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摘要:某小区1号栋由A、B、C三个单元组成，研究分析了地基形式后采用CFG復合地基。通过设置后浇带,采取必要的构造措施,改善结构构件刚度,提高结构的抗扭承载力及采用空间有限元法和时程分析计算手段,解决了设计中存在的结构超长、扭转效应明显等问题,使结构满足抗震设防的要求。
关键词：CFG复合地基；沉降差控制；结构转换；抗震；扭转效应
中图分类号：TU4 文献标识码：A 文章编号：
1工程概况
该项目位于长沙市雨花区,由7栋高层组成,地下有两个相互连通的一层地下室。其中1号栋地上27层,地下1层,由A、B、C三个单体组成,单体之间采用260mm宽的防震缝彼此脱开。1号栋1、2层为商业用房, 3层以上为住宅,地下为一层的五级人防地下室。A、C单体为框架-剪力墙结构，B单体上部剪力墙不允许全部落地,在3层顶做了框支梁承托上部无法落地的剪力墙，从而形成钢筋混凝土框支剪力墙结构体系。
2地基基础设计
该项目场地的地貌单元属湘江冲积阶地,按其结构特征,地层成因,土性不同和物理力学的差异划分为8层。地基土的构成和特征见表1。拟建场地浅部土层中的地下水属于潜水,设计抗浮水位标高为-5.00m。
1号栋地下室的基础底标高为-6.20米。由表1可以看出,地下室底板下土层由层②、③、④构成,其承载力不高,压缩模量较大,作为1号栋的天然地基土承载力显然不够。若采用长沙地区常用的人工挖孔灌注桩,有两个制约因素:其一是桩端持力层落在层⑧上,桩长达到将近30米,不经济;其二是层⑥中富含潜水,将对人工挖孔桩的施工造成困难。参考文1,文2,结合本地经验,在本工程中采用了水泥粉煤灰碎石桩复合地基(CFG桩)。笔者在之前的几个项目中采用了该种复合地基,采用文1的计算方法,其沉降计算值与实测值接近,载荷板试验数据较为理想,证明在长沙地区采用水泥粉煤灰碎石复合地基是可行的。经过计算，CFG桩桩径500mm,桩间距1500mm,复合地基承载力特征值fspk=620kPa,承载力能满足设计要求。地下室主楼以外车库部分荷载较小,在控制好沉降的前提下采用天然地基，基础持力层为层②、③、④，综合地基承载力采用240kPa。
主楼基础采用平板式筏形基础,板厚1.5m,核心筒下板厚2. 0~2.2m，主楼外车库基础采用梁板式筏形基础。采用JCCAD计算的最大沉降量为:主楼核心筒最大沉降量19mm,角柱沉降量4mm;主楼外车库部分沉降量2mm。其沉降量及沉降差均能满足规范要求。但是考虑主楼与主楼外车库部分基底反力相差较大,实际有可能产生较大的沉降差,造成连接处开裂。工程中采用将主楼周边设置沉降后浇带的做法，在施工期间把主楼与车库部分脱开,沉降后浇带需在主楼封顶且沉降稳定后采用高一标高微膨胀混凝土浇筑，这样可以有效减少沉降差。根据近十年来对已建成的高层建筑主楼基础与相连的裙房基础沉降观测表明,当主楼为筏形基础,裙房也采用筏形基础时,主楼与裙房基础相连处设置沉降后浇带,在施工期间以及竣工以后,此处基础沉降曲线是连续的,没有突变现象。当后浇带封闭后,只要底板具有足够的刚度,可以认为该计算结果是符合实际工程情况的。
3.上部结构设计
该项目抗震设防烈度为6度,设计基本地震加速度值为0. 05g,设计地震分组为第一组,场地土的类型为中硬场地土,建筑场地类别为Ⅱ类,设计地震特征周期值为0. 35S。主楼上部结构A、C单元采用现浇钢筋混凝土框架一剪力墙结构, B单元为框支剪力墙结构。A、C单元框架抗震等级为三级,剪力墙抗震等级为三级；B单元框支框架抗震等级为二级,底部加强部位剪力墙抗震等级为二级,非底部加强部位剪力墙抗震等级为三级。地下车库采用现浇钢筋混凝土框架结构,抗震等级为三级。在设计中主要有以下问题需要解决。
3. 1结构转换
B单元3层以上为剪力墙住宅,1、2层为商业、娱乐用房,需要较大开间及空间,上部的剪力墙无法全部落地,因此存在结构转换问题。针对工程实际情况,并考虑到造价的因素,在转换层设置转换大梁,
