者简介：周峰(1979–)，男，博士，2002年毕业于南京工业大学土木工程专业，现任副教授，主要从事桩–土共同作用的理论与工程实践方面的教学与研究工作。E-mail：nutzhoufeng@163.comDOI：10.13722/j.cnki.jrme.2014.0320 •1072•岩石力学与工程学报2015年对于上述情况，比较理想的做法是：上部结构5500荷载仍由天然地基来承担，只在基础下引入少量的50004500桩来控制基础沉降。在软土地区，习惯将上述形式4000的桩基础称为沉降控制复合桩基，国内外学者对此3500/kN3000进行了大量的研究，证明了该方法的有效性。典型Q近似线性2500如M.F.Randolph[1]指出若在筏板中心布置少量的荷载20001500桩分担部分上部荷载，可有效地减小筏板的整体沉1000变形调节装置一降量；V.Fioravante等[2]通过室内模型试验的方法对500变形调节装置二0[3-4]减少建筑物沉降量桩筏基础进行了研究；宰金珉010203040506070沉降s/mm引入了桩–土的非线性共同工作模式和塑性支承桩图1变形调节装置的外观及受力性能概念，在工程实践中验证了概念的正确性和沉降控Fig.1Appearanceandmechanicalperformanceofdeformation[5-6]制的可能性，效果显著；杨敏等对减少沉降桩controldevice基础的发展及其设计方法进行了详细的阐述，工程实例显示该方法可以显著减少桩基数量和基础造将其设置于端承桩顶后，能调节桩基的支承刚度，价，具有广泛的应用前景。使其与地基土支承刚度相匹配，在保证桩–土变形需指出，上述关于沉降控制复合桩基的研究成协调的同时，桩基始终发挥作用，并和地基土同步果局限于软土地基中的摩擦型桩，通过人为使桩顶[10]承担上部结构荷载，从而起到控制桩筏基础整体荷载接近或达到摩擦桩极限承载力而发生向下“刺沉降的目的，具体思路如图2所示。上述地基承载[7]入”的方式，来协调桩土变形。对于非软土地区力满足要求，通过少量设置变形调节装置的端承桩的端承桩，由于桩无法向下“刺入”(或“刺入量”来控制整体沉降的桩筏基础，可称为沉降控制端承很小)，需要采取一定的措施才能实现通过少量端承型复合桩基。桩来控制基础沉降的目的。Q本文将详细介绍在地基承载力满足要求而沉降筏板不满足要求的前提下，通过少量端承桩来控制建筑物沉降的具体方法，并通过一工程实例，验证其有变形调节装置桩效性和经济性。间土端承桩2沉降控制端承型复合桩基工作机制正常情况下，桩、土的支承刚度存在显著差异，低压缩或不可压缩地层要实现桩–土共同作用，必须要保证桩、土的变形图2端承型复合桩基示意图协调。对于端承桩尤其是嵌岩桩，桩基在正常工作Fig.2Diagramofcompositeend-bearingpilefoundation荷载作用下基本没有变形或变形很小，桩、土变形[8]差往往较大而无法协调，桩–土共同作用无法实现，3工程概况通过少量端承桩来控制桩筏基础沉降的目的也无法达到。厦门“当代天境”由A，B两栋高层住宅楼组2为解决端承桩支承刚度无法有效调节的问题，成，占地面积5300m。其下部通过2层地下室连2笔者通过自主开发，研制了一种类似于“弹簧”的成整体，总建筑面积38000m，地下室建筑面积[9]2变形调节装置，该装置为可承担300～500t的钢–7300m。其中，A栋地上38层，总高度120m，B橡胶复合构件，其变形范围为6～15cm，其直径栋地上32层，总高度100m。本文分析以B栋建筑30～40cm、高10～20cm，具有结构简单、性能可为例，建筑物结构概况如图3所示。靠、承载力高以及变形可控的特点。变形调节装置本工程场地为滨海滩涂地貌单元，自然地形平外观及某一个型号的受力曲线如图1所示。变形调缓，地质条件较为复杂，分别于2006和2007年进节装置可用于调节桩与土、桩与桩之间的变形差，行过2次详勘。基础主要受力影响范围内的地层条 第34卷第5期周峰等：基于沉降控制的端承型复合桩基工程实践•1073•1258111415301002600390052003200320066505250KK36003600JJ3200HG100m100m162003700剪力墙16200FEC57004500230031002700AA地下室外轮廓20002000单位：mm71004600240048007100○1—竖向轴线编号10m3000010m○A－横向轴线编号1357911131514m14m图3建筑物平面、剖面图Fig.3Diagramofhorizontalplaneandverticalprofileofabuildingstructure件如下：含砂粉质黏土⑤：中等强度及压缩性，土型平面，高宽比为6.20，钢筋混凝土剪力墙结构，质较均匀；残积砂质黏性土⑥：中等强度，中、低剪力墙全部落于基础。