超高层建筑桩筏基础的桩顶反力计算研究.pdf

第 32 卷第 4 期 岩 土 力 学 Vol.32 No. 4 2011 年 4 月 Rock and Soil Mechanics Apr. 2011 收稿日期2010-02-09 第一作者简介巢斯，男，1956 年生，硕士，教授级高工，总工，主要从事高层建筑和基础设计与研究。E-mail tj-tongyuan 文章编号文章编号1000－7598 2011 04－1138－06 超高层建筑桩筏基础的桩顶反力计算研究超高层建筑桩筏基础的桩顶反力计算研究 巢 斯 1，赵锡宏2，张保良2，姜文辉1，孔 娟3，肖俊华4，袁聚云3 （1. 同济大学 建筑设计研究院，上海 200092；2. 上海新华国际岩土技术有限公司，上海 200092； 3. 同济大学 地下建筑工程系，上海 200092；4. 山东建筑大学 土木工程学院，济南 250100） 摘摘 要要根据上海高 88 层、筏板厚度为 4 m 的金茂大厦和高 101 层、筏板厚度为 4.5 m 的上海环球金融中心桩筏基础的实 测沉降资料，论证超高层建筑的桩筏基础为弹性体。对以上两幢超高层建筑和正在建造中的高 121 层、筏板厚度为 6 m 的上 海中心大厦的桩筏基础，采用偏心受压公式和高层建筑与地基基础共同作用理论方法（混合法）进行详细对比计算，论证按 弹性体计算桩顶反力的合理性，阐明建筑桩基技术规范 （JGJ 94 – 2008）的 3.1.8 条的正确性和合理性。期望能够改变过 去按偏心受压公式计算桩顶反力的传统观念，提高设计水平。 关关 键键 词词超高层建筑；桩筏基础；桩顶反力 中图分类号中图分类号TU 473.1；TU 973 文献标识码文献标识码A Study of computation of load on pile top of piled raft foundation for superhigh buildings CHAO Si1，ZHAO Xi-hong2，ZHANG Bao-liang2，JIANG Wen-hui1， KONG Juan3，XIAO Jun-hua4，YUAN Ju-yun3 （1. Architectural Design 2. Shanghai Xinhua International Geotechnical Engineering Co., Ltd., Shanghai 200092, China; 3. Department of Geotechnical Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 4. School of Civil Engineering, Shandong Architectural University, Jinan 250100, China） Abstract Based on the settlement data of the piled raft foundation in 88-storey, 4 m thick raft of Jinmao Building and 101-storey, 4.5m thick raft of Shanghai World Financial Center SWFC, it is demonstrated that piled raft foundation is a real elastic body. Meanwhile, the eccentric compression ula and on interaction between superstructure and foundation mixed are used to compute the load on pile top of piled raft foundation for two superhigh buildings just mentioned and 121-stroey, 6 m thick raft of Shanghai Tower which is under construction and compare each other in detail. The computed results have shown that the mixed used is feasible and reasonable. It is hoped that the article 