上海中心超高层建筑基础设计与分析 - 同济大学建筑设计研究院 巢斯

桩长52/56m，变刚度设计 中心最大沉降124mm，巨柱沉降 80mm
3.2 变刚度调平设计
从计算结果可以看出，采用变刚度设计，中心点的沉降可以减少约10mm， 相当于减少了约20%的差异沉降，也就减少了底板由于差异沉降引起的弯矩值。
从沉降计算的绝对值来看，最大沉降约为124mm，巨柱处沉降约80mm， 沉降的绝对值和差异沉降控制在合理的范围，但最终沉降值还有待于长期观测 来验证。
1 结构概况 2 地质条件 3 软弱地基超高层建筑基础设计的分析与对策 3.1 后注浆钻孔灌注桩 3.2 变刚度调平设计 3.3 共同作用分析方法—变基床系数迭代法 3.4 筏板内力分析—考虑上部结构刚度影响 3.5 施工全过程分析 3.6 收缩徐变对筏板内力的影响 3.7 基础沉降分析
1 结构概况
第二十次 迭代 134.0 25.8 0.083%
第二十九次 迭代 143.6 22.9 0.047%
第三十次 迭代 144.0 23.0 0.045%
3.3 共同作用分析方法—变基床系数迭代法
弹簧刚度迭代过程
3.3 共同作用分析方法—变基床系数迭代法
迭代最终弹簧刚度分布图（kN/mm）
3.3 共同作用分析方法—变基床系数迭代法
因此上海中的桩基最终选择采用仅桩端注浆方式。实际现场情况桩端注浆能 返上地面，因此有足够的注浆量才是承载力提高的保证。常规注浆量为：3~5倍 桩径。
3.2 变刚度调平设计
3.2.1 变刚度调平设计方法 天然地基和均匀布桩的初始竖向支承刚度是均匀分布的，设置于其上的刚度
有限的筏板受均布荷载作用时，由于桩土的相互作用导致地基或桩群的竖向支撑 刚度分布发生内弱外强的变化，沉降变形出现内大外小的碟形分布，基底反力出 现内小外大的马鞍形分布。
2）桩端桩侧联合注浆与桩端注浆提高桩侧摩阻力的比较 在同样的桩端注浆量和注浆压力条件下，桩端桩侧联合注浆桩PA01和PA02的
平均极限承载力与PB01相等，桩侧注浆并未提高桩的承载能力。由表3看出，在 超长钻孔灌注桩中，同样是桩端桩侧联合注浆的桩PA01和PA02，前者桩侧摩阻 力比后者约增大28％ 。
3.1.1 上海中心试桩分析 上海中心现场试验共有试桩4根，锚桩9根，具体试桩数据参见表2。 单桩竖向抗压静载荷试验采用锚桩法，慢速维持荷载法进行，并
在钢筋笼主筋上铺设应变计获得抗压静载荷试验时各土层的应变数据。
3.1 后注浆钻孔灌注桩
PA01，PA02均进行桩端桩侧联合注浆。每根桩设置4道注浆断面，标高分别 为-34.0 m ， - 44.0 m， - 54.0 m， - 64.0 m。PB01为仅桩端注浆，PC01表示常规 灌注桩，PC02在PC01静载试验后进行桩端后注浆的桩。
由结果可以看出，未注浆桩PC01在8 000 kN时就达到其极限承载力，静载试 验还显示继续加荷导致其桩端沉降急剧加大，发生桩端刺入型破坏。
而其余四根注浆桩，桩身周围土体的强度和刚度均得到一定程度的提高，其 极限承载力较未注浆桩均提高2.25～2.89倍，且桩端沉降增加不大。
3.1 后注浆钻孔灌注桩
3.2 变刚度调平设计Байду номын сангаас
3.2.2 上海中心实例分析 上 海中心桩筏基础通过改变桩长（52m/56m）和布桩方式（梅花布桩/矩形布
桩）控制筏板中心和边缘的计算差异沉降，分别对桩长52m等长和桩长52/56m变 刚度设计进行了沉降计算对比，计算得到二者沉降等值线图。
3.2 变刚度调平设计
桩长52m等长，未变刚度设计 中心最大沉降135mm，巨柱沉降80mm
3）桩对筏板的作用等效为作用在桩顶处的竖向点弹簧。竖向点弹簧刚度矩 阵[Kp假s]采定用桩变顶基刚床度系（数例迭如代通法过得平到均，桩方反法力如以下及：基础计算沉降方法确定初始桩刚度， 或者通过试桩方法确定桩刚度），并以此刚度作为常刚度形成桩土体系刚度矩阵 反[K力0]。和通沉过降迭变代形方值法，，并利得用到考桩虑弹桩簧相刚互度影矩响[K的ps]M。indlin-Geddes方法，求解得到桩顶
3.3 共同作用分析方法—变基床系数迭代法
桩土体系弹簧初始刚度取值假定为常刚度50kN/mm，迭代过程中得到弹簧刚
度的最大值、最小值和 ε（见下表）。
初始 第一次迭 第二次迭 第十次迭
值
代
代
代
Max 50 84.2
90.2 110.1
Min 50 56.1
50.8
31.4
ε
0.816% 0.257% 0.150%
3.2 变刚度调平设计
(a)
(b)
(c)
(d)