以承托上部剪力墙。由于转换梁承托着上部24层的剪力墙,受力很大,因此需要很大的截面和配筋,即需要转换层下层有较大的层高。按照《建筑抗震设计规范》表3.4.2-2对于侧向刚度不规则的定义,尽量使2层与3层的侧向刚度比大于70%。经与建筑专业人员协商,在转换层以下部分山墙两端及房间开间两侧设置剪力墙,加大房屋的整体刚度及抗扭刚度。同时转换层以下不设管道层,在3米标高处设置管道通廊,将设备管道由此引出室外,从而将转换层下层的层高由5.4米降到4.8米。经过计算,满足了侧向刚度规则的要求,该转换层结构方案传力途径明确,受力状况相对简单,对框支构件另采用平面有限元的程序进行单独分析,并与总体计算结果对比,以保证关键构体的抗震安全。值得注意的是,由于转换梁上部承托的剪力墙墙肢长度不大，转换层大梁的受力有别于框支梁。框支梁上部承托完整的剪力墙需满足高规规定的条件,框支梁截面除了承受弯矩、剪力外，还有轴向拉力，沿梁全长拉力不均匀，跨中拉力大，支座处减小。转换梁和普通梁一样只承受弯矩和剪力，没有轴向拉力,在构造要求上与框支梁不同。高规对框支梁的构造有非常详细的要求,对转换梁的规定很少。结合以往的工程经验,转换梁在满足框支梁混凝土强度等级、开洞构造要求、纵向钢筋、箍筋构造要求以外,还需要满足已下两点。(1)转换梁断面宜由剪压比控制计算确定,以避免脆性破坏和具有合适的含箍率,适宜剪压比限值在有地震作用组合时,不大于0.15。(2)转换梁腰筋构造以梁高中点为分界,下部腰筋间距100,上部腰筋间距200,直径不小于Φ18。
3. 2结构抗扭
A、C单元平面不规则,中部楼电梯间凹进比较严重,按照抗震规范3.4.2条的定义,已属凹凸不规则、楼板局部不连续的平面不规则结构。
工程采用SATWE结构计算程序按扭转耦联进行抗震计算分析。在结构初步计算时,没有对剪力墙的平面布置作出适当调整,结构扭转为主的第一自振周期压与平动为主的第一自振周期下之比为0. 96,扭转周期偏大。由于实际条件的限制,建筑专业能做的调整有限,只能由结构专业采取措施:即通过加强结构的抗扭刚度,从面提高结构的抗扭能力,当结构出现扭转时也能保证安全。从力学基本概念可知,抗侧构件离质心越远,其抗扭刚度就越大。所以,在建筑物外围尽可能布置抗侧力结构,可以显著加大结构的抗扭刚度。经与建筑专业协商,在A、C单元的两端尽可能布置纵向剪力墙,从计算结果看,其扭转周期显著减小,周期比满足规范要求（结果见表2）。在设计时将两端剪力墙、框架柱、框架梁刚度适当提高,端跨板加厚,双层双向配筋,以加强结构的连接。
针对中部楼电梯间凹进比较严重,计算时该部分楼梯采用弹性假定,设计时对核心筒剪力墙配筋适当加强,核心筒楼板及与之相连的两侧梁板截面加大,配筋加强。从计算结果分析,楼层的最大弹性水平位
移与该楼层两端弹性水平位移的平均值之比均小于1.2,结构的扭转效应并不明显。说明通过采取一定的构造措施,可以改善建筑平面不规则布置所引起的扭转效应。
表2A、C单元结构自振周期表(秒)
3. 3对结构处理的总结
工程结构存在着以下不利因素:平面凹凸不规则,竖向抗侧力构件不连续,侧向刚度变异大。为了保证结构的抗震安全,有必要采取措施,一方面使结构计算符合实际情况,力求能准确反映结构的抗震能力及薄弱环节;另一方面也要按照概念设计的原则,在构造上采取措施,进一步保证结构安全。具体措施如下:
(1)分别采用广厦SSW和SATWE两种程序进行结构的空间分析,以求正确反映结构的内力与变形情况。两种程序分析出的结构反应特征、变化规律基本吻合,各种指标均能满足规范要求。
(2)对框支构件采用平面有限元分析程序FEQ验算配筋。需注意转换梁的构造要求。将转换层及其上下两层楼板加厚,钢筋双层双向拉通配置。
(3)针对平面不规则的情况,在建筑物外围尽可能布置抗侧力结构,外围及楼板连接较弱的核心筒构件截面适当加大,配筋适当加强。
依据标准及参考文献:
(1)行业标准《建筑地基处理技术规范》(JGJ79-2002),中国建筑工业出版社, 2002。
(2)徐至钧,王曙光《水泥粉煤灰碎石复合地基》机械工业出版社, 2004。
(3)国家标准《建筑抗震设计规范》(GB50011 -2001，2008年版),中国建筑工业出版社, 2002。