3.1.3 in China Technical Code for Building Pile Foundations JGJ 94 – 2008 can change the traditional conception to use the eccentric compression ula for computing the load on pile top of piled raft foundation. Key words superhigh building; piled raft foundation; load on pile top 1 引 言 对于超高层建筑，竖向静荷载（力）有 3 部分 建筑物的向下荷载， 向上的水浮力和向上的桩反力， 3 个竖向静荷载（力）的决定是否合理，对建筑物 的安全与经济非常重要。本文主要论述桩顶反力的 计算。 多年来，土木工程界一直沿用如下刚性体的偏 心受压公式计算桩基反力 t 22 yi xi i ii M x PM y P nyx   （1） 式中 i P为任一桩的桩顶的反力； t P为建筑物总荷 载；n为总桩数； x M、 y M分别为对 x 和 y 轴的力 矩； i x、 i y为分别为第 i 根桩到 y 轴和 x 轴的距离。 式 （1） 等号右侧的第 1 项是建筑物总荷载除以 桩数的平均反力， 第 2、 3 项是由于风荷载或地震力 作用下的力矩引起的桩顶反力（如果桩筏基础本身 有偏心，应包括在内） 。对于超高层建筑，式（1） 第 4 期 巢 斯等超高层建筑桩筏基础的桩顶反力计算研究 是否适用， 应取决于桩筏基础是刚性体还是弹性体， 这是关键所在；其次，控制结构设计的主要因素是 风荷载，而不是地震力，这也被工程界所公认。但 风荷载和地震力均为瞬时作用荷载， 对于软土地区， 控制一般深埋达 18～30 m 的超高层建筑的桩筏基 础是否也是风荷载；另外，如果式（1）对超高层建 筑的深埋桩筏基础不适用，应采用何种理论和方法 计算桩顶反力。这是本文研究和讨论的主题。 式（1）的原意是把桩基当作刚性体。在提出桩 筏基础当作刚性体的年代，采用筏基（或称承台） 的面积很小，只不过几十平方米，桩数也是很少， 几十根而已，而且较短。当作刚性体设计很实用， 无可非议。可是，当今社会越来越涌现许多超高层 建筑，采用厚筏桩基，在软土地区，往往又采用超 长桩，例如，上海市高 88 层的金茂大厦和高 101 层的上海环球金融中心，筏板厚为 4.0～4.5 m，筏 板基础面积为 3 500～6 200 m2，埋深达 18 m以上， 基坑桩长约 80 m，建筑高度超过 400 m，均按刚性 体设计。在建的高 121 层的上海中心大厦，筏板厚 为 6.0 m， 筏板基础面积为 8 250 m2， 埋深超过 30 m， 桩长也超过 80 m，仍然如此，因此，应予进行论证 上述公式的合理性。 2 超高层建筑桩筏基础的现场试验 时代在前进，科技在发展，对现场测试研究日 益重视，早在 20 世纪 70 年代，南京水利科学研究 所陈绪禄等[1]对上海港二区散粮筒仓的桩筏基进行 现场测试研究。80 年代，中国建筑科学研究院地基 所何颐华等[2]对湖北省高 22 层的外贸中心大楼的 桩箱基础进行测试研究，接着，同济大学高层建筑 与地基基础共同作用课题组在 2 年内完成 3 幢高层 建筑的桩筏和桩箱基础进行系统的现场和理论研 究[3]。综合分析这些基础形状比较规则情况下的桩 顶反力分布规律，更重要的是验证桩基的沉降形状 呈正锅底形。也就是说，这些 2.5 m厚基础板的桩 不是刚性体。 在 1997 年前建成的 88 层， 高 420.5 m 的金茂大厦， 主楼基础为桩筏基础，914 mm钢管 桩，桩长为 80 m，429 根，筏厚 4 m，筏板基础面 积为 3 519 m2，基坑深度为 19.65 m，具有近 10 年 的沉降观测资料，论证基底沉降是一个正锅形，见 图 1。2008 年建成的 101 层，高 492 m的上海环球 金融中心，也有相似之处，该主楼基础也为桩筏基 础，700 mm钢管桩，桩长约为 80 m，1 177 根， 而筏板厚为 4.5 m，筏板基础面积为 6 200 m2，基坑 深度为 18.45 m，多年的沉降观测资料表明，论证 基底沉降也是一个正锅形，见图 2。这样，上海有 这两个超高层和深埋的桩筏基础的沉降证明桩筏基 础是弹性体，既是一个非常宝贵的资料，又是一个 非凡的对弹性体的论证，无疑对上海超高层建筑的 桩筏设计改革提供一个理论和实践基础。 