压缩性，为较好的地基土，层厚2.5～24.8m；全风地下室底板厚2.0m，基础埋深(室外地面以化花岗岩⑦：强度较高、变形性较小，厚度2.0～下)10.0m，地下水位埋深2.5m。基础筏板面积按结222.8m；强风化花岗岩⑧：强度高、变形性较小，构外轴线外扩1.5m考虑，面积为500m。荷载效应为较好的桩端持力层；中风化花岗岩⑨；微风化花标准组合下，基底以上结构总荷载约为233618kN，岗岩⑩：场地基岩，高强度，基本不可压缩，为场作用于基底的压力为467kPa，扣除水浮力55kPa，地内稳定的岩石基底。地勘报告建议的各土层物理力上部结构作用于地基的基底压力为412kPa，基础底学参数及场地典型地质剖面分别如表1和图4所示。面标高处的自重应力为145kPa。总体来说，基底以下残积砂质黏性土⑥土层分4.2地基承载力的确定布较为均匀，工程力学性能较好且承载力较高，可本工程基础置于残积砂质黏性土层之上，勘察作为天然地基持力层；全风化花岗岩层⑦、强风化报告显示，该土层未经修正的地基承载力为280花岗岩⑧、中风化花岗岩⑨、微风化花岗岩岩体⑩kPa。根据当地工程经验，残积砂质黏性土在未受扰较完整，岩面起伏不大，工程力学性能好，是良好动的情况下，其承载力有一定的提升空间，勘察报的端承桩持力层。告提供的承载力参数由土工试验推算获得，承载力参数被一定程度的低估。由于工程地质条件的复杂4基础方案的选择与确定性，应用理论分析并结合标准贯入试验、平板载荷试验、深层螺旋板试验、旁压试验，对地基承载力4.1建筑物结构设计参数进行了分析与试验，以更为准确地评估本工程基底建筑物主楼平面长30.0m，宽16.2m，为倒“T”残积土的承载性能。各原位试验结果如表2所示。表1地层主要物理力学指标Table1Physicalpropertiesofmainlayers－3土层编号土层名称/(kN·m)c/kPa/(°)Es/MPaE0/MPafak/kPaqsik/kPaqpk/kPa⑤含砂粉质黏土18.820256.51225060800⑥残积砂质黏性土18.6182815.035280701200⑦全风化花岗岩19.5402730.060400901500⑧强风化花岗岩20.5453060.01207001204000⑨中风化花岗岩23.5––––300080010000注：，c，，Es，E0，fak，qsik，qpk分别为重度、黏聚力、内摩擦角、压缩模量、变形模量、承载力特征值、侧阻力标准值、端阻力标准值。 •1074•岩石力学与工程学报2015年ZK5筏板底ZK6ZK7ZK8ZK984.50标高4.574.384.484.72表3分层沉降量计算0Table3Calculationofhierarchicalsettlements－8残积砂质土层编号厚度/mzi/mzBi/Es/MPaiziizii/Es黏性土－16全风化⑥10101.5150.21702.1702.1700.145/m－24花岗岩⑦10203.0300.16823.3641.1940.040高程－32强风化总和0.185－40花岗岩中风化注：为相邻两土层zii值之差。－48花岗岩微风化－56花岗岩根据表3数据可得：Az4(pz)=－64iio1iii1孔距13.8m24.7m14.1m13.3m2013+1108=3121，(/)AE2013/15+1108/iis图4地质剖面示意图30=171，E=3121/171=18.25MPa，其中，A为第siFig.4Geologicalloggingdataofthesite[13]i层土附加应力沿土层厚度的积分值。参照规范可知=0.27。基底附加压力p=267kPa，基础中表2几种方法确定地基承载力的比较soTable2Comparisonofbearingcapacityoffoundationsoil心的沉降s=0.27×4×267×0.185=53.4mm。determinedbydifferenttests该项目位于厦门市繁华地段，周边道路交通繁试验方法承载力极限值/kPa承载力特征值/kPa忙，场地北面为多层住宅小区，西南面为海滨花园，地区经验值960480因此对沉降的要求较为严格。沉降计算结果显示，深层螺旋板试验1250625按天然地基设计，建筑物沉降值偏大，基础方案需旁压仪试验1312656要进一步优化，以满足沉降控制要求。标贯试验9684844.4基础方案的优化平板试验1100550本工程基底残积砂质黏性土层承载力较高，基本满足承载力要求，基础沉降偏大。