(4)行业标准《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3-2002)中国建筑工业出版社, 2002。
(5)李国胜《多高层钢筋混凝土结构设计中疑难问题的处理及算例》中国建筑工业出版社, 2004。
关键词：CFG复合地基；沉降差控制；结构转换；抗震；扭转效应
中图分类号：TU4 文献标识码：A 文章编号：
1工程概况
该项目位于长沙市雨花区,由7栋高层组成,地下有两个相互连通的一层地下室。其中1号栋地上27层,地下1层,由A、B、C三个单体组成,单体之间采用260mm宽的防震缝彼此脱开。1号栋1、2层为商业用房, 3层以上为住宅,地下为一层的五级人防地下室。A、C单体为框架-剪力墙结构，B单体上部剪力墙不允许全部落地,在3层顶做了框支梁承托上部无法落地的剪力墙，从而形成钢筋混凝土框支剪力墙结构体系。
2地基基础设计
该项目场地的地貌单元属湘江冲积阶地,按其结构特征,地层成因,土性不同和物理力学的差异划分为8层。地基土的构成和特征见表1。拟建场地浅部土层中的地下水属于潜水,设计抗浮水位标高为-5.00m。
1号栋地下室的基础底标高为-6.20米。由表1可以看出,地下室底板下土层由层②、③、④构成,其承载力不高,压缩模量较大,作为1号栋的天然地基土承载力显然不够。若采用长沙地区常用的人工挖孔灌注桩,有两个制约因素:其一是桩端持力层落在层⑧上,桩长达到将近30米,不经济;其二是层⑥中富含潜水,将对人工挖孔桩的施工造成困难。参考文1,文2,结合本地经验,在本工程中采用了水泥粉煤灰碎石桩复合地基(CFG桩)。笔者在之前的几个项目中采用了该种复合地基,采用文1的计算方法,其沉降计算值与实测值接近,载荷板试验数据较为理想,证明在长沙地区采用水泥粉煤灰碎石复合地基是可行的。经过计算，CFG桩桩径500mm,桩间距1500mm,复合地基承载力特征值fspk=620kPa,承载力能满足设计要求。地下室主楼以外车库部分荷载较小,在控制好沉降的前提下采用天然地基，基础持力层为层②、③、④，综合地基承载力采用240kPa。
主楼基础采用平板式筏形基础,板厚1.5m,核心筒下板厚2. 0~2.2m，主楼外车库基础采用梁板式筏形基础。采用JCCAD计算的最大沉降量为:主楼核心筒最大沉降量19mm,角柱沉降量4mm;主楼外车库部分沉降量2mm。其沉降量及沉降差均能满足规范要求。但是考虑主楼与主楼外车库部分基底反力相差较大,实际有可能产生较大的沉降差,造成连接处开裂。工程中采用将主楼周边设置沉降后浇带的做法，在施工期间把主楼与车库部分脱开,沉降后浇带需在主楼封顶且沉降稳定后采用高一标高微膨胀混凝土浇筑，这样可以有效减少沉降差。根据近十年来对已建成的高层建筑主楼基础与相连的裙房基础沉降观测表明,当主楼为筏形基础,裙房也采用筏形基础时,主楼与裙房基础相连处设置沉降后浇带,在施工期间以及竣工以后,此处基础沉降曲线是连续的,没有突变现象。当后浇带封闭后,只要底板具有足够的刚度,可以认为该计算结果是符合实际工程情况的。
3.上部结构设计
该项目抗震设防烈度为6度,设计基本地震加速度值为0. 05g,设计地震分组为第一组,场地土的类型为中硬场地土,建筑场地类别为Ⅱ类,设计地震特征周期值为0. 35S。主楼上部结构A、C单元采用现浇钢筋混凝土框架一剪力墙结构, B单元为框支剪力墙结构。A、C单元框架抗震等级为三级,剪力墙抗震等级为三级；B单元框支框架抗震等级为二级,底部加强部位剪力墙抗震等级为二级,非底部加强部位剪力墙抗震等级为三级。地下车库采用现浇钢筋混凝土框架结构,抗震等级为三级。在设计中主要有以下问题需要解决。
3. 1结构转换
B单元3层以上为剪力墙住宅,1、2层为商业、娱乐用房,需要较大开间及空间,上部的剪力墙无法全部落地,因此存在结构转换问题。针对工程实际情况,并考虑到造价的因素,在转换层设置转换大梁,
