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1 上海市工程建设规范 地基基础设计规范 (DGJ ) 征求意见稿 2009 年 2 月

2 目 次 3 基本设计规定 1 4 工程勘察要点 地基土类型 4.2 地下水 4.3 勘察阶段与工作量布置 4.4 室内试验 4.5 原位测试 4.6 勘察报告 5 天然地基计算 一般规定 5.2 地基承载力计算 5.3 地基最终沉降量计算和地基容许变形值 6 浅基础设计计算 一般规定 6.2 基础埋置深度 6.4 独立基础 6.5 钢筋混凝土条形基础 6.6 筏形基础 7 桩基础设计计算 一般规定 7.2 桩基竖向承载力计算

3 7.3 桩基承台设计 7.4 桩基最终沉降量计算 7.5 沉降控制复合桩基 8 地基基础抗震设计要点 场地 8.2 液化土 8.3 天然地基和基础 8.4 桩基 8.5 地下建筑物 10 市政工程地基基础设计计算 一般规定 10.2 边坡 10.3 挡土墙 10.4 堤防 10.5 桥梁 10.6 水闸与泵房 11 港口工程地基基础设计 一般规定 11.2 地基设计 11.3 桩基设计 11.4 板桩设计

4 12 地下工程设计要点 一般规定 12.2 基坑工程 12.3 明挖法地下建筑 12.4 沉井和沉箱 12.5 盾构法隧道 12.6 沉管法隧道 12.7 顶入式箱涵 12.8 顶管 12.9 埋管 冻结法通道 13 地基处理设计要点 一般规定 13.2 换填法 13.3 预压法 13.4 深层密实法 13.5 化学加固法 13.6 锚杆静压桩 13.7 树根桩 13.8 既有建筑物地基基础加固 14 减少和适应地基变形与防治基础施工对环境影响的措施 一般规定

5 14.2 减少和适应地基变形的措施 14.3 大面积地面荷载的环境影响及防治措施 14.4 桩基施工对周围环境影响及防治措施 14.5 基坑工程对周围环境影响及防治措施 14.6 盾构法隧道施工对周围环境影响及防治措施 15 工程施工要点 一般规定 15.2 预制桩 15.3 灌注桩 15.4 地下连续墙 15.5 基坑降水 15.6 基坑开挖 15.7 大体积基础混凝土 15.8 沉井与沉箱 15.9 盾构法隧道 沉管法隧道 顶管 埋管 顶入式箱涵 冻结法通道 16 地基基础工程检测和监测要点 一般规定

6 16.2 天然地基静载荷试验 16.3 单桩承载力试验 16.4 桩身 ( 地下连续墙墙身 ) 质量检测 16.5 地基处理的检测 16.6 基坑工程监测 16.7 沉桩监测 16.8 盾构法隧道施工对环境影响监测 16.9 建筑物沉降观测

7 3 基本设计规定 3.0.1~3.0.3 主要对本规范的设计原则进行规定 规范设计原则应当包含设计安全水准和设计表达式两方面的内容 其中, 确定合理的设计安全水准是规范设计原则的核心 考虑到本规范覆盖上海市建筑 市政 港口和水利工程领域的地基基础和地下工程支挡结构设计, 其安全水准和设计表达形式的确定必须兼顾上述不同工程领域的设计现状和要求 1. 设计安全水准设计安全水准的确定应与有关的国家标准制定的原则一致 本次修订对于建筑工程领域, 遵照现行国家标准 建筑地基基础设计规范 的有关规定, 地基设计安全水准总体保持不变, 基础与地下支挡结构设计安全水准与上部结构设计安全水准基本保持一致 其它工程领域地基和基础及地下支挡结构设计安全水准需与相应的行业规范保持一致 2. 设计表达式 对于设计表达式, 包括现行国家标准 工程结构设计可靠性统一标准 GB 各 行业结构设计统一标准 国家各工程领域的设计标准与行业规范以及各地的地基基础地方 规范在内的各类规范情况各不相同 现行国家标准 工程结构设计可靠性统一标准 和各行业的结构设计统一标准在设计原则上均是一致的, 都采用基于概率理论以分项系数表达的极限状态设计方法 值得说明的是, 现行国家标准 工程结构可靠性设计统一标准 中对于设计原则的规定如下 : 工程结构宜采用以概率理论为基础 以分项系数表达的极限状态设计方法 ; 当缺乏统计资料时, 工程结构设计可根据可靠的工程经验或必要的试验研究进行 ; 某些工程结构设计也可按传 统采用容许应力或单一安全系数等经验方法 ; 在有关承载能力极限状态的规定中, 对地基 设计规定如下 : 地基的破坏或过度变形的承载能力极限状态设计, 可采用分项系数进行, 但其分项系数的取值与式 ( ) 中 S d ( 作用效应 ) 所包含分项系数的取值应有所区别 在我们国家各工程领域的设计标准与行业规范中, 情况比较复杂, 总体上是采用概率极限状态设计表达式或正在向概率极限状态设计表达式转轨, 但进展情况不统一, 导致多种设计表达式并存 : 有的采用概率极限状态设计表达式 ; 有的仍采用总安全系数法或容许应力等 其中现行国家标准 建筑地基基础设计规范 中规定建筑地基基础的设计, 总体上采用概率极限状态设计方法所要求的承载能力和正常使用二种设计表达式, 但是在进行其中承载能力极限状态计算时, 要求对基础及地下支挡结构设计采用与上部结构基本统一的概率极限状态设计表达式 ; 而对地基计算则又需分为二类, 一类为地基承载力计算, 需纳入正常使用极限状态计算范畴, 并在设计表达式的抗力项中采用地基承载力特征值 ; 另一类为滑坡推力及斜坡 地基等稳定性计算, 则仍需按承载能力极限状态计算, 但在设计表达式中规定其作用分项系数均为 1.0 目前上海地区各工程领域规范采用的设计表达形式如下所述 : 1

8 1) 地基计算 地基的承载力计算, 各工程领域的表达形式差别很大, 如表 所示 ; 表 目前上海地区各工程领域地基承载力计算设计表达形式情况汇总 地基承载力计算设计表达式工程结构可靠性设计统一标准承载能力极限状态作用与抗力允许采用多种形式 GB 建筑地基基础设计规作用效应 : 标准组合正常使用极限状态建筑范 GB 抗力限值 : 承载力特征值工程原上海 地基基础设计规作用效应 : 基本组合 ( ) 承载能力极限状态范 DGJ 抗力限值 : 承载力设计值作用效应 : 基本组合 (1.0,1.0) 港口工程地基设计规范承载能力极限状态港口抗力限值 : 极限承载力 / 抗力分项系数工程作用效应 : 基本组合 (1.2,1.4~1.5) 港口工程桩基设计规范承载能力极限状态抗力限值 : 承载力设计值水利工程容许承载力 市政工程 桥现行桥涵地基基础规范梁新编桥涵地基基础规范工 ( 报批稿 ) 程挡市政挡土墙土 正常使用极限状态 承载能力极限状态 容许承载力 作用效应 : 短期效应组合并考虑作用效应的 偶然组合 ( 不包括地震作用 ) 抗力限值 : 承载力特征值作用效应 : 按相关行业规范规定 抗力限值 : 承载力设计值 墙水利挡土墙容许承载力 沉井顶管 ( 给水排水工程构筑物 ) 隧道箱涵 同国标 建筑地基基础作用效应 : 标准组合 设计规范 : 正常使用极 限状态 抗力限值 : 承载力特征值 根据不同的工程领域, 按照不同行业规范规定执行 边坡 基坑 抗浮稳定计算, 各工程领域表达形式总体均采用承载能力极限状态设计, 但也有一定的差异 : 有的采用单一安全系数, 有的采用分项系数表达的极限状态设计 ; 在分项系数表达方式中, 作用效应基本采用荷载分项系数 1.0 的基本组合, 抗力采用综合分项系数, 个别 ( 如港口工程中的板桩设计 ) 也采用荷载分项系数不等于 1.0 的基本组合, 抗力依然采用综合分项系数 地基的变形计算, 各种工程领域实质差异不大, 在参数取值上有一些差异 2) 基础及地下支挡结构计算各工程领域设计规范对于基础及地下支挡结构设计表达形式的规定总体是一致的, 均采用概率极限状态设计表达式 ( 水利工程领域是按概率极限状态设计表达式的结构设计规范与上世纪 70 年代按材料强度安全系数的结构设计规范同时并存 ), 构件截面 内力和配筋计算的作用均采用荷载效应的基本组合, 但作用分项系数的取值各工程领域之间存在一定差异 ; 裂缝宽度验算均按正常使用极限状态采用荷载效应标准组合及相应的结构设计限值进行 2

9 3 本次规范采用的形式如前所述, 上海地基设计规范涵盖建筑 市政 港口 水利工程领域, 目前由于各工程领域在地基基础方面设计表达式存在较多差异, 尤其是地基承载力设计表达式上差异较大, 本次规范修订在尊重各工程领域现状的基础上, 遵循现行国家标准 工程结构可靠性设计统一标准 GB 的有关精神, 总体仍采用以分项系数表达的概率极限状态设计方法, 但考虑到不同工程领域的地基基础及地下支挡结构在作用效应 抗力限值和计算分析模式等方面与上部结构客观存在的诸多差别, 所以在地基以及一部分基础和地下支挡结构的承载能力极限状态计算中, 对作用分项系数及与其相应的抗力限值做出了与上部结构设计不完全一致的一些规定 详见表 : 表 本次规范修订拟采用的设计表达式 地基计算基础及地下支挡结构计算承载能力极限状态正常使用极限状态承载能力极限状态正常使用极限状态地基承载力构件截面 内力 变形变形及裂缝边坡 基坑及抗浮稳定配筋计算 分项系数为 1.0 的作用效应基本组合 ( 有专门规定者除外 ) 经验或分项系数表达抗力限值的设计限值 准永久组合作用下 的计算变形 变形允许值 基本组合 经验或 结构设计限值 标准组合作用下的计算变形经验或结构设计限值 上表中所述设计表达形式大体能包容上海地区各工程领域目前的设计现状, 并符合最新的 工程结构可靠性设计统一标准 的有关精神, 但与国标 建筑地基基础设计规范 强制性条文中有关地基承载力计算的规定是不完全一致的, 主要差别在于表 的设计 表达式中, 地基承载力不纳入正常使用极限状态计算范畴, 而是与边坡 基坑及抗浮等稳 定性计算一样, 均按承载能力极限状态计算, 并统一规定它们的作用分项系数均为 本条提出的地基基础安全等级系根据现行国家标准 工程结构可靠性设计统一标准 GB 规定, 按地基基础工程破坏可能产生的后果 ( 危及人的生命 造成经济损失 产生社会影响 ) 的严重性, 原则上也采用三级划分 但是应当看到, 地基基础与上部结构不同, 不仅它在建成后使用期的损坏会对上部建筑结构产生不同程度的不良影响, 同时在很多场合下, 在地基基础施工过程中的损坏也会对工程本身 邻近建筑以及各种市政管线等产生不良影响, 引起工程质量事故或工程纠纷, 有时其影响会比建成后损坏产生的影响更为严重, 因此地基基础安全等级, 难以和其它上部结构一样, 仅仅根据其上部建筑重要性类别进行划分, 还必须综合考虑包括施工及环境条件在内的多方面因素, 即实质上地基基础安全等级不易准确划分, 故从实际工程经验出发, 本条规定, 除在有关章节中已给予明确说明者外, 一般情况下上海地区的地基基础安全等级不作区分, 均可取为二级, 也即在按承载能力极限状态验算时, 相应的结构重要性系数均可取 1.0, 基于这种考虑, 在本规范各有关章节的承载能力极限状态验算公式中, 除有明确说明外, 一般就不出现安全等 3

10 级和结构重要性系数等字样 本条对于地基基础承载能力极限状态和正常使用极限状态所采用荷载效应进行了规定 在基础结构的截面 内力与配筋计算时, 采用荷载效应的基本组合 当荷载主要由永久荷载效应控制时, 参照现行国家标准 建筑地基基础设计规范 有关规定, 荷载效应基本组合的设计值 S 2 也可简化按 1.35S 1 计算,S 1 为分项系数为 1.0 的基本效应组合, 在数值上与荷载效应的标准组合接近 考虑到荷载效应标准组合主要用于正常使用极限状态的验算, 本规范在承载能力极限状态尤其是地基计算中采用分项系数为 1.0 的基本效应组合 众所周知, 地基基础与地下工程属于地下隐蔽工程范畴, 它与上部结构不同, 其设计的正确和合理性以及在施工期和使用期其工程质量的可靠性均需通过必要的检测和监测工作才能得到验证和保证, 特别是对上海软土地基上的各类重要建筑和有特殊要求的地基基础工程显得尤为重要 近年来, 随着地基基础与地下工程规模的日益增大, 以及城市密集建筑物群和地下交通网络条件下, 工程检测与监测 ( 包括环境影响监测 ) 的重要性日益凸现, 本规范针对检测和监测制订了相关要求, 同时上海市也陆续制订了 建筑基桩检测 技术规程 基坑工程监测规程 等专项标准, 检测和监测的具体实施应符合相关专项标 准的要求 4