若采用常规桩可以看出本工程地基承载力特征值应不小于基，为嵌岩端承桩，上部荷载全部由桩承担，地基480kPa，最高也可能达到650kPa。最终设计保守地土承载力得不到利用，造成浪费。因此在方案选取取残积砂质黏性土修正后的承载力特征值为480kPa。时应考虑充分利用地基土良好的承载性能，经实践4.3采用天然地基方案的可行性分析及反复论证，适合本工程地质条件和设计要求的基从现场试验看，本工程残积砂质黏性土层在没础方案有2个：有扰动的情况下，实际强度有较大的潜力，可作为(1)方案一：旋喷桩复合地基。厦门地区有采天然地基的持力层。现场原位试验结果显示地基承用旋喷桩处理地基土形成复合地基的工程实例，但载力特征值不小于480kPa，高于上部结构作用于地工艺不够成熟。考虑到旋喷桩自身桩身强度不高，基的基底压力412kPa，从地基承载力角度出发，天其成桩质量亦不易控制。在残积砂质黏性土这样力然地基理论上可以满足要求[11-12]。学性能较好，含水量较高的土层中进行高压旋喷桩从场地地质剖面图(见图4)可以看出，基础以下施工存在许多不确定因素。另外在进行旋喷桩施工残积土和全风化花岗岩两层压缩层厚度达到20m，时极易造成地基土扰动，使得地基土承载力显著降低，经反复论证建议不考虑。在上部结构荷载作用下，基础的沉降量需进行计算确定。根据规范[13]按照下式所示的分层总和法进行(2)方案二：考虑桩–土共同作用的桩筏基础。鉴于本工程天然地基承载力满足要求，因此在充分沉降计算(计算过程如表3所示)：利用地基土承载性能的基础上，板底引入少量桩分npossss()zziii1i1(1)担部分荷载达到控制建筑物沉降量的目标，同时还i1Esi可以减小底板中弯矩，使基础底板厚度和配筋进一式中：s为沉降计算经验系数，s为按分层总和法步减小。经估算，在筏板底布置24根直径为1000计算出的变形量，po为基础底面附加压力，为竖mm，有效长度为14m左右的人工挖孔桩即可满足向平均附加应力系数，E为基础底面下第i层土压要求。人工挖孔桩施工速度较快、质量可靠，其桩si缩模量，z为基础底面至第i层土底面的距离。长控制在15m以内，符合厦门当地要求。i 第34卷第5期周峰等：基于沉降控制的端承型复合桩基工程实践•1075•经多方论证，最终设计采用方案二，由于本工桩数为不少于24根。理论上地基土分担上部结构荷程桩端持力层全风化花岗岩较硬，为嵌岩端承桩，载的64%，桩基础分担36%。需在桩顶设置变形调节装置协调桩–土的变形差以考虑尽量在墙下和柱下布桩的原则，本工程实此保证桩–土的共同作用。际布桩30根，最终的桩位平面图如图5所示。此时桩基共承担荷载105000kN，占上部结构总荷载5基础的设计方法及过程45%，剩余55%荷载由地基土承担，基底压力约为257kPa。5.1桩基数量的确定与布置5.2基础沉降计算本工程中需考虑桩–土共同作用，充分发挥地为实现端承型桩的桩–土共同作用，通过在桩基土承载力的基础上控制基础沉降，因此其桩基数顶设置变形调节装置来增加桩基变形，保证桩–土量的确定，可按下式计算：的变形协调，因此桩筏基础的整体沉降实际由地基QfA[14]ac土的变形所决定。另外地基中桩的存在，客观上n≥(2)Ra起到减少地基变形的作用，因此忽略桩能减少沉降式中：Q为上部结构竖向荷载设计值、基础自重设的作用，单独将地基土分担荷载引起的地基变形代计值和基础上土重标准值；n为桩基中基桩的数量；替实际桩筏基础的整体沉降是偏于安全的。Ac为承台底扣除桩基截面积的净面积，Ac=A－nAp，本工程复合桩基的沉降主要以筏板下残积砂质其中，A为筏板基础的基底面积，Ap为桩基中单桩黏性土和全风化花岗岩的压缩变形量为主。根据上的截面积；fa为经修正后地基土承载力特征值；Ra为文分析，桩端以全风化花岗岩为持力层，沉降计算单桩承载力特征值。深度取至强风化花岗岩表面。地基土承担了上部结本工程中人工挖孔桩桩端以全风化花岗岩作为构大约55%的荷载，该部分荷载传至地基的基底压持力层，桩径1m，桩长约14m。桩上端10m位于力约为257kPa，基础底面标高处的自重应力为145残积土层中，下端4m位于全风化花岗岩层中，其kPa，附加压力约为112kPa。采用分层总和法计算，单桩承载力特征值为3500kN。因本工程地基土分各钻孔的沉降值如表4所示，可以看出，由于压缩担荷载需按沉降控制进行分配，按式(1)计算基础沉层较为均匀，沉降偏差较小，本工程桩筏基础的整降为3cm时对应的基底压力为295kPa，计算所需体沉降量s大约为25mm。