建筑桩基础技术规范

'目录第1章概论..1.1桩基技术标准演进与桩基技术发展…..1.1.1桩基技术初始发展阶段一一-制订《工业与民用建筑灌注桩基础设计与施工规程))JGJ4-80.....................11.1.2桩基技术加速发展阶段制订《建筑桩基技术规范))JGJ94-94........…·1.1.3桩基技术全面进步阶段一一修订《建筑桩基技术规范))JGJ94-94，出台JGJ94-2008........................21.2规范修订概要........……·…..........................…..........…..................…................41.2.1调整的主要内容..............…...............................................................…….41.2.2增加的主要内容…………........….............................."....…....................................….5第2章桩基设计基本规定.................……………………………………………………………….62.1建筑桩基设计等级划分…………………………………………………………………………62.1.1划分建筑桩基设计等级的目的和原则..............................................~..................................".............."..........…..62.1.2建筑桩基设计等级具体划分….........................….......….........…...............….62.2桩基的承载能力极限状态设计..............…........…................…............................72.2.1桩基承载能力极限状态设计演变..........................…..............................…….72.2.2有关国家和地区规范关于桩基承载能力设计概况........…..................................112.2.3桩基结构承载能力极限状态设计….................................…..................……·…132.3桩基的正常使用极限状态设计...-...........…..................…........................…..........132.3.1桩基正常使用极限状态内涵................…................…........….......................132.4桩的类型与选型.......….........…................................….................................….182.4.1桩的要素….."".................................................…..................…….......……182.4.2桩的分类…........................................................…........................….......192.4.3桩型选择.........…·…….................….........…..............................................212.5桩端持力层选择…………………………………………………………………………………252.5.1桩端土支承刑度对侧阻力的影响..................................................................252.5.2端阻力的深度效应..........................…........….......…..................................262.5.3结合多种因素选择桩端持力层.......................……..................…...................272.6承台形式和基桩布置.......................…...........................-......…·….......….......….332.6.1承台形式设计....................................................................，......................332.6.2基桩布置…….................…..................…....."............….....................".......352.7桩榄基础变刚度调平设计...............................................…...............................362.7.1传统设计理念的若干误区........….........………...............…......................…….372.7.2变刚度调平优化设计…........….................................…...............................415目录本章参考文献........….........…....................................….........….....................….59第3 章桩基构造………………………………………………………………………..……….......…613.1概述…….....….........….....................................................................…..........613.1.1考虑基桩的工作性状.......................…........…..........(1.....….........……..........613.1.2特殊地质条件下的基桩……................................…........................…..........613.1.3桩基的耐久性................….......….....11"...……...........~..….........…....,..,...........623.1.4桩土、承台和上部结构的共同作用....................….........…….........................623.2基桩构造……...............….........…...............…..........................…"".................…623.2.1灌注桩桩身构造...............….................................................…............................623.2.2扩底灌注桩.........................................................…..................................….643.2.3混凝土预制桩……·H·H·--，....................ui--………..........…………..........……….653.2.4预应力混凝土空心桩…..........……..........……..............…........................…….653.2.5钢桩的构造....................…..................…….........…........….......….........….673.3承台构造........…................~.,...........….........,..............11..…..................….......….703.3.1承台的最小宽度和厚度.................…..........,.............................................111......…703、3.2配筋模式及最小配筋丰.............c.........................................……........................703.3.3承台混凝土耐久性.........……..........…........…………......….........………….......733.3.4承台与桩、柱及连系梁之间的连接........…H·H·-·?H·H·-?-H·H·-…..................…….73本章参考文献.................于……………...…...................................................................………..74第4章桩基竖向承载力..........................................….......…..........................................….7564.1概述........…...........................................................................…................754.1.1羊、群桩的承载变形特性…........…................................................................….754.1.2一般建筑物基桩荷载效应计算…........…·…........…....................................….754.1.3考虑承台(包括地下墙体)、基桩协同工作和土的弹性抗力作用分析方法计算基桩荷载效应..................…................................…..................774.2桩基竖向承载力确定与验算..............................................….........…......................774.2.1桩基竖旬承载力计算.................…...............….......c..……........……….......….774.2.2复合桩基竖向承载力.......................…...........….........….........…...................814.2.3桩基竖向承载力验算........................………...............….........…..........，.........854.3桩基竖向承载力的时间效应....."........................................….....".....…...................874.3.1饱和软土中摩擦型挤土桩承载力的时间效应..............，....…...................…..........874.3.2崭性土中钻孔桩承载力的时间效应….................................................................…….914.3.3考虑时间效应基桩承载力验算.............................."......................….........…·……914.4特殊桩型的单桩竖向极限承载力................"..........…......~.，...................，.............O"O..924.4.1大直径灌注桩的竖向承载力...........,........,............................................…...................924.4.2铜管桩的竖向承载力.........".,.".....….........….............……........…........………........954.4.3预应力混凝土空心桩的竖向承载力………........…......................................…….984.4.4嵌岩桂的竖向承载力…..............................,.........….........................,...………..…994.4.5后注浆灌注桩的竖向承载力........................…..........…..................…..........1024.5特殊条件下桩基的竖向承载力..................................….....................................107目录 4.5.1软弱下卧层验算........…..........……….........…....................................…….1074.5.2桩基负摩阻力........…..................…….........…....................111............................................…….1094.6桩基抗拔承载力..............….........…..........…..................…...........................1154.6.1概述….................................……….........….........….........…...................1154.6.2等截面桩........…..................................................................................1164.6.3扩底灌注桩............................................…...........................................1204.6.4后张预应力灌注桩…...............………........……….....................................1214.6.5抗拔桩的群桩效应及其承载力.........................................…..................….1244.6.6抗拔桩选型..............…·气........................................................……..........1254.7建筑桩基整体稳定性验算..........…………………………………………………………..1284.7.1平地建筑桩基的整体稳定性问题................................….........…..................…….1284.7.2坡地、岸边建筑桩基的整体稳定性验算……...........…...............…................128本章参考文献..................….........................…........................…….........….........….128第5章桩基水平承载力和位移….................…..........................................................1295.1概述........…………………………………………………………………………………….1295.2单桩水平承载力….................….........