11 4 工程勘察要点 4.1 地基土类型 根据 上海市工程地图集 及全市地形图高程点资料, 全市地形呈西低东高趋势 西部近淀山湖湖沼平原地区, 地势低洼, 称淀泖洼地, 东部长江口与东海边缘, 河口砂嘴砂岛部分, 地势高朗, 称碟缘高地, 地面标高为吴淞高程 3.0m~4.5m 之间 不同地貌类型的浅部土层分布特征有一定差异, 上海市区属滨海平原地貌类型, 浅部软粘性土层发育, 仅局部范围分布粉性土及粉砂层 ; 湖沼平原区浅部普遍分布暗绿 ~ 褐黄色硬土层 ; 砂嘴砂岛区浅部发育粉性土及粉细砂层 ; 潮坪区浅部分布有新近沉积的粉性土 需要说明的是 : 根据上海市地质调查院的最新研究成果, 上海市西部湖沼平原区分布 的浅部暗绿色硬土层 ( ) 和灰黄 灰色粉性土 (4 3 ) 地质年代属 Q 3, 距今 1 万年以前 考虑湖沼平原区地层序号若依次调整将涉及原规范 层等, 对此问题拟深化研究 勘察时对推荐设计所需的土层参数, 应考虑该区域浅部硬土层的物理力学性质特点, 并注意积累资料, 为以后规范修订提供充分依据 考虑湖沼平原区地层序号有调整的可能, 砂嘴砂岛和潮坪区域的勘察资料尚需积累, 因此本规范附录仅列出上海市区 ( 滨海平原区 ) 地基土层序表和各土层的物理力学性质指标表 由于大量码头 桥梁等水工构筑物的建设经常涉及新近沉积的表部淤泥, 故本次增 加淤泥的定名标准 土层的定名应根据情况经综合分析后确定, 当土性比较均匀时, 可按土试成果定名 ; 当土性差异较大时, 应综合野外编录和原位测试成果定名 根据土层结构特点及对工程建设具有重要工程意义的几个土层, 如第 2 3 层 ( 主要为吴淞江故河道沉积的浅层粉性土 砂土层 ) 第 6 层 ( 暗绿色硬土层 ) 及第 7 层 ( 粉性土 砂土层 ) 分布见附图 B 附图 C 及附图 D 工程建设中尚应注意 1 3 层新近沉积土 ( 俗称江滩土 ) 与 5 2 层粉性土或粉砂层的分布特点及对工程的影响 1 3 层距今年代较近, 土质不均, 以粉性土为主, 局部夹较多淤泥质土, 主要分布于黄浦江两岸及沙岛 浅滩 江底表部, 结构性较差, 易受扰动, 需要注意与 2 3 的区别 ; 第 5 2 层灰色粉性土或粉砂, 土质不均, 局部夹较多粘性土, 主要分布于古河道区, 在市区南部分布范围较大, 在市中心及北部地区呈零星状分布, 层顶标高一般为 -15m~-20m 厚度变化很大 4.2 地下水 上海地区第四系地层中蕴藏着丰富的地下水, 地下水的类型包括潜水 微承压水及 5

12 承压水, 其中承压含水层有五层, 根据目前工程建设的现状与地下空间开发的深度, 对工程建设有影响的主要是潜水 微承压含水层和第一承压含水层 (7) 第二承压含水层(9) 需要特别指出的是 微承压含水层 不是水文地质专业术语, 对于位于第一承压含水层之上的 5 2 及第 5 3 夹层粉性土或砂土的含水层, 考虑其具有承压性 分布呈不连续状 富水性较承压含水层相对差 对工程建设尤其是地下空间开发有影响等因素, 原规范修订时, 定义该层为 微承压含水层, 后期上海市岩土勘察规范修编时也沿用了该名称 考虑该承压含水层与上海地区已有的五大承压含水层有一定差异, 且上海地区都已熟悉并长期使用该名称, 本次规范修订对该名称暂不作改动 上海地区潜水以单一粘性土为介质时, 渗透性差, 渗透系数约 cm/s~ cm/s; 以 1 3 层 2 3 层粉性土或砂土为介质时, 渗透性较好, 渗透系数约 cm/s~ cm/s; 第 3 层淤泥质粘性土中多夹薄层粉砂, 其水平向渗透系数明显大于垂直向渗透系数, 当第 3 层中所夹粉性土或砂土连续成层时 ( 通常单独划分为亚层 ), 其渗透性也相对好 因潜水位受降雨 地面蒸发 地表水等影响, 因此地表高程改变后, 潜水位会随之变化 目前城市建设中填土的情况有两种, 一种是大面积填土, 填土后水位会随之上升, 可把填土后地面作为原始地面评价潜水位 ; 另外一种是小范围局部填土 ( 多为城市景观覆土 ), 因邻近地块及周边道路其地面高程未改变, 故小范围填土后其潜水位不会随之上升, 可仍按邻近地块或道路地面高程评价潜水位 微承压含水层其土性不均, 渗透系数变化大, 约 (3~6) 10-5 cm/s~10-3 cm/s 当微承压含水层夹粘性土少且厚度大, 或与第一承压含水层连通时, 其水量丰富 需要说明的 是 微承压含水层 埋藏较浅, 其承压水水头压力和水量对工程的影响应引起足够的重视 第一承压含水层 (7 层 ) 渗透系数一般约 cm/s~10-3 cm/s, 部分地区第 7 层的表部夹多量粘性土, 渗透性相对差 受工程建设及其他因素的影响, 水位在不同时期 不同区域有一定变化, 根据上海市地质调查院的长期观察资料分析,2006 年上海市中部约地铁 2 号线以南的市区 浦东大道至金桥公园一线以南的浦东新区部分区域承压水水头埋深一般较深, 约为吴淞标高 -4m~-6m( 埋深约 7m~11m); 在上海市北部沪宁铁路黄浦江 赵家沟河流以北和上海市南部, 沿江和沿杭州湾地区, 承压水头埋深一般较浅, 约在吴淞标高 0~-2m( 埋深约 3m~6m); 其余地区一般为吴淞标高 -2m~-4m( 埋深约 5~9m) 第二承压含水层 9 层是上海地区透水性和富水性最好的含水层 ( 组 ) 之一, 渗透系数一般约 2~ cm/s~10-2 cm/s 该层也是上海地区地下水的主要回灌层, 受区域回灌量的差异及部分区域与第一承压含水层连通的影响, 水位变化较大, 一般接近但不超过第一承压含水层的水位 ; 承压水水位埋深在嘉定 市中心 浦东新区和南汇的大部分区域以及上海的西南部 ( 青浦 松江和金山的西部 ) 约在吴淞标高 -4m~-8m( 埋深约 7m~12m), 在崇明 长兴和横沙的三岛地区较高约在 +2m~-2m( 埋深约 3m~6m), 沿长江和青浦 松江 奉贤一带约 -2m~-4m( 埋深约 5m~8m) 6

13 4.3 勘察阶段与工作量布置 工程规模小或拟建建 ( 构 ) 筑物平面位置和性质明确的项目, 可简化勘察阶段, 仅进行一次性详细勘察 应注意如果在建 ( 构 ) 筑物性质尚未明确的条件下就进行一次性详细勘察, 易造成勘察方案缺乏针对性, 有时因勘察深度不能满足设计施工要求而必须重新勘察, 造成费用增加, 工期延误 勘察工作不仅是工程建设的先行, 为设计 施工提供依据, 而且服务于工程建设的全过程 由于设计的阶段不同, 对勘察资料的要求也不相同, 但施工图设计必须依据详细 可靠的勘察资料, 故条文中规定 : 工程施工图设计前必须进行详细勘察 该条强调勘察工作量应由勘察单位根据设计要求, 结合工程性质 基础类型和地基土特点等确定 主要勘察手段 勘探孔类别 控制性勘探孔的比例应符合一定要求 可行性研究勘探孔间距一般为 300m~400m 但长距离线状工程如管道 隧道等, 在可行性研究勘察中勘探孔间距可适量放宽, 如 40m~50m 考虑本规范覆盖范围包括建筑工程 市政工程 港口工程 水利工程, 详细勘察阶 段各类建 ( 构 ) 筑物勘探工程量的布置原则有较大差异, 且全部用文字叙述篇幅过大, 本 次修订增加附录 C( 表格形式 ) 供参考 主要土层的物理力学特性对建 ( 构 ) 筑物地基基础设计甚为重要, 因此规范对详勘阶段每一主要土层原状土试样或原位测试数据提出了基本要求 在实际工程勘察中, 岩土工程师应根据工程规模 土层厚度 主要土层在场地和地基评价中所起的作用等具体情况进行适当增加 上海地区静力触探是主要的勘察手段, 且其成果应用具有丰富的地区经验 考虑实际工程勘察中, 有时主要土层的原状土试样或标贯试验数量小于 6 个, 但场地有一定数量连续记录的静力触探测试孔, 也同样可以满足地基基础设计的需要且不影响勘察成果的质量 为此在与现行国家标准 岩土工程勘察规范 GB50021( 局部修订 ) 协调后, 在本条条文中增加 或采用连续记录的静力触探孔不应少于 3 个孔, 指每一主要土层 6 组原状土试验 ( 或 6 个标贯试验 ) 和 3 个触探孔应至少满足其中之一 在地基主要影响范围内, 对于厚度大于 0.5m 的夹层或透镜体, 应采取土试样或进行原位测试 对厚度小于 0.5m 但对工程有重要影响的特殊性土层或标志层, 宜采取土样 上海地区潜水水位高, 初见水位对工程建设无实际影响 目前正在进行局部修订的现行国家标准 岩土工程勘察规范 GB50021 第 条已删去量测初见水位的条款, 故本次修订仅提出量测稳定水位的要求 随着地下空间大规模的开发, 基坑开挖的深度越来越大, 隧道旁通道越来越多, 承压水的问题就愈显突出, 本次规定了对工程有影响的承压水的量测要求 为了较准确地量测承压水稳定水头, 现场进行观测试验时应采取措施将不同的含水层有效隔开, 并连续观测一定时间 根据大量实测资料分析, 本规范提出了稳定水位的连续量测时间一般不宜少于 5 天的要求, 但对渗透性相对较差的承压含水层, 观测时间尚应适当延长 7

14 现有资料表明上海地区的地下水除了受环境污染外, 一般对混凝土无腐蚀性, 故不需要取水样化验 但在受到强酸强碱污染场地 ( 如化工厂 农药厂 洗涤剂厂等工业废水废渣或从含硫煤渣流出的污染水影响的场地 ) 或垃圾填埋场渗漏液污染场地, 对混凝土可能具有腐蚀性或对环境造成污染, 应采取水样进行测试分析, 必要时应采取土样进行测试分析 由于污染土空间分布一般很不均匀 污染程度变化大 勘察工作量与处理方法密切相关等特点, 污染土场地勘察宜分阶段进行 在承接常规勘察任务时, 通过现场污染源调查 针对性地采取少量水样和土样进行化学分析, 初步判别场地地下水和地基土是否受污染 第二阶段则在第一阶段勘察的基础上进行专门污染土水勘察, 经与委托方 设计方交流, 并结合可能采用的基础方案 处理措施, 制订详细的勘察方案并予以实施 第二阶段的勘察工作一般具有很强的针对性 应注意任务委托中包括水土环境评价时, 土水的测试内容与要求与常规勘察不同 标准贯入试验和静力触探试验两种方法判别液化同等有效 每一建筑场地液化判 别勘探孔不应少于 3 个是基本要求 对建筑规模大及长距离线状工程或地层变化大涉及不同地质单元时, 均应适当增加液化判别孔的数量 4.4 室内试验 固结试验测定土的压缩系数 a 和压缩模量 E s, 报告书中一般提供 100kPa~200kPa 压力段的 a 和 E s, 用于天然地基沉降计算 桩基的沉降计算, 应采用土的自重压力至自重 压力与附加压力之和的压力段的 a 和 E s 值得注意的是大面积填土或堤岸工程, 虽采用天 然地基, 考虑其附加压力较大, 应根据设计要求同时提供土的自重压力至自重压力与附加 压力之和的压力段的 a 和 E s 2 对深基坑工程, 应测定土的回弹模量, 其压力的施加应根据基坑深度确定 3 高压固结试验测定土的 p c C c C s, 用于考虑应力历史的沉降计算, 要求用一级土样 4 考虑地基沉降速率的工程宜进行土的固结系数的测定, 对于厚度大的高压缩性软土, 还需测定次固结系数 5 虽然直剪试验存在剪切面受到限制 排水条件不能控制等不足, 但考虑仪器设备比较简单, 试验操作方便, 又有大量经验资料, 故目前工程中仍可采用 直剪快剪试验指标仅适用于水利工程堤岸施工速率较快工况下的稳定性验算, 渗透系数大于 10-6 cm/s 的土不宜作直剪快剪试验 6 直剪试验和三轴试验中, 不同的固结排水条件所测得的强度参数差别很大, 应根据工程实际的排水条件选择适当的试验类型 7 无侧限抗压强度试验, 适用于饱和软粘土稳定性验算 是三轴 UU 试验围压为 0 8

15 的一个特例, 要求用一级土样 8 对于需进行抗震 ( 振 ) 分析的超高层建筑 大型桥梁等重大建 ( 构 ) 筑物, 应根据动荷载幅值 周期大小等特征, 选择动三轴 ( 动单剪 ) 共振柱试验 测定土的动弹性模量 动剪切模量 阻尼比与应变的关系曲线等 4.5 原位测试 原位测试是在土体基本不扰动的原位状态下, 以一定的手段 方法测定土体的物理 力学特性参数的试验技术 原位测试能更直接 客观 相对准确地获取工程设计和施工所需的有关参数 本次列出在上海地区较常用的 9 种原位测试方法, 另外还有场地微振动测试, 可得到卓越周期和脉动周期 ; 块体振动试验, 采用模型基础强迫振动, 可估算地基刚度及阻尼比 值得注意的是原位测试成果往往带有区域 土类 试验方法的局限性, 同时试验条件 操作方法等对试验成果质量有较大的影响 如扁铲侧胀试验是在小变形的试验条件下进行, 因此估算的水平基床系数是从小变形推算的, 故与实际情况有差异 所以要综合地区经验 采用多种手段评价土层特性和确定土的参数 设计应用原位测试成果时也应注意各种试验方法的特点与局限性 4.6 勘察报告 4.6.1~4.6.5 勘察报告是勘察工作最终技术成果, 是本规范后述章节地基基础设计的基础 文件 4.6.1~4.6.5 条是对各阶段勘察报告总的技术要求, 目前部分工程规模较小或拟建建 ( 构 ) 筑物平面位置已确定, 简化为一次性详细勘察, 则详细勘察报告内容要作相应的调整 4.6.6~4.6.7 各阶段勘察报告的编制深度 图表内容应执行国家颁布的相关强制性条文 建设部及上海市相关勘察文件编制深度的要求 考虑现行上海市标准 岩土工程勘察文件编制深度规定 DGJ-72 颁布已有多年, 且目前市政工程 水利工程的建设项目很多, 许多原先从事建筑类勘察的技术人员开始转入市政与水利类项目的勘察, 各类勘察项目应评价的主要内容在现有的标准或规范中尚未系统列入, 为提高勘察文件分析评价内容的针对性, 本次修订增加附录 D 各类建( 构 ) 筑物勘察报告评价主要内容, 供参考使用 建设场地涉及大面积填土或污染土水时, 其勘察报告或专题调查报告分析评价的内容可参见附录 D 注释 9