1258111415301002600390052003200320066505250KKJJHG1620016200FEC570037003200360045002300310027003600AA20002000单位：mm7100460024004800710030000桩基位置13579111315图5桩位平面布置图Fig.5Planofpilearrangement •1076•岩石力学与工程学报2015年同作用时，其支承刚度的大小可按照下式计算：表4基础沉降计算(3)Table4CalculationoffoundationsettlementAkkcsc孔号s/mm式中：为地基土分担荷载的比例系数；为桩基ZK0124.0础分担荷载的比例系数；A为桩–土共同作用时，cZK0225.1与每根桩协同工作的地基土面积的平均值，即A=ZK0324.3cZK0422.3Ac/n；ks为单位面积地基土的支承刚度，近似等于地基土的基床系数；kc为设置变形调节装置的基桩复合支承刚度，由基桩支承刚度kp和变形调节装置5.3变形调节装置支承刚度的计算支承刚度ka串联而成，当基桩为嵌岩端承桩时，kc=当变形调节装置用于实现端承型桩基桩–土共ka。同作用时，为保证桩、土在相同荷载水平下的变形根据最终确定的桩数及桩位布置图，本工程中协调，就必须使桩、土的支承刚度协调。桩筏基础2=0.55，=0.45，A=15.2m，地基土的基床系c中桩和地基土分别可看做一些大弹簧和若干小弹3数根据现场静载试验取15000kN/m，则根据式(3)，簧，与每根大弹簧匹配的小弹簧数量可通过基底总设置变形调节装置的基桩复合支承刚度kc=220000面积除以总桩数来近似求得，具体如图6(a)和(b)所kN/m。考虑到适当降低调节器刚度有助于桩筏基础示。从图6可以看出，当桩弹簧和与之配套的土弹更有效地进行整体控制，最终确定变形调节装置支簧刚度接近相等时，桩、土变形一致，可保证共同承刚度ka=200000kN/m。变形调节装置的预留总调承担荷载。节量取为基础沉降量的2倍，即2s=5cm。荷载6现场实测结果与分析土弹簧土弹簧土弹簧土弹簧本工程于2010年12月底完成地下二层垫层施桩弹簧桩弹簧桩弹簧工，2011年12月底主体结构封顶。建筑物施工过(a)简化力学模型(b)每根桩对应地基土范围程中，对其进行了全过程的监测，包括建筑物沉降图6桩–土共同作用简化图Fig.6Simplifieddiagramofthepile-soilinteraction观测、基底土压力观测、桩顶反力的监测，并对全部基桩进行变形调节装置变形量观测。主楼区域各故变形调节装置用于实现端承型桩基桩–土共项目监测点布置如图7所示。1258111415301002600390052003200320066505250C2T12C3KKP136003600JT13JC1P2C432002700HGC8T5C716200T3T4P3T6T716200FECT1457003700T20T21T22T23450023003100AAT15C6C5单位：mmC92000200071004600240048007100C1建筑物沉降测点及编号30000T6基底土压力测点及编号13579111315P1桩顶反力测点及编号图7主楼区域监测点布置图Fig.7Layoutofmonitoredpointsinthemainbuilding 第34卷第5期周峰等：基于沉降控制的端承型复合桩基工程实践•1077•6.1建筑物沉降与分析250本工程中人工挖孔桩主要起控制建筑物总沉降200以及分担少量上部结构荷载的作用。设置的变形调/kPa150结构封顶节装置协调桩–土及桩–桩变形，使不同支承刚度100的桩与地基土共同承担上部结构荷载，因此该建筑平均土压力物沉降仍由地基土来控制。50建筑物沉降共布置观测点9个，建筑物封顶后0减少为7个。图8为建筑物平均沉降随时间的变化20101021201102212011062120111021201202212012062120121021曲线，可以看出，建筑物封顶半年后的实测最大沉日期降为24.7mm，最小沉降为21.3mm，平均沉降为图9建筑物基底平均土压力随时间变化曲线22.5mm。可以看出，建筑物沉降实测值与设计值基Fig.9Averagesoilpressureatbottomofbuildingchangingwithtime本吻合。结构封顶后，建筑物沉降量已趋于稳定，说明本工程设置变形调节装置桩筏基础的设计、计6.3变形调节装置变形量算是合理的，也是成功的。同时也说明了在充分了本工程中对全部30根桩布置了调节器变形量解场地地质条件的基础上，较准确地估算出考虑桩–观测装置，由于施工原因只能观测到27根桩。观测土共同作用桩筏基础的最终沉降也是可能的。