3 按刚性体计算桩顶反力 3.1 金茂大厦金茂大厦 建筑物总荷载约为 3 GN，荷载是对称无偏心 的，筏板也是对称的。 桩筏基础的面积为 3 519 m2， 桩数 429 根，平均单桩受力约为 7 000 kN，小于容 许承载力 7 500 kN。 该裙房的桩筏基础下面设有过滤水层，不考虑 水浮力。 3.2 上海环球金融中心上海环球金融中心 建筑物总荷载 t P4.4 GN，桩总数n1 177，基 底面积A6 200 m2，考虑浮力 60，即埋深 10 m 时，浮力为 w pA98.16 200608 220 kN，最大力 矩M28 106 kNm， 2 / ii yy  11 544 m，单桩容 许承载力为 4 300 kN。 （a）桩筏基础和沉降测点平面图 （b）桩筏基础沉降剖面图 图图 1 金茂大厦桩筏基础金茂大厦桩筏基础 Fig.1 Piled raft foundation of Jinmao Building 0 20 40 60 80 100 120 M5 M6 M7 M8 M9 E-W 方向测点 沉降/mm 1995-12-09 1996-03-01 1996-09-01 1997-04-01 1997-08-28 1998-05-25 2002-09-30 2003-04-01 年-月-日 1139 岩 土 力 学 2011 年 （a）桩筏基础和沉降测点平面图 （b）桩筏基础沉降曲线 图图 2 SWFC桩筏基础桩筏基础 Fig.2 Piled raft foundation of SWFC （1）设计时考虑 60浮力，平均单桩桩顶反力 i P t P- w pA/n 3 221 kN 1.34 300 5 590 kN（小于 5） 。 风载引起的力矩产生的桩顶反力占在静载下反 力的近 80。 3.3 上海中心大厦上海中心大厦 该大楼为 121 层的超高层建筑的桩筏基础，有 别于金茂大厦和上海环球金融中心，筏板基础上的 核心筒，巨型柱、小柱以及桩的布置如图 3 所示。 两种桩长分别为 82、86 m，直径均为 1 000 mm 的灌注桩（桩底后注浆） ，单桩容许承载力均取 10 000 kN，桩数为 955 根。核心筒内桩长 86 m，梅 花形布置，桩距为 3d（d 为桩直径） ，核心筒外面为 82 m， 桩距为 3d～4d； 东南西北方向各两个巨型柱， 两对角线上各有两柱，均为梅花形布置，筏基的平 面为八角形，面积为 8 250 m2，筏板厚度为 6 m， 埋深为 30.5 m，地下水离地面约 1 m。 （a）平面图 （b）剖面图 图图 3 上海中心大厦上海中心大厦桩筏基础桩筏基础图图 Fig.3 Piled foundation of Shanghai Tower 按两种要求计算桩顶反力 （1）桩顶反力 无偏心时工况总荷载1.35 静载0.98 活载 0.98 浮力 t/i PP n9 645 253/95510 099.74 kN10 000 kN， 极微小超过容许承载力。 有偏心时工况总荷载 1.20 静载 0.98 活载 1.4 风载 0.98 浮力 t i 22 yi xi ii M x PM y P nyx   8 819.93 44.3518.65 8 883 kN 1.310 000 kN，安全系数约为 1.5。 （2）荷载组合下桩顶反力 ①总荷载 1.0 静载 1.0 活载 1.0 浮力 i P（1.0 静载1.0 活载1.0H）1.1/n [6 585 718 962 919- 973037]1.1/ 955 7 574 kN 10 000 kN，满足要求。 ②总荷载 1.0 静载 1.0 活载 1.0 浮力 1.0 风载 RWDI 建议 24 种风况 X 向力矩为 39 693 110 kNm，Y 向力矩为 43 137 698 kNm， 2 y  593 469 m2， 2 x  618 540 m2， t i 22 yi xi ii M x PM y P nyx   7 574 4 137 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 N-S 方向测点 沉降/mm 2005-02-01 2005-05-29 2005-09-15 2006-01-23 2006-05-24 2006-09-25 2007-02-12 2007-05-28 2007-09-27 18 8 3 1 年-月-日 15 14 29 28 27 26 25 24 23 22 21 20 17 18 19 16 13 12 10 9 11 8 7 6 2 3 4 5 1 1140 第 4 期 巢 斯等超高层建筑桩筏基础的桩顶反力计算研究 11 711 kN 1.210 000 kN，仅仅满足要求。 