16 5 天然地基计算 5.1 一般规定 根据本次规范按概率极限状态设计的原则的要求, 天然地基均应按承载能力极限状态验算地基承载力, 同时应按正常使用极限状态的验算地基变形 根据本次规范修订采用概率极限状态设计原则的要求, 严格地说对所有建筑物的天然地基设计计算均应进行二种极限状态的验算, 然而长期的工程实践经验也说明, 当作用在天然地基上的附加压力小于某一限值时, 地基变形量很小不会对建筑物产生不利影响 ; 此外工程中也确实有一些在满足一定条件下对变形无严格要求的建筑物 因此在本规范 条中, 仍保留了部分建筑物可不验算地基变形的规定 但应注意上海市工程建设规范 住宅设计标准 条规定 : 住宅建筑地基的设计计算应按承载能力极限状态验算承 载力, 并应按正常使用极限状态验算地基变形, 因此住宅建筑均应验算地基变形 对于天然地基承载力, 本规范根据国家统一技术标准对术语的规定, 定义了极限承 载力标准值和承载力设计值的概念 地基极限承载力是土力学中经典的术语, 含有明确的 物理概念 由载荷试验确定极限承载力的代表性数值考虑埋深影响后称为极限承载力标准值 ; 与试验结果相同物理意义的极限承载力的标准值也可根据 条计算 承载力设计值可以由三种方法确定 其中载荷试验是确定地基承载力最基本的方法, 上海近年来已经进行了大量的复合地基承载力的载荷试验和复合地基中桩体的载荷试验, 但缺乏桩间土的载荷试验成果, 显然是不匹配的 ; 同时为了获得天然地基极限承载力的经 验数据, 进一步深化承载能力极限状态设计, 提高工程设计的质量, 规定进行载荷试验也 是十分必要的 本次规范修订过程中进行了一系列的天然地基载荷试验, 试验结果表明上海地区浅层地基土的极限承载力是比较稳定的 本次规范修订依据一定数量的天然地基载荷试验对公式计算确定天然地基极限承载力开展了课题研究, 如后所述 其它原位测试方法如静力触探 扁铲等也是可比较客观地确定承载力的方法 它们的优点是较直观 连续 真实地反映场地的特性, 但却难以反映基础的性质如埋深 宽度等对地基承载力的影响 ; 本次修订时因在这方面没有充分的资料, 未能做深入分析工作, 因此在规范中没有纳入具体的经验公式 但本规范允许采用原位测试方法确定地基承载力的这一规定有利于今后研究成果在工程设计中的应用, 鼓励进行试验对比工作, 进一步积累经验后可在勘察规范中反映或充实到设计规范中 10

17 5.2 地基承载力计算 本规范采用概率极限状态设计原则编制 极限状态分为承载能力极限状态和正常使用极限状态两类, 但目前可能采用概率方法进行分析并提出分项系数设计表达式的仅是承载能力极限状态 对于由地基的变形引起上部结构的可能损坏或上部结构丧失正常使用功能这两种极限状态, 确定性的计算结果尚不能严格地定量控制, 目前还没有可能进行概率分析 因此, 本规范所规定的概率极限状态设计方法仅指地基或土体本身的承载能力极限状态 在这一节里只涉及地基承载力问题 在概率极限状态方法设计的表达式中, 荷载的设计值和抗力的设计值都是在极限状态 面上验算点 ( 失效概率最大的点 ) 的坐标, 如下式所示 : Sd Rd S = d S R = d R 式中 S d 作用的设计值 ; S 作用的验算点坐标 ; R d 抗力的设计值 ; R 抗力的验算点坐标 因此, 设计表达式中地基承载力的设计值是地基极限承载力的一种概率取值, 其物理 概念不同于容许承载力, 但也不是容许承载力和极限承载力之外的第三种承载力, 而就是 极限承载力的设计值 值得注意的是目前地基承载力可靠性分析是在荷载分项系数确定的 前提下进行的, 本次地基 ( 也包括桩基 ) 承载力设计值对应于荷载取分项系数 1.0 的基本 组合, 而原规范承载力设计值对应于荷载分项系数取 (1.2,1.4), 这两者是不同的 在确定性设计时必须满足基底平均压力标准值小于等于极限承载力除以安全系数的设 计表达式, 这种确定性的设计方法称为总安全系数法, 属于极限状态设计的范畴, 但总安 全系数的设计点并不在极限状态面上, 与设计验算点的控制概念是不同的 规范转轨的修编工作是在总安全系数法的基础上进行可靠性分析, 将设计点移到极限 状态面上来, 取失效概率最大的点作为设计验算点, 在求得验算点坐标以后就能求得各基 本变量或综合变量的分项系数, 并对设计的可靠度水准进行校准 地基承载力计算时, 抗剪强度指标的取值与设计表达式以及荷载的取值有关 当采用 容许承载力设计原则时, 荷载取用标准值, 抗剪强度指标也应当取标准值 ; 当采用概率极 限状态设计原则时, 荷载取用设计值, 抗剪强度指标也应取用设计值, 所求得的是地基极 限承载力的设计值 因此应在设计规范条文中同时给出采用分项系数描述的设计表达式 地基极限承载力计算公式和土的抗剪强度指标的取值方法 ; 同时也必须规定荷载的取值 本条分别给出了竖向轴心荷载和偏心荷载作用下的设计表达式, 公式左边项为荷载的 设计值 ; 右边项为抗力的设计值, 地基承载力设计值的计算方法在 条中说明 偏心荷载作用下机械厂房柱基底面压力控制应遵循 机械工厂结构设计规范 JBJ8 的 有关规定 11

18 5.2.2 本次规范修编除收集上海地区各单位以往在天然地基极限承载力方面所进行的研究成果和试验资料外, 选取上海地区有代表性场地, 对浅层几种代表性土层 ( 褐黄色粘性土 浅层粉土 江滩土等 ), 进行一批天然地基载荷板试验, 了解和掌握上海软土地区地基极限承载力的总体情况, 在此基础上进行天然地基极限承载力计算公式的研究和相关可靠性分析研究 1 载荷试验情况本次共选取江滩土场地 1 个 正常层序土层场地 4 个 浅层粉性土场地 2 个, 每个场地选择 3 4 点进行极限承载力平板载荷试验, 试验情况如表 所示 表 载荷试验情况列表 试验项目编号 土层名称 试验组数 室内抗剪强度实验静力触探试验直剪三轴 CU 三轴 UU 无侧限固快 T-0 江滩土 3 T-1 粉质粘土 3 T-2 粉质粘土 3 T-3 粘土 3 T-4 粘质粉土 3 T-5 粘质粉土 4 T-6 粘质粉土 4 天然地基承载力试验采用慢速维持荷载法 试验的中止条件基本为按累计沉降量已大 于载荷板宽度的 10% 或在某级荷载作用下载荷板的累计沉降已达到压板宽度的 7% 以上且 沉降已达到稳定标准来进行控制 极限承载力的判定也是取 s/b=0.07 所对应的荷载 为确定基础埋置深度的影响, 还选取两个场地进行了无超载与有超载情况下载荷试验 对比 在进行有超载情况下天然地基承载力的测试时, 在载荷板四周用沙袋作为超载 沙 袋堆载范围为距离载荷板距离 5cm 开始 平面 1m 宽 高度 1m 范围, 其中为架设基准梁 和测量读数预留了个别孔洞 试验过程和试验结果表明浅层江滩土 ( 以粉质粘土为主 ) 易受扰动, 承载力低, 不适 宜作为天然地基持力层, 而应作为填土进行考虑 浅层粉性土地区 P~S 曲线为渐变型, 无 明显转折点, 反映了粉性土在一定外荷载作用下渗透性强 压密效果显著的情况, 这类土 通常发生的是局部剪切破坏 在其他场地中, 地层均为粘性土地层,P~S 曲线有明显的线 性段, 但转折点也不明确, 介于渐变型与陡变型之间, 这类土的破坏介于理想的整体剪切 与局部剪切之间 2 资料收集 此外还收集了近年来上海地区的天然地基极限承载力试验资料, 与本次试验的结果汇 总如下表所示 : 12

19 表 已有载荷试验资料汇总 工程编号 地点 土层名称 直剪固快 试验尺寸 试验 极限 p (m m) 比贯入 阻力 Ps (MPa) c(kpa) ϕ( ) 深度 (m) 承载力 p u (kpa) (kpa) T-1 茅台路娄关山路 粉质粘土 T-2 虹梅南路剑川路 粉质粘土 T-3 亮景路哈雷路 T-4 陆家嘴 S-1 世博园区 粘土 粉质粘土 粉质粘土 S-2 奉贤粘土 S-3 古桐路粘土 T-5 同普路 粘质粉土

20 续表 T-6 S-4 长兴路永兴路 宝山区长兴乡潘园公路以南 S-5 曲阳路 粘质 粉土 粘质粉土 粘质粉土 注 : 表中 p u 根据 p-s 曲线判定的极限承载力 ; p 在 p-s 曲线中 s/b=0.015 所对应的承载力值 均值 标准差 变异系数 从表中数据可以看到, 上海地区浅层土根据静载荷试验所反映的极限承载力总体比较 稳定, 大体在 200kPa 300kPa 之间, 粉性土略高, 但并不显著, 本次试验中缺少直接在砂 土中进行试验的数据 从试验数据看, 上海地区浅层土的极限承载力可以说是客观存在的 本次也针对同一地层条件下不同面积载荷板进行了极限承载力试验对比, 不同平面尺寸的载荷板试验结果有一定差别, 但差别不显著, 其中平面尺寸为 1.5m 1.5m 载荷板试验值明显较高, 但 1m 1m 的载荷板反而比 0.707m 0.707m 载荷板的极限承载力低, 如图 从试验结果看载荷板尺寸对于承载力的影响是比较复杂的, 在上海地区它更多地反映了下卧层对承载力的影响 今后还需进一步对粘性土 粉性土地层中载荷板尺寸的 影响积累相关试验数据 图 同一地层不同载荷板宽度 P~S 曲线 14

21 3 载荷试验可靠性分析本次规范修编对天然地基通过载荷试验确定承载力的方法也可进行可靠性分析 采用载荷试验确定的天然地基极限承载力时, 校核可靠度指标所用的变异系数应当以场地的地基极限承载力为目标总体进行统计求得, 才能反映设计状况, 即先分析不同场地的地基承载力变异性, 从而校核不同场地的可靠度指标 根据本次规范修订所确定的设计原则, 永久荷载和可变荷载的分项系数均取 1.0 可靠指标可按下式计算 : K 1 β= Kδ 前述载荷试验数据可靠性分析的结果如下表所示 : R 表 载荷试验确定承载力方法的可靠度指标 工程变异 β 试验数土层名称试验极限承载力 P u 均值编号系数 (K=2.0) T-1 3 粉质粘土 248;200; T-2 3 粉质粘土 301;319; T-3 3 粘土 275;215; S-1 10 粉质粘土 242;206;255;226;255; 250;244;210;248; S-2 3 粘土 280;240; S-3 3 粘土 200;220; T-4 2 粉质粘土 212;216 试验点太少 - - S-4 4 粘质粉土 230;268;277; T-5 3 粘质粉土 217;207; T-6 2 粘质粉土 244;252 试验点太少 - - 均值 从表中可知, 当 K=2.0 时, 载荷试验法可靠指标的均值为 5.67, 远大于公式计算法中可靠指标 β(3.35) 但目前各场地试验数目基本为 3 组, 数目偏少 ; 也仅有 10 个场地的试验资料, 这对于可靠性分析的结果存在一定影响, 还需要进一步积累试验资料, 以得到更为准确的结论 4 载荷试验安全度将载荷试验 P u 与 P 进行对比, 如表 所示 P u 是根据相对变形量 (s/b=0.07) 确定的极限承载力 ;P 是载荷试验曲线上根据相对变形量 s/b=0.015 所确定的值 国标 建筑地基基础设计规范 中规定取 s/b=0.01~0.015 为地基承载力特征值, 考虑到上海浅层软土可取较大的相对变形量 s/b=0.015 本次试验曲线中 P u /P 的范围为 1.27~2.33, 如图 如根据上海地区以往确定容许承载力的经验, 即取 s/b=0.02 所对应的 P 为承载力容许值, 则 γ R 可取一更小的数值 偏于安全考虑,γ R 取 2.0 左右 ; 由于目前仍缺少砂土承载力的相关数据资料, 结合上海地区以往对砂土承载力偏低取用的经验, 建议其 γ R 应 15