….........................................................1305.2.1羊桩水平静载试验….................................….........……............................….1305.2.2水平荷载下单桩的计算...........................................................….........….1335.2.3单桩水平承载力特征值.............................…·…….............................…….1355.3水平荷载下群桩基础的计算............................................…...........................….1375.3.1群桩基础水平承载力简化计算.......................................................................….1375.3.2考虑承台(含地下室侧墙)一桩一土共同作用的分析计算........................……140本章参考文献......111..111...111111..…..........……………………………………………………………164第6章桩基沉降计算...，......…................………..………………………………………………1656.1概述….......................…........….........................................…·…..................1656.1.1建筑桩基沉降计算的工程意义........…........…................…..................…….1656.1.2既有沉降计算方法简述..................….........….............................….........….1656.2单桩、单排桩、疏桩基础的沉降计算........…..................…...........................….1746.2.1对Geddes应力计算的改进考虑桩径影响的Mindlin应力系数.......…...........1746.2.2考虑桩径影响的Mindlin解计算单桩、单排桩、疏桩基础沉降一一规范法.........2166.3中小桩距群桩基础沉降计算..............................…......................................….2226.3.1中小桩距群桩基础沉降变形特征…............................................................2226.3.2等代墩基法的改进…..............................................................................2256..3.3等效作用分层总和法一一一规范法........….........….........................……..........2276.3.4弹性理论法计算桩基沉降的改进.........……..........…................................….......2306.4软土中减沉复合疏桩基础的设计和沉降计算.........…........…...............................2366..4.1概述....................................…….........…….........….........…………................2366.4.2软土中减沉复合疏桩基础的承载变形特性.........~...........................................2366.4.3复合桩基承载力计算←→一承台面积和桩数确定........................................…..2376.4.4复合疏桩基础沉降计算..........….................................................................2387 自录6.4.5减沉复合疏桩基础桩身受压承载力计算.........…...........................................2406.4.6减沉复合疏桩基础设计案例…....................................................…·…........….........…..........240本章参考文献……...............................................11.:....................................................................…….........................242第7章桩基结构承载力计算........………………………………………………………………….2447.1桩身承载力…............…………………………………………………………41..............….2447.1.1钢筋混凝土轴心受压桩正截面受压承载力..............…..............u..................2447.1.2偏心受压桩.......................….........…....................................................2477.1.3轴心受拉桩.................………..........…..........……·….................................2477.1.4预制桩桩身承载力….................…...........................................….......…..2507.2承台承载力...............…...........................…........…..........................….........2527.2.1四桩及以上柱下独立桩基承台…·H·H·-··..Lunu--H·H·-··H·H·-··H·H·-H·H·-··H·H·-2537.2.2柱下放立三桩承台..............….........…..................….........…...................2657.2.3柱下放立两桩承台................................................111....................................111................................................................….2717.2.4或形承台…........…...................................................…......................….2767.2.5砌体墙下条形承台梁..............................u..............................................278本章参考文献...........…................................a......................…................................................................…….280第8章桩基础抗震……………………………………………………………………………………28188.1桩基震害………………………………………………………………………………………2818.1.1非液化土中桩基的震害….................................................................................….2818.1.2液化土中桩基的震害........……….........................…..................................2868.2桩基抗震设计的基本要求..................……………………………………………………2918.2.1一般规定.............................…............…….........……………...................2918.3桩基竖向抗震承载力验算……..................…....................................................2948.3.1可不进行抗震承载力验算的桩基….........................................................….......2948.3.2非液化土中低承台桩基的竖向抗震承载力验算….................…...............…….2948.3.3液化土中桩基的竖向抗震承载力验算....................….........…..................….2958.4桩基水平抗震承载力验算………………………………………...…………………………2968.4.1非液化土中低承台桩基水平抗震承载力验算…....".............................................….2968.4.2液化土中桩基水平抗震承载力验算…...................….....................................2988.5坡地岸边桩基整体稳定性抗震验算......，...........….........….........….........…..........2998~5.1影响坡地岸边建筑桩基整体稳定性的因素……..............................................2998.5.2土质边坡桩基整体稳定性验算一一圆弧滑动条分法........"..................................…299 8.5.3存在外倾基岩或软弱层折线形滑动面桩基的整体稳定性验算一-折线形滑动面传递系数法…………………………………………………………3048.6桩基结构承载力抗震验算......................."...."....................….........……................3108.6.1钢筋混凝土构件的承载力抗震调整系数YRE.................…............................3108.6.2承台结椅承载力抗震验算…........................................…......................….3108.6.3桩身结构承载力抗震验算...........................................................……........…........3108.6.4液化土中桩基础设计计算案例...........…..........…........…..................…..........3208.7桩基抗震构造措施..."..............………………………………………………………………329目录8.7.1桩身配筋.................….........".........................................................................…·3298.7.2承台体系抗震构造措施……......................，........………..........................…..........329本章参考文献.......................................111..l1li...................."….............................."....….............................................………335第9章桩基施工..............…......"...,.......111...........l1li..111......................................"............................III!........................t~.哩.......~........3369.1概述….......，...................................….............................................…..............3369.2灌注桩施工….............................….............................................................3369.2.1灌注桩施工的共性问题.................................".............….......….........…….3379.2.2泥呆在灌注桩施工中的应用........….........….........…........….......….........….3399.2.3泥菜护壁钻、冲孔灌注桩....................................…·…...........................…..3429.2.4旋挖钻机成孔灌注桩…........…...................….........……..........……·….........3459.2.5沉管灌注桩和内务管灌注桩………………………………………………...............3469.2.6干作业成孔灌注桩………...........................…............…..........…………..........3499.2.7长螺旋钻孔压灌桩..........................................….........….........…................3519.3灌注桩后注浆工法.............................……........…..........................................…3539.3.1灌注桩后注浆工艺流程...........................................................………..........3539.3.2注浆苯直的设置与要求........…...................…………..................................3539.3.3灌注桩后注浆施工.................……..........…….......………….......................3549.4t昆凝土预制桩与钢桩施工.........……………………………………………………………3559.4.1混凝土预制桩的制作........."...............................….................................…….3559.4.2混凝土预制桩的起吊、运输和堆放…………………….....…….........….........….3579.4.3混凝土预制桩的接桩……………........…….........……·……………………………3589.4.4沉桩…………………........….........…..........................……·…………….........3599.4.5钢桩施工........…….........…………..........…………………….........…·….........3639.5承台施工..............…........................…...................................…...................3659.5.1基坑开挖和回填……..................................