时间从2011年1月开始，2012年5月结束，历时1日期年5个月。至2012年5月10日桩顶变形调节装置变形量最大为20.5mm，平均18.0mm。变形调节装2010120520110305201106052011090520111205201203052012060520120905置平均变形量随时间的变化曲线如图10所示。可以0看出，变形调节装置一直处于正常工作状态，在主5体施工期间，随着上部结构荷载的变化，平均变形/mm10量基本呈线性增加。结构封顶后调节装置沉降变化15结构封顶速率减小，但总变形量仍有增加，说明封顶之后变平均沉降形调节装置继续处于协调桩–土分担荷载的工作之20中。同时需要明确的是，变形调节装置变形量小于25建筑物沉降值，说明人工挖孔桩仍存在少量沉降，图8建筑物平均沉降随时间变化曲线Fig.8Averagesettlementofthebuildingchangingwith不属于桩端沉降为0的嵌岩桩。time日期6.2基底土压力20110105201104052011070520111005201201052012040520120705本工程基底共埋设土压力盒27支，由于施工破0坏，最终存活23支。土压力监测从2010年11月开4/mm始，2012年6月结束，历时1年7个月。剔除部分8数据明显异常点外，实测基底最大土压力为319kPa结构封顶12(位于电梯井附近)，最小土压力为137kPa(位于非塔16楼区域)。图9为主楼区域平均土压力随时间的变化调节装置平均沉降曲线，从图9可以看出，基底土压力在建筑物主体20图10变形调节装置平均变形量随时间变化曲线施工期间基本呈线性增长，当建筑物封顶后土压力Fig.10Averagesettlementofthedeformationadjustor增加程度趋缓，并最终趋向稳定。建筑物基底最终changingwithtime土压力平均值约为225kPa，小于设计值，考虑到结构封顶前后时间建筑物实际荷载约为设计值80%，6.4桩顶反力因此上述结果也是合理的。本工程仅对3根桩进行了桩顶反力监测。桩顶 •1078•岩石力学与工程学报2015年平均反力随时间的变化曲线如图11所示，可以看6.5桩、土荷载分担比出，桩顶平均压力在建筑物主体施工期间增加明显，本工程地基土承载力有较高的利用潜力，因此桩顶反力平均值为3049kN；主体结构封顶后桩顶在进行桩筏基础设计时，按照桩–土共同作用理论反力总体趋于稳定，略有减小，至2012年6月监测进行。设计时考虑地基土分担257kPa的荷载，达结束，桩顶反力为2984kN。桩顶反力较人工挖孔到上部结构总荷载的55%。桩承载力特征值偏小，考虑到当前上部荷载小于设根据实测的平均土压力和桩顶反力，换算出全计值，监测结果也是合理的。将桩顶反力随时间的过程中地基土分担荷载比例随时间的变化曲线，具变化趋势与土压力变化对比，可以看出主体封顶之体如图13所示。图中显示建筑物施工初期，地基土后，桩、土荷载分配情况仍随时间变化而进一步调分担荷载小于设计值，而对应时间段内桩顶反力增整。加较为显著，说明此阶段荷载主要由桩基承担，地3500基土沉降量较小，土体承载力尚未得到充分发挥。3000随着时间的推移，地基土实际分担荷载比例不断变/kN2500化调整，建筑物封顶后变化幅度不大，最终比例保2000结构封顶持在58%左右，略大于设计值。说明在桩顶变形调1500节装置的作用下，端承型桩与地基土基本同步发挥1000平均桩顶反力作用，这与摩擦型桩的桩–土共同作用有本质的区500[15]0别。0.60设计地基土分担荷载比例20101105201102052011050520110805201111052012020520120505201208050.55日期0.50图11建筑物平均桩顶反力随时间变化曲线荷载比例0.45实测地基土分担荷载比例地基土分担Fig.11Averagereactionforceonpiletopchangingwith0.40time20101014201101272011051220110825201112082012032220120705日期变形调节装置的受力性状大致呈线性变化，因图13地基土分担荷载比例随时间的变化曲线此根据其支承刚度和平均变形量可近似推算出桩顶Fig.13Load-sharingratiooffoundationsoilchangingwith的平均反力，将推算结果与实测的桩顶反力随时间time变化一起绘于图12中。由于变形调节装置平均变形量由27根桩得到，而实测桩顶平均反力仅由3根桩6.6经济效益分析得到的原因，导致根据平均变形量推算出的桩顶平本工程地基土承载力高，天然地基承载力能满均反力在曲线前半段小于实测值，后半段大于实测足要求，但基础沉降量过大。