22 取相对较高值 3 Pu/P 试验号 图 载荷试验 P u /P 载荷试验的承载力分项系数的取值与公式计算法相比略低一些, 主要是载荷试验数据直接反映了设计场地的特性, 数据更为可靠 目前载荷试验的承载力分项系数的取值小于公式计算法的分项系数, 但其可靠指标仍远大于公式计算法的可靠指标, 体现了在目前的 分项系数取值前提下, 载荷试验仍具有更高的安全水准 5.2.3~ 天然地基极限承载力公式的确定 在 99 版上海地基规范修编过程中, 对天然地基极限承载力计算方法进行了系统研究 国内外资料表明,Hansen 公式的应用比较广泛,Skempton 公式在软土地区应用较多 本次也将 Skempton 公式计算结果与现场试验值进行了对比, 计算结果表明直接采用 UU 试验抗剪强度峰值指标计算得到的计算值与试验值差距较大, 采用强度指标折减 (8 折 ) 后的计算结果较接近试验值 但 Skempton 公式中采用不固结不排水强度指标计算 由于取土样扰动, 对软土的不固结不排水指标也有较大影响 采用薄壁取土器和 K 0 固结预压预处理土样等措施可以减少扰动对不固结不排水强度的影响, 但对取土和土工试验提出了比较高的要求 同时对于浅层粉性土也难以采用 Skempton 公式进行计算, 由于强度指标测定的特殊要求, 影响了 Skempton 公式在我国的普遍推广使用 Hansen 公式的适应性比 Skempton 公式广泛, 从原则上说可以适用于任何土类, 在国内外许多设计规范中被推荐 我国 港口工程地基规范 水闸设计规范 天津市 岩土工程技术规范 等目前均采用 Hansen 公式计算地基承载力 99 版上海地基基础设计规范修编中, 上海地区地基承载力计算采用 Hansen 公式 本次规范修编仍拟采用 Hansen 公式计算上海地区浅层土层的天然地基极限承载力 Hansen 极限承载力公式表达式如下 : f = 0.5N ζ γ b+ N ζ c + N ζ γ d ( ) u γ γ c c d q q 0 在原规范中, 承载力系数 N γ N N, 按内摩擦角 ϕ 计算, 表达式如下 : πtgϕ 2 ϕ Nq = e tg 45 + q C 2, 对内摩擦角小于 10 的土层, 将系数 N q 全部提高到 2.00; 16

23 c ( q ) N = N 1 cotϕ ; ( q ) N = 1.5 N γ 1 tg ϕ ; 基础形状系数 ζ ζ ζ, 按不同情况由下列公式计算 : γ q c 当为条形基础时 ζ = ζ = ζ =1; γ q c 当为矩形基础时 ζ = b/ l; ζ = b/ lsin ϕ ; ζ = b/ l γ q d c l 矩形基础的长度 (m); b 矩形基础的宽度 (m), 对于圆形基础, 取 l = b = D, D 为圆形基础直径 关于基础形状修正系数,Hansen 的建议也有一个变化的过程,1961 年建议的公式比较 复杂, 都与 tgϕ 的 6 次方有关 : 后来简化为 ζ c = ζ q = ζ γ = 1 + b ζ c = l b ζ q = 1 + sin ϕ l b ζ γ =1 0.4 l 在 1994 年的丹麦规范中更简化为 ζ c = ζ q = ζ γ b =1 0.4 l b l 6 b ( tg ϕ) l 不论是 Hansen 提出的修正系数, 还是丹麦规范提出的修正系数, 都是从砂土的试验对 比中得到的经验修正, 对于内摩擦角比较小的粘性土而言, 采用不同的公式所得到的修正系数值差别很小 因此对粘性土的极限承载力计算, 不同公式的基础形状修正系数对计算结果的影响并没有太大的实际意义 2 抗剪强度指标的选用根据本次规范收集的载荷试验资料, 采用直剪固快的峰值强度指标代入 Hansen 公式, 计算结果远大于试验值 为此采用直剪固快强度指标的不同值反复试算 从计算结果上看初步考虑按峰值强度的 8 折值计算天然地基极限承载力, 并对计算结果适当修正 3 极限承载力的计算与修正对上述 38 个试验点天然地基极限承载力试验值 P u 与采用 Hansen 公式计算值 F u1 ( 强度指标按直剪固快 8 折强度值, 以下未做特别说明者均同 ) 之比的散点图如下图所示 : 17

24 内摩擦角 ϕ k 图 p u /f u1 -ϕ k 图 中 p u /f u1 随 ϕ k 的变化呈较好的规律性 据图 对极限承载力计算值进行修正, 修正后的极限承载力计算值 f u 初步考虑为 : 式中 ϕk 20 ψ= 0.053ϕk <ϕ 32 f u =ψ f ( ) u1 0 0 k 试验值 p u 与修正后的极限承载力计算值 f u 之比的散点图如图 修正后的极限承载力计算值主要分布在 kPa 之间, 均值为 205kPa, 比载荷板试验结果略低, 试验值与计算值之比大体为 , 均值为 1.20, 相应的保证率为 86.7% 因此, 修正后的计算值是偏安全的 内摩擦角 ϕ k 图 p u /f u -ϕ k 4 承载力系数 N q 除已收集的一个工程资料外, 本次进行了两个场地的对比试验, 均在同一场地的相邻位置分别进行无超载和超载 1m 时极限承载力对比试验 试验情况如下表所示 : 18

25 表 承载力系数 N q 试验与理论对比 工程编号 直剪固快 ( 峰值强度 ) 试验极限承载力 (kpa) N q c (kpa) ϕ( ) 无超载 超载 1m 试验反算理论计算值 T S T 从试验结果可以看出,N q 的数值非常小, 与理论公式计算的结果差距较大 主要原因 在于试验现场采用超载模拟基础埋置深度项有很大的近似性, 试验时的超载无论是在平面 设置的范围 密实性等方面都存在较大的局限, 这导致了试验反算的 N q 值远小于理论计算 的值 但也看出 Hansen 公式承载力系数 N q 表达式对于上海地区的适用性还需要进一步积累 相关经验进行研究 基于本次试验的结果, 考虑到实际应用中的可靠性, 本次规范修订拟对 Hansen 公式中 N q 的取值进行调整, 初步考虑 N q 直接取 2.0~3.0, 随内摩擦角的增大而增大, 如表 所示 表 N q 取值 ϕ( o ) N q Hansen 公式的校核 综上所述, 上海地区浅层地基土极限承载力可以按下述公式计算 : f = 0.5ψN ζ γ b+ψn ζ c+ N ζ γ d ( ) u γ γ c c q q 0 式中 ψ 地基承载力修正系数, 按公式 确定 ; N γ N q N c 承载力系数, 其中 tg 2 N e tg (45 ϕ π ϕ c + ) cot =( -1) ϕ ; 2 = ( -1) ϕ ; 2 N q 按表 查得 ; c ϕ 地基土的粘聚力 (kpa) 和内摩擦角 ( ), 按式 c= 0.8ck, ϕ= 0.8ϕ k 确定, c k 为粘聚力的标准值 (kpa), 取直剪固快峰值强度指标的平均值 ;ϕ k 为土的内摩擦角的标准值 ( ), 取直剪固快峰值强度指标的平均值 选取典型工程资料按 ( ) 式进行极限承载力计算分析 其中土性指标 c ϕ γ γ 0 按每个场地的地质资料取值, 基础埋深假定为 1m, 基础形式按条形基础考虑, 宽度为 πtgϕ 2 ϕ N 1.5 e tg (45 γ + ) tg 3m 天然地基极限承载力计算结果如下图所示 : 19

26 地基极限承载力计算值 Fu/kPa 内摩擦角 ϕ k 图 F u -ϕ k 从上图可以看到, 根据式 ( ) 计算的上海地区浅层土层极限承载力分布在 kN 之间, 主要集中在 KN 范围内, 均值为 250kN, 总体上随内摩擦角的增大而增大, 而且粉性土 ~ 砂土计算值比粘性土高, 但离散性大 6 可靠性分析及分项系数研究 根据本次规范设计原则修订的规定, 恒载和活载的分项系数取为 1.0, 可靠性分析中 忽略荷载的变异性 在上部结构荷载分项系数明确的前提下, 极限状态方程中随机变量为 抗剪强度指标 c ϕ, 因此 c ϕ 的均值和变异系数, 是可靠性分析的关键 1998 年高大钊 李镜培等在 上海土性指标概率特性 的研究报告中, 分析了上海地区地基土抗剪强度指标 c ϕ 的均值 变异系数和自相关的相关距离等概率特性 对于浅层褐黄色粘性土表土层, 在规范覆盖范围内, 粘聚力的场地子样变异系数置信区间为 0.42~0.55, 内摩擦角的场地子样变异系数置信区间为 0.16~0.25, 为安全计, 取置信区间上限为代表性数值 根据随 机场分析的结果, 折减系数的均值为 0.37, 则粘聚力的空间均值变异系数取为 0.21, 内摩 擦角的空间均值变异系数取为 0.09 此外, 在可靠性分析求可靠指标 β 时, 安全水准总体 与目前实际工程水平相当, 也即安全系数基准值取 K=2.5 根据式 ( ) 极限承载力计算公式及 142 个工程资料, 遵照前述可靠性分析的原理, 计算地基承载力可靠指标 β, 并分析确定 c 和 ϕ 的分项系数 计算中土性指标 c ϕ γ γ 0 按每个场地的地质资料取值, 基础埋深 D=1m, 按条形基础考虑, 宽度 B=3m 142 个工程计算得到的可靠度指标 β, 分项系数 γ c γ ϕ, 如下图所示 : 可靠度指标 β

27 内摩擦角 ϕ k 图 β-ϕ k 5 粘聚力分项系数 γc 内摩擦角 ϕ k 图 γ c ϕ k 内摩擦角分项系数 γφ 内摩擦角 ϕ k 图 γ ϕ ϕ k 为方便使用, 统一按 γ c γ ϕ 的平均值取用, 即 γ c 取 2.7, γ ϕ 取 天然地基承载力设计值根据取定的分项系数, 进行设计值 f d 计算 142 工程承载力设计值的计算结果 各工程反算安全系数以及承载力设计值与原上海 地基基础设计规范 (1989) 中采用临塑公式计算天然地基容许承载力的比值如下图所示 200 地基承载力设计值 Fd/kPa

28 内摩擦角 ϕ k 图 f d ϕ k 安全系数 K 内摩擦角 ϕ k 图 K ϕ k 设计值与容许承载力的比值 内摩擦角 ϕ k 图 f d /f a ϕ k 从图 ~ 可以看到, 计算得到的承载力设计值主要分布在 80kN~120kN 范 围内, 粉性土 ~ 砂土略高, 但分布更离散 从反算安全系数来看, 粘性土的安全系数在 2.0~2.5 之间, 粉性土 ~ 砂土在 2.5~3.0 之间, 考虑到粉性土 ~ 砂土承载力计算结果较离散, 这样的安全水准控制应是合理的 从与容许承载力的比较来看, 粘性土设计值 / 容许值在 0.8~1.2 之间, 基本接近容许承载力 ; 粉性土 ~ 砂土设计值 / 容许值在 1.2~1.8 之间, 这是由于原临塑公式计算砂土偏低较多造成的 总体上, 按取定的 γ c =2.7 γ ϕ =1.2 计算得到的承载力设计值基本符合上海地区工程经验 关于层状土地基承载力的计算方法上海地区作为浅基础持力层的褐黄色表土层的厚度比较薄, 其下卧层强度对地基承载力的影响在确定持力层的地基承载力时必须加以考虑 本次规范选取原规范采取考虑软弱下卧层强度影响的指标修正, 采用修正后的平均强度指标计算等代层的地基承载力设计值, 这是一种比较简便的考虑双层地基的实用方法 在对比研究中发现应力扩散验算下卧层强度的验算公式适用范围相当有限 鉴于上海地区双层地基的特点, 考虑到需要判别是否应考虑下卧层影响的情况不多, 建议采取简单 22

29 平均方法处理 现分述如下 1 考虑下卧层强度影响的方法比较考虑下卧层强度对持力层承载力的影响有三种不同的方法, 按应力扩散验算下卧层强度以控制基底压力的方法 ; 按平均强度指标计算地基承载力以计入软弱下卧层强度的方法 ; 判别持力层是否发生冲剪然后按不同公式计算地基承载力的方法 1) 软弱下卧层强度验算上海地基基础设计规范 DG 和现行的国家标准都采用验算软弱下卧层强度的方法, 公式如下 : 条形基础 p z p z + p f ( ) cz z ( p p ) b 0 = b + 2z tan θ 式中 p z 软弱下卧层顶面处的附加压力 ; σ z 软弱下卧层顶面处的自重压力 ; f z 软弱下卧层顶面处经深度修正后的地基承载力 ; p 基础底面压力 ; σ cd 基础底面处土的自重压力 ; z 持力层的厚度 ; b 基础宽度 ; θ 地基压力扩散角, 一般取 22, 当 z / b 时, 可按零度计算 规范条文规定的含义是 : 当满足验算公式时, 地基承载力由持力层控制 ; 当不满足验 算公式时, 则由软弱下卧层控制, 此时基础底面所能承受的压力 p j 由下式反算 : p j z = ( f z σcz ) tan θ + σcd ( ) b 在设计计算中, 若持力层的地基承载力为 f 1, 而由软弱下卧层控制计算出的基础底面 所能承受的压力为 p j, 则应取 f 1 和 p j 二者中的小值作为控制设计用的地基承载力 全国规范的验算公式与上海地基基础设计规范 DG 一样, 但压力扩散角的 规定不同, 扩散角按模量比 E 1 / E2 和持力层厚度与基础宽度之比 z / b 查表 扩散角随 z / b 而变化 ; 上海规范的扩散角是定值 22, 不随 z / b 而变化 验算软弱下卧层强度的方法是建立在弹性体假定的基础上, 考虑应力在双层地基中的 扩散, 采用扩散角的方法将双层地基的应力分布计算简化了 应当指出, 这种方法不是从 23