…….........……..........……..........3659.6灌注桩施工常见问题与处理.........…........….....................................….........…..3669.6.1干作业螺旋钻孔灌注桩常遇问题与处理..........................................…..........3669.6.2泥浆护壁正反循环钻:fL灌注桩施工常遇问题与处理…..................…·….......…..3689.6.3旋挖钻机成孔灌注桩施，工常遇问题及处理………........….................….........….3709.6.4长螺旋钻孔压灌桩施，工常见问题与处理………........….........…............………….3719.6.5灌注桩后注浆施工常见问题与处理.................…..........................…........….372 9.6.6灌注桩桩底后注浆施工中的安全问题.......…......................................….........373本章参考文献.............111l1li.............................................................…..................................374第10章桩基疑难问题释义....................…........…..........…...............…......................37510.1桩基设计基本规定与原则..............….........….................................….........….37510.2桩基构造........…·…..............................…....................................................38410.3桩基竖向承载力….........…...................................................................…........38610.4桩基水平承载力与位移..................…........….................................................39410.5承台设计和桩基结构承载力........…...................…...........................….........….39510.6桩基沉降计算…..........................…................................................….........….3969目录10.7桩基抗震设计…........…..."........................…........".............….................……..39710.8桩基施工...................................................................................................399本章参考文献""""""""""""111-""…"""".."""".""""""""""..."""".."""".""..""""..""""…........…"""""""""".."".."""".."""".."".."".""....""""..""..""""..""….........….400附录《建筑桩基技术规范))Jω94-2008(条文部分)........……................................401网络下载说明""""""......""""""""......""............""......""....""..""..""..""..""....""....…........................….........…..................…….47810第1章概论1.1桩基技术标准演进与桩基技术发展桩基技术研究和工程应用推动桩基技术的不断进步，桩基的工程应用实践要求制定相应的技术标准来进行指导和规范行业的发展，由此形成了科技促应用，应用促标准，标准促实践，实践促科技的良性循环。与此同时，我国的经济发展和工程建设也处于由起步到加速再到较快平稳发展的过程，建筑桩基技术紧跟着国家经济发展的步伐向前发展，这不仅反映在桩基技术的软硬件方面，而且在桩基的设计理念上也在不断更新和进步。作为桩基设计施工和质量控制的技术标准自然地凝聚着这些发展和进步。我国桩基技术标准与桩基技术发展的联动过程大体可分为三个阶段。1.1.1桩基技术初始发展阶段一一制订《工业与民用建筑灌注桩基础设计与施工规程》JGJ4-8020世纪50年代至70年代，我国的经济处于较低水平，建筑物基础的设计原则是尽量采用天然地基或采用较低廉的地基处理方法处理的人工地基。由于这一原因，20世纪50年代至70年代软土地区和湿陷性黄土地区建造的住宅、办公楼等多层建筑由于差异沉降过大引发裂缝、倾斜严重，乃至丧失正常使用功能的情况很多。当时采用桩基的工程主要是少量的软土地区的小高层、重型厂房和高耸构筑物，桩型局限于1昆凝土预制桩、沉管灌注桩、爆扩灌注桩，桩的几何尺寸较小，单桩承载力不高，成桩工艺和设 备较简单。桩基设计的基本思想是以节省钢材、水泥为主要目标，因而出现了某些条件下仅在混凝土桩顶部配置(3r-..;5)倍桩径长度的钢筋笼，甚至只在顶部插付10的连接钢筋，混凝土标号最低降至C15的情况。我国建筑桩基的研究和开发也起始于20世纪70年代。在节省钢材和提高成桩适应度的主旨导引下，研发目标集中于钻孔灌注桩的成桩技术与设备、承载变形性状、设计计算方面。中国建筑科学研究院地基所于1974年成立灌注桩成套技术研究团队，组成包括天津、河北、四川等地相关单位的课题组，开展长螺旋钻机、潜水钻机等成桩设备的研制和灌注桩承载力试验;推动成立北京桩基小组，结合天坛小区、前三门住宅工程进行灌注桩竖向承载力和水平承载力试验研究及工程设计实践。20世纪70年代末在研发和撞广灌注桩和借鉴交通、铁道部门既有科研成果的基础上，由中国建筑科学研究院主持编制了《工业与民用建筑灌注桩基础设计施工规程>>JGJ4-80。由此我国建筑桩基领域第一部以灌注桩为主导的行业标准出台，建筑桩基的设计施工步入了标准化初始阶段。1.1.2桩基技术加速发展阶段一一制订《建筑桩基技术规范))JGJ94-94自20世纪80年代初开始，改革开放推动工程建设逐步增速，由此带动桩基工程应用规模和第7章概i2..~-町、-~.--1t....:L,技术研发全面提速。建筑桩基技术发展显示以下3个特点。1.成桩技术提高，桩型趋于多样随着工程的规模、性质、地域、地质条件等的扩展和变化，对于桩基的成孔成桩工艺、桩径、桩长和单桩承载力提出了不同的更高要求。以自主研发为主，在成桩技术、工艺、桩型方面形成了多系列、多类型。就成桩方法而言形成了三大系列:非挤土桩、部分挤土桩和挤土桩。就桩材而言已不限于采用钢筋混凝土，钢管和型钢制成的桩也开始应用于软土地区的某些特殊工程。2.试验检测和质量控制受到重视随着工程规模的迅速扩大，单桩静载试验也大规模展开，不同地质条件、不同桩型和尺度的试验资料不仅为工程质量控制而且为桩基技术的发展提供了依据。基桩承载力和桩身完整性的各种高低应变动测方法如雨后春笋般大量涌现。施工过程的工程监理制度开始受到重视，逐步建立起来。3.着眼长远开展试验研究 为揭示群桩基础在竖向荷载和水平荷载下的工作和破坏机理，研究群桩承载力和沉降变形计算，中国建筑科学研究院地基所与山东黄河河务局合作于1979""-"1980年在济南洛口粉土场地进行了系统的单群桩试验。试验涵盖不同桩径、桩长的单桩试验24根，不同桩长、不同桩距、不同排列和桩数高、低承台群桩试验44组(含2组长期荷载试验)，取得了竖向荷载下桩侧阻力、桩端阻力、承台土反力、桩顶反力随荷载、时间的变化，桩基沉降随荷载的变化，桩间土压缩变形随桩距、荷载的变化等资料;水平荷载下各排桩桩顶水平力的分配、桩身弯矩沿桩身的分配，承台侧向土抗力和1承台底摩阻力对水平承载力的贡献，单桩与群桩中基桩水平承载力和桩顶水平位移的对比，单、群桩水平荷载下破坏性状对比等也获得颇有价值的成果。为研究软土中群桩基础的承载力和沉降，中国建筑科学研究院与华北电力设计院合作于1988年结合大港电厂工程在现场进行了大比例群桩模型试验和工程原型观测。试验涵盖桩数为4X4~3X3、桩距为3d、4d、6d的群桩9组、单桩6根，取得了软土中群桩桩侧阻力、端阻力、承台土反力随桩距的变化，桩间土和桩端以下土的竖向变形随桩距的变化的有关资料。对于考虑承台分担荷载和考虑上部结构、承台、桩、士的共同作用分析计算问题，中国建筑科学研究院、同济大学、上海民用建筑设计院等单位对不同地基土、多层和高层建筑桩基进行了大量工程测试，积累了丰富的资料。结合大量群桩试验结果，总结分析得到随桩距、承台与桩长比变化的承台效应系数和箱夜承台内力的变化规律。基于工程实践经验和试验研究，1990年起着手组织编制涵盖各种桩型的《建筑桩基技术规范))JGJ94-940由此，我国建筑桩基的设计、施工、检测验收全面纳入了规范有序的轨道，技术上摆脱了落后，管理水平获得了提高，安全和质量处于可控状态。1.1.3桂基技术全面进步阶段一一修订《建筑桩基技术规范))JGJ94-94，出台JGJ94-2008进入21世纪以来，随着我国房屋建设规模扩大、高层建筑增多、地下空间利用扩展，建筑桩基在设计计算、施工技术、检测方法等的研究应用和工程经验积累取得了全面进步，建筑桩基技术如同经济建设一样步入了平稳发展阶段，显现出如下特点和变化。1.桩基设计优化创新随着空间大、便于分割使用的框架-核心筒结构高层建筑大量兴建，对于这类荷载和刚度分布极为不均的建筑，桩基的设计如何解决差异沉降问题成为焦点。按传统理念，采取多布桩、加21.1怔墓技术标准演进与怔基技术发展圃"明曹 大承台厚度的办法，从既有工程沉降观测结果看，其效果不佳，不仅增大投资，而且碟形沉降明显。在此背景下，中国建筑科学研究院地基所提出变刚度调乎设计新理念，其基本思路是调整桩长(有合适持力层时)、桩数，强化荷载集度高、面积大的核心筒的桩土支承刚度(按常规桩基设计)，弱化外框架柱的桩土支承刚度(按复合桩基设计、有~合适持力层还可减小桩长)，促使内外沉降趋于均匀、承台内力减小。为研究变刚度调平设计，中国建筑科学研究院地基所还先后在河北石家庄(与河北省建筑科学研究院合作)和北京通州进行了大型模型试验。近10年来，对29项工程按变刚度调平设计原则进行了设计优化，建成后实测差异沉降仅为0.03%"""-"0.18%,据19项工程统计，节约投资5606万元。2.研发后注浆技术，灌注桩生命力增强1993~1994年中国建筑科学研究院地基所先后研发成功灌注桩桩底和桩侧后注浆技术，以加固灌注桩沉渣、泥皮和桩周一定范围土体，提高单桩承载力，减小沉降。应用过程，结合工程进行了大量对比试验，后注浆灌注桩承载力增幅为50%"""-"120%，依土的类另Ij和性质而异，粗粒土(砂土、砾石、卵石)最高、粉细砂和粉土次之，新性土最低。通过模型试验、现场注浆桩的开挖试验，对后注浆的扩散、加固机理、后注浆群桩的工作性状等进行了研究，结合工程实践，总结形成了承载力估算、沉降计算折减、后注浆施工工艺与设备成套技术。后注浆工法已由建设部于2000年批准为国家级工法。由此，促使适用不同地质条件、尺度和承载力调整灵活的灌注桩具有更强的生命力，不仅成为各类建筑物的主导桩型，而且大量应用于桥梁市政等诸多领域。3.成桩技术和设备推陈出新长螺旋钻机由于成孔效率高而受到青睐，但存在明孔、孔底虚士、水下不能作业等缺点。近年来，研发成功长螺旋钻孔、压注、后插钢笼一次成型的设备和工艺，克服了上述缺点，成为以教性土、粉土为主的场地中小直径、长度不大于28m灌注桩的较先进成桩方法。传统的正反循环回旋钻成孔技术，虽仍应用较多，但20世纪90年代引进的旋挖钻机发展较快，并逐步实现国产化。由于其排浆最少、作业环境较文明，对于非软土、非嵌岩条件成桩具有优势。传统的沉管灌注桩，由于其挤土效应和质量控制难度大，断桩、缩颈等质量问题频发，甚至造成全部工程返工或房倒屋塌等严重事故，21世纪初己趋于淘汰，并为预应力管桩所取代。预应力高强混凝土管桩CPHC)或预应力混凝土管桩CPC)经济指标较好，施工简便。沉桩挤土 效应虽仍存在，但对桩身质量影响较小。在控制桩距、沉桩速率、采取加速土体排水措施情况下，可保证其安全和质量。4.桩基设计凸显变形控制随着高层、深埋、大体量建筑物建设的发展，桩基设计中的变形控制理念越来越受到重视。1)高层建筑天然地基承载力满足要求的条件下，仍采用桩基高层建筑均设有地下室，对于某些高层和超高层框架『核心筒公用建筑，地下室增至3~7层，埋深增至15，......，27m，在非软土场地，某些情况下地基承载力特征值经深宽修正后满足荷载要求，按传统可采用天然地基，现改用桩基。这是否不合理?其实是合理的。因为这种荷载极度不均的高层建筑采用天然地基时，既要为解决核心筒的冲切和减小碟形差异沉降而加大德板厚度，还要为抵抗徨板整体弯矩而提高配筋率，工程造价比之于按变刚度调平设计的桩基来相差不大，但其技术效果和使用耐久性远不如桩基。2)主裙连体建筑差异沉降控制主如连体建筑，主体采用桩基者较多，裙房则根据地基土工程性质，对于非软土，宜采用天然地基，或采用疏短桩复合桩基或复合地基。主捕之间的差异沉降成为设计的关注焦点之一。采3第4草概论取的措施包括三方面。一是设置沉降后浇带，消除施工期差异沉降对结构的影响。这种措施一般情况下是有效的，对于饱和带土地基效果相对较差。二是地基承载力高、压缩性低的地基，对裙房基础采取增沉措施，即采用天然地基柱下独立桩基加防水板。三是对于软土场地承载力不够的情况下，为适当增大裙房沉降，采用复合地基或疏短桩复合桩基。3)深基坑的回弹变形效应随着高层建筑和地下空间开发利用的发展，基坑越来越深、越来越大。基坑开挖产生的基土回弹变形引发两方面效应，一是非软土地区先开挖后成桩，回弹再压缩变形对主裙连体建筑的裙房产生增沉有利影响;二是软土地区先成桩后开挖，回弹变形对已成桩产生拉拔不利影响。非软土地区，基坑支护多采用桩锚、土钉墙等不影响基坑作业空间的支护形式，基桩往往是在基坑开挖后施工。主体建筑基桩长度一般超过回弹变形层深度，故回弹再压缩变形不会导致桩基沉降加大，且回弹变形的大部分先于基桩施工结束前完成。而裙房基坑坑底在开挖后回弹便开始发生，当天然地基基础或疏短桩桩基在承受上部自重和使用荷载后，虽其附加压力理论值为负值(超补偿)，但仍会产生回弹再压缩变形，其数量随基坑开挖深度增加而增大，在北京地区，对于lO----20m 深基坑，裙房再压缩沉降可达15""""-"25mm。由此导致主裙差异沉降减小，成为一种有利效应。软土地区一般采用先成桩后开挖(因基坑内支撑影响成桩作业)。坑底回弹变形对己施工的疏布抗浮桩产生预拉应力￥建筑物投入使用，停止降水，水位回升，抗浮桩进入正常工作状态。设计时，应将回弹预拉力与水浮力引起的桩身拉拔力叠加，验算桩的抗拔承载力。由此可见，在软土地区，抗浮桩先于基坑开挖成桩的条件下F回弹变形对抗浮桩是一种不利效应。在上述桩基技术全面进步、工程建设和经济水平提高的背景下，修订《建筑桩基技术规范》JGJ94←94势在必然地提上日程。修订不仅吸纳了桩基设计和施工技术方面的创新成果和新鲜经验，而且适应国家技术政策的调整，如关于工程安全性、耐久性和环境保护等方面的新要求，在桩基工程的设计、施工、质量控制等方面全面作出了相关回应。1.2规范修订概要1.2.1调整的主要内容1.建筑桩基安全等级政为建筑桩基设计等级;2.限制挤土沉管灌注桩的使用范围，补充抗震度防区预应力空心桩的应用规定;3.调整灌注桩主筋和箍筋配置的有关规定，取消灌注桩在一定条件下可只配桩顶连接构造筋的规定;4.调整灌注桩混凝土最低强度等级的规定;5.调整基桩最小中心距的规定;6.桩基承载能力极限状态设计以综合安全系数设计法取代分项系数设计法:1)荷载效应取值以标准组合的标准值取代基本组合的设计值;2)抗力以单桩极限承载力标准值除以综合安全系数的特征值取代单桩极限承载力标准值跺以抗力分项系数的设计值;47.调整考虑承台效应的复合基桩承载力特征值在不考虑地震作用和考虑地震时的计算模式;8.调整承台效应系数;9.取消桩基承载力的群桩效应系数;10.调整单桩极限制IJ阻力标准值和极限端阻力标准值的统计经验值;11.调整嵌岩桩嵌岩段侧阻和端阻系数;12.调整桩基软弱下卧层验算;13.调整单、群桩水平承载力计算方法;14.调整等敢作用分层总和法计算桩基沉降的经验系敏;15.调整三桩承白受弯承载力计算;才2规泪1串tJ舰要16.调整承白受柱(墙)ì中切和受基桩;中切承载力的计算公式，增加承白受;中切承载力截面高度影晌票数;17.调整来台斜截面受剪承载力计算，混凝土受剪承载力以混凝土轴心抗拉强度设计值取代轴心抗压强度设计值进行计算，增加受剪承载力截面高度影晌票数，增列承台梁斜截面受剪承载力计算公式;18.调整灌注桩孔底沉渣厚度控制标准; 19.调整混凝土预制桩接桩技术;20.调整承台和地下室外墙与基坑侧黯间隐回填的技术要求。1.2.2增加的主要内窑1.