经反复论证及对比分值。但仍可以看出，两者随时间的变化趋势基本一析，最终采用了本文提出的设置变形调节装置的端致，因此上述2组数据可相互印证。承型复合桩基方法。对可能实施的方案进行经济性4000分析，本方案基础工程造价节省近50%，工期节省3500实际平均桩顶反力2个月左右。另需指出，相比常规的冲孔灌注桩和3000推算平均桩顶反力/kN高压旋喷桩方案，本方案人工挖孔桩施工简单、快25002000速、方便，对周边环境无污染，因此不仅具有明显结构封顶1500的经济效益，而且社会效益和环境效益亦非常显著。平均桩顶反力100050007结论与展望2010110520110205201105052011080520111105201202052012050520120805(1)本工程通过在桩顶设置自主研制的变形调日期节装置，很好地解决了以全风化岩作为桩端持力层、图12桩顶反力实测与推算对比曲线桩端刺入量不大而不利于形成复合桩基的问题，将Fig.12Comparisonofreactionforcesonpiletopfrommeasuredandcalculatedresults基于沉降控制的复合桩基从摩擦型桩引入至端承型 第34卷第5期周峰等：基于沉降控制的端承型复合桩基工程实践•1079•桩中，承载力可靠，沉降控制达到设计要求。controlanditsapplication[J].ChineseJournalofRockMechanicsand(2)本工程通过在桩顶设置变形调节装置，改Engineering，2013，32(10)：2135–2146.(inChinese))善了人工挖孔桩与地基土协调变形，使桩–土共同[8]周峰，林树枝.实现桩土共同作用的机理及若干方法[J].建筑结承担上部结构荷载，地基土承担了上部结构近55%构，2012，42(3)：140–143.(ZHOUFeng，LINShuzhi.Working的荷载，取得了显著的经济效益和社会效益。mechanismandsomerealizationmethodsofpile-soilinteraction[J].(3)本工程是继厦门嘉益大厦和蓝湾国际后，BuildingStructure，2012，42(3)：140–143.(inChinese))设置变形调节装置桩筏基础技术在高层建筑中的又[9]周峰，宰金珉，梅国雄，等.桩土变形调节装置的研制与应用[J].一次成功应用，目前该技术仅在福建与贵州等地得建筑结构，2009，39(7)：40–42.(ZHOUFeng，ZAIJinmin，MEI到初步推广，相关设计理论与计算方法尚不够成熟，Guoxiong，etal.Manufactureandapplicationofdisplacementadjustor需要不断在推广使用中积累经验逐步完善。usedinpileandsoil[J].BuildingStructure，2009，39(7)：40–42.(inChinese))参考文献(References)：[10]周峰，郭亮，刘壮志，等.位移调节器用于端承型桩筏基础模[1]RANDOLPHMF.Designmethodsforpilegroupsandpiledrafts[C]//型试验研究[J].岩土工程学报，2012，34(2)：373–378.(ZHOUFeng，Proceedingsof13thICSMFE.[S.l.]：[s.n.]，1994：61–82.GUOLiang，LIUZhuangzhi，etal.Modeltestsonend-bearingpile[2]FIORAVANTEV，GIRETTID，JAMIOLKOWSKIM.Physicalfoundationbyuseofsettlementadjustor[J].ChineseJournalofmodelingofraftonsettlementreducingpiles[C]//ResearchtoPracticeGeotechnicalEngineering，2012，34(2)：373–378.(inChinese))inGeotechnicalEngineeringCongress.[S.l.]：[s.n.]，2008：206–229.[11]王昌兴，韩文娜，沈军，等.中环世贸中心基础设计[J].建筑结[3]宰金珉.塑性支承桩–卸荷减沉桩的概念及其工程应用[J].岩土工构，2009，38(7)：129–131.(WANGChangxing，HANWenna，SHEN程学报，2001，23(3)：273–278.