风载引起的力矩产生的桩顶反力占在静载下的 反力 54。 ③ 总荷载 1.0静载 1.0活载 1.0浮力 1.0地震 力百年一遇，反应谱求得的频繁地震 X 向力矩为 21 039 764 kNm，Y 向力矩为 20 052 672 kNm 2 y  593 469 m2， 2 x  618 540 m2， t 22 yi xi i ii M x PM y P nyx   7 574 1 931 9 505 kN 1.510 000 kN，满足要求。 从以上 3 幢超高层大楼按刚性体的偏心受压公 式的结果可见，均能满足设计要求，同时表明，风 载引起的力矩是控制桩顶反力的主要因素。 4 按弹性体计算桩顶反力 本节采用高层建筑与地基基础共同作用解析解 和数值解结合方法[4]对上海 3 幢超高层建筑计算分 析。 4.1 金茂大厦金茂大厦 基本数据见 3.1 节，引用文献[5]的计算结果如 图 4 所示。由图可知，按弹性体计算金茂大厦桩筏 基础的桩顶反力，不考虑浮力与考虑浮力的边缘反 力分别为 8 500、7 400 kN，跨中反力分别为 6 300、 5 600 kN。因无偏心，按刚性体的公式计算时不 考虑浮力与考虑浮力的边缘反力分别为 7 000、 5 531 kN， 故按弹性体比按刚性体的计算桩顶反力大。 图图 4 金茂大厦沿中心线的金茂大厦沿中心线的桩顶反力分布图桩顶反力分布图 Fig.4 Distribution of load on pile group along center line in Jinmao Building 4.2 上海环球金融中心上海环球金融中心 基本数据见 3.2 节，引用文献[5]的计算结果如 图 5 所示。由图可知，不考虑浮力与考虑浮力的边 缘反力分别为 5 700、4 800 kN，跨中反力分别为 3 000、2 500 kN。 图图 5 上海环球金融中心沿中心线的上海环球金融中心沿中心线的桩顶反力分布图桩顶反力分布图 Fig.5 Distribution of load on pile group along center line of SWFC 当按刚性体的公式计算的边缘反力时，不考虑 浮力和考虑全浮力时分别为 6 164 kN、5 264 kN， 跨中反力分别为 3 738 kN、2 838 kN。因此，不论 考虑全浮力与否，按刚性体计算比按弹性体计算反 力大。 按刚性体和弹性体两种方法分别计算金茂大厦 和上海环球金融中心的桩顶反力结果可见，金茂大 厦的基础无偏心受力，无力矩影响，按弹性体计算 边缘的反力大，是符合理论分析的；上海环球金融 中心的基础受风载引起的力矩影响，按弹性体计算 边缘的反力小，也是符合理论分析的。 4.3 上海中心大厦上海中心大厦 基本数据见 3.3 节。 （1）按刚性体计算 为便于比较，重复按 3.3 节中（2）计算桩顶反 力的结果 i P[6 585 718 962 919 -973037]1.1/ 955 7 574 kN 10 000 kN，满足要求； i P7 574 4 137 11 711 kN 1.210 000 kN， 仅仅满足要求（考虑风载） ； i P7 574 1 7551.1 9 505 kN 1.5 10 000 kN 满足要求（考虑地震） 。 （2）按弹性体计算 按照高层建筑与地基基础共同作用解析解与数 值解（混合法）计算桩顶反力结果见图 6。 当考虑地下室刚度时，桩顶最大反力在内筒边 缘处，为 1 1091 kN，与内筒中心相差很小，最小桩 顶反力在边缘处为 8 755 kN，当不考虑地下室刚度 时，桩顶最大反力在内筒，内筒的桩顶反力均等， 为 1 0715 kN，最小桩顶反力在边缘处为 8 958 kN。 从图 6 可见，考虑与不考虑 5 层地下室的结构 刚度对桩顶反力的影响，两者相差很小。 