增加桩筷基础减小差异沉降和承台内力的变刚度调平设计;2.增加预应力管桩和预应力空心方桩的单桩极限承载力计算;3.增加后注浆灌注桩单桩极限承载力计算;4.增加桩基耐久性设计规定;5.增加考虑桩径影晌的Mindlin应力解计算单桩、单排桩、疏桩基础和复合桩基考虑回弹再压缩的沉降计算;6.增加软土地基减沉复合疏桩基础设计与沉降计算;7.增加抗压桩、抗拔桩桩身承载力和抗拔桩裂锺控制计算;8.增加后注浆灌注桩施工技术和质量控制;9.增加长螺旋钻孔压灌混凝土后插钢筋灌注桩施工技术;10.增加预制桩静压沉桩技术和质量控制。5第2章桩基设计基本规定2.1建筑桩基设计等级划分2.1.1划分建筑桩基设计等级的目的和原则划分建筑桩基设计等级，旨在界定桩基设计的重要性、复杂程度、计算内容和应采取的相应技术措施。《建筑桩基技术规范))JGJ94←-94划分建筑桩基安全等级的原则是根据建筑物年的破坏后果(危及人的生命、造成经济损失、产生社会影响)的严重性为主导，即侧重于满足承载能力极限状态安全度要求。本次修订，对桩基设计等级的划分调整为既考虑破坏后果，又要兼顾满足正常使用的可靠性要求。这是适应现代社会的发展导致对建筑物使用功能要求提升，高低层连体、体型复杂、结构刚度与荷载不均、场地和地基条件异常等情况趋多，控制建筑物差异变形更显重要。2.1.2建筑桩基设计等级具体划分1.甲级设计等级桩基表2.1-1甲级设计等级桩基的6种建筑物按其特点又可分为三类。〉牛第一类是(1)重要的建筑:如纪念性建筑、大型公共建筑、1重要生产流程中的建筑物等;(2)30层以上或高度超过100m的高层建筑。设计等级甲级表乱，1":"1、建就桩基设计等级(1)重要的建筑;(2)30层以上或高度超过100m的高层建筑p(3)体型复杂且层数相差超过10层的高假层(含纯地下室)连体建筑:(4)20层以上框架-核心筒结构及其他对差异沉降有特殊要求的建筑;(5)场地和地基条件复杂的7层以上的一般建筑及坡地、岸边建筑;(6)对相邻既有工程影响较大的建筑 乙级|除甲级、丙级以外的丰主丙级|场地和地基条件简单、荷载分布均匀的7层及7层以下的一般建筑以上两种建筑物的特点，二是自身的功能特殊;二是荷载大、重心高，风载和地震作用引起的水平剪力和弯矩大。设计时应选择基桩承载力可调范围大、布桩具有较大灵活性的桩型，基础埋置深度足够大，严格控制桩基的整体稳定和倾斜。第二类是(3)体型复杂且层数相差超过10层的高低层(含地下室)连体建筑物(4)20层以上的框架-核心筒结构及其他对于差异沉降有特殊要求的建筑物o以上两种建筑物的特点是荷载与刚度分布极为不均，抵抗和适应差异沉降的性能较差，或为62.2旺墓的lJ:载能刀极眠状态设计使用上对变形有特殊要求(如冷藏库、精密生产工艺的多层厂房、液面控制严格的贮液罐体、精密机床和透平设备基础等)的建(构)筑物桩基设计时，务必严格控制差异变形。桩基设计中，首先，概念设计要遵循变刚度调平设计原则。其二，在概念设计基础上，要进行上部结构一承台一一桩土的共同作用分析，计算沉降等值线、承台内力和配筋，并根据计算结果，进一步优化概念设计。第三类是(5)场地和地基条件复杂的7层以上的一般建筑及坡地、岸边建筑(6)对相邻既有工程影响较大的建筑。以上两种情况下的建筑桩基特点是场地条件、环境条件特殊。如场地处于坡地、岸边的建筑，可能出现半填半挖，基底置于岩石和土质地基乃至填土层上;岩溶发育且岩面起伏很大，岩面以下暗藏溶洞、溶槽;桩身范围有较厚的自重湿陷性黄土或液化士等等c在这些情况下，首先应把握好桩基的概念设计，合理选择桩型、桩端持力层、成桩工艺，确保桩基的整体稳定，控制差异变形，处理好负摩阻力等。又如在相邻既有工程场地建造新建筑物，包括基础跨越地铁、基础埋深大于紧邻的既有重要或高层建筑物等，此时如何考虑新建桩基的荷载传递、避免施工过程和使用期新老建筑基础的相互影响带来的危害，成为设计和施工方案中应予慎重关注和处理的问题。2.Z级设计等级桩基除甲级和丙级以外的桩基均属乙级，其涵盖数量最多。设计等级为乙级的桩基，其重要性、复杂程度、功能要求等略低于甲级，确保桩基的承载力和稳定性、控制沉降变形仍是设计的基本要求。设计时应根据工程的场地地质、上部结构类型、荷载特征、使用功能、环境条件等，做好概念设计，力求实现安全适用、技术先进、经济合理、确保质量的目标。3.丙级设计等级桩基场地和地基条件简单、荷载分布均匀的7层及7层以下的一般建筑。对于丙级设计等级桩 基，鉴于其场地、地基、结构形式简单，荷载较小且分布均匀，故设计、计算内容在满足规范规定的承载能力极限状态和正常使用极限状态要求的前提下，可适当简化。如基桩承载力，可采用物理指标经验参数法或原位测试法结合当地既有经验综合确定;对于大面积住宅小区建设，宜进行单桩静载试验，优化单桩承载力取值。2.2桩基的承载能力极限状态设计2.2.1桩摹承载能力极限状态设计演变1.问题的提出20世纪70年代，国际上将可靠度理论引人土木工程设汁，我国于1984年制订了《建筑结构设计统一标准))GB]68--84,2000年经修订后，批准颁布《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068-2001。该标准规定，建筑结构应采用以概率理论为基础的极限状态设计法，以可靠指标度量结构构件的可靠度，采用分项系数设计表达式进行设计。并规定制定建筑地基基础设计规范宜遵守本标准规定的原则。建筑桩基与建筑结构一样，其极限状态包含两类:承载能力极限状态和正常使用极限状态，前者表征安全性功能，后者表征桩基的适用性和耐久性功能。桩基的承载能力极限状态是指桩基达到最大承载能力、整体失稳或发生不适于继续承载的变形;桩基的正常使用极限状态是指桩基达到正常使用所规定的变形限值或达到耐久性要求的某项限值o7第2章桩墓设计墓本舰定2.桩基承载能力极限状态分项系数设计法桩基的工作性状和承载性能比上部结构更复杂，不确定性因素更多。就单桩承载力而言，首先是与变异性很大的岩土的物理力学性质有关，其次是桩的施工在隐蔽条件下进行，而且成桩方法与工艺不一，其质量可控性较差，变异性较大。由此导致单桩承载力的变异性增加，借助于理论模型和经验方法计算解决是不可行的。再次，绝大多数工程桩基是群桩，群桩基础由于受承台二桩群-土的相互作用，导致其工作性状和承载力与单桩差异较大，而要建立适用于各种情况的群桩承载力极限状态的力学模型尚有困难。因此，只能近似以单桩承载能力为分析对象来描述桩基承载能力极限状态u显然这种作法是不完善的，如同目前上部结构以构件的承载能力极限状态来描述结构的承载能力极限状态一样带有局限性。20世纪80年代末，行业管理部门倡导在岩土工程领域推行分项系数极限状态设计。《建筑桩基技术规范))JGJ94二94随之实施了转轨。基桩承载能力极限状态分项系数设计表达式为:已QuK YG5GK十2~YQit/Jci5Q,.K~一~ut.(2.2-1)云ftGQKYsP式中5GK一按永久荷载标准值~计算的荷载效应值;5Q，K一按可变荷载标准值QiK计算的荷载效应值FYG一一永久荷载的分项系数;YQi一-第i个可变荷载的分项系数;化一-可变荷载Qi的组合值系数;QuK-一单桩极限承载力标准值FY~p-一桩侧阻力、桩端阻力综合抗力分项系数，即基桩抗力分项系数。式(2.巳1)左边按上部结构导荷分析及《建筑结构荷载规范>)GB50009规定的荷载分项系数计算的基本组合荷载效应设计值，右边为基桩承载力设计值，其问题的核心是单桩极限承载力标准值QuK的确定。鉴于单桩极限承载力受到岩土的变异性和施工因素的影响，采用不同方法确定的可靠性和适用性不尽相同o其一是现场单桩静载试验。这是最可靠的适用于各类重要工程的首选方法。其二是利用极限侧阻力、极限端阻力与静力触探参数之间的统计经验关系预估单桩极限承载力o这是一种辅助方法，在我国部分地区得到应用。其三是利用极限侧阻力、极限端阻力与土的物理指标之间的统计经验关系预估单桩极限承载力。在我国，利用极限侧阻力、二极限端阻力与土的物理指标间的经验关系进行单桩承载力估算，积累了丰富的资料的经验，已成为现阶段勘察、初步设计预估单桩承载力的主要方法，称之为经验参数法。静载试强法和经验参数法确定单桩极限承载力的可靠程度是不相同的，因此，((建筑桩基技术规洒>)JGJ94二94所规定的抗力分项系数Ysp也不同，其中尚考虑了桩型和工艺因素。《建筑桩基技术规范))JGJ94-94关于抗力系数凡是按校准法的原则确定的。以传统的既有的预制桩极限但Ij阻力和极限端阻力经验参数为依据，保持传统设计安全度水准(基桩承载力安全系数K=2)，按下式计算按静载试验确定单桩极限承载力时的基桩抗力分项系数:K(1十p,sp←α(YG十T"Q)(2.2-2)式中C一一可变荷载也与永久荷载马之比;82.2桩墓的原载能刀极限状态设计α一一桩型工艺系数，根据其他桩型与预制桩承载力变异性之比，预制桩取α=1，其他桩型承载力变异性较大者取α<1。以S=0.30(各类建筑的均值)，Yc=1.40,YQ=1.20((<建筑结构荷载规范>>GBJ9-87)α=1,K=2代人式(2.2-2)得预制桩、钢管桩、人工挖孔桩的抗力分项系数:Ysp=1.600对于泥浆护壁灌注桩，α=o.99，相应的Ysp1.62;干作业钻孔灌注桩，α=0.97, Ysp=1.65;沉管灌注桩，α=0.94，Ysp=1.70。当采用经验参数法确定单桩极限承载力，各种桩型的YsP均增大0.0503.桩基承载能力极限状态综合安全系数设计法一一《建筑桩基技术规范>>JGJ94~2佣8采用的方法1)采用静载试验确定单桩极限承载力基本可消除土性和成桩方法变异性影响由于规定单桩极限承载力取值以静载试验结果为主要依据，由此场地土性、成桩方法不同对于单桩承载力的影响基本上得以消除，所剩余的不确定性影响是同一场地土性的变化和同一场地成桩质量的差异。《建筑桩基技术规范))JGJ94-94对于不同桩型按静载试验确定单桩极限承载力时的Ysp1.60,1.62,1.65,1.70;其变化幅度为，D.Ysp/Ysp=1.62/1.60,1.65/1.60,1.70/1.60=1.013,1.031,1.063，而对变幅最大的沉管灌注桩(1.063)，本规范已规定限制其使用。因此，抗力分项系数变化对基桩承载力特征值取值影响仅为1.3%----3.1%，这对于实际布桩数量的影响很小。2)分项系数设计的发展空间影响桩基承载力的安全可靠度因素很多，可概括为三方面:(1)作用效应的不确定性桩基所受作用效应，按《建筑结构荷载规范>)GB50009和《建筑抗震设计规范>)GB50011确定，建筑物绝大多数是由永久荷载效应控制，(<建筑结构荷载规范)>GB50009-2001规定对于这种情况取YG=1.35,YQ=1.40;((建筑地基基础设计规范>)Gl350007→2002规定可取YG=YQ=1.35。提高YG取值是基于满足可靠指标的最低要求。但是两种性质荷载的变异性实际是明显不同的。因此，就这一点而言，与概率理论不符。(2)单桩承载力的不确定性单桩极限承载力由总侧阻力和总端阻力构成，两种阻力的发挥受士"性、土层的上下排序、桩的长径比、成桩方法等的影响，侧阻力的大小还受桩端土的刚度影响。受这些不确定性因素影响的单桩极限承载力的统计分布函数和表征其变异特征的参数难以求得，导致单桩极限承载力的可靠指标无法确定。(3)群桩基础承载性状的不确定性群桩基础受荷后由于承台、桩群、土的相互作用，沉降随荷载的变化呈缓变形态，不呈现出明显的破坏特征。这种沉降变形随荷载的渐进发展，对于实际工程的影响应以差异沉降和最大沉降进行评定。对于单桩而言，目前规范是按沉降量为40mm(常规桩径)作为界定单桩达到极限承载力的标准，这对于群桩基础显然是不合适的。由此说明，将单桩承载力失效概念应用于评价群桩基础的承载力的可靠度与实际出人过大。 由此不难看出，基于可靠度分析的分项系数设计?对于桩基而言，其研究和发展空间受限。就既有的分项系数设计现状而言，并未体现出以概率理论为基础的极限状态设计本应具有的9;电2童哇基设计墓本规定优势。J3)综合安全系数设计法(1)极限状态设计表达式由式(2.2-1)，将其左边的荷载分项系数Yc、YQ移至右边，与抗力分项系数儿一起表达为综合安全系数K，得:...,,f,C_____QUK5CK十尘cfJCi5αK~T.7/....,"""-l川、(2.2-3)式(2.2-3)为承载能力极限状态综合安全系数表达式。该表达式与分项系数表达式(2.2-1)有无实质差异?现分析如下。对于除少数由可变荷载效应控制的仓库、油罐等外，建筑桩基均属由永久荷载效应控制，故可近似取Yc=比，代人式(2.2-1)得:比(SCK十主化Sω)ζ甏故有也一肌k-J叫电一wm(nν-vι3阿以十二十"仕。-JI仆"二时K-d川十一一ynp气JQMSY(2.2-4)又由式(2.2-2)(2.2一5)将式(2.2一5)代人式(2.2-4)得5CK十三化SωKζ令忽略成桩工艺影响，α=1，式(2.2-6)变为:5CK十〉:￠ctSMfQE(2.2-7)合fu二K式(2.2-7)为综合安全系数K取常数的承载能力极限状态设计表达式。由上述综合安全系数设计表达式的推演过程可以看出，由于《建筑结构荷载规范>yGB50009中永久荷载分项系数和可变荷载分项系数调整至二者接近，Yc句元，综合安全系数设计表达式与分项系数设计表达式的内涵是相同的，只是形式上的变化而已。综合安全系数K的取值仍维持与《工业与民用建筑灌注桩基础设计与施工规程))JGJ4-80和《建筑桩基技术规范>>JGJ..94~94一致，与《建筑地基基础设计规范))GB50007-2002 也一致。(2)综合安全系数设计的实际安全度变化《建筑桩基技术规范))JGJ94-94分项系数设计的背景荷载规范是《建筑结构荷载规范》GBJ9→87，旷现行《建筑桩基技术规拖拉JGJ94~2008采用的荷载规范是《建筑结构荷载规范》GB50009-20010现行荷戴兢施的变化导致建筑桩基的实际安全度也随之有所变化。《建筑结构荷载规班))"GB50009---2001，关于τ民用建筑楼面活荷载标准值大部分提高20%~33%(住宅、办公楼、教室等由1.址Pa提高至2~QkPa{提高33%)，组合值系数由0.6提高至0.7，提高17%。楼面活荷载组合效应值提高23%~39%。楼面活荷载约占标准组合效应值的13%"""-"20%，由此导致标准组合效应值提高3%..~8%.，相当于桩基承载力安全储备增大3%~8%。(2.2-6)10/2.2枉基的原载能力极限状态设计(3)取消群桩效应系数《建筑桩基技术规范))]GJ94-94中规定了侧阻的群桩效应系数弘和端阻群桩效应系数1JP"市民和?如随土性、桩距Sa/d和承台宽度与桩长之比Bc/l而变化，这与群桩实际性状是相符的。但实施结果表明，考虑群桩效应计算群桩中基桩的承载力十分繁琐，这是因为桩所穿越的土层往往在二层以上，且水平向变化不均。在符合规范的最小桩距的规定的条件下，群桩中基桩承载力不致因群桩效应而显著降低，大部分情况下高于单桩，即侧阻、端阻综合群桩效应系数大于1。因此，设计中不予考虑是可行的，与美国、英国规范规定也相同。对于承台效应，在第4章复合桩基设计中有详述。2.2.2有关国家和地区规范关于桩基承载能力设计概况(表2.2-1)表2.2-1有关国家和地区规范关于桩基承载能力设计概况国家和地区|标准名称设计方法概要((InternationalBuilding揉合安全系数设计法z美国ICode))U.S.A.2000Chapter竖向承载基桩允许承载力综合安全系数不小于2.0;英国德国日本波兰前苏联欧洲18,SoilandFoundations BritishStandardCodeofPracticeforFoundations→一二(FormerlyCP2004)BS8004,1986DIN4026DIN4014《建筑基础结构设计规范))1988竖向承载桩桩距Sa二三3d，水平承载桩桩距Sa二三8d，可不考虑群桩效应综合安全系数设计浩:单桩允许承载力综合安全系数为2.0~3.0;当试桩数量多或相邻场地经验数据丰富时，安全系数可取低值综合安全系数设计法:单桩允许承载力综合安全系数一般取2.0;当试桩数量多时，町降至1.5;柔性结构，K可降至1.5;刚性结构体系，K可增至3.0;短期荷载.K可降低10%~20%;拔力荷载.K提高10%~20%综合安全系数设计法:单桩允许承载力结合安全系数，非地震作用下，K=3.0;考虑地震作用，K=2.0分项系数设计法zQr~mNPN-83/B-02482((桩和桩基|式中，Qr为桩顶荷载设计值;承载力规范m为考虑桩数对可靠性的影响系数，群桩，m=0.9;双桩，m=0.8;单桩，m=0.7;N为基桩承载力设计值，对不间类别土和成桩工艺，桩的极限侧阻和极限端阻乘以小于1的不同系数CHl宜12.02.03-85分项系数设计法:NζFd/YK式中，N为桩顶荷载设计值Fd为基桩承载力设计值;YK为可靠性系数。Fd按土英、土性和成桩工艺对极限侧阻和极限端阻的影响分别乘以小于1的γCf~YCR确定;YK根据桩基中桩数、承载力确定方法、摩擦型或端承型，取γ"K=1.25~1.75分项系数设计法:基桩荷载分项系数和抗力分项系数按如下规定取值。Eurocode7:GeotechnicalI(1)荷载分项系数DesignBSEN1997-1:2004永久作用不利妃，dsi=1.1有利妃，5tb=0,911第2章桩墓设计墓本规宦国家和地区欧洲香港特别行政区 中国标准名称Eurocode7,GeotechnicalDesignBSEN1997-1:2004((CodeofPracticeforFoundations>>oct.2004可变作用不利YQ,dst=1.5有利YQ,stb=0(2)土参数分项系数内摩擦角始怀=1.25有效带聚力YC=1.25设计方法橄要不排水剪切强度γ"cu=1.4元侧限强度叫l=1.4重力密度比=1.0并用于tan伊F(3)预制桩、钻孔桩、长螺旋(CFA)压灌桩的抗力分项系数端阻Yb=1.3~1.6"侧阻YS=1.3总承载力Yt(压)=1.3"-""1.5Ys,t(拔)=1.6续表(4)按静载试桩法、经验参数法、动测法确定单桩极限承载力标准值Rc，k和单桩承载力设计值R川，分别为:乱，d(压)=R川军/YtRII11IIl〈(R叩)阳~.