(ZAIJinmin.ConceptofplasticallyJun，etal.Foundationdesignofcentralinternationaltraditionalbearingpileanditspracticalapplication[J].ChineseJournalofcenter[J].BuildingStructure，2009，38(7)：129–131.(inChinese))GeotechnicalEngineering，2001，23(3)：273–278.(inChinese))[12]金云平.高层建筑天然地基基础形式的运用[J].岩土力学，2001，[4]宰金珉.复合桩基理论与应用[M].北京：知识产权出版社，2004：22(2)：189–191.(JINYunping.Applicationofthenaturalbase198–214.(ZAIJinmin.Theoryandpracticeofcompositepilefoundationsofhighrisebuildings[J].RockandSoilMechanics，2001，foundation[M].Beijing：IntellectualPropertyPublishingHouse，2004：22(2)：189–191.(inChinese))198–214.(inChinese))[13]中华人民共和国国家标准编写组.GB50007—2011建筑地基基础设[5]杨敏.基于变形控制设计原则的减少沉降桩基础研究[J].岩土工计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2011.(TheNational程学报，2000，22(4)：481–486.(YANGMin.StudyofreducingStandardsCompilationGroupofPeoplesRepublicofChina.settlementpilefoundationbasedoncontrollingsettlementprinciple[J].GB50007—2011Codefordesignofbuildingfoundation[S].Beijing：ChineseJournalofGeotechnicalEngineering，2000，22(4)：481–486.ChinaArchitectureandBuildingPress，2011.(inChinese))(inChinese))[14]宰金珉，周峰，梅国雄，等.自适应调节下广义复合基础设计方[6]杨敏，杨桦，王伟.长短桩组合桩基础设计思想及其变形特法与工程实践[J].岩土工程学报，2008，30(1)：93–99.(ZAIJinmin，性分析[J].土木工程学报，2005，38(12)：103–108.(YANGMin，ZHOUFeng，MEIGuoxiong，etal.DesignmethodandpracticeofYANGHua，WANGWei.Designphilosophyandsettlementanalysisofgeneralizedcompositefoundationbyuseofadaptiveadjustor[J].thecompositelong-shortpilefoundations[J].ChinaCivilEngineeringChineseJournalofGeotechnicalEngineering，2008，30(1)：93–99.(inJournal，2005，38(12)：103–108.(inChinese))Chinese))[7]胡海英，杨光华，张玉成，等.基于沉降控制的刚性桩复合地基设[15]宰金珉.桩土明确分担荷载的复合桩基及其设计方法[J].建筑结构计方法及应用[J].岩石力学与工程学报，2013，32(10)：2135–学报，1995，16(4)：66–74.(ZAIJinmin.Compositepilefoundation2146.(HUHaiying，YANGGuanghua，ZHANGYucheng，etal.withdistinctloaddistributioninpilesandsoilsanditsdesignmethod[J].DesignmethodforrigidpilecompositefoundationbasedonsettlementJournalofBuildingStructure，1995，16(4)：66–74.(inChinese))'