以承托上部剪力墙。由于转换梁承托着上部24层的剪力墙,受力很大,因此需要很大的截面和配筋,即需要转换层下层有较大的层高。按照《建筑抗震设计规范》表3.4.2-2对于侧向刚度不规则的定义,尽量使2层与3层的侧向刚度比大于70%。经与建筑专业人员协商,在转换层以下部分山墙两端及房间开间两侧设置剪力墙,加大房屋的整体刚度及抗扭刚度。同时转换层以下不设管道层,在3米标高处设置管道通廊,将设备管道由此引出室外,从而将转换层下层的层高由5.4米降到4.8米。经过计算,满足了侧向刚度规则的要求,该转换层结构方案传力途径明确,受力状况相对简单,对框支构件另采用平面有限元的程序进行单独分析,并与总体计算结果对比,以保证关键构体的抗震安全。值得注意的是,由于转换梁上部承托的剪力墙墙肢长度不大，转换层大梁的受力有别于框支梁。框支梁上部承托完整的剪力墙需满足高规规定的条件,框支梁截面除了承受弯矩、剪力外，还有轴向拉力，沿梁全长拉力不均匀，跨中拉力大，支座处减小。转换梁和普通梁一样只承受弯矩和剪力，没有轴向拉力,在构造要求上与框支梁不同。高规对框支梁的构造有非常详细的要求,对转换梁的规定很少。结合以往的工程经验,转换梁在满足框支梁混凝土强度等级、开洞构造要求、纵向钢筋、箍筋构造要求以外,还需要满足已下两点。(1)转换梁断面宜由剪压比控制计算确定,以避免脆性破坏和具有合适的含箍率,适宜剪压比限值在有地震作用组合时,不大于0.15。(2)转换梁腰筋构造以梁高中点为分界,下部腰筋间距100,上部腰筋间距200,直径不小于Φ18。
3. 2结构抗扭
A、C单元平面不规则,中部楼电梯间凹进比较严重,按照抗震规范3.4.2条的定义,已属凹凸不规则、楼板局部不连续的平面不规则结构。
工程采用SATWE结构计算程序按扭转耦联进行抗震计算分析。在结构初步计算时,没有对剪力墙的平面布置作出适当调整,结构扭转为主的第一自振周期压与平动为主的第一自振周期下之比为0. 96,扭转周期偏大。由于实际条件的限制,建筑专业能做的调整有限,只能由结构专业采取措施:即通过加强结构的抗扭刚度,从面提高结构的抗扭能力,当结构出现扭转时也能保证安全。从力学基本概念可知,抗侧构件离质心越远,其抗扭刚度就越大。所以,在建筑物外围尽可能布置抗侧力结构,可以显著加大结构的抗扭刚度。经与建筑专业协商,在A、C单元的两端尽可能布置纵向剪力墙,从计算结果看,其扭转周期显著减小,周期比满足规范要求（结果见表2）。在设计时将两端剪力墙、框架柱、框架梁刚度适当提高,端跨板加厚,双层双向配筋,以加强结构的连接。
针对中部楼电梯间凹进比较严重,计算时该部分楼梯采用弹性假定,设计时对核心筒剪力墙配筋适当加强,核心筒楼板及与之相连的两侧梁板截面加大,配筋加强。从计算结果分析,楼层的最大弹性水平位
移与该楼层两端弹性水平位移的平均值之比均小于1.2,结构的扭转效应并不明显。说明通过采取一定的构造措施,可以改善建筑平面不规则布置所引起的扭转效应。
表2A、C单元结构自振周期表(秒)
3. 3对结构处理的总结
工程结构存在着以下不利因素:平面凹凸不规则,竖向抗侧力构件不连续,侧向刚度变异大。为了保证结构的抗震安全,有必要采取措施,一方面使结构计算符合实际情况,力求能准确反映结构的抗震能力及薄弱环节;另一方面也要按照概念设计的原则,在构造上采取措施,进一步保证结构安全。具体措施如下:
(1)分别采用广厦SSW和SATWE两种程序进行结构的空间分析,以求正确反映结构的内力与变形情况。两种程序分析出的结构反应特征、变化规律基本吻合,各种指标均能满足规范要求。
(2)对框支构件采用平面有限元分析程序FEQ验算配筋。需注意转换梁的构造要求。将转换层及其上下两层楼板加厚,钢筋双层双向拉通配置。
(3)针对平面不规则的情况,在建筑物外围尽可能布置抗侧力结构,外围及楼板连接较弱的核心筒构件截面适当加大,配筋适当加强。
依据标准及参考文献:
(1)行业标准《建筑地基处理技术规范》(JGJ79-2002),中国建筑工业出版社, 2002。
(2)徐至钧,王曙光《水泥粉煤灰碎石复合地基》机械工业出版社, 2004。
(3)国家标准《建筑抗震设计规范》(GB50011 -2001，2008年版),中国建筑工业出版社, 2002。
(4)行业标准《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3-2002)中国建筑工业出版社, 2002。
(5)李国胜《多高层钢筋混凝土结构设计中疑难问题的处理及算例》中国建筑工业出版社, 2004。