30 强度冲剪的概念得出的 由于验算软弱下卧层强度的方法只适用于弹性阶段, 采用极限承载力公式计算时应力条件已经改变, 因此不宜再采用基于弹性应力分布的验算方法 2) 平均强度指标法通过将持力层的强度指标与下卧层的强度指标进行平均的方法, 用平均强度指标计算均质地基承载力以代替双层地基 这种方法非常简便实用, 但只适用于刚度相差不是很大的双层地基 沿海地区的表土层一般为粘性土, 持力层与下卧层的模量比一般不大于 3, 适宜于采用平均强度指标的方法 计算平均强度的方法有三种, 即简单平均法 土层厚度加权平均法和滑动弧长度加权平均法 平均指标法既可适用于极限承载力的计算, 也可适用于弹性阶段工作压力的计算 3) 考虑持力层冲剪强度的计算方法当双层地基的刚度相差悬殊而不能假设为具有平均强度指标的均质地基进行计算时, 例如持力层为中密以上的砂土, 下卧层是软粘土时, 需要考虑发生冲剪的可能性 对此种破坏模式, 国外报道的一些研究结果可供参考, 例如 Meyerhof 和 Hanna 给出了持力层产 生冲剪时破坏时的双层地基极限承载力计算公式 : q ( c H + P sin δ) 2 a p = qb + γ H ( ) B u 1 式中 q b 下卧层土的极限承载力 ; γ 1 持力层土的重度 ; c a 冲剪面上的附着力 ; P p 冲剪面上的被动土压力 ; δ 被动土压力与水平面的倾角 其它的一些研究成果一般局限于 c=0( 砂土 ) 或 ϕ=0( 饱和粘土 ) 的极端情况, 适应性比 Meyerhof 的公式还要差 如果两层土的抗剪强度指标相近, 肯定不会产生冲剪 ; 如果持力层是砂土, 下卧层是软粘土, 则产生冲剪的可能性很大 ; 但对于大量的中间情况, 如何判断产生冲剪的条件, Meyerhof 没有给出判别方法, 影响了这一公式的实用化 实际上, 冲剪的产生并不唯一决定于双层土的强度比, 在很大程度上还取决于下卧层提供的冲剪位移条件, 只有在一定的相对位移条件下, 才能形成冲剪破坏 因此, 双层土的模量比也是一个重要的条件指标 鉴于上述情况, 采用 Meyerhof 的公式验算双层地基冲剪的控制条件并不明确, 方法本身还不成熟, 不适宜立即在规范中采用 2 上海地区双层地基的特征分析抽样统计结果表明, 上海地区褐黄色表土层的抗剪强度指标与下卧土层的抗剪强度指标的关系呈现如下规律 : 粘聚力的比值 c 2 /c 1 一般在 0.3~0.9 之间, 均值为 0.55, 表明下卧层比较软弱 ; 但内摩 24

31 擦角的比值 ϕ 2 /ϕ 1 一般在 0.3~1.6 之间, 均值为 1.2, 离散性比较大 内摩擦角的比值大于 1 的情况说明下卧层的内摩擦角大于持力层, 这种情况主要由于下卧层粉质粘土的内摩擦角一般比较大 ; 在局部地区还存在 2 3 层浅层粉土或砂土, 内摩擦角数值更大 对于下卧层的内摩擦角大于持力层, 但粘聚力小于持力层的情况, 条文规定的含义是粘聚力考虑下卧层影响采用平均值, 而内摩擦角按持力层的数值计算, 这是偏于安全的规定 根据对 66 个工程场地的双层地基资料, 设基础底面设置于持力层顶面以下 1m 处, 基础宽度分别为 1.5m 和 3.0m, 对计算结果统计如下表 表 双层地基统计资料 z / b 总数由持力层控制由下卧层控制 ϕ 1 / ϕ 2 1 数量 % 数量 % 数量 % 数量 % > ~ ~ < 小 计 从表 132 组数据计算结果的分析可以看出, 对于 z / b <0.25 的情况, 按规范规定全部 由下卧层控制, 共 25 个数据, 占总数的 19% ; z / b >0.7 的 35 个数据均为持力层控制, 占总数的 27%; 在 z / b =0.25~0.50 的范围内, 共有 41 个数据, 其中由持力层控制的 31 个, 占 41 个数据的 76%, 由下卧层控制的仅 10 个占 24% ; 在 z / b =0.50~0.70 的范围内, 共有 31 个数据, 其中由持力层控制的 26 个, 占 31 个数据的 84%, 由下卧层控制的仅 5 个占 16% 统计分析表明, 控制软弱下卧层影响的主要因素是持力层厚度与基础宽度之比, 当比值在 0.25 以下时应按软弱下卧层的强度指标计算承载力 ; 比值大于 0.7 时应按持力层 强度指标计算承载力 ; 当比值在 0.25~0.7 之间时, 应根据内摩擦角的比值进一步判别是 否需要采用双层地基平均强度指标方法, 从偏于安全的考虑, 凡下卧层的内摩擦角大于等 于持力层的情况均按持力层强度指标计算地基承载力 上述分析表明, 上海地区的双层地基有其特殊性, 其下卧层一般并不非常软弱, 确实 需要验算软弱下卧层的情况并不多, 软弱下卧层强度验算公式的适用范围非常有限 在上海地区大多数情况下, 当 z / b >0.7 时, 可以不必验算软弱下卧层强度 ; 因此条文规定采用 平均强度指标计算的仅为 z / b =0.25~0.70, 且 ϕ ϕ 1 ( 即下卧层的内摩擦角小于持力 1 / 2 层指标 ) 的情况 3 关于双层地基强度指标平均方法的考虑根据上述分析, 上海地区的双层地基具有下列特点 : 1) 持力层的内摩擦角与下卧层的内摩擦角之比值不大, 双层地基的作用不明显 ; 2) 当持力层厚度与基础宽度之比大于 0.70 时, 已由持力层控制设计, 软弱下卧层的影响已不起作用 ; 25

32 3) 在 z / b =0.25~0.70 范围内, 由于持力层与下卧层的强度相差不明显, 多数亦为 持力层控制, 由下卧层控制的仅占少数 ; 由此可见, 在实际工作中, 需要验算软弱下卧层的情况比较少, 考虑软弱下卧层影响 的承载力计算方法的用途不是很大 因此, 规范推荐的方法应力求简单, 建议在简单平均 法 按土层厚度加权平均法和按滑动面长度加权平均的三种方法中选择比较简单而又比较 接近于按应力扩散方法结果的指标平均方法 4 平均强度指标法与控制下卧层顶面压力方法之间的比较 对于 f 1 >p 的情况, 即由软弱下卧层控制的设计情况, 需要校核采用所建议的平均指 标方法得到的结果与控制下卧层顶面压力方法的结果是否等效 p 为由软弱下卧层控制的基础底面压力值, 采用平均强度指标计算的地基承载力 f 12 表 示考虑了软弱下卧层影响的双层地基承载能力, 它应与基础底面压力值 p 相当 通过比较 p 和 f 12 的偏差结果来校核简单平均法 按土层厚度加权平均法和按滑动面长度加权平均的 三种方法的计算结果 经验算分析可知三种平均方法的误差非常接近, 简单平均法比较接 近于按应力扩散方法验算的结果, 按照在相同条件下取用简单方法的原则建议采用简单平 均法计算考虑软弱下卧层强度影响的平均强度指标 采用双层地基强度指标简单平均法计 算的承载力, 校核了用条文公式 ( ) 计算的结果与按应力扩散方法之间的等效性, 计算结果具有良好的一致性 5.3 地基最终沉降量计算及地基容许变形值 本条对原规范规定按公式 (5.3.1) 进行天然地基沉降计算时所采用的沉降计算经验 系数的确定原则做了局部修改, 天然地基的最终沉降量计算方法仍采用分层总和法, 与原规范基本一致 为提高沉降估算的精度, 本次修改时沉降计算经验系数 ψ s 除考虑基底附加 压力 p 0 外, 增加了基础下 1 倍宽度的土层当量模量 E 的因素 具体内容如下 : 1. 上海地区沉降计算经验系数采用分层总和法进行天然地基沉降计算是一种经验计算的方法 上海地区天然地基的沉降计算在多年的工程实践中, 积累了大量的实际经验, 这些集中反映在对于沉降计算经验系数 ψ s 的确定上 在 1963 年第一版地基规范中, 根据工程等级确定经验系数 ;1975 年规范修订中收集大量建筑物实测资料按附加应力水平对建筑物沉降值进行归纳总结, 实际应用下来是比较符合上海地区工程实际的 其后 1989 年版地基规范对该经验数值进行了进一步细分 考虑到上海地区土层虽然总体比较均匀, 但仍存在一定差异,1999 版规范编制在天然地基沉降经验系数上强调应重视类似工程经验 : 自 1999 年版地基规范颁布实施以来, 上海地区针对天然地基沉降问题立项进行专题研 _ s 26

33 究, 取得了一些成果, 其中对于沉降计算经验系数也有一些修正的提议, 如在 2002 版上海 市 岩土工程勘察规范 中, 对于浅层砂土分布的地区, 除原有的沉降计算经验系数以外, 还增加了土层修正系数进行调整 : 式中 s1 s δ δ n i i 1 = ψ s1ψs2bpo (5.3.1) i= 1 ( Es,0.1~0.2) i ψ 沉降计算经验系数, 当 p 0.4MPa时, 可取 0.7, 当 p = 0.06MPa 时, 可取 , 当 p = 0.08MPa时, 可取 1.2, 当 p 0.10MPa时, 可取 1.3, 中间值 0 0 可内插 ; ψ s2 土性经验系数, 应根据类似工程条件下沉降观测资料及经验确定 在不具备条件时, 可采用下列数据 : 当主要受力层范围内为粉砂 粉性土或 E > 7MPa 粘性土的厚度 h s0.1~0.2 1 与基础宽度 b( 当条基面积系数大于 0.6 时, 按基础外包宽度 B 计 ) 之比 h / b< 0.5 时, ψ 1 s2 =1; h 1 / b = 0.5时, ψ s2 = 0.7; h 1 / b 1时, ψ s2 =0.5, 中间值可内插 本次规范修订在上述课题研究成果的基础上进行了两方面的工作 :1) 进一步收集整理 近年来天然地基长期沉降观测资料 ;2) 在沉降观测资料分析基础上, 对沉降计算经验系数 的确定方法进行深化, 由单一的应力水平确定改为应力水平和土层性质两方面确定, 以更 好地符合软土地区建筑物沉降发展规律 2 上海浅层土的区域特征概述 上海地区与天然地基沉降密切相关为深度 0~30m 范围内的土层, 依据其主要物理力 学性指标并结合已有大量工程沉降观测资料, 可分为以下三种类型 ( 各区域的主要土层情 况见表 5.3.1): 第一种类型为上海地区正常地层, 简称 Ⅰ 区, 主要分布于上海市区和浦东新区, 表层 有第 2 层褐黄色粘性土 ( 俗称硬壳层 ), 是良好的天然地基持力层, 其厚度一般为 1.5m~ 2.5m, 该层土自上而下土性逐渐变软 其下卧层第 3 层淤泥质粉质粘土和第 4 层淤泥质粘 土, 含水量高, 孔隙比大, 均属高压缩性 低强度土层, 是天然地基软弱下卧层和主要压 缩层 在该类地基上建造的 5~6 层 ( 局部 7 层 ) 住宅实测沉降量一般为 20cm~40cm 第二种类型为浅层砂性土地区, 简称 Ⅱ 区, 主要分布于原吴淞江故河道区域, 浅层有 砂质粉土 ~ 粉砂 ( 定名为 2-3 层 ) 分布, 厚度从 6m~20m 不等 浅层第 2-1 层褐黄色粘性 土 ( 俗称硬壳层 ), 厚度一般为 1.0m~2.0m, 其下依次分布有第 2-3 层砂质粉土 ~ 粉砂 第 3 层淤泥质粉质粘土 第 4 层淤泥质粘土和第 5 层粉质粘土 虽然第 2-3 层下面一般存 在第 3 层或第 4 层淤泥质粘性土, 但由于第 2-3 层砂质粉土 ~ 粉砂有一定厚度, 有利于地 基土附加应力的扩散, 且排水固结条件好, 能有效地控制基础沉降, 其沉降量的大小与第 2-3 层的厚度及密实程度相关 在场地地基无液化的情况下, 该类型地基土是良好的天然 地基持力层或下卧层, 在此类地基上建造的 5~6 层 ( 局部 7 层 ) 住宅楼, 无论采用条基和 筏基, 其实测沉降值一般小于 15cm, 都在规范容许的范围内 但在设计时, 应充分考虑第 27

34 2-3 层土由于受沉积条件影响, 在垂直和水平方向上土质不太均匀, 土性有一定的变异性 临港新城 崇明岛 长兴岛等沙嘴砂岛地貌地区基本都属于 Ⅱ 区, 随着城市建设的发展, 本市沿海沿江地区的工程建设日益增多, 逐渐积累了类似地区的工程经验 不同的是此类地区浅层第 2-1 层褐黄色粘性土 ( 俗称硬壳层 ) 往往缺失, 一般天然地基直接以第 2-3 层为持力层, 同时第 2-3 层都具有相当的厚度且砂性都较好, 因而对天然地基的沉降特别有利 值得注意的是, 此类地区浅层经常有年代较近吹填砂的沉积, 设计时应考虑该层的不均匀性以及欠固结的特性 第三种类型为最软弱地层, 简称 III 区, 主要分布于浦西漕河泾 虹桥 北新泾和浦东金桥 洋泾 三林塘等地区 其作为持力层的第 2 层一般为粘土, 承载力比正常低, 最为典型的是漕河泾地区, 其土性 : 第 2 层为褐黄色粘土, 厚度一般为 1.0~2.0m, 其下依次分布很厚的第 3 层淤泥质粉质粘土和第 4 层淤泥质粘土, 超固结比 OCR 接近 0.9, 属稍欠固结土 ; 第 5 层为灰色淤泥质粉质粘土, 超固结比 OCR 一般在 1.0~1.1, 属轻度超固结土 由于第 3 层淤泥质粉质粘土夹多量淤泥质粘土, 且厚度较薄, 第 4 层淤泥质粘土, 含水量 高, 孔隙比接近 1.5, 压缩模量小, 在该类地基上建造的多层住宅实测沉降量大多超过 40cm, 部分工程建筑物竣工后两年沉降量可达到 80cm 左右 3 资料收集与沉降计算分析为提高沉降计算的精度, 本次规范修订收集大量实际工程资料进行统计分析 本次修订组共收集了有效样本 49 栋建筑物的实测沉降资料 ( 其中采用条形基础的建筑物 21 栋, 采用筏板基础的建筑物 21 栋, 采用箱基的建筑物 7 栋 ) 其中位于 I 区建筑物 7 幢 Ⅱ 区建筑物 11 幢 III 区建筑物 19 幢 修订过程中对收集到的 49 幢建筑物的计算沉降 ( 不考虑沉降计算经验系数和考虑 99 版地基基础设计规范中与应力水平有关的沉降计算经验系数两种情况 ) 与实测沉降之比与基础底面以下不同深度范围内的当量压缩模量和厚度加权压缩模量进行反复分析 比较, 如图 所示 28