比较图 4～6 可知， 不等桩长的上海中心大厦的 桩顶反力分布与等桩长的金茂大厦和上海环球金融 0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000 6 000 7 000 8 000 9 000 0.0 3.2 5.9 8.7 11.4 14.2 16.919.722.4 25.1 27.9 30.6 x/m 桩顶反力/kN 不考虑水浮力 考虑水浮力 0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000 6 000 0.04.2 9.1 13.317.521.7 25.930.1 x/m 桩顶反力/kN 不考虑水浮力 考虑水浮力 1141 岩 土 力 学 2011 年 中心的桩顶反力分布是不同的。 对于不等长桩布置， 按刚性体计算，边缘反力大，跨中小；按弹性体计 算则相反，跨中大，边缘小，符合理论分析。 图图 6 上海中心大厦上海中心大厦沿中心线沿中心线桩顶反力分布图桩顶反力分布图 Fig.6 Distribution of load on pile groups along center line in Shanghai Tower 5 讨论与结论 （1）从高层建筑和超高层建筑桩筏基础的现场 试验可见，桩筏基础为弹性体，不是刚性体，今后 对桩筏基础应当按照弹性体理论和方法进行设计。 这是对桩筏基础改革的主要途径。并且建议采用高 层建筑与地基基础共同作用解析解与数值解（混合 法）计算桩顶反力。 （2） 采用刚性体的偏心受压公式计算金茂大厦、 上海环球金融中心和上海中心的桩筏基础的桩顶反 力表明，风载是控制桩顶反力的主要因素。 采用弹性体的高层建筑与地基基础共同作用解 析解与数值解（混合法）计算桩顶反力表明对于 等桩长，例如，金茂大厦和上海环球金融中心，反 力分布接近拱形，这一结论与文献[3]一致，见式 （2） ， cav eav iav / /1.05 / 1.321.50 1.42 0.400.86 PP PP P P       ～ ～ ～ （2） 式中 c P、 e P、 i P和 av P分别为角桩、边桩、内部 桩和平均桩反力。该成果一直为同行引用。特别指 出上海环球金融中心的实测也证明该成果仍然适 用。 对于不等桩长，例如，上海中心大厦，反力分 布是倒拱形，即正锅形。 图 7 可概括超高层建筑筒体结构桩筏基础等桩 长和不等桩长的桩顶反力分布规律。 （3） 为了适应桩顶反力分布规律， 使桩筏基础 符合超高层建筑的受力状态，改善桩筏基础的地基 变形、 桩顶反力和筏板弯矩， 早在 20 世纪国外已开 始采用变桩长的设计，并有设计实例论证。在我国 的建筑桩基技术规范 （JGJ 94－2008）的 3.1.8 条中明确提出变刚度调平设计，以节省投资。根据 这个设计思路， 为适应超高层建筑的桩筏基础设计， 采用内刚外柔的设计方案，即强化核心筒区域桩基 刚度（如适当增加桩长、桩径、桩数、采用后注浆 等措施） ，相对弱化核心筒外围桩桩基刚度， （采用 复合桩基，根据地层条件，减少桩长等措施） 。对这 样的桩筏基础，宜进行上部结构-承台-桩-土共同作 用分析。按照共同作用混合方法计算上海中心大厦 的不等桩长的结果， 可表明我国规范 3.1.8 条的规定 的正确性和合理性，期望该规定能改变按偏心受压 公式计算桩基反力的传统观念，在桩筏基础设计中 发挥巨大作用。 （a）等桩长 （b）不等桩长 图图 7 超高层筒体结构的桩顶反超高层筒体结构的桩顶反力分布力分布 Fig.7 Distribution of load on pile groups for super-tall building with tube structure （4）从以上 3 幢超高层大楼按刚性体的偏心受 压公式的计算结果可见，风载是控制桩顶反力的主 要因素。但根据上海高 60 层，埋深为 19 m，桩长 为 75 m 的长峰商场的现场实测钢筋应力变化[6]以 及上海环球金融中心的桩顶反力，钢筋应力和土压 力的变化并无特殊现象表明，难于相信风载为控制 桩顶反力的主要因素。可惜，这两个工程的现场实 测，前者在施工早期测试设备已被破坏，后者原定 在 2009 年夏天对风载进行实测和录像， 测试设备也 全部被破坏，无法论证。然而，笔者认为，风载对 上海埋深 18～30 m 的超高层建筑的桩筏基础不是 主要因素，而且可能可忽略不计。至于将来是否考 虑风载引起的力矩产生的桩顶反力的问题可另行讨 论。 参参 考考 文文 献献 [1] 陈绪禄. 群桩基础原体观测上海港二区散粮筒仓原 观报告[R]. 南京 南京水利科学研究所, 1979. 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