理论计算及实测资料表明，以上几种调平方式对桩基刚度的影响分别为： 1）对桩基刚度影响最为显著的是桩长，在一般情况下，桩长的增加会明显地提 高桩的刚度。 2）增大桩径对于提高单桩刚度效果次之，但其提高单桩承载力的效应要大于单 桩刚度的提升，所以增大桩径一般多用于提高单桩承载力，在采用空心管桩时， 有时也采用变桩径用于提高桩刚度，但对于实心桩（方桩或灌注桩），改变桩径 造价提高较多，较少用于变刚度设计。 3）增大布桩密度对于桩刚度的提高有限，且会增加桩基造价，仅在避免增加桩 型的情况下，进行局部调平，一般不提倡作为主要调平手段大量应用，仅仅作为 辅助手段。
为了使变形沉降更趋于平缓，通过调整地基或基桩的竖向支承刚度分布，如 调整桩径、桩长、桩距，促使差异沉降减到最小，基础或承台内力显著降低。
均匀布桩 沉降及反力分布
变刚度布桩 沉降及反力分布
3.2 变刚度调平设计
广义的基础变刚度调平包括桩及承台（筏或箱）的调平，而超高层建筑主要 采用桩基础，因此，对于超高层建筑，基础变刚度调平的重点在于桩基的调平。 对于超高层建筑的桩基刚度调平，可有以下方法： 1）根据荷载密度的差异变桩长。显然，一般情况下，长桩具有较好的刚度，在 荷载大的地方一般会发生较大的变形（沉降），因此，采用刚度较大的长桩；而 在荷载较小的地方变形也较小，采用刚度较小的短桩，达到基础变刚度调平的目 的，见图 (a)。 2）根据基础变形的差异改变桩的分布。在变形大的地方增加桩数，通过减小桩 顶荷载以减少变形，或在变形小的地方减少桩数，通过增加桩顶荷载以增大变形， 达到基础刚度调平目的，见图(b)。 3）改变桩的直径。大直径桩具有更大的刚度，在变形大的地方，采用更大直径 具有较大刚度的桩以减少变形，在变形小的地方，采用较小直径的桩适当增大变 形，达到基础变刚度调平的目的，见图(c)。 4）以上三种方法的联合应用。可以派生出第四种方法：变桩长变分布；变桩长 变桩径；变分布变桩径；桩长、桩径、分布同时变化。其目的仍然是达到基础刚 度调平，见图(d)。
上海中心大厦由122层塔楼和5层商业裙房组成，塔楼结构高度583m，建筑顶 高度632m。整个场地下设5层地下室，基础埋深约为30m。上部结构采用核心筒巨型框架结构，地下部分在核心筒和巨型框架之间有翼墙连接。
基础采用桩筏基础，塔楼下筏板厚度6米，桩总数955根，桩径1m，采用变刚 度调平法布桩。根据布桩方式不同，整个塔楼筏板可分为四个区域：A、C区采 用梅花布桩，B、D区采用矩形布桩；A区有效桩长56米，B、C、D区有效桩长52 米（见下图）。
可以看出，桩侧注浆土体对土层的摩阻力有增大作用，但注浆的好坏不易检 测，注浆后土层对桩承载力的作用机理仍不清楚，离散性较大。
因此，在工程实践中估算单桩极限承载力时，仅桩侧注浆时应慎重考虑桩侧 摩阻力的增强系数。
3.1 后注浆钻孔灌注桩
根据各桩静载试验得到各级荷载下的轴力数据，可以计算出各土层在加载过 程中相应深度处的极限侧摩阻力，不同深度处各种注浆方式的极限桩侧摩阻力的 比值如图2所示。
3.3.2 上海中心实例分析
上海中心有限元模型中，剪力墙、巨柱采 用壳单元，普通梁柱采用梁单元，基础采用厚 壳单元，桩土体系采用竖向点弹簧单元。
桩竖向点弹簧迭代时，刚度值迭代收敛 判别指标如下式：
100
ε=
n
∑ ( k li − k pi ) 2
i =1 n
∑ k li
i =1
共同作用整体有限元模型
2 地质条件
建筑场地位于上海市浦东新区，场地各土层的物理力学参数见表1。
基础底面 桩底
基坑开挖深度已进入第6层粉质粘土，局
部集水井位置进入7-1层砂质粉土夹粉砂层。
基岩
陆家嘴地区基岩的深度达约240米 如何在深软的地基中安全经济的实施基础设计？
3.1 后注浆钻孔灌注桩
3 软弱地基超高层建筑基础设计的分析与对策
W
Pi
上部结构荷载
Ssi
考虑上部结构刚度的基础底板
迭代至收敛
收敛条件：|Kpi-Ksi|<=e e为控制精度
桩考虑为有一定刚度的弹簧单元，刚度值为Kpi 每根桩的反力为Pi,沉降量为Spi
变基床系数迭代法计算弹簧刚度
在桩顶力Pi的作用下
群桩地基产生新的变形Ssi 新的弹簧刚度：Ksi=Pi/Ssi
3.3 共同作用分析方法—变基床系数迭代法
上海中心弹簧刚度设计取值
刚度确定的原则： ¾ 较为准确的反算筏板沉降
变形（预估沉降值 90~130mm） ¾ 静载试验数据 刚度参考了以下数据： ¾ TT提供的刚度值 ¾ 同济赵锡宏教授的迭代计 算 ¾ 金茂大厦和环球金融中心 数据
3.4 筏板内力分析—考虑上部结构刚度影响
3.4.1 上海中心实例分析 1）上部结构楼层数对筏板内力的影响 以上海中心为例，基础刚度（此处筏板厚度为6m）、弹簧刚度保持不变的
3.4 筏板内力分析—考虑不同上部结构刚度影响
1-1截面x向弯矩（kN.m/m）
3.4 筏板内力分析—考虑不同上部结构刚度影响
2-2截面x向弯矩（kN.m/m）
3.4 筏板内力分析—考虑不同上部结构刚度影响
3-3截面x向弯矩（kN.m/m）
3.4 筏板内力分析—考虑上部结构刚度影响