35 区号 土层分布 标准 层号 Ⅰ Ⅱ Ⅲ Ⅲ-1 正常地层分布区分布上海市区 浦东地区 浅层沉积砂质粉土 粉砂地区分布吴凇江古河道地区 最软弱土分布区 : 主要分布漕河泾 虹桥地区 土层名称 粉质粘土 淤泥质粉质粘土淤泥质粘土 粘性土 2-1 粉质粘土 砂质粉土 ~ 粉砂淤泥质粘土 粘性土 粉质粘土 淤泥质粉质粘土淤泥质粘土粘性土 厚度 (m) 表 地基类型分区土性主要指标 天然含水量 (w)% 最小 ~ 最大 密度 ρ g/cm 3 最小 ~ 最大 土性指标 孔隙比 e 最小 ~ 最大 压缩模量 (Es0.1~0.2) MPa 最小 ~ 最大 内摩檫角 φ(0) 最小 ~ 最大 粘聚力 c kpa 最小 ~ 最大 比贯入阻力 Ps MPa 一般值一般值一般值一般值一般值一般值一般值一般值 ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ 实测沉降值 (S 实 )cm 20~40 5~15 40~80 29

36 30 续表 粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ Ⅲ-2 软弱土分布区 : 主要分布于浦东金桥洋泾地区 5 粘性土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~55 2 粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ Ⅲ-3 软弱土分布区 : 主要分布桃浦 大场地区 5 粘性土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~50 2 粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ Ⅲ-4 软弱土分布区 : 主要分布于浦东周家渡上钢新村三林塘地区 5-1 粘性土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~50 2 粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粉质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ 淤泥质粘土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ Ⅲ-5 软弱土分布区 : 主要分布于龙华 斜土路 南市地区 5-1 粘性土 ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~45

37 y = x R 2 = y = x R 2 = 实测值 / 计算值 实测值 / 计算值 加权模量 ( 压缩层范围内 ) 加权模量 ( 一倍 B 范围内 ) (a) (b) y = x R 2 = y = x R 2 = 实测值 / 计算值 当量模量 ( 压缩层范围内 ) (c) 图 实测沉降量与按分层总和法计算沉降量 (ψ s =1) 的对比散点图 实测值 / 计算值 当量模量 ( 一倍 B 范围内 ) (d) 31

38 y = x R 2 = y = x R 2 = 实测值 / 计算值 实测值 / 计算值 当量模量 ( 一倍 B 范围内 ) (a) 加权模量 ( 压缩层范围内 ) (b) y = x R 2 = y = x R 2 = 实测值 / 计算值 当量模量 ( 压缩层范围内 ) (c) 实测值 / 计算值 加权模量 ( 一倍 B 范围内 ) 图 实测沉降量与按分层总和法计算沉降量 (ψ s ) 的对比散点图 分析结果表明, 该计算 / 实测比值与基础底面以下 1 倍宽度的深度范围内的当量压缩模 量和厚度加权压缩模量均有较好的规律性 考虑到当量压缩模量规律性略好并更符合沉降 计算理论, 取用基础底面以下 1 倍宽度的深度范围内的压缩模量当量值作为另一确定沉降 计算经验系数的控制指标 即本次沉降计算经验系数 ψ s 确定除考虑基底附加压力 p 0 外, (d) 增加了基础 1 倍宽度下的土层压缩模量当量值 E 的因素, 具体取值如条文所示 : 在计算中附加应力面积物理意义见下图, 也可按 A p bδ δ ) 确定 _ s i = ( 0 i i 1 32

39 图 附加应力面积示意图 为便于统计分析, 在分析计算中做了一些的经验性的规定 : 1) 此次收集到的实测资料历时不一 ( 粘性土地层样本一般在竣工后 8~10 年左右, 砂性土地层在竣工后 2~3 年左右 ) 在最终沉降量确定时除个别工程外均采用沉降外推 考虑不同土性沉降收敛的快慢, 采用粘性土地层外推 20%, 砂性土地层外推 10% 并结合最终沉降速率确定最终实测沉降量 2) 除有确切计算荷载的建筑物外, 一般建筑物的荷载按 14kN/m 2 ( 标准值 ) 估算, 其中部分建筑物 (2000 年前后以来的 ) 以及框架 剪力墙结构的建筑物按 15kN/m 2 ( 标准值 ) 估算 3) 由于收集的建筑物建造距今久远, 基础结构设计资料不完整, 考虑到计算案例中 条基的面积系数一般都大于 0.6, 且计算案例中有 57% 样本为筏板或箱式基础, 为了便于统一分析, 故对于条基建筑物的基底有效附加应力按基础外包面积确定 ( 而非实际条基的基底面积上的有效附加应力 ) 通过单个工程采用实际基础面积和基础外包面积对比校核, 上述方法估算的沉降量的最大误差在 10% 左右, 且采用等代方法计算的沉降量偏大, 偏于安全 此外, 本次收集的建筑物主要为住宅建筑, 建筑物荷载水平相对比较集中, 附加应力主要在 50kPa~80kPa 左右, 这对沉降经验系数的统计规律有一定影响 当实际工程应力水平不在此范围内时, 应参照类似工程经验确定经验系数 参与统计的样本, 采用条文表 中的建议的沉降经验系数计算, 其实测沉降与计算值的对比散点图如下图所示 : 33

40 实测沉降量与建议的 ψs 修正后计算沉降量对比散点图 (14kN/m2, 沉降外推 ) 实测值 / 计算值 当量模量 ( 一倍 B 范围内 ) 图 实测沉降与计算值的对比散点图 实测沉降与计算值的对比分布频率如下图所示 : 建议沉降经验系数 ψ s 修正后 - 沉降计算值与实测值比较 (14kN/m 2, 沉降外推 ) 百分比 (%) 30% 25% 20% 15% 10% 均值 : 方差 : % 0% 实测值 / 计算值 图 实测沉降与计算值的对比分布频率图 可以看出, 实测值与根据条文表 中建议的沉降经验系数计算得到的计算值之比 基本小于 1, 均值为 0.74; 也即绝大部分的实测沉降小于计算值 34

41 6 浅基础设计计算 6.1 一般规定 关于箱形基础设计规定现已有专门规范且上海近年来建筑采用箱形基础较少, 故本规范未列入箱形基础设计部分, 有关规定可参照国家现行标准 高层建筑箱形与筏形基础技术规范 JGJ 基础底面以上竖向荷载准永久组合的合力作用点宜与基础底面形心重合 ; 当基础底面压力分布极不均匀时或当两者偏心较大时, 宜采取必要的附加措施 现行上海市 住宅设计标准 DGJ08-20 规定 : 低 多层住宅砌体承重结构的地基容许变形值应满足基础中心计算沉降量小于 150mm, 沉降差或倾斜小于 的要求,( 偏心距应小于 15 ) 设计人员可根据具体情况执行标准 混凝土基础设计应重视其耐久性要求, 并按实际情况对混凝土强度等级予以提高 垫层混凝土强度等级可根据材料供货情况调整 在污染地基环境中, 工业建筑基础混凝土结构应符合现行国家标准 工业建筑防腐蚀设计规范 GB50046( 包括最低混凝土强度等级 最小水泥含量 最大水灰比 最大氯离子含量 裂缝控制 混凝土保护层厚度 基础埋置深度等 ), 民用建筑可参照执行 纵向受力钢筋的混凝土保护层厚度的取值应符合有关规范的要求, 验算有防水要求的结构构件表面最大裂缝宽度时, 当受力钢筋的混凝土保护层实际厚度超过 30mm 时, 可参照现行上海市 城市轨道交通设计规范 DGJ 中 条将保护层厚度的计算值 取为 30mm 6.2 基础埋置深度 对浅基础埋深提出建议值 单层厂房设有起重机时水平力较大且频繁, 基础宜适当 加深 6.4 独立基础 基底平面宜取方形或矩形, 当荷载引起的偏心距较大时, 也可做成梯形等不对称形式 原规范 条规定基底平面 长宽比宜小于等于 3, 受力不甚合理且造价不经济, 现调整为 2 或加设基础梁 设计中时有采用双柱联合独立基础, 规范宜有涉及, 故增加此部分内容 条文并强调偏心的附加影响 现行国家标准 建筑地基基础设计规范 GB50007 中 条规定, 当扩展基础混凝土强度等级小于柱的混凝土强度等级时, 应验算柱下扩展基础顶面的局部受压承载力 为减少设计工作量, 并确保设计计算的安全度, 此处定为柱底与基础顶面混凝土强度等级 35

42 相差 5MPa 以上时应作验算 基础底板受力钢筋的最小配筋率计算可按基础的全宽范围内实际配筋量除以阶形或锥形基础的实际截面积 原规范 条文 吊车起重量在 75t 以下 轨顶标高在 14m 以下, 使用不便, 与以下提到的杯壁配筋也不相呼应, 现参照相关规范而改为 吊车起重量不大于 75t 轨高不大于 14m 基本风压不大于 0.55kN/m 2 的一般工业厂房的高杯口基础短柱高度小于或等于 5m 时, 杯壁厚度可按表 选用 对于高杯口基础, 目前应用较少 如实际工程需要时, 可按下列内容计算 : 1 高杯口基础杯壁构造配筋可按 建筑地基基础设计规范 GB50007 执行 2 高杯口基础必须进行正截面强度验算 ( 图 ): 1) 验算截面包括杯底 I-I 和基础短柱底部 II-II; 2) 验算截面的弯矩 M 和竖向荷载 N, 除柱子传递的以外, 尚应包括直接作用在杯壁顶部的荷载 短柱底部的验算必须加上短柱自重 ; 3) 验算可按素混凝土构件考虑 ; 强度验算不满足时按钢筋混凝土构件考虑, 也可加 大截面或提高混凝土强度等级 图 高杯口基础计算示意 3 高杯口基础符合 条及下列规定时, 可考虑高杯口基础短柱作为排架柱的嵌固端, 否则应将短柱视为排架柱的一部分, 按多阶柱排架进行内力分析, 求得内力后对短柱按柱子进行设计 1) 吊车起重量大于 75t, 基本风压大于 0.55kPa, 且 E 2 I 2 /(E 1 I 1 ) 10 ( 式中 E 1 E 2 分别为预制柱和短柱的弹性模量,I 1 I 2 分别为预制柱和短柱对其截面短轴的惯性矩 ; 2) 当基础短柱的高度大于 5m, 且 Δ 2 /Δ 式中 Δ 2 Δ 1 分别为单位水平力作用在以短柱顶面和底面为嵌固端的柱顶时, 柱顶的水平位移 ; 3) 高杯口基础短柱配筋符合 建筑地基基础设计规范 GB50007 规定 带短柱的单杯口, 当未按 条选择杯壁厚度时, 杯壁内配筋宜按下式验算 ( 图 36

43 6.4.12): n1 n2 hc M + VH1 N A f z + A f z + A f z 2 (6.4.12) sj yj j sv yv vi s y wi i= 1 i= 1 式中 M V N 基础顶面处柱的弯矩 轴力 剪力的设计值 ; h c 柱截面长边尺寸 ; A sj A sv A s 杯壁顶层钢筋网 横向箍筋 纵向构造筋的截面面积 ; f yj f yv f y 杯壁顶层钢筋网 横向箍筋 纵向构造筋的设计强度 ; z j z vi z wi 杯壁顶层钢筋网 横向箍筋 纵向构造筋到取距点的距离 图 杯口配筋图 基础拉梁顶面宜与基础顶面平齐 单层工业厂房基础在跨度方向可不设拉梁 独立基础拉梁计算可按以下方法选择 : 1 以拉梁平衡柱底弯矩, 此时柱下基础按中心受压设计 拉梁除满足截面计算外, 其 构造应满足抗震要求, 拉梁底部钢筋全部拉通, 支座处上部纵向钢筋宜有 1/2 拉通 2 取拉梁所拉结的柱子中柱底轴力较大者的 1/10, 作为拉梁的轴心 ( 拉或压 ) 力进行承载能力计算 此时柱下基础按偏心受压考虑 3 以上方法算得的内力还应与拉梁承受墙或其他竖向荷载产生的内力组合后计算配筋 6.5 钢筋混凝土条形基础 本节包括墙下和柱下条形基础, 柱下条形基础指支承 3 个及 3 个以上柱荷载的钢筋混凝土条形基础 条形基础或独立基础的边长大于或等于 2.5m 时, 基础受力钢筋的长度可取基础宽度或边长的 0.9 倍, 并交错布置 因基础梁刚度远大于柱刚度, 塑性铰一般产生在柱底部, 不会发生在基础梁, 故不必按抗震要求加密基础梁两端箍筋 表 中梁底净反力设计值的数值考虑到荷载分项 37

44 系数的调整做了相应修改 原规范现浇柱与基础梁交接处提出三种示意图, 其中原图 a 会使基础梁做得很宽, 图 c 受力不如图 b 加腋角好, 现规范保留原规范中图 b 的形式, 不对柱截面高度作限值 ( 原为 600mm) 2 现浇条形基础留出杯口现在较少采用, 预制柱与基础梁交接处的杯口构造尺寸和配筋也相应取消 当地基较均匀 上部结构刚度较大 荷载分布较均匀 且梁截面高度不小于 1/6 柱距时, 对一般柱距及中等压缩性的地基可考虑地基反力为直线分布 不考虑基础挠度与地基变形协调的连续梁法, 计算结果支座反力与柱子的作用力不平衡, 计算精度相对较差 ; 当考虑基础挠度与地基变形协调, 考虑计算结果所得的支座反力与柱子的作用力不平衡, 对反力进行多轮局部调整, 控制不平衡力一般不超过荷载的 20% 时, 计算精度可在容许精度范围内 6.6 筏形基础 本节适用于多层建筑结构柱下 ( 墙下 ) 筏形基础 当设有地下室时, 可忽略竖向荷载作用下柱与剪力墙底端弯矩的影响 符合条文要求时, 筏形基础可仅考虑局部弯曲作用 按倒楼盖法计算时, 边跨跨中及第一内支座的弯矩值宜乘以 1.2 的调整系数 回填土质量对结构基础抗转动和抗震安全性能影响较大, 设计图上应予写明回填土 质量 ; 其他类型基础回填土要求参照此条 38