(Rc,m)mink=rulIl~在这?n1l2-/-3--14-,5-17I]01注15I注O静载已1.401.301.201.10I1.00试桩i-iz1.401.201.051.001.401.351.331.311.291.271.25数法0;21.401.271.231.201.151.121.081.601.50试桩0;2I1.501.35铸当采用经验参数捷确定单桩极承载力时为计算剖面数。综合安全系数设计法:单桩允许承载力综合安全系数K=2.0-----3.0，根据地层土性、成桩方法、群桩效应(Sa二三3d不计群桩效应)和允许沉降综合确定K值|综合安全系数设计法z《建筑地基基础设计规范>>I单桩承载力特征值综合安全系数K=2.0;GB50007一2002桩顶荷载为标准组合效应值P 单桩极限承载力以单桩静载试验确定分项系数设计法z建筑桩基技术规程>)JGJI基桩承载力设计值由静载试验确定的单桩极限承载力标准值除以抗力分项系l…!数桩顶棚基本组合蜘值抗力分附按桩型成桩加同耶同值I(1.60"-""1.70)从表2.2-1看出，桩基承载能力极限状态设计仍以采用综合安全系数设计法为主流。分项系数设计法以欧洲l规范为代表，其特点是基桩承载力设计取值考虑的因素较全面，总体上较合理，但其最终评价仍待实践一段时间后总结经验。有一点己基本趋于共识，即岩土工程技术规范要纳入完全的可靠度理论是不可能的，应强调以理论为导向，经验为参考，实践为依托，不断提高规范的科学技术水平。122.3桩墓的正常使用极眠状态设计2.2.3桩基结构承载能力极限状态设计考虑到桩基是上部结构在地下的延伸，其结构材料、性能、承载能力极限状态内涵与上部结构一致，因此，桩基结构设计采用与上部结构相同的原则设计，即按承载能力极限状态分项系数设计法设计。与上部结构不同的是要根据承台的受力特征计算其所受冲切力、弯矩和剪切内力，然后按:昆凝土结构设计规范设计承台截面和配筋。有关承台的计算在第7章详述。桩身包括混凝土和钢质两种，绝大部分为混凝土桩。桩身结构设计要考虑其受力特点和水土介质对于桩身材料的耐久性影响以及灌注桩成桩工艺对桩身强度和截面尺寸的影响，这部分内容详述于第7章。2.3桩基的正常使用极限状态设计2.3.1桩基正常使用极限状态内涵桩基正常使用极限状态是桩基达到建筑物正常使用所规定的变形限值或达到耐久性要求的某项限值。变形限值是指规范规定的建筑桩基沉降变形允许值，耐久性要求的某项限值是指桩基结构材料混凝土和钢筋抵抗水、土等介质腐蚀的性能、桩身裂缝控制和裂缝宽度限值。现将两者分述如下。1.桩基沉降变形允许值《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第5.5.4条对建筑桩基沉降变形的允许值作出了规定，见表2.3-1(规范中见表5.5.4)。表2.3-1建筑桩基沉降变形允许值变形特征允许值砌体承重结构基础的局部倾斜0.002各类建筑相邻柱(墙)基的沉降差(1)框架、框架一剪力墙、框架核心筒结构Q.00210 (2)砌体墙填充的边排柱0.000710(3)当基础不均匀沉降时不产生附加应力的结构0.00510单层排架结构(柱距为6m)桩基的沉降量(mm)120桥式吊车轨面的倾斜(按不调整轨道考虑)纵向0.004横向0.003Hg~240.004241000.002Hg"，三200.00820>GB50007---2002协调一致，不同的是，不论是中低压缩性土，还是高压缩性土，桩端持力层区别不大，故不区分二大类地基规定不同差异沉降允许值。1)砌体承重结构桩基的局部倾斜 砌体承重结构的特点:一是桩基形式为条形桩基，桩基与上部砌体墙的共同作用导致沿桩基轴线的挠曲刚度增大;二是砌体材料的延性差，在差异沉降不大的情况下易产生剪切、张拉裂缝。因此，沿桩基轴线的局部倾斜应作为沉降变形的控制指标，且允许倾斜值较小，即两点的沉降差与两点之间的距离之比α1=SA-SB/lo~O.002,A、B点宜为砌体墙刚度变化处，lo宜为6,-.....,10m。局部倾斜的验算控制部位宜按如下原则确定:(1)荷载均布条形桩基的中间部位【图2.3-1(α)J门窗边;(2)荷载差异较大的高低层相接部位、楼梯电梯间附近〔图2.3-1(b)、(c)J;(3)房屋拐弯的阴角部位〔图2.3-1(d)]。正3aAB(a)(b)革卡斗(c)(d)图2.3-1局部倾斜控制部位2)各类建筑相邻柱(墙)基础的沉降差(1)框架、框架-剪力墙、框架-核心筒结构这类结构的整体刚度相对较弱，结构中的局部如剪力墙、核心筒的刚度很强，因此控制柱柱、柱』墙、柱-核心筒之间的差异沉降成为控制结构正常使用状态的关键。由于这类结构对于差异沉降较灵感，因此允许沉降差较小，为O.002lo，其中1。为二柱(墙)沉降点之间的距离。对于框架结构，验算控制沉降差宜取中心柱与角(边)柱之间、电梯(楼梯)间与角(边)142.3桩墓的正常使用眼眶状态设计柱之间和外墙角柱与相邻内柱之间的沉降。对于框架一剪力墙结构，验算控制沉降差宜取电(楼)梯问剪力墙与角(边)柱之间、电(楼)梯间剪力墙与相邻柱之间和外墙角柱与相邻内柱之间的沉降。对于框架-核心筒结构，验算控制沉降差宜取核心筒与角(边)柱之间、核心筒与相邻柱(有双排框架柱)之间和外墙角柱与边柱之间的沉降。(2)砌体墙填充的边排柱边排柱之间支承于基础梁上的砌体填充墙，当相邻柱基发生差异沉降，砌体墙周边受刚性约束，导致砌体墙发生整体变形，鉴于砌体剪切强度低且无延性，因而砌体很易因受剪而开裂。在这种情况下两相邻柱沉降差允许值控制在0.0007lo之内，是基于为确保墙体外观不致受损。(3)当基础不均匀沉降时不产生附加应力的结构对于排架结构，当纵向柱产生差异沉降时，对纵向相邻柱基本不产生附加应力;横向两柱之间的差异沉降，由于横向跨距大，差异沉降对屋架和柱产生的附加应力都很小。故规定两相邻柱沉降差允许值为O.005lo，该值为框架柱的2.5倍。3)单层排架结构(柱距为6m)柱基的沉降量 由于排架结构的沉降差允许值相对较大，其沉降量允许值相应放宽，规定为120mmo这对于桩数不多的独立桩基而言是不难满足的。的桥式吊车轨面的倾斜(按不调整轨道考虑)对桥式吊车轨面纵向倾斜的控制，在于确保吊车运用时不发生溜车和运行JI圃畅;横向倾斜的控制在于确保吊车不致发生脱轨。纵、横向轨面倾斜的控制，实际在于纵、横向相邻柱基在吊军轨道安装后使用期沉降差的控制。纵向倾斜允许值为0.004，相当于柱距6m相邻柱沉降差允许值为0.004X6000=24mm;横向倾斜允许值为0.003，相当于跨距24m相对应柱沉降差允许值为24000XO.003=72mm。实现上述控制目标的关键是桩端持力层性质。应选择相对坚硬且元软弱下卧层的土层为桩端持力层。对于吊车频繁运行的情况，应考虑动力作用和反复荷载对于加大沉降的影响。5)高层建筑的整体倾斜制约整体倾斜的主要因素有两个方面:一是荷载的分布差异;二是桩端持力层及其下卧层的性质和分布。对于前者，通过调整布桩，不难得到控制。对于持力层和下卧层因素，往往是导致事故的潜在原因，容易被忽视。如北京某剪力墙结构高层(约80m)住宅工程，采用预制柱，桩端持力层的粉细砂层，其下有软塑状教性土层。由于沉桩挤土效应，导致后沉入桩进入持力层深度较浅，加上软弱下卧层厚度不均，导致建成使用后沉降量和倾斜值持续发展，倾斜率已超过允许值0.0025约一倍，沉降量超出15cm。由于设有一层地下室，结构整体刚度大，未发生结构损坏，且无整体失稳之虞。但给使用者心理上造成不良影响已不可避免。规范规定整体倾斜率(桩基纵(横)向沉降差与二沉降测点间的距离之比，即D.s/l)，随建筑物高度由24m增至100m，允许整体倾斜αt=O.004,-.....,0.002。这说明建筑物高度愈大，整体倾斜控制愈严。允许倾斜率的确定基于以下三个方面的因素。(1)考虑人的心理作用倾斜率达到明显可见的程度，大致为1/250=0.0040(2)考虑建筑结构受损结构受损大致起始于倾斜率为1/150=0.00670结构的受损程度显然与结构的整体刚度有关，对于刚柔不均的框架-核心筒结构较之剪力墙结构更易受损。(3)考虑电梯运行顺畅15第2章桩基设计基本规定电梯井的倾斜率超过0.003便会显示出运行不顺畅，对于高速电梯的竖向导轨垂直度要求更高。的高耸结构桩基的整体倾斜 高耸结构是指整体性和刚度都很大的结构物，包括烟囱、水塔、筒仓、工业用各种塔式结构物。这类高耸结构物的使用功能要求相对于高层建筑单一，由于差异变形而受损的概率较低。但随高度的增加，由于倾斜而产生的重力二阶效应随之增大，即由于倾斜引起的附加弯矩随高度增加而增大。因此，允许倾斜也随高度增加而减小，由Hg~20m，αt~O.008减小到200mGB50010规定(如表2.3-2)执行。建筑桩基础均设置于地面以下土层中，故不存在室内正常环境←一类环境，绝大多数属于二a和二b类环境。少数属于三类环境←一使用除冰盐的环境;严寒和寒冷地区冬季水位变动的环境;滨海室外环境。极少数特殊环境的桩基:四类环境一-海水环境，指建于港口的浸没于海水中建筑物桩基;五类环境一一受人为或自然的侵蚀物质影响的环境，如受生产过程排放的腐蚀性物质作用的工业建筑桩基，建于强腐蚀性水土中的建筑桩基o表2.3-2混凝土结构的环境类别环境类别条{牛一室内正常环境a室内潮湿环境;非严寒和非寒冷地区的露天环境、与无侵蚀性的水或土壤直接接触的环境一b严寒和寒冷地区的露天环境、与无侵蚀性的水或土壤直接接触的环境一使用除冰盐的环境;严寒和寒冷地区冬季水位变动的环境;滨海室外环境四海水环境 五受人为或自然的侵蚀性物质影响的环境注:严寒和寒冷地区的划分应符合国家现行标准《民用建筑热工设计规程>>JGJ24的规定。2)桩基结构混凝土的耐久性要求二类和三类环境中，设计使用年限为50年的桩基结构混凝土耐久性的基本要求应符合表2.3-3的规定。表2.3-3规定的基本内容包括:最大水灰比、最小水泥用量、混凝土最低强度等162.3自主墓的正常睦用极限状态设计~嘈级、混凝土中最大氯离子含量和最大碱含量，各项指标均依环境类别不同而变化。表2.3-3二类和三类环境桩基结构混凝土耐久性的基本要求环境类别最大水灰比最小水泥用量1昆凝土最低最大氯离子最大碱含量(kg/m3)强度等级含量c%)(kg/m:!)a0.60250C250.33.00.55275C30O.23.0.0.50300C300.13.0注氯离子含量革措其与水泥用量的百分率;2预应力构件?昆凝土中最大氯离子含量为0.06%，最小水泥用量为300kg/m3;1，昆凝土最低强度等级应按表中规定提高两个等级;3当悔凝土中加入活性掺合料或能提高耐久性的外加剂时，可适当降低最小水泥用量;4当使用非碱活性骨料时，对1昆凝土中碱含量不作限制;5当有可靠工程经验时，表中提凝土最低强度等级可降低→个等级。四、五类环境桩基结构混凝土耐久性要求参照国家现行标准《港口工程提凝土结构设计规范))JTJ267和《工业建筑防腐蚀设计规范))GB50046执行。3)承台结构的裂缝控制桩基承台由于其外围由柔性防水层与水土介质隔离，故一般可不进行承台的裂缝控制验算。对于未作外包防水或环境四、五类或设计使用年限为100年的建筑桩基，对其承台结构应按《混凝土结构设计规范))GB50010进行裂缝控制计算。桩基承台的裂缝控制等级及最大裂缝宽度限值可参照表2.3-4规定执行。4)桩身的裂缝控制桩身的裂缝控制等级及最大裂缝宽度限值WUm参照《混凝土结构设计规范))GB50010的有关规定为主，并参考《港口工程混凝土结构设计规起))JT]267的有关规定，结合建筑桩基环境特点制定，见表2.3-40表2.3-4桩身的裂缝控制等级及最大裂握宽度限值钢筋1昆凝土桩预应力混凝土桩环境类别裂缝控制等级四lim(mm)裂撞控制等级aO.2(0.3)-~ b一O.2抽--一0.2一注水、土为强、中腐蚀性时，抗拔桩裂缝控制等级应提高一组p2二a类环境中，位于稳定地下水位以下的基桩，其最大裂辑宽度限值可采用括班中的数值。建筑桩基承载功能不同，桩身受力性状各异，大体可分为以下三种情况。(1)承压桩基四[itn(mm)。。O大部分建筑桩基功能为承受上部建筑物竖向永久荷载和使用荷载，桩身处于受压状态。偶然承受风载、水平地震作用、吊车等水平制动力等，导致桩身受剪、受弯，个别高耸建(构)筑物基础外边缘基桩可能出现受拉，但其拉力往往较小而且是瞬时的。因此，对此类桩基无需进行裂缝控制验算。(2)承受水平荷载桩基个别建筑桩基的功能以承受水平荷载为主，如拱形结构和支挡结构桩基。鉴于建筑桩基的水平允许位移控制在6rnrn或10mr口以内，一定程度上使桩身裂缝开展得到控制。对其进行裂缝控制验算时，应注意两点，一是要按《建筑桩基技术规范))]GJ94-2008附录C考虑承台(包括地下墙17第2章咂事设计基本规.体)基桩协同工作和土的弹性抗力作用计算受水平荷载(包括竖向荷载)的桩基的水平位移、桩顶和桩身内力。二是根据桩顶荷载和桩身弯矩按时昆凝土结构设计规范))GB50010进行裂缝控制验算。验算时，应按所处环境类别确定相应的裂缝控制等级及最大裂缝宽度限值(表2.3-4)。(3)抗拔桩基随着地下空间开发利用的迅速发展，裙房和地下车库的超补偿式基础的抗浮问题十分突出。抗浮措施包括:一是采用重度相对较大的钢渣混凝土实施压重;二是采用抗浮桩。这是迄今应用最多的抗浮措施，为提高抗浮桩的承载力，除普通等截面桩以外，涌现出了桩侧后注浆灌注桩、扩底灌注桩、后张元粘结预应力灌注桩等;三是采用抗浮锚杆，适用于地基为岩层或其他坚硬土层情况。受地震作用，基础外缘基桩可能出现拔力，但由于其作用的瞬时性，一般可不进行裂缝控制 验算。关于桩身的裂缝控制验算，首先应根据环境类别ZF水、土对钢筋的腐蚀等因素确定抗拔桩的裂缝控制等级。对于严格要求不出现裂缝的一级裂缝控制等级，桩身应设置预应力筋;对于一般要求不出现裂缝的二级裂缝控制等级，桩身宜设置预应力筋;对于三级裂缝控制等级，应进行桩身裂缝宽度计算。抗拔桩的桩身承载力和裂缝控制验算见第7章。2.4桩的类型与选型2.4.1桩的要素桩的功能是将荷载从地表传递至深部地层，通过桩土相互作用产生的桩侧阻力和桩端阻力获得比与桩相同材料用量的浅基础高得多的承载力和支承刚度。为确保桩的基本性能，桩应具备下列要素。这里所论及的桩是指相对刚性桩，不涉及用于地基处理的柔性桩。1.满足最小长径比工程设计中，常遇到坚硬持力层埋深较浅的情况，设计者面临这样一个问题，是选择桩基础还是浅基础。换言之，这时桩的长度要达到多少才能按桩端阻力和桩侧阻力常规参数计算其承载力?也就是桩的长径比最小应为多少?要从理论和实践上科学严谨地回答这一问题难度很大，一是既有文献中没有这方面的论述，二是前人从未进行过这方面的系统试验。这里从两方面来进行分析，提出工程应用的控制指标。1)桩端阻力的深度效应和上覆压力影响桩端阻力随进入持力层深度增加而增大，但进入深度达到某一数值以后，端阻力达到最大值，此后不再随进入深度增加而变化，称此深度为端阻力的临界深度。端阻临界深度hcp=7"""-"10d。实际工程由于持力层厚度有限和施工等因素，一般进入持力层深度远小于临界深度，但不宜小于规范规定的最小深度o持力层以上的覆盖土层通常较差较软弱，但其重力产生的传递至桩端平面的上覆压力，对于桩端土体单元产生侧向围压，由此提高土的剪切强度。当土出现侧向挤出时，上覆压力便起到约束挤出的作用。因此，上覆压力对端阻力的增强效应是明显的。从以上桩端埋置深度对端阻力的影响而言，桩的长度不能过小，该值为7"""-"10d。对于上覆松散、软弱土层者取高值。2)侧阻力的深度效应桩侧阻力大小取决于桩周土的剪切强度，而桩周土的剪切强度随土体围压增加而提高，即随182.4旺的类型与选型--霄~一-町_.胃深度增加而提高，但并非随深度无限增大，达到某一深度侧阻力达到最大值，随后不再随深度变化，只受土层性质的影响。这就是侧阻力的深度效应，其临界深度hcs 约为端阻力临界深度hcp的O.5"-""0.7倍。侧阻力的深度效应源于土体的拱效应，土越密实土拱效应越明显，且在地面以下较小深度出现。从桩侧阻力测试结果可看出这点，密实土体往往在桩顶以下2，-...，3m侧阻力便达到最大值，随后不再随深度增加而明显增大。3)桩的最小长径比的综合确定综合桩端阻力、桩侧阻力的深度效应和上覆压力影响，对于桩的最小长径比建议按如下原则确定:对于上覆松散、软弱土层情况，最小长径比l/d宜取不小于10;对于上下土层变化较小的情况，最小长径比宜取不小于7;桩端进人持力层的深度不应小于规范规定值，且应考虑桩的长径比接近临界最小值，应适当加深。对于嵌入中等强度以上完整基岩中的嵌岩桩，可不受最小长径比的限制o2.桩身材料应满足强度和刚度要求为使桩身能承受足够大的荷载而不产生明显压缩，通过桩、土刚度的显著差异产生桩土相对位移将荷载传递至深部土层，桩身材料应具备很高的强度和刚度o桩身应采用钢筋混凝土或钢材、型钢等现代材料制作。结合耐久性要求和桩身承载力要求，混凝土的单轴抗压强度标准值一般不宜低于16.7MPa，弹性模量不低于2.8X104MPa，即混凝土强度等级不低于C25，桩身配筋率不低于0.2%"""-"0.65%(小直径取高值，大直径取低值)。这样，一则能充分发挥地基士的支承阻力潜能，二则保持桩土刚度比Ep/丑不低于1000，使长径比不超过50的中长桩，能将荷载传递至桩端，有效发挥其端阻力。2.4.2桩的分类1.