45 7 桩基础设计计算 本章主要适用于建筑 市政工程中以承受竖向荷载为主的低承台桩基 港口工程中的桩基在承受竖向荷载的同时还须承受持续作用的较大水平荷载, 且在这些行业中对安全水准的控制标准也不完全一致, 因此进行港口工程桩基设计时应遵照本规范第 11 章港口工程设计计算中关于桩基设计的专门规定或相关行业标准的有关规定, 部分地方性的经验值 ( 如桩侧 桩端极限摩阻力表等 ) 也可参考本章有关规定 7.1 一般规定 桩型选择应根据上部结构类型 荷载大小 地质条件和保护要求等进行综合考虑 对于竖向承压桩, 一般情况下可采用预制桩或预应力桩 当桩基承载力要求较高使得沉桩深 度较深 预制桩施工难以达到设计标高, 或桩深范围内有穿越难度较大的坚硬土层时可考 虑采用灌注桩 大直径灌注桩 (D>850) 或桩基承载力 桩基沉降要求较高且桩端进入深 厚的砂土层中时宜采用桩端后注浆灌注桩 ; 经方案比较, 证明技术 经济合理可行时, 可 采用钢管桩 在有可靠工程经验时, 也可采用其它有效桩型 抗拔桩宜选用灌注桩或预制桩 当桩基有较高的抗拔要求并有类似工程经验时可采用扩底抗拔灌注桩 从环境保护要求看, 桩型的选择主要是考虑桩基施工过程中的挤土影响 按沉桩过程中挤土量的多少, 桩可分为 : 挤土桩 ( 预制桩 ) 部分挤土桩( 开口钢管桩和开口预应力管桩 ) 不挤土桩( 灌注桩 ) 等 因此, 在市区施工场地周围环境保护要求较高, 如靠近保护 性建筑物 易损的建筑物 地铁 隧道和重要地下管线, 估计采用预制桩难以控制沉桩挤 土影响时, 宜考虑采用灌注桩 预制桩采用预钻孔方式可以适当减少挤土效应 选用灌注 桩时应注意泥浆排放的处理, 避免泥浆污染 此外, 近年来灌注桩施工技术发展较快, 出现了一些新的桩型和工艺 其中针对桩端后注浆钻孔灌注桩 扩底钻孔灌注桩上海地区的设计和施工单位共同进行了一些课题研究并在工程中逐渐推广应用, 积累了一些工程经验, 施工工艺也已比较成熟 国内的行业和其它地方规范对于这些新桩型的设计也有一些相关规定 因此本次修订, 结合上海地区课题研究的成果和工程应用经验将这两类新桩型纳入规范之中 在上海市现行标准 钻孔灌注桩施工规程 中对于后注浆灌注桩和扩底抗拔灌注桩的施工工艺也有相关规定 1 桩端后注浆灌注桩后注浆是钻孔灌注桩施工的一种辅助工法, 通过在桩底 桩侧后注浆固化桩底沉淤, 加固桩底 桩侧周围的土体, 以提高桩的承载力, 减小桩基沉降, 增强桩基质量稳定性 根据注浆位置不同, 后注浆灌注桩可分为 : 桩端后注浆灌注桩 桩侧后注浆灌注桩和桩端桩侧联合后注浆灌注桩三种 桩端后注浆又可分为封闭式注浆和开放式注浆两种 目前上海地区工程应用较多的主要是开放式桩端后注浆灌注桩 因此本章有关规定主要针对桩端 39

46 后注浆灌注桩 桩端后注浆技术对提高灌注桩的竖向承载力和减小离散性效果明显, 尤其是对桩端进入粉土和粉细砂层较深的桩尤为显著 2 扩底抗拔灌注桩扩底钻孔灌注桩是在钻孔灌注桩的基础上, 在成孔至桩的底部时调换扩孔钻具, 然后在钻进过程中, 依靠钻具的扩孔刀展开扩孔钻进形成锲形的桩底 由于上海浅部土层较软, 加之地下水位较高, 其它地区采用的诸如夯扩 爆扩 人工挖扩等扩孔方法在上海地区都不宜采用, 机械扩孔成为较好的扩底施工方法 上海地区常用的是机械传动式切削钻孔扩底工法 目前上海地区钻孔扩底灌注桩主要用于抗拔桩, 其抗拔承载力较常规等截面灌注桩有显著提高 上海地区已采用扩底抗拔桩实际工程中, 等截面段桩径 d 一般为 400mm~800mm, 扩底直径 D 为 800mm~1500mm 桩长一般为 20m~30m, 较深的桩也可达 40m~50m 扩底部分需进入相对较好的持力层 从已有资料和工程经验来看, 上海地区 在 5 1 层灰色粉质粘土 5 3 层灰色粉质粘土 6 层暗绿色粘土 7 层砂质粉土都有成功扩底的实例, 基本上包括了常规扩底抗拔桩的主要扩底持力层 上海世博地下变电站工程, 实现了在 9 1 层中砂层扩底的扩底抗拔桩的施工, 但其工效 保证措施 检测手段等愈加复杂 总体上, 扩底桩在 7 2 层 9 1 层砂层中进行时其扩底成效不够稳定, 尚需结合相关的试验进一步探索和积累经验 本规范涵盖建筑 市政 港口 水利工程领域, 目前在各工程领域中基础的设计表达式与上部结构基本一致, 但地基计算尤其是地基承载力计算中各工程领域 各规范所采用设计表达式差异较大 为尊重各工程领域设计现状并采用一种总体统一的表达形式, 本 次修订遵循现行国家标准 工程结构可靠性设计统一标准 GB50153 的有关精神, 总体仍采用以分项系数表达的极限状态设计方法, 具体见 条 在基础结构计算中, 荷载主要由永久荷载效应控制, 参照现行国家标准 建筑地基基础设计规范 有关规定, 荷载效应基本组合的设计值 S 2 也可简化按 1.35S 1 计算 当桩基持力层位于硬粘土或砂性土并有一定厚度时, 且当沉桩设备允许时, 桩端进入持力层深一些往往可以得到更为经济合理的结果, 单桩承载力提高较大, 对沉降性能也有改善 54 幢采用预制桩的工程实测资料统计, 目前预制桩进入上海地区主要持力层的深度在 5 层中平均为 6d~9d 6 层中平均约为 4d 7 层中平均约为 5d 因此本次修订结合现行标准 建筑桩基技术规范 的有关规定, 相应调整了预制桩进入持力层的最小深度的限值 但值得注意的是, 持力层下有软弱下卧层时, 桩尖离软弱下卧层应有足够距离, 现行标准 建筑桩基技术规范 规定不宜小于 3 倍桩径或边长, 部分资料提出不宜少于 2m 在新近沉积的填土上进行工程建设或由于小区内大面积景观覆土, 往往对其间或邻近的桩基产生不利影响, 其中主要是填土过大沉降产生的桩基负摩阻力 负摩阻力的大小与桩端土层性质 桩侧土层的欠固结程度与压缩性 桩自身的压缩性 大面积地面荷载的 40

47 大小等都有关系, 国内外关于负摩阻力进行了一些实测, 提出了一些估算的方法 ( 如宝钢上世纪 80 年代关于地面堆载产生负摩阻力的试验和分析 桥台填土产生的负摩阻力的实测与分析 近期关于吹填土中桩基负摩阻力的实测与分析等 ), 但目前还难以准确计算 实质上, 对于软土地区竖向承压桩, 负摩阻力主要是一个沉降问题而非承载力问题, 它和桩与桩间土的相对下沉量有关, 并随着桩的下沉而减少 上海地区以往的工程经验表明, 根据上海地区正常层序土层 ( 滨海平原 ), 一般 30m 左右长度的钢筋混凝土桩只需考虑由负摩阻引起的附加沉降量, 至于桩本身的负摩阻力似可不必细究 ; 对于桩尖打入无软弱下卧层的砂质粉土或密实粉细砂层的长桩 ( 如 45m 长以上的预应力混凝土桩或 60m 长以上的钢管桩等 ), 由于桩的沉降量较小, 故会产生较大的负摩阻力, 应进行专门分析 当桩身位于深厚填土中时, 情况不尽相同 应根据工程具体情况, 尽量采用先填土, 待沉降基本稳定后再行成桩 减少负摩阻力的方法主要是在预制桩桩身表面涂沥青层, 也可采用保护桩的方法 预应力桩包括预制空心方桩和预应力管桩, 预应力管桩又分为先张法预应力离心 管桩和后张法预应力管桩, 后者主要用于港口工程的大直径管桩 预制空心方桩目前在上海地区也有应用, 但相对较少, 在上海地区建筑工程中应用较多的是先张法预应力管桩 ( 以下简称预应力管桩 ) 预应力管桩由于构件质量可靠 桩身强度高, 耐锤击, 而且施工快捷 造价相对较低, 近年来在建筑工程中应用越来越广 实际工程使用中, 应注意确保现场接头的焊接质量, 而且在大面积基坑开挖时, 重型机械如在接近桩顶标高处碾压挤土易造成桩头位移 破损甚至是断桩 因此对于预应力管桩的设计和现场施工 ( 尤其是现场接桩 接近桩顶标高处的土方开挖等 ) 应严格按照国家和上海市的有关标准执行 预应力管桩作为抗拔桩, 目前在实际工程中也有应用 但有几方面问题值得注意 : 首先, 预应力管桩作为抗拔桩时桩身结构强度如何控制尚没有一致认识 现行国家标准设计 预应力混凝土管桩 03SG409 中采用预应力钢筋的抗拉强度来确定桩身抗拔承载力, 现行上海市标准设计 先张法预应力混凝土管桩 DBJT08-92 中规定 预应力管桩用于抗拔桩时应另行设计, 广东省地方标准 预应力混凝土管桩基础技术规程 采用混凝土有效预压应力进行控制, 也有其他地方标准在此基础上还考虑混凝土的抗拉强度 其间的差别主要体现在对管桩混凝土抗裂性能的不同认识 相比较而言, 采用预压有效应力进行控制是较为合适的 其次, 影响预应力管桩抗拔承载力的另一方面是焊缝强度 端头板厚度以及桩顶与承台的连接构造 ( 包括填芯高度 插筋的设置 ) 等 从理论计算看, 端板与预应力钢棒连接强度是抗拔桩的薄弱环节, 当预应力管桩作为抗拔桩时, 端板厚度需要作适当加强 管桩内采用微膨胀混凝土填芯并内设插筋是管桩与承台连接的较好方式, 填芯高度和插筋应进行验算 在试验研究方面, 浙江省管桩规程编制组曾经进行了管桩 (PC500(100)AB 型 ) 结构抗拉性能的试验研究, 从单桩结构强度 焊缝 填芯等方面进行了拉伸破坏性试验 在 11 根试桩中,6 根拉力直接作用于端板上的试桩中 5 根首先出现墩头断裂 端板拉脱, 41

48 另 1 根先出现桩身裂缝再出现墩头断裂 5 根填芯后拉力通过钢筋施加的试桩,3 根首先出现桩身裂缝,1 根墩头断裂, 另 1 根未破坏 ;5 根试桩均未出现填芯段滑移, 桩身裂缝均首先出现在套箍尾端 试验结果表明, 在接头焊缝质量和填芯质量保证的前提下, 拉伸作用下桩身混凝土首先出现环裂, 但管桩仍能继续承载, 然后是墩头断裂或环向裂缝宽度达到 1.0~1.5mm 从而导致管桩破坏 室内试验的受力情况与工程实际情况虽不尽相同, 但也提供了一些有益的参考 在实际工程中, 如采用管桩作为抗拔桩, 应根据上述情况对桩身强度 端头板厚度以及桩顶与承台的连接构造进行验算, 并对现场接头焊接质量严格控制 预应力管桩用做抗拔桩, 上海地区尚需进一步结合实际工程的现场抗拔试验等积累相关工程经验 上海地区建筑工程灌注桩常用的设计直径为 550mm~850mm 主要是上海地区灌注桩施工多采用泥浆护壁 水下浇筑混凝土的施工工艺 桩径小于 550 时, 施工难度较大 桩径大于 850 时, 尤其是桩端位于砂性土中时, 桩底沉渣问题明显, 桩侧摩阻力和端阻力 往往小于条文表 的值, 需考虑采用桩端后注浆改善承载性能 2 桩身混凝土设计强度等级是要求桩身混凝土实际达到的强度, 对于水下浇筑的混凝土, 由于浇筑条件恶劣 养护条件不一样, 桩身混凝土实际达到的强度小于标准养护条件下的试块强度 当设计桩身混凝土强度等级为 C20~C30 时, 两者相差约 C5 当设计桩身混凝土强度等级大于 C30 时, 两者差距将明显放大 3 当建筑物有一定规模的地下室时, 由于基坑开挖时大面积卸土, 使得承压桩在施工阶段需要承受一定的上拔力, 上拔力的大小与土层性质 地下开挖的深度 规模 开挖的方式 速度以及布桩密度等都有一定的联系, 目前尚难以定量计算 本次规范修订考虑 到当前地下工程的规模不断加大 深度不断加深, 同时参考现行国家标准 建筑地基基础设计规范 和现行行业标准 建筑桩基规范 的有关规定, 对承压桩钢筋笼的最小长度进行了调整 抗拔桩钢筋笼应全长设置, 可根据计算采用分段配筋 但对于深埋地下室工程, 当采用抗拔桩时应考虑由于施工期间大面积卸土对工程桩抗拔承载力的影响 桩端后注浆灌注桩注浆管最小数量配置的规定, 主要考虑注浆分布的均匀性和注浆管成活情况, 保证其可靠性 目前桩端后注浆主要针对桩端进入粉土和粉细砂层较深的桩, 它对于提高灌注桩的竖向承载力和减小离散性效果显著 桩端后注浆灌注桩应保证一定的注浆量, 注浆量的大小和桩径 土层性质关系密切, 可根据桩端土层条件和使用要求参考类似工程经验综合确定 目前上海地区部分已有工程经验, 并结合有关资料介绍, 对于后注浆灌注桩注浆量建议一般需大于下表中数值 : 42