按承载性状分类根据极限荷载下单桩总侧阻力与总端阻力比例大于50%和小于50%划分为摩擦型桩和端承型桩两大类，根据总侧阻力与总端阻力在两类桩中的主次情况进一步划分两个亚类如下:「摩擦桩一一总端阻力小到可忽略不计。摩擦型桩|L端承摩擦桩一一总端阻小于总侧阻力o「摩擦端承桩总端阻力大于总侧阻力。端承型桩1L端;ij主桩一一总但ú阻力小至ü可忽略不计o1)按承载性状分类办法根据场地勘察报告提供的极限侧阻力标准值、极限端阻力标准值或参照现行《建筑桩基技术规范>>JGJ94----2008极限侧阻力和极限端阻力标准值经验参数计算单桩总极限侧阻力和总极限端力值，按上述分类原则划分桩的性状类别。计算过程应考虑一些特殊情况，对其侧阻力和端阻力值进行调整，包括:采用后注浆的桩应按规范规定对侧阻力乘以增强系数提高;对于非软土中的长径比为50----80 的长桩和超长桩的下部侧阻力和端阻力考虑其未充分发挥，乘以小于1的折减系数。2)按承载性状分类的具体应用(1)复合桩基设计的依据之一。在承台底地基土性符合不发生与承台脱空的前提下，对于摩擦型桩可考虑设计为复合桩基，对于端承桩则不能考虑承台分担荷载作用设计为复合桩基。(2)基桩桩径选择的依据之→。为优化设计，提高桩的性价比，对于摩擦型桩，一般情况下宜选择桩径~500----~800，端承桩则宜选择大直径乃至超大直径桩。且两者均应兼顾有利于成桩质量控制、荷载大小、合理长径比、有利于灵活布桩等诸因素。例如，荷载大、重心高的超高层19第2量缸墨i最计暴~规定建筑，桩径宜适当加大。(3)按"M;indlín解计算桩基沉降时，以单桩总端阻力比市和均布总侧阻力比卢为基本参数查表计算土中竖向应力气。(的以端承型、摩擦型桩为基本依据，对桩基沉降变形特性作出宏观分析。端承型桩沉降变形的群桩效应弱于摩擦型桩，最大沉降和差异沉降均小于摩擦型桩a2".接成桩方法分类按成桩方法分为:非挤土桩、部分挤土桩、挤土桩三大类，再按具体成桩工艺特点进一步划分为若干亚类，每一亚类包含若干成桩工法(详见表2.4-1)，;表2.中1幢型与成桩工艺选择桩在穿越土层桩端进入地下南商萌持力居水佳影响最大至挤密孔底脏类桩身护底端桩t生上出下以棋1声振2排盘(m)(mm)(rnm)长螺旋钻孔灌注桩300-800吨2801><016.><10号。丰)(:".6.><1006.6.10x无无{无在作干短螺旋钻孔灌注世300~80..I20"10><10á,)1:;O01}(1)<16.×。01><10Ol~XIOO无有元非据事反循环钻成孔灌注桩600-120080OO016.AAOOOOAO016.010OJ无有无挤 土正擂环钻戒孔灌注桩600-120080OO016.AAOOOOA…。CA010O无有无桩旋挖成孔灌注桩600-120060OAOA"liAOO0"6.4OOOOOO元"有元-铀孔扩底捆住桩μ600-12001000-160030OOOAAAOOOOAOAAAOO无有无贝诺托灌在桩800-160050OOOQOI.OAOOOOOOOOO无无元短螺旋钻孔灌注桩300~80020O。型。G×ιOAAA4OOAAOO无无无冲击成孔灌注桩600-120050。AAAOAXIXOOOOOOOOO有有无灌注t主螺旋钻孔压灌桩300-80025OAOOAOOOAA6."O|。t丁~:"".6.。丘A无无无桩钻孔挤扩多支盘桩700二":9001200,....;.1600"4QOCOAAú010OOAOo正主×oO无有元费桩挤预钻孔打人式预制糙500"一50OOO6.×OOO。(。4。O!i句.6.OO有无有预静压1昆凝土(预应力80060OOOA×A0101Li"lliL￥CQOAOOd无无有"1混凝土)撤口管桩桩|飞乒日遭钢桩规格"80、0OOC。AA飞AOO丁。G010GOO~有元无敞口钢管桩600-900"80.COO飞。AAoGOOOOOOQOOv有、":76有灌注桩内芳沉营灌注桩325,377460-70025OOOAAOOOXlli×OAA×OO有无有飞b"、2、桩挤土打口人铜武管棍疆土嗣嗣植500X50060O。OAAAO0,。AOOAAOOι有无有闭桂、理砸士ff桂1000飞也静凰缸1000二60OOA.t:J,AA01.6.AA×OOA×OO无:J[;有注$表巾带号。表示比辅告适Ie.;&，示有可能采用x表示不宜采用。202.4矛植的主型弓选辜!1)挤土效应是设计中应予考虑的重要因素成桩挤土效应经常成为诱发成桩质量事故的原因，包括:引起挤士灌注桩断桩、缩径、移位;大面积预制桩群上涌，桩端脱离持力层导致沉降大中国增加;预制桩接头被拉断;沉桩导致超孔隙水压力积聚、土体扰动、休止时间较短基坑开挖引发桩体位移、折断等。挤士效应随桩距增大而降低，对于饱和教土中的挤土桩当桩距由3d增至4d时，群桩挤土系数由巳=王d2/3dX3d~.0.087减至ζ=王d2/4dX4d=0.049。因此，桩距的设计应将挤土4效应作为重要因素予以考虑二2)挤土效应是成桩施工质量控制的要素对于挤土桩和部分挤土桩的成桩施工如何降低施工过程的挤土效应，是减少和避免成桩质量事故的关键。降低挤土效应的措施主要有:(1)采取如速排水和防挤措施饱和软薪土场地设置塑料插板v 应力释放孔等，以加速排水，防止超孔压积聚。当施工场地周围有相邻房屋、道路、管线等市政设施要求保护时，宜在场地外国设置防震沟(防挤沟)、应力释放孔等，以降低侧向挤土的相邻影响。(2)控制沉桩速率24h内，沉桩间歇时间不应少于8h;对于深厚高灵敏度软勃土场地，日沉桩量不宜超过5根，..间歇时间不宜少于12ho(3)引孔沉桩一般可采用长螺旋钻预钻小于桩径50，-....，100mm、长度为桩长的1/3"""-"1/2的孔，引孔与沉桩间隔时间不宜超过3h。3)地层土性是选择成桩工艺的重要因素桂穿越地层类别和性质，桩端持力层的类别和性质，是选择具体成桩工法工艺的重要依据。总体而言，钻挖孔灌注桩可穿透各种硬夹层进入各种性质的桩端持力层，但由于各种工法的钻进、护壁、出渣等工艺的差异，地层土性的适用性有别。其中泥浆护壁是适用性大、使用最广的护壁方式;套管护壁应用少;~1i质量不稳定;混凝土护壁只用于人工挖孔情况。排渣方式主要有泥浆循环排渣正、反循环;机具排渣「厅长、短螺旋钻机、旋挖钻机;人工排渣一一人工挖孔桩。预应力管桩由于经济指标好，近年来使用量增长较快，特别是在软土地区更为突出。鉴于其沉桩挤土效应和疏于质量控制，导致出现沉降量普遍大于灌注桩，且频发沉桩不到位、断桩、移位等质量问题。这说明预应力管桩的应用实践存在不少值得关泼的问题，首先，要避免在深厚中密以上砂层中选用预应力预制管桩;其次，要根据地层土性采取切实可行的械少挤土效应、确保沉桩质量的技术措施等。3..按桩径大小分提小直径桩.d<250mrIl;中等直径桩一250mm50m)或建筑物荷载集度高，也可采用旋挖钻或iE反循环钻成孔的灌注"桩，结合后注浆。4)湿陷性黄土场地当湿陷性土层薄，可采用后注浆灌注桩。对于温陷性土层较厚的高层住宅，可采用满布中小桩径的预应力管桩，利用沉桩挤土效应消除上部湿陷性黄土的湿陷性。既避免湿陷引起的负摩阻力，又可满足增强承载力和减小沉降的要求。这种作法，在太原地区取得了成功的经验。按传统理念，甲、乙级建筑工程的湿陷性黄土地基应采取地基处理消除温陷性或采用桩基。近两年来，黄土高阶地、山脊地带风电工程较多，若采用桩基，桩很长，费用过高，经分析这些地带地面水排泄通畅又无其他浸水可能，故采用地面进行硬化防渗处理，采用天然地基。这可谓 是从实际出发科学合理设计的案例。甘肃地区风电工程己采用这种设计方案。5)含漂石、块石的教性土、粉土场地对于这类场地，传统的成孔方法是采用冲击钻或人工挖孔，但冲击成孔效率低且现场排浆排渣量大、占地多。人工挖孔的人身安全问题多，已受严格限制。采用旋挖成孔巳成功解决这种特殊难题，就是在通过该土层时，以螺距上大下小的短螺旋钻头替换旋挖斗实行钻进。当遇粒径在~800mm以上弧石时，采用防水包装的小量炸药进行爆碎。的虚填块石场地沿海和内陆山区，采用开山爆破大块石填海或填谷造地。在这种特殊地层中成桩难度极大，23第2章桩基设计基本规.:迄今未开发出机械成孔设备和方法，既有工程均采取人工开挖加爆碎的办法，既危险又低效。因此，应事先进行周密规划设计，填方前先清除地面软弱土层，然后分层填筑开山石，分层强穷处理，形成高承载力的碎石地基，建造高层建筑也可免于打桩。20世纪80年代建造的贵阳龙洞堡机场就是按这样的程式和方法进行规划和处理的，厚达40余米成效很好。7)岩溶场地岩溶场地的桩基施工是另一个复杂变化莫测的特殊难题。岩溶场地不宜选用预制桩，因基岩面起伏变化大，且水溶岩表面往往不存在风化岩，预制桩桩尖无法人岩，导致桩尖处于不稳定状态，且可能在沉桩过程桩尖出现滑移折断。岩溶区采用灌注桩是势在必然，但成桩过程可能出现的问题往往十分复杂，要因地制宜地分析应对。如穿过溶洞时的成桩方法有:钢或混凝土套管护壁法;先灌注水泥土后钻孔成桩法等。又如当溶洞之上土层较弱，上下难以连续成桩时，可采用旋喷、搅拌等先行加固软弱上覆土层。又如当洞体跨距较小而上覆土层较厚，桩深而长、灌注混凝土流失量过大时，可考虑将桩调整为直径较小较短的桩，并实施桩底桩侧后注浆，形成整体性强、刚度大的持力层承担建筑物荷载。江西宜春高100m的邮电大厦桩基就是采用这种模式。8)嵌岩桩场地基岩埋藏深度、建筑物荷载大小与埋深是考虑是否采用嵌岩桩的三个因素。嵌岩桩的设计要避免走人两个误区:一是凡嵌岩桩必为端承桩，即不计上覆土层的桩侧阻力;二是为提高嵌岩桩的承载力，对于强度高于混凝土的硬质岩也实施扩底。鉴于嵌岩桩嵌岩费用和工时较多，设计应力求充分发挥基岩和桩身材料的潜能，做到桩身抗压承载力与岩土侧阻端阻总承载力匹配，桩身混凝土强度等级不宜低于α0。对于超高层建筑，可采取增加桩身配筋(随深度变截面)、提高混凝土强度等级(大于C40)来提高桩身轴压承载力。对于强风化层厚且土质较好(如花岗岩)的情况，可根据承载力要求斗成桩难度等因素，选择强风化层为桩端持力层，人岩部分的侧阻力和端阻力可按其风化层状态按碎石类、砂类土确定，这种情况下，桩属于非嵌岩桩。 9)扩底桩扩底桩要使用得当，避免走入三个误区。一是在桩侧土层较好、桩较长、桩端持力层性质接近于桩侧土层情况下实施扩底，会导致得失相当或失大于得。因为扩底将导致扩底端以上一定范围侧阻力降低，并增加施工难度和费用。这时应采取桩底桩侧后注浆增强措施更为有效。二是在存在软弱下卧层的情况下实施扩底，由于扩底会导致软弱下卧层的压缩量增大、沉降增加。三是在桩下独立桩基多桩承台情况下扩底，这时将导致桩距加大，承台材料消耗增加。对于基桩承受拔力的情况，实施扩底是提高抗拔承载力的方法之→。其技术经济效果可与桩侧后注浆进行比较优选。一般说来，当桩侧有砂、粉土层时，桩侧注浆增强效果明显;当桩端以上一定范围土层强度较高时，实施扩底，可为扩底部分提供较大抗拔阻力。110)挤土沉管灌注桩挤土沉管灌注桩虽然具有成桩效率高、造价低、不排浆排土的优点，但成桩过程的挤土效应造成断桩、缩径、桩土上涌和水平位移等常常是导致工程质量事故的主要因素，有的工程总因此而全部报废。因此除松散填土和液化土可利用其挤土效应而收到辅助效益外，其他地质条件下应慎重采用。近年来，某些地区发展起来的全过程内穷沉管灌注桩，断桩缩短可能性相对减小，但也仅限于剪力墙住宅工程中应用。因此，<<建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第3.3.2条2款规定沉管灌注桩用于淤泥和淤泥质土层时，应局限于多层住宅工程。242.5赶回帽掩力甚远陪2.5桩端持力层选择2.5.1桩端土支承刚度对侧阻力的影晌传统的认知是桂端土支承刚度只影响端阻力，不影响侧阻力。然而，根据近30多年不同土层中的试验结果表明，这一传统认识有待调整。以下引用4项试验成果对此现象进行了解，然后分析其发生机理。1.试验结果。一般站性土中干作业灌注桩试验结果北京桩基研究小组1975年于天坛小区在粉质辈黠古土中进行的长螺旋钻机干作业灌注桩不同桩端土刚度条件下极限端阻力q表2.5于-1北京天坛小区不同桩端土刚度试验结果极限荷载极限端阻力极限侧阻力桩径桩长长径比桩端桩孔底处d(mm)(cm)l/d侧土层理"情况Ql1<%)qpuq,uc%)(kN)(kPa)(kPa)8.8028.4柑辈古放50cm高草宠530100O61.8100 3108.8228.5-勒幸自虚土厚度小于10cm730138145872.21178.8221.0粉毒自放50cm高草笼7801007266.,21004208.7720.9粉蒙古虚土厚度小于10cm970124101171.71082)桩端土层为微风化岩层和密实细砂层中的钻孔灌注桩分层在悬底和实底条件进行的静载试验(表2.5-2>0表2.5-2悬底和实底灌注桩试验结果飞""、桩径桩长长径比极限荷载极限哺阻力极限侧阻力桩端土层桩底条件d(m)(cm)l/dQuCkN)(%)qpu(kPa)q.U(kPa)(%)悬1自3200100O1301000.811.7514.7微风化岩实底76002387650主55119;悬底5000100O72100川，0.825.0031.3密实细砂|飞毛实底6400128781KO1113)上海软土地基工程桩静载试验上海某工程灌注桩桩侧为淤泥质土、黠性土飞粉土，桩端为7-2层粉砂层.孔底况渣厚度分别控制为O和50mm"，其静载试验结果见表2.5-3。一表2.5-3上海某工程灌注桩静载试验结果也试验桩径桩长长径lt沉渣厚度极限荷载极限端阻力极限侧阻力编号d(m)(cm)l/d(mm)Qu(kN)C%)qpuCkPa)C%)qsuCkPa)C%)ST<20.85164504200100299、100:il.、6100ST-10.85164O63001503716124236.9117二主可》4)"石家庄不同土层中的模型试验25击2市有1M设计基本规定石家庄现场模型试验，桩径为190mm，桩长分为3m(A组)、5m(B组)、7m(C组)、9m(0组)4种，桩端持力层分别为粉土飞粉细砂、砂砾、粉生;各组试桩孔底处理分为三种情况:情况1.孔底放置50cm高草笼;情况2.30kg重锤穷3击;情况3.垫30cm厚干拌混凝土，30kg重锤穷20套。试验结果见表2.5-4口表2.5-4石家庄模型试验结果桩径桩长l(cm)长径比1孔底处理l/d极限荷载 Qu(kN)I(%)总极限端阻Qp~(kl,!)1灼总极限侧阻QsuCkN)I灿组别d(mm)A19019019019019015.81情况1114015.81情况21186l5.81情况3119226.3,1情况11325川-M-M-M-uB26.3情况234419015.0126:31情况31358…190,,17.01_36.81"情况11378Cf19017.0136.8，1情况214051907.036.8情况3I4251909.047.4情况l:1-8-6-8、人-PO-nv-、hk飞-9μ-ηL-r飞jn0v--qnu-dq-u7-n-vo叮EA--，A-唱EA--唱EA品106110100107112山一川一ω-M一川1001139.,91100mo1162.41山100"1324.211001780329.8103105100105109 23751339.01001:~77.72333398.047001410.9D丁i90"19.0-"147.4"1情况且4951909.01,"47.4I情况3I5062.711.1492.3494.92.试验结果变化特征上述4个地区不同土层中灌注桩孔底通过人为处理形成不同支承刚度，桩侧土层相同的静载试验结果反映出如下特征。1)孔底支承刚度差异导致极限端阻力、极限荷载变化较大者，极限侧阻力的变化相应加大。这说明孔底支承刚度增大不仅导致端阻力提高，而且导致桩侧阻力提高，侧阻力的增强幅度与桩端支承刚度的增强成匹配关系。但是侧阻力受桩端土支承刚度影响的变幅远小于端阻力的变幅，这说明二者的作用机理不同。!"2)气随着桩的长径比增大，侧阻力受桩端土支承刚度的影响随之降低。3)增强桩端土的支承刚度既可提高端阻力，又可增强侧阻力飞，减小沉降，因此，选择较硬土层作为桩端持力层、严控孔底沉渣或采用后注浆增强措施等具有极为重要的工程意义。3.桩侧阻力受桩端土J支承刚度影响的机理分析桩端支承刚度对桩侧阻力影响的机理r较多的一解释是桩端土破坏时发生梨形剪切滑裂面，滑动体对桩侧表面产生附加法向压力，从而提高桩侧阻力。然而，根据对桩端平面桩侧土体的竖向位移深标观测表明，由加载起至破坏，正一直发生漏斗形沉降，元隆起现象。分析认为，侧阻力的超高是由于桩身受压产生侧胀即泊松藏应所致γ泊松效应是指桩身受压产生侧胀，桩身受拉产生内缩F其侧向膨胀应变民或侧向收缩应变-Cr，为泊松比μ与轴向应变εz之乘积:erzμεzò显然，桩端阻力愈大，轴向应变εz和侧向膨胀应变εr愈大，桩侧阻力增强幅度愈大。2.5.2端阻力的深度效应1.端阻力的临界深度川叮当桩端进人均匀持力层的深度h小于某一深度时，其极限端阻力一直随深度线性增大;当进262.5怔瑞持万层选择人深度大于该深度后，极限端阻力基本保持恒定不变。称该深度为端阻力的临界深度儿，该恒定极限端 阻力为端阻稳值qpl(图2.5-"-1)0临界深度儿和端阻稳值qp]均随砂持力层相对密实度Dr增大而增大;凡随砂持力层以上的上覆压力(包括上覆土层自重和地面荷载)增大而减小。|恼界深度hcp一般为5"""-"12d,砂砾层大于教性土、粉土层，随持力层埋置深度增加而减小。①2.端阻力的临界厚度当桩端持力层以下存在软下卧层，且桩端与软下EM卧层的距离小于某厚度时，端阻力将受软卧层强度和层端阻qp松砂←一一←一一一一密砂夹层压缩性的影响而下降。称该厚度为端阻力的"卧界厚面|也I1.:".~...:;:度"tc0图2.5-1表示端阻随桩端进入密砂深度和离软L峪」一--1-"-牛牛斗兰.二-二.