49 表 后注浆灌注桩水泥的最小注入量 桩直径 (mm) 压浆量 ( 水泥重量 t) 桩端后注浆灌注桩的施工中应注意以下事项, 其他具体施工参数可参见 15.3 节有关规定和现行上海市标准 钻孔灌注桩施工规程 8.3 节的有关规定 1 在正式施工前应通过注浆工艺试验确定合理的注浆压力和注浆速度等工艺参数 2 注浆器的制作是桩端后注浆灌注桩的关键技术之一, 应尽可能采用可靠性高的注浆器, 保证注浆的一次成功率 注浆器下部伸出桩端 200mm~500mm, 一般情况下宜取大值, 当注浆器进入桩端以下土层较困难时, 为避免强行压入对注浆器的损坏, 这时注浆器下部伸 出钢筋笼的长度可取小值 3 在注浆之前, 需采用清水进行压水试验 ( 开塞 ), 一是压通注浆管路 ; 二是检查注浆管路状况 4 桩端后注浆灌注桩由于地基土的极限支承力得到较大幅度提高, 因而更应严格控制桩端后注浆灌注桩的成桩质量 可采用低应变动测 高应变动测和超声波法多种方法检测桩身混凝土的质量, 抽检比例应比常规灌注桩适当提高, 原则上可利用注浆管兼作超声波测管, 但注浆管尺寸应满足超声波检测的要求 根据上海地区已有课题研究成果和已有工程经验, 当前采用的扩底抗拔灌注桩桩, 其扩底端受土层和施工工艺的影响呈圆锥台状, 具有小扩展角的特点, 如图 所示 扩底段直径 D 一般为桩身直径 d 的 2 倍左右, 圆锥台的长度 H 约 1.5m~2.5m, 同时应满足抗剪要求, 锥台面扩展角 8 度 ~12 度 相对于国内其它地区而言, 扩底的扩展角度较小, 但效果明显 为了充分发挥扩底端的作用, 扩底端起始位置宜在进入较硬土层 1D~3D 以后, 且不小于 1m 扩底抗拔灌注桩桩端与普通抗拔灌注桩相比需承受较大的上拔力, 因此在扩底抗拔灌注桩中纵向钢筋宜全长等截面设置 43

50 图 扩底桩示意 扩底钻孔灌注桩施工时主要设备是扩底钻头, 上海工程界相关技术人员结合本地区的 条件, 研发出了伞形扩底钻头, 这种钻具工作原理是在钻进过程中, 在钻压作用下, 钻具 底部的支承盘支承在地基上产生反作用力, 使钻刀逐渐展开扩底成孔, 如下图所示 钻杆 上支座 ( 顶盘 ) 可扩展刀架 ( 刀片 ) 上支座 ( 套筒 ) 可扩展刀架 ( 斜撑 ) 下支座 ( 直杆 ) 定位阀下支座 ( 底盘 ) 底座 图 伞形扩底钻头结构示意 施工时采用先钻孔后扩孔的工艺, 等截面钻孔和底部扩孔分别采用不同的钻头机具 普通钻头钻至孔底时增加一次预清孔, 时间为 20 分钟 ~30 分钟, 然后更换扩底钻头, 以减少沉渣对扩底的不利影响 由于上海地区土层的特点, 即使采用了小扩展角度的扩底抗拔桩, 确保扩底形状的形成和保证孔壁稳定性仍成为扩底施工工艺需首要关注的问题 它一方面与土层性质密切相关, 从已有资料和工程经验来看, 上海地区在 层中都有成功扩底的实例, 在 层砂层中进行扩底时不够稳定, 实际工程中应结合现场试验确定其适用性 其次, 在扩底过程中需要施工单位对钻压 钻速 泥浆等施工指标进行专项控制, 保证扩底形状能满足设计要求 因此在进行扩底桩正式施工前, 必须先进行试成孔试验, 验证在场地特定土层条件下桩端扩底的可行性, 并初步确定相应的泥浆比重和粘度 钻压 钻速等施工参数, 试成孔的数量不少于 2 根 试成孔施工完成后应立即进行孔径量测, 同时根据成桩的时间情况, 在成孔后一定时间段内对试成孔孔径进行多次量测, 以了解孔径尤其是扩底部分孔壁的稳定性情况 具体施工参数和工艺规定可参见现行上海市标准 钻孔灌注 44

51 桩施工规程 8.4 节的有关规定 钢管桩的腐蚀是钢管桩设计中的重要问题 上世纪 70 年代末, 因为宝钢工程建设采用钢管桩, 上海地区开始对这一问题引起重视并开展研究 上海地下水位较高, 建筑工程的低承台桩基一般全长均位于地下水位以下, 主要考虑地下水位以下的钢管桩腐蚀问题 当时宝钢工程建设当时主要参考日本经验, 并将宝钢地基土的电阻率与日本两个厂地基情况进行分析对比, 确定预留 2mm 作为钢管桩外表 100 年的腐蚀余量, 内侧腐蚀不考虑 2002 年, 宝钢先后挖出了在地基土中已 25 年的钢管桩 (φ406 壁厚 9.5mm φ609 壁厚 9.5~12.7mm φ914 壁厚 12.7~16mm) 进行检测 该部分桩在 1978~1986 年桩顶及其内表面一直暴露在大气中 ;1987 年其上部被截除至地面下 2~3m, 桩顶部内外表面均处于土中 ;2002 年截取 1.5m 的长度进行厚度和腐蚀测定 实测结果表明, 19 根钢管桩试桩内外两侧的腐蚀量为 0.4~0.9mm, 平均为 0.6mm 两侧同时腐蚀速度最大为 0.036mm/ 年, 最小为 mm/ 年, 基本在 0.02~0.03mm/ 年之间, 单面腐蚀速度小于 0.02 mm/ 年 因此, 在建筑工程低承台桩基中采用 0.02 mm/ 年腐蚀速度是基本符合实际情况的 港口与桥梁工程, 由于工程特点, 钢管桩的使用较多, 所处的环境条件也更为复杂 现行 港口桩基设计规范 对于海港工程 河港工程都有不同的规定, 大气区 水位变动区域 浪花飞溅区 泥下区都有专门规定 本规范 10.5 节桥梁设计中也有类似规定, 其中地下水位低水位以下腐蚀速度为 0.03 mm/ 年 低水位以上腐蚀速度为 0.06 mm/ 年 本次修订, 建议地下水位以下, 钢管桩外侧腐蚀厚度取 0.02~0.03mm/ 年, 根据工程类型 场地水文 地质条件选用 内侧因与外界隔绝腐蚀不考虑 如考虑对钢管桩进行防腐处理措施, 可参照 条有关规定 沉降控制复合桩基的提出, 是来自软土地区工程实践中采用在浅基础底下设置数量较少 可充分发挥其极限承载力的摩擦桩能够有效减少和控制其沉降量的成功经验 它是当天然地基承载力基本满足要求或相差不大 但计算沉降量过大时, 在浅基础下设置少量大桩距低承台摩擦桩, 形成介于天然地基浅基础和常规桩基础之间一种地基基础型式 上世纪 50 年代起国际上先后提出的附加摩擦桩的补偿式基础 减少沉降量桩以及桩筏体系等基础型式, 原则上均属于沉降控制复合桩基范畴 由于它有非常显著的技术经济效益和较广泛的应用范围, 自上世纪八十年代以来在上海地区大规模工程建设 ( 尤其是住宅建设 ) 中得到了大量应用, 积累了丰富的工程经验, 设计 施工技术都已臻成熟 在国内天津 福建 浙江 江苏等软土地区关于沉降控制复合桩基的理论与实践也取得了大量成果 1994 年, 当时考虑到沉降控制复合桩基的实践起步时间尚不长, 各方面经验还有待积累, 作为一种介于天然地基浅基础和常规桩基础之间地基基础型式, 有关沉降控制复合桩基的设计方法和施工要求首先反映在现行上海市标准 地基处理技术规范 DBJ08-40 中 1999 年, 上一版地基基础设计规范修订时延用了最初的体系安排, 将有关沉降控制复合桩基内容放在 地基处理设计要点 一章中 本次规范修订, 考虑到沉降控制复合桩基在长 45

52 期工程实践中已积累了丰富的设计施工经验, 并借鉴现行国家标准 建筑地基基础设计规 范 GB50007 和 建筑桩基技术规范 JGJ94 将这一部分内容放于桩基设计中的做法, 将 其调整放入在 桩基础设计计算 一章中 7.2 桩基承载力计算 确定单桩极限承载力最主要的方法是桩的静载荷试验, 而且载荷试验的最大加载量应达到地基土破坏 根据静载荷试验的结果确定单桩承载力设计值的方法, 本次规范修订依据可靠性分析的结果对载荷试验确定单桩承载力设计值的分项系数进行了调整 1 基本原理由桩的载荷试验得到的单桩极限承载力标准值进行设计时, 单桩承载力的分项系数 γ R 由下式求得 : γ R 1+ ρ = K γ + ργ G L ( ) 式中 K 总安全系数 ; ρ 可变荷载和恒载之比值 ; γ G 恒载分项系数 ; γ L 可变荷载分项系数 分项系数是在一定的条件下, 用可靠性分析的方法求得的, 在条文公式 (7.2.3) 中作用 分项系数均取 1.0, 即忽略荷载的变异性 ; 如果作用分项系数的组合有变化, 桩的承载力 分项系数也必须作相应变化 2 可靠度校核 作为规范编制工作, 校核可靠指标的目的是为了从统计平均上检验大多数单体工程所处的安全水准 因此可靠性分析所依据的单桩极限承载力变异性参数应当以场地为目标总体统计变异系数, 然后研究由不同场地所统计的变异系数的变化规律 ; 或者研究对不同工程场地可靠性分析所得的可靠指标的变化规律, 从总体上分析桩基设计处于何种可靠度的水准 采用桩的静载荷试验确定的单桩极限承载力设计桩基, 试桩资料直接反映了设计场地的特征, 数据比较可靠, 因而设计的可靠性是比较大的 校核可靠指标所用的变异系数也应当以场地的单桩极限承载力为目标总体进行统计求得, 才能反映设计状况 由于在同一场地 同一规格的试桩数量一般不多, 统计场地的变异系数是十分困难的 本次规范修编共收集到有 3 组以上试桩资料的 22 个场地 108 组预制桩资料 10 个场地 37 组灌注桩试桩资料 本次规范修订以这些资料和原规范 10 个场地 35 组预制桩资料作为可靠性分析的基础, 统计每个场地单桩极限承载力的变异系数, 然后分析场地之间变异系数的变化情况 46

53 以场地为统计目标总体, 对 32 个场地 143 组预制桩单桩极限承载力和 10 个场地 37 组灌注桩单桩极限承载力变异系数统计结果见表 和 表 预制桩试桩单桩极限承载力场地变异系数 场地号 桩数 持力层 承载力变异系数 可靠指标 粉质粘土 灰色粘土 粉质粘土 粉质粘土 草黄色粉质粘土 砂质粉土 粘土 淤泥质粘土 淤泥质粉质粘土夹粉质粘土 粘土 粘土 草黄 ~ 灰黄色粉砂 灰色粘土 砂质粉土 粉质粘土 砂质粉土 粉质粘土 砂质粉土 粉砂 淤泥质粘土 粘土 粉质粘土夹粘质粉土 亚砂土 粉砂 粉砂 粉砂 粘土 平均值 标准差 变异系数

54 表 灌注桩试桩单桩极限承载力场地变异系数 场地号 桩数 持力层 承载力变异系数 可靠指标 粉细砂 粉细砂 粉细砂 粉细砂 粉砂与粘土互层 灰色粉质粘土夹砂 粉砂夹粘土 含砾粉细砂 粉细砂 粉细砂 平均值 标准差 变异系数 从表 和表 的数据可以看出, 由试桩得到的单桩极限承载力的场地变异系数一般不大, 预制桩的变异系数在 0.031~0.115 之间, 平均值为 0.087, 标准差为 0.030; 灌注桩的变异系数的变化范围在 0.049~0.179 之间, 平均值为 0.093, 标准差为 采用试桩结果确定单桩极限承载力是最为直接的方法, 其数据反映了工程场地的情况, 设计所承担的风险应当是最小的 在总安全系数 K 均取 2.0 的条件下, 对预制桩 32 个场地计算求得的可靠指标变化范围为 3.23 ~16.13, 平均值为 6.70; 对本次规范修编搜集 10 个灌注 桩场地计算求得的可靠指标变化范围为 2.79 ~10.20, 平均值为 6.27 可靠指标非常高 3. 分项系数的确定 单桩承载力计算中合理的安全水准是分项系数确定的基础 在总安全系数法中, 是以 安全系数 K 反映设计安全水准 而在可靠性设计中以可靠指标 β 作为反映安全水准的指标, 它直接反映了失效概率 p f 的大小, 并与 p f 之间存在一一对应的关系 因此在安全水准衡量上, 可靠指标比安全系数有着更为明确的意义 此外, 由于可靠指标可以反映单桩承载力设计中荷载和抗力的变异性对安全水准的影响, 因此它对于安全水准的反映比安全系数更为全面 当两种不同方法进行安全水准的比较时, 情况比较复杂 下图表示了荷载 S 和抗力 R 的概率密度函数曲线 根据安全系数的定义, 它是抗力均值 μ R 与荷载均值 μ S 的比值, 即 K=μ R /μ S 图中阴影表示两曲线的重叠部分, 即 R<S 的区域, 它是结构可能出现失效的区域 当两种方法取相同的安全系数 ( K 1 = K 2 ) 时, 由于抗力曲线变异性的差异, 两种方法对应的阴影部分的面积即失效概率是不同的,1 是变异系数相对较小曲线, 其对应的阴影面积即失效概率也小 ; 即在下图中虽然 K1 = K2, 但 β 1 > β 2 也就是这两种方法虽然安全系数一 48