一一~ZI软土卧层距离而变化，当桩端进入密砂深度达到临界深度7儿，且离软卧层距离达到临界厚度tc时，其端阻力达到稳定的最大值qpL0这时要求密砂层厚度为hcp十tc"见图2.5-"1中的④。反之，当桩端进入深度h<儿或图2.5-1端阻随桩人密砂深度及离软卧层距离的变化距软卧层距离tp相应降低，导致桩身轴力随深度衰减较快J即桩侧阻力分担荷载比率较大，传递到桩端的荷载很小，当长径比!/d为30左右时，桩端荷载比小子3~:"。在软土地区，当长径比增至80左右时，在实施桩底桩侧后注浆的条件下，桩端荷载比可降至3%左右。31第2章桩基设计基本规定桩端荷载比很小，并不说明桩端持力层差、支承刚度低，而是由于桩侧土层分担了绝大部分荷载。(2)由以上工程地质和荷载条件相近的工程比较，如同处于北京CBD区的CCTV、银泰中心A座、北京电视中心综合楼、国贸中心三期工程。CCTV原设计桩端持力层为⑩层卵砾石、桩长51.70m，后经试验优化为桩端持力层⑤层细中砂、桩长33.40m，建成后沉降量为40mm左右;北京电视中心综合楼桩端持力层为⑦层卵砾石、桩长27m，建成后沉降量为45mm左右;而国贸中心三期工程桩端持力层选为@层卵石、桩长52m，虽高度达330m，但为钢筋混凝土钢结构，荷载集度与前三项工程差异并不大，而桩长较前三项工程长20m左右。由此看出，对于超高层建筑的桩基桩端持力层如何优选值得进一步探讨。河北开元环球中心，原设计为sb1200,sblOOO，桩长43m，鉴于上部土层过于坚硬，成桩难度太大，我们提出优化建议，桩径均改为sb1000，桩长改为30m。静载试验结果表明，在以桩身受压极限承载力控制的22800kN荷载下桩顶沉降和桩端荷载都很小。(3)表2.5-5所列超高层建筑的单桩静载试验结果，其加载值均未达到极限荷载，相应的桩顶沉降量也远小于桩基规范规定的缓变形Q-S曲线极限荷载，沉降40mm判定值，由此可以推定其桩侧阻力和桩端阻力潜能均较大。设计所取单桩承载力特征值小于试验最大荷载的1/2 ，故实际工程基桩的荷载水平是较低的o的考虑变刚度调平设计写字楼等高层公共建筑多采用框架-核心筒或柱架-剪力结构，这类结构的荷载与刚度分布十分不均，尤其是框架-核心筒结构更为明显，减小差异沉降和承台内力的变刚度调平设计便是以这类结构为主要对象。另外，高层主体与裙房连体建筑随着地下空间开发利用的迅速发展也愈来愈多，因而对主裙连体建筑桩基实施变刚度调平设计也成为一个焦点。通过选择不同桩端持力层和桩长实现基桩支承刚度的强化和弱化以减小差异沉降，对于存在两个或两个以上硬土层的场地而言是→种有效方式o如北京国际财源中心西楼，为地上36层、地下7层的框架-核心筒结构，设计采用白000后注浆灌注桩，核心筒基桩桩端持力层，选择⑩层细、中砂，桩长25m单桩承载力特征值Ra=9500kN;外框架柱基桩桩端持力层选择⑨层卵石、圆砾，桩长15m，单桩承载力特征值Ra二7000kN，并考虑桩土共同分担荷载按复合桩基设计;建成后最大沉降Smax=40mm，差异沉降.6.smax=0.0005l，仅为规范允许值的1/40又如北京佳美风尚中心，位于北京望京新城，由2座框筒结构主楼及与之相连的裙房及纯地下室组成，整个工程地下3层，位于同一大底盘之上，基础平面尺寸约260mX75m，主楼平面尺寸约56mX36m，地上24，-....，28层，高度99.8m，桩夜基础。基底埋探15.50，-....，16.20m，建筑面积约18万m20主楼核心筒面积占总投影面积的16%，-....，19%，竖向荷载占总荷载的39%-----42%，因此按变刚度调平原理进行设计。核心筒基桩桩端持力层选择@层卵、砾石，桩长37m，桩径sb80Q，外国框架柱基桩桩端持力层选择⑧层细、中砂，桩长17.4m，桩径1>800;长桩实施桩底、桩侧后注浆，试验所得单桩极限承载力Qu=12800kN;短桩实施桩底后注浆，试验所得单桩极限承载力Qu=5600kN，为弱化外围框架柱的支承刚度，按复合桩基设计;裙房和纯地下室均采用天然地基。建成后，最大沉降Smax=25mm，差异沉降.6.srnax二O.0005lo05.对可选桩端持力层进行综合比较可选为桩端持力层的土性条件是特定工程场地情况下的相对概念，在进行优选时应综合竖向分层排序、成桩难度、技术经济效益等因素进行比对。如杭州市区，基岩埋深40"-"""50m，基岩以上分布有5m以上砾石层，对于带地下室的建筑，基础底面离基岩面一般为30------45m，按传统桩322‘6承台形式和基桩布置基均设计为嵌岩灌注桩，每根桩成桩时间需3天，工期长、造价高。21 世纪初，破除传统作法，改为以砾石层为桩端持力层。通过多项工程应用，其单桩承载力与嵌岩桩接近，由二天成一根桂变为一天成三根桩。不仅造价大幅降低，建筑物沉降量也很小。由于砾石层自身承载力较高，桩端以下2-----3m为基岩，沉降变形必然很小。又如北京CCTV新址，地下室埋深20m，采用~1200后注浆灌注桩，基底以下有二层较好土层可选择为桩端持力层，一是⑨层细、中砂层，承载力特征值fak=400kPa，压缩模量Es=70MPa，厚度3.4m;下卧层为Es=15----25MPa的粉细砂、柑土层;桩身穿越卵石、圆砾、细中在l、、粉质稀土、粉土，其物理力学性质均较好，若以@层为桩端持力层，有效桩长为33.40mo工是⑩层卵砾石、细中在1、层，其压缩模最瓦=170MPa，厚度3.70m，夹有粉土、粉质和土;若以⑩层为桩端持力层，有效桩长为51.70r--J53.40m。经估算，以⑨层和@层为桩端持力层，~1200灌注桩经桩底桩侧后注浆，单桩极限承载力均可达30000kN以上，满足设计要求。设计究取何方案争议较大，决定各做3根静载试验后决断。采用反循环螺旋钻成孔，均采用桩端桩侧后注浆。试验结果汇总于表2.5-50由表2.5-5看出，A桩型桩端持力层为卵砾，压缩模量Es=170MPa，桩长为51.70----53.40m;B桩型桩端持力层为细、中砂，Es=70MPa，桩长为33.40m。但试桩的承载变形性状B桩型反而略优于A桩型，TP-A3还出现二次成孔且充盈系数达1.49，这反映出A桩型，由于桩太长，成孔时间过长，桩底沉渣、孔壁扰动和泥皮控制更为不利，虽然桩长比B桩型长55%，但其承载性状仍略逊于B桩型。另外，从表2.5一5可看出，桩端沉降量很小，桩顶沉降主要由桩身压缩引起。因此对这类桩基的沉降计算模型值得进一步探讨。综合分析两种桩长和持力层的试桩结果，决定采用较短的B型桩，由此节约投资约3千万元，工期缩短4个月。2.6承台形式和基桩布置2.6.1承台形式设计桩基承台形式应考虑地下空间利用、上部结构形式、特殊地质因素综合分析确定。1.考虑地下亘间利用一一带地下室的工程出于对建筑物整体稳定的需要，高层建筑桩基础应有与建筑物地面以上高度Hg相对应的埋置深度Hg/18，也就是说一般设有一层(对于小高层可能设有半地下室)或一层以上的地F室。对于多层建筑由于使用需要也有设置地下室的情况。出于利用地下空间作为停车场、商场、仓库 等需要而地上空间受限时，则建造纯地下室。总之，地下空间的开发利用巳随着社会发展需要成为一种兴盛趋势。桩基承台形式的设计应与地下空间的利用相结合。对于荷载较大的高层建筑桩基，其承台形式设计主要应从如何发挥地基土与桩共同分担荷载又能充分利用地下空间的角度来设计承台形式。纯地下室和多层建筑的地下室结构一般为框架结构，为有效利用地下空间，框架柱桩基承台形式有以下几种选择。1)柱下独立承台加抗水板通常柱的荷载不大，桩数少，因而承台平面尺寸小，在柱下承台之间设置抗水板。抗水板板顶标高宜与柱下承台顶齐平，这样有利于地下空间的利用。2)柱下承台之间设置纵横梁，纵横梁之间设抗水板33需2童1哇罄设计基本册.:-般情况下宜将抗水板底与梁底齐平，在纵横梁之间填土和地坪棍凝土找平，这种形式承台鹿和抗史k板处于同一标高，有利于防水层和钢筋混凝土工程施工，地下管线散设于抗水板之上，有利于维修o这种梁板形式适用于水浮力大或柱荷载大的情况。也可在抗水板中设置纵横向承台连系梁暗梁，此时抗水板厚度不应小于400mmo"抗水板"实非单纯抗水功能，低水位条件下的独立桩基承台也设置抗水板。抗水板实际起到抗水、增强承台之间的整体性、分担坚向荷载三种功能，因此，抗水板宜设计为全覆盖(置于独立承台之上)的薄榄板。对于纯地下室和地面多层建筑的情况，由于多属于挖土重量大于结构物自重的超补偿情况，在地下水位较高的条件下，存在抗浮问题，即需设置抗浮桩，故上述柱下桩基承台所指桩多为抗浮桩。当浮力较大时，宜将桩设置于柱下和梁下，这样可改善梁板的受力状态。2."考虑上部结构形式1)框-筒、框「剪结构中匡-筒、框-剪以及框支剪力墙结构一般为高层建筑，设有一层或一层以上地下室，宜选用平板式徨形承台、平板与梁板式混合型承台(核心筒采用平板式承台)。当柱下桩数很少、地下水位低时，也可采用筒、柱独立承台加抗水板形式，但这种形式不适合在?及70以上地震设防区应用，且不利于发挥柱筒之间、墙柱之间宿板下地基土分担荷载作用按复合桩基设计减少用桩。对于箱形承台，虽其整体抗弯、抗冲切的性能高于接形承台，随着地下空间利用需求增长，箱形承台的使用率显著减小。2)剪力墙结构将剪力墙结构的基桩布置于墙下，呈单排或锯齿形排到，其承台梁与墙体、墙间抗水板(或徨形承台)共同工作。由于墙体荷载的大部分直接传递于基桩，接板不受基桩冲切和剪切;又由于墙体间徨板跨距小，由土反力和水浮力引起的夜板内力不大。因此，墙下使板厚度可远远小于 高层框筒、框-剪结构的厚度((建筑桩基技术规沮)>JGJ94---2008第4.2.1条规定不应小于400mmo上海消防大楼为32层、高度101m剪力墙结构，桩箱基础，其箱形承台底板厚度仅为600mm，底板钢筋应力测试值仅为14.2MPa。剪力墙下摆形承台与箱形承台底板受力状态相似，仅受土、水反力产生的局部弯矩，由此说明，剪力墙下榄形承台应有别于框-筒、框-剪结构，厚度可减小。剪力墙结构的德形承台，墙下一般可不单独设承台梁，仅于接板中设置暗梁(单边配筋率不应小于0.2%)，当桩距超过4m、且徨板厚度较小(400----500mm)时可设计为梁(墙下)板式承ι口o某些地区的高层剪力墙结构桩基仅在墙下设条形承台，房心部分不设防水板，也不填土，当然也不利用地下空间，而是将首层楼板适当加强，以节省材耗。这种作法显然降低了基础的整体刚度，对于抗震设防区而言是不利于抗震的，尤其是软土地区高层建筑采用这种承台形式更为不当。3)多层框架和单层排架结构当采用柱下独立桩基承台，对于框架，承台之间应设置纵横向连梁，增加水平荷载作用下的整体性，承受柱底部分弯矩。当框架结构设有地下室时，宜采用平板式或梁板式接形承台。对于单层排架结构，因只能在承台纵向设置连梁，故当厂房高度大、地震设防烈度高时，柱下独立桩基厂房横向基桩不应小于2根。342.6]j<台形式和基桩布置-3.考虑特殊地质因素对于7度及以上地震设防区液化土场地、软土场地，各种结构形式的高层建筑桩基宜选用筷形承台，以增强地震作用下建筑物的整体性。2.6.2基桩布置1.桩距控制由于以下两个因素应对最小桩距予以控制:一是考虑群桩效应导致过小桩距的群桩侧阻力降低，从而削弱桩基承载力;二是考虑成桩效应，对于部分挤土和挤土桩成桩过程挤土效应随桩距减小而加剧。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第3.3.3条1款(表2.6-1)关于基桩最小中心距的规定是在考虑上述桩侧阻力的群桩效应和成桩挤土效应与桩距关系及受土类别、土的饱水状态、桩的排列与间一基础下的桩数等因素影响而作出的规定。表2.6-1基桩的最小中心!2土类与成桩工艺排数不少于3排且桩数不少于9根的摩擦型桩桩基 非挤土灌注桩3.0d非饱和土、饱和非甜性土3.5d部分挤土桩饱和蒙古性土4.0d非饱和土、饱和非黠性土4.0d挤土桩饱和布性土4.5d钻、拮孔扩底桩2D或D十2.Om(~D>2m)沉管穷扩、非饱和土、饱和非甜性土2.2D且4.0d钻孔挤扩桩饱和黠性土2.5D且4.5d注1.d回桩设计直径或方桩设计边长，D一-扩大端设计直在。2.当纵横向桩距不相等时，其最小中心距应满足"其他情况"一栏的规定。3.当为端承桩时，非挤土灌注桩的"其他情况"一栏可减小至2.目。1)非挤土桩最小桩距其他情况3.0d3.0d3.5d3.5d4.0d1.5D或D十1.5mC当D>2m)2.0D且3.5d2.2D且4.0d根据蒙古性土、粉土、砂土中的钻孔桩群桩试验，当桩距小于3d时，侧阻力由于桩与桩的相互作用而有所降低。这种效应在勃性土中相对更明显，而在松散粉土和砂土中则不明显，甚至发生沉降硬化效应而导致侧阻力增强o2)部分挤土桩最小桩距对于冲孔灌注桩、预钻孔打入(静压)预制桩、打入(静压)敞口钢管、敞口预应力混凝土空心桩等部分挤土灌注桩，当桩基中桩数不少于3X3时，其最小桩距应在非挤土桩最小桩距基础上适当增大，对于非饱和土和饱和非蒙古性土最个桩距为3.5d，对于饱和秸性土最小桩距为4.0d;当桩基中桩数少于3X3的其他情况，其最小桩距可在以上规定值基础上减小为3.0d和3.5d。这主要考虑挤土效应与土的渗透性质和是否饱和有关，饱和蒙古性土中沉桩挤土产生的超孔隙水压力的消散很慢。3)挤土桩最小桩距 对于沉管灌注桩、沉管秀(挤)扩灌注桩、打入(静压)预制桩、闭口钢管桩、闭口预应力35第2章桩墨设计基本规.?是凝土空心桩等挤土桩，其挤土效应甚于部分挤土桩，故其最小桩距应在部分挤.士桩基础上适当增大O.5dou扩底桩最小桩距铀、挖孔扩底桩的最小桩距的规定虽然无需考虑挤土效应，但应考虑扩底端以上桩身侧阻力能有效传递到桩端平面的土体中，其次应考虑相邻桩扩大头施工过程不致发生窜孔。故对于桩基中桩数不少于3X3桩数时，最小桩距为2D或D+2m(当D>2m)，其他情况为1.5D或D十1.5m(当D>2m)。沉管劳扩、钻孔挤扩桩的最小桩距，除考虑不小于非挤土的钻、挖孔扩底桩最小桩距外，尚应考虑开扩和挤扩过程产生的挤土效应，故规定最小桩距应考虑土性和饱水状态适当加大，对于桩基中桩数不少于3X3桩数时最小桩距，对于非饱和土、饱和非秸性士为2.2D且4.0d(即应满足2.2D外尚应满足4.Od),.饱和教性土为2.5D且4.5do5)端承桩最小桩距对于端承桩，当桩数少于3X3，即属"其他情况"时，由于其桩侧IJ阻力小到可以忽略，故不需考虑桩侧阻力受群桩效应的影响，-最小桩距可降至2.5do6)采取减小挤士效应措施后部分挤土和挤土桩的最小桩距对于采取有效减小挤土效应措施，包括预钻孔、饱和黠性土层中采取插置塑料排水板、设置应力释放孔等，其部分挤土桩、挤土桩的最小桩距可根据其减挤效果将规范规定(表2.6-1)的最小桩距相应减小O.5r---1.Od，但不应小于3do2.优化桩基受力和变形1)缩短荷载传递路径基桩宜布置于柱、墙、核心筒冲切锥体以内，降低承台的冲、剪、弯内力，减小承台材料消耗。2)优化基桩的受力状态对于以竖向永久荷载为主的情况，应使桩群竖向承载力合力点与竖向永久荷载合力作用点重合，促使各基桩受力趋于均匀。对于水平力和力矩作用较大的情况，基桩布置应使水平力和力矩作用方向有较大的截面抵抗矩。3)合理采用单柱单桩对于柱鹿力矩和水平力较小情况，当基桩为大直径端承型桩时，可于柱下布置单桩，降低承台材料消耗。2.7桩筷基础变刚度调平设计基于传统理念设计的高层建筑基础有两个突出特点:一是采用厚役或箱形基础，刻意追求天然地基;二是采用满布桩、均匀布桩，乃至采用挤土灌注桩的桂授、桩箱基础。其基本理念是只 求满足承载力与荷载的总体平衡，缺少优化地基基础受力性状、减小差异变形的思维。这种资源投入大、看似安全的设计实际效果如何，是值得我们关注的问题。从沉降观测和使用的效果看是不能令人满意的，有的甚至成为造成工程事故的诱因。我国每年建造高层建筑上亿平方米，其中，住宅建筑多为剪力墙结构，称其为第一类结构体系，办公楼等公共高层建筑主要采用框架F核心筒结构，部分采用框架-剪力墙、筒中筒结构、框支剪力墙结构，称其为第二类结构体系。这两大类结构体系的力学特性有很大差异，前者整体刚度大，荷载与刚度分布较均匀，上部结构362.7怔挠墓础变目Ij匮调平设计刚度对基础的贡献大;后者整体刚度较差，荷载与刚度分布不均，上部结构与地基、基础相互作用特性更复杂，设计难度较大，工程中由于设计不当而引发的问题更多。就实际工程应用和发展趋势看，桩侥基础是高层建筑基础的主要形式。2.7.1传统设计理念的若干误区1.加大基础刚度，刻意追求利用天然地基20世纪80年代，我国改革开放初期由于经济水平低，高层建筑基础设计的主导理念是在天然地基承载力满足荷载要求的情况下，以采用箱基加大基础刚度不打桩为第一选择。这种设计理念主导下的设计的实际效果如何当时不能作出回答，根据建成20多年后的差异沉阵、地下空间的利用率等诸多问题应可作出评价。图2.7-1为北京中信国际大厦天然地基箱形基础竣工时(1984)和使用4年(1988)后相应的沉降等值线。该大厦高104.1m，框筒结构;双层箱基，高11.8m;地基为砂砾与教性土交互层1984年建成至2004年(20年)，最大沉降由6.0cm发展至12.5cm，最大差异沉降e.Smax二O.004Lo，超过规范允许值[.SmaxJ=o.002Lo(Lo为二测点距离)一倍，碟形沉降明显。这说明加大基础的抗弯刚度对于减小差异沉降的效果并不突出，但材料消耗相当可观。另外，地下室由于箱基墙体过密，利用率很低。RR叶E0.6b叩帽ilj由:非FE〉一-守- Rvì.。旷飞"tGCE。Jl基础平面图0.50.50.5O,St.50.5,0.5口口口口§0帆5f川ω四日90川则叫64.30m了=5.48cm0.50.50.5。φ50.50.6O当寸、严画画面『、,---寸声E口QuO.80图2.7-1北京中信国际大厦箱基础沉降等值线(s单位cm)2.天然地基，主裙连体箱基沉降差超标图2.7-2所示为北京某大厦建成2年沉降等值线。该大厦主楼高156m，框架一核心筒结构，裙房地上4层，地下室主裙均为3层，置于同一箱形基础上，箱形基础高4m，底板厚0.8mo地基土层分层和性质与北京中信国际大厦类似，也存在蒙古性土下卧层。建成2年，沉降量Smax二10.2cm,Smin=1.72cmo主裙之间差异沉降出现于与主楼相邻的裙房一侧第一跨内，达到.Smax=O.0045Lo(L。为两测点间距);主楼范围，核心筒与外框架柱之间的差异沉降也达到.Smax=37第2章桩基设计基本规定22990009000做。批=叫咱札炮制服叫中协目肋伊ihh土研明附μK愤础知兔盹腥忧刊协胎UM姗稳归t服缸刺也载避板桩高地注形×至层鹏则m异将可刺在蜘娘娘牛放在H)降叫四川始阳高匀度降导某该ωO极of早期号划。乱叫肌肺Td骂骂靴…吠…肌肤年最形虽于支"匀一那一Jm栋h川即建二一终碟桩由的配士所缝[础斗切信让练时最显设但布匹桩4裂)基a乙m12中P值建计明明"分不土旦"8川bxω才 叫据实等川预呈说降匀筒挤乙位叫将桩hn协商咀根L降h""这沉均心也图布1结"4厚标或展况乙短似了致核裂、上剪mL板底制院发的厚较类小导的开面地框n·梁底基制况步年板对基HJ马)降形忡「一徨相箱乍陆J地j1(-m线碟边戚"长上们们扣且相拥值剧协阳崎阳轧腥气phi哥哥阴阳扣时却匀层然〈一刷一沉剧时咱夜均卧沃)一则一副)捕白TZd→r某如沉大丑性分立川←桩LKMW筒异降良=t降q国布剿jM赔阳击报沉@ETA降醺tzd川一立即剧酬明为批蛐灿44仰而←Z旧杠棚r刑剧川-晾(剧dh向严凹且将;AH，-rt飞OK。溃，2肌3m且推"比蜀"向儿认mw年;l用旧川图队却采队右382.7旺N基础变同U~调平设计厂一一一一一一i1只有顶盖无外墙(a)田皿E...[(1mE日E寸E『11-".1l1li-..111111...11....IIIJ...性·111l1li1.....,......gr卜..1.1-">.,111-.....1111...11..".,..11...111..,...111..11..1.....1....11-......11.....1.........11.111........111..11111....,...I~....11......问·..11111自民.......,..E目...且....W..11...:~:~Hg........寸11111飞r.l且J且....!..G:]k习~..豆卫函....L.L..I..日G::JW言叮1.11UO(840084008400840084008400840042008400150g150人ω-l~-I一井简i「斗-f-r-人ω|①l①圈例:-l单丽裂十双面裂(e)图2.7-4昆明某大厦桩筷基础布桩、裂缝示意(α)高低层平面范围(b)基础桩位布置图(c)底板主虱型缝出现位置示意图;Cd)主次梁斜裂缝出现位置图(e)主梁斜裂缝侧立面示意图39第2章旺墓设计基本规fE粉质勃土，桩端持力层为中等压缩性蒙古土层。工程建至12层时，基础底板出现局部开裂、渗漏; 结构封顶时，底板大面积开裂，最终对承台实施加圃，于梁侧加焊钢板、填充混凝土形成平板厚夜承台。本工程采用均匀密布桩距3.6d的挤土灌注桩和施工质量失控是酿成事故的原因。首先，基桩抗力与不均匀荷载不匹配，导致差异沉降和饶板内力加大;其次是密集的沉管灌注桩的挤土效应导致断桩、缩颈、桩土上涌的可能性增大，而施工过程中未采取有效的质量控制、监测措施，基桩的质量问题加剧了均匀布桩引发的差异沉降和承台开裂。从图2.7-4(c)看出，底板裂缝多集中于荷载大的电梯井周围和框架梁与电梯井相连处，这是由于核心筒荷载与其下部桩群反力差形成的冲切力、剪切力所致。由图2.7-4(d)、(e)看出，电梯井侧与基础⑤轴线正交的主次梁端部出现起始于梁下部的斜裂缝和竖向裂缝，这是由于北侧桩群承载力不够引起的剪切和挠曲裂缝o5.均匀布桩导致桩土反力分布呈马鞍形图2.7号、图2.7-6所示为武汉某大厦桩箱基础桩、土反力实测结果。该大厦为22层框剪结构，基桩为sb500PHC管桩，1=22m，均匀布桩，桩距3.3d，桩数344根，箱底面积42.7mX24.7m，箱底土层为粉质稀土，桩端持力层为粗中砂。。100300500700L(kN)板层底4HMM却图2.7-5武汉某大厦桩箱基础桩反力测试结果O暗0.1~0.2~0.3刊0.4哩。50.6图2.7-6武汉某大厦桩箱基础土反力测试结果由图2.7-5看出，桩顶反力在底板自重作用下呈近似均匀分布，随结构刚度与荷载增加，外缘之增幅大于内部，最终发展为中、边桩反力比达1:1.70图2.7-6所示桩间土反力发展为中、边部反力比1:1.4。两者均呈马鞍形分布。这种马鞍形的反力分布必然加大承台的整体弯矩，而整体弯矩的加大不仅促使承台材料消耗增加，还将增大承台挠曲差异变形，并引发上部结构次应力o 针对上述马鞍形桩、土反力分布，有的学者主张加强箱、徒外围基桩的承载力以弥补外围基桩承载力的不足。其实，这种马鞍形桩土反力分布并非外围桩承载力不足所致，而是由于桩、土402.7咂在基础变刚暨泪平设计......回I:.w宿营相互作用引起内部桩、土竖向位移大于外围，导致内、外桩土竖向支承刚度不均所致。若加大外围桩的刚度，马鞍形反力差异更趋加大，形成恶性循环。科学的方法应该与此相反，即相对弱化外围桩的支承刚度，相对强化内部桩的支承刚度。2.7.2变刚度调平优化设计1.变刚度调平设计的理论原理造成桩侥基础碟形沉降和马鞍形反力分布的基本原因，一是上部结构荷载分布的不均性，对于框-筒、框剪、筒中筒等结构，核心筒和电梯井等墙体密集区的荷载集度高于外围框架区;二是由于桩士相互作用导致桩群的竖向支承刚度分布发生内弱外强、变形发生内大外小、桩土反力内小外大的变化。为避免这种负面效应，突破传统设计理念，通过调整基桩的竖向支承刚度分布，促使差异沉降减到最小，基底反力分布模式得到改变，承台内力和上部结构次应力显著降低。这就是变刚度调平设计的基本内涵。高层建筑地基(桩土)作为共同作用体系上部结构一基础地基(桩土)中的组成部分，其沉降受三者相互作用的制约。共同作用体系的总平衡方程为:([K]st十[K]F+[K]s(p,s)){U}={FLt+{Fh式中:[K]st为凝聚于基础(承台)顶丽的上部结构刚度矩阵[K]F为凝聚于基底的基础(承台)的刚度矩阵[K]咐，时为凝取于基底的地基(桩土)支承刚度矩阵{U}为基础(承台)底节点的位移向量(沉降);[Flt、[F]F分别为凝聚于基底的上部结构、基础(承台)的荷载向量。基底平面上某一单元节点i的支承刚度是上部结构、基础(承台)、地基(桩土)在节点i凝聚刚度的叠加，节点t上的荷载是上部结构、基础(承台)在节点i凝聚荷载的叠加，节点i的竖向位移与节点i荷载成正比，与支承刚度成反比(桩土的有效支承刚度受相互作用影响而削弱)。由此可见，基础(承台)竖向位移(沉降)的分布，在荷载分布确定的情况下，自然就由支承刚度的分布确定。要使沉降趋于均匀，就应使各单元节点的支承刚与荷载大小相匹配。对于特定的建筑物，其上部结构刚度[K]st是确定的;另外采用加大饺板(承台)厚度，借以提高支承刚度[K]F减小沉降的有效性相对较小，而投入相对较大。因此，调整桩的分布即优化桩士支承刚度[K]s(川分布，使其与荷载分布和相互作用效应相匹配，是促使沉降趋向均匀的有效途径。因而，变刚度调平设计乃是运用结构、桩、士体系的承载变形机理优化高层建筑桩基设计的理论和方法。 2.变刚度调平设计模型试验@1)试验概述为研究高层建筑变刚度调平桩饶基础承载变形与工作机理，在石家庄某现场进行了大型模型试验o试验场地自地表起第①层土为粉质薪土，层厚1.30,......,2.OOm，平均厚度1.75m，可塑状态，中等压缩性，Es=5.5MPa，地基承载力特征值fak=160kPa;第②层为粉土混砂，厚度2.20"""-"2.70m，平均厚度2.48m，中密状态，Es二12.üMPa;第③层为中砂，厚度1.00"-"""2.60m，平均厚度1.50m，中密状态。模型试验的原型为地上20层地下I层框-筒结构，柱网纵横向均为8m，每边各5跨，平面尺寸为43mX43m，中部核心筒平面尺寸为12mX12m;首层高4.2m，其余层高3.6m，总高83.4m，上部结构总荷载为325000kN，埋深5m，役板厚1.5m，自重66560kN;基桩采用钻孔@参加I该试验的有中国建筑科学研究院地基基础研究所刘金册、张武、迟铃泉、席宁中等，河北省建筑科学研究院张振栓、王维玉、:X1J东林、赵占山等。41拙蛐高榈陆平榈树望而试验D:桩街变桩距变桩长试验E:桩摆变桩径变桩长试验C:桩挠变距桩~1,)试验塌地(平整保护)试验F:带裙房主楼变刚度布桩试验G:复舍地基变桩距①①①①①①①①①4300430043004300图例:d=150,L=2md=150,L=3md=150、L=4md=250,L=2md=250,L=3m①②③④⑤单桩复合地基O试验单桩端阻与恻阻测试国 .锚桩带台单桩O囚图2.7一7变刚度桩援基础试验平面布置图2.7枉~基础变刚匿调平设计"哩回灌注桩，桩径1.5m，桩长一般为20m，变刚度布桩区对桩径桩长适当调整。模型试验比例尺为1:10。夜板设置于地表粉质勃土层上，为模拟基础的埋深效应，在在板周边堆置2"-"""3层铁块。为模拟上部结构刚度对基础的贡献，将与上部结构刚度等效的预制框架置于徨板之上，形成上部结构一徨板一一桩土共同工作体系。试验分为8组(平面布置及布桩见图2.7-7):A天然地基徨板基础。B均匀布桩的桩饶基:桩径d=150mm，桩长l=2m，桩距sa=3d，桩数n=61根。C变桩距桩徨基础d=150mm，l二2m，核心筒区桩距sa=3d，桩数n=12根;外围框架区为单柱单桩，桩距sa=5.33d，桩数n=32根。D变桩长、变桩距桩徨基础:核心筒区，d二150mm，1=4m,Sa二3d，n二12根;与核心筒相邻的框架柱(每边各2柱，共2X4柱)，d二150mm，l二3m，η=8根(单柱单桩);外国框架柱(共24柱)d=150mm,l=2m,n=24根(单柱单柱)。E变桩径、变桩长、变桩距桩夜基础:核心筒区，d=250mm,l=4m,Sa=3d,n=5根;与核心筒相邻的框架柱(每边各2柱，共2X4柱)，d二250mm，l二3m，η二8根(单柱单桩);外围框架柱(24柱)，d=150mm,l=2m，η=24根(单柱单桩)。F裙房徨板(天然地基)与高层建筑桩夜连体基础:高层建筑为3跨X4跨，核心筒为8mX12r口，d二150mm，l二2m，n二33根;裙房天然地N板与高层主体桩基承台连成一体。G变桩距复合地基徨基:素混凝土桩，桩径、桩长、桩距与试验C相同;饶板下设置砾砂褥垫层，厚度为100mmoH核心筒区局部布桩复合地基徨基:核心筒区及相邻12框架桩(单柱单桩)布桩与试验G相同。试验加载采用36个千斤顶安置于核心筒4角和各框架柱顶，按PKPM分析荷载分成4个不同荷载区，相同荷载区的千斤顶并联用同一油泵加载(见图2.7-8)。加载梁系统千斤顶平面及油路连接图2.7-8千斤顶油泵与主次梁加载系统各试验均于桩身埋设应变计测量桩顶反力、桩侧IJ 阻力和桩端阻力，承台底埋设土压力盒测量土反力，部分试验埋设深标测量桩间土和桩底以下地基上分层沉降变形，夜板顶面多点安设百分表测量役板的沉降变形分布。43第2章桩基设计墓本规E2)部分试验结果(1)沉降变形特征表2.7-1变刚度桩摆基础不同荷载水平下的特征沉降荷载CkN)特征沉降试验A试验B试验C试验D试验E最大沉降(mm)3.280.981.801.381.961625相X才差异前降(%)0.060.080.050.040.05最大沉降(mm)10.633.516.132.872.953250相对差异沉降C%)O.15O.27O.130.05O.06最大沉降(mm)38.837.9711.413.817.344875相对差异沉降C%)0.42。:380.210.06O.12最大沉降(tnm)15.4726.247.4315.366500相对差异沉降(%)0.53O.350.070.25注:相对差异沉降系最大盖异沉降tlsmax与二测点距离，也之比的百分率。由表2.7-}看出不同变刚度模式的沉降变形特点如下:①均匀布桩试验B与天然地基试验A相比，最大沉降减小70%，但相对差异沉降在荷载水平较低时略大于天然地基，荷载水平超过天然地基承载力特征值后，随着地基塑性区的开展，试验A的最大沉降急剧增加，相对差异沉降也随之增大。②变桩距试验C与均匀布桩试验B相比，前者最大沉降较后者大40%多，而相对差异沉降反比后者小约40%己虽然前者桩数较后者少28%，但由于荷载集度高的核心筒区布桩加强，导致其最大沉降显著减小，从而大幅降低相对差异沉降。这也是优化设计追求的目标。③变桩长试验D与变桩距试验C相比，前者最大沉降比后者小23%----72%，相对差异沉降比后者小20%----80%，其差异随荷载增加而逐渐扩大。这说明于荷载集度高的核"L"筒区，以加大桩长办法增强支承刚度比仅加密布桩的效果更为明显。二者的桩数和桩径均相同，唯前者核心筒区的16二根桩由桩长2m加大至4m(8根)气和3m(8根)，支承刚度显著增强，导致最大沉降和相对差异沉降大幅减小，调平效果最佳。④变桩径试验E与变桩长试验D相比，前者最大沉降和相对差异沉降均较后者大。这可能 由于受两个因素影响所致r--"是试验E核心筒区的桩数仅为5X苦"250，~l=3m，较试验D少11根;二是试验E核心筒区桩长为3m，而试验D为4tn;由此导致试验E核心筒区的支承刚度增强程度低于试验Do实际工程应根据场地具体特点，按强化荷载高集度区的基桩与支承刚度的原则实施布桩，调整桩长、桩距、桩径均属可选方案。(2)沉降等值线分布桩基承台的沉降等值线分布可更直观的地反映变刚度的调平效果。图2.7-9是等桩长与变桩长桩饶基础的沉降等值线。从中看出，在相同荷载下，变桩长试验D最大沉降仅为等桩长布桩的40%，相对差异沉降仅为t::.s/lo:!:=O.05%，相当于规范允许值0.2%的1/40图2.7-10为天然地基街基(a)试验和核心筒区刚性桩复合地基局部增强徨基(的试验。从中看出，在相同荷载下，后者最大沉降仅为前者的40%，相对差异沉降趋近于零。442.7旺.基剧变刚度调平设计。om守广-r一广-1--"-11-1喃喃广-1-寸-"1十一卡F才可斗-~I军L一LJlL_IJl_I_..J1寸"L_L一|一一l一_L.JlL_L_1__1_-I_..jl4300ocm寸。cm寸4300(a)OOR申卡斗++斗-4卡+f11仁胃寻4~+斗卡十告国#卡斗卡-卡十十十才图2.7-10核心简区局部增强(刚性桩复合地基)与克桩桂极模型试验(P=32SQkN)(a)无桩在极(b)核心区刚性桩复合地基Cd==150mm,L=2m)(d)(的罔2.7-9等桩长与变桩长征基模型试验CP=3250kN)(α)等长度布桩试验C;(的变长度布桩试验D;(c)等长度布桩沉降等值钱(d)变长度布桩沉降等值线(c)(3)桩顶反力分布 桩顶反力比CF=3250kN)内部桩边桩角桩试验细目Q;/QavQb/QavQc/Qav等长度布桩试验C76%140%115%变长度布桩i式验D105%93%92%表2.7-2从表2.7-2各桩桩顶反力与平均反力Qav之比测试结果看出，等桩长桩基桩顶反力呈内小外大马鞍形分布，变桩长(变刚度)桩基转变为内大外小碟形分布。后者分布形态可使承台整体弯矩、核心筒冲切力显著降低。3.变刚度调平设计实施细则1)调整桩土支承刚度分布以调整桩土支承刚度分布为主线，根据荷载、地质条件和上部结构布局，考虑相互作用效应，采取强化与弱化结合，减沉与增沉结合，刚柔并济，整体协调，实现差异沉降、承台内力最小化目标。对于荷载集度高、分布面积大的区位(如框筒结构核心筒)予以强化，对于荷载集度低、分布面积小的区位(如裙房、核心筒外围框架)予以弱化。关于桩土支承刚度，在实际设计操作中近似以桩土承载力进行度量。对单桩，支承刚度与桩承载力皇正比关系，对于群桩，尚应考虑支承刚度随桩数增加、桩距减小而降低的群桩效应。强化模式有:加大桩长支承于更坚硬的持力层(当有不少于2个桩端持力层可供选择)、增加桩数、加大桩径〈端承型桩)、按普通桩基计算承载力(不计承台效应)。弱化模式有:减小桩长(当有不少于2个桩端持力层可供选择时)、桩径(端承型桩)、桩45第2章桩基设计基本规定数，按复合桩基(地基土元与承台脱空可能时)计算承载力。2)减小相互作用效应对于框-筒结构，应减小各区位应力场的相互重叠对核心区有效刚度的削弱，基桩布局宜做到竖向错位或水平面拉开距离〔见图2.7-11(a)J。核心区设计为普通桩基，外围框架设计为复合桩基。当地基承载力满足平均荷载要求时，对于180m以下高层建筑，可于核心筒区以局部刚性桩复合地基增强，外围框架区采用天然地基C见图2.7-11(b刀。(α)(b)图2.7-11框架-核心筒结构变刚度优化模式(α)桩基复合桩基的局部刚性桩复合地基或桩基3)考虑核心筒的群桩效应和框、筒相互影响对核心筒实行强化指数控制当框-筒结构核心筒桩端平面以下主要压缩层(核心筒宽度)的压缩模量当量值Es低于15kPa时，宜对核心筒支承刚度实施强化指数控制，对外框架桩桩基实施弱化指数控制。强化指数和弱化指数的定义是在桩饶基础总承载力特征值(核心筒按常规桩基计算承载力，外框架柱桩基按复合桩基计算承载力)与总荷载效应标准组合值平衡的前提下，符合如下关系: 核心筒强化指数àR=Rc/Fck=1.05~1.15外框架柱桩基弱化指数àw工RdFfk=O.90~0.70~(2.7…1)总体=CRc十Rf)/(Fck+Ffk)=lJ式中Rc、Rc一分别为核心筒桩基总承载力特征值、外框架柱桩基总承载力特征值(按复合桩基计算);Fck、Ffk一分别为核心筒、外框架柱的荷载效应标准组合值。当核心筒平面尺寸大(其宽度超过建筑物宽度的1/3)、或荷载集度高(超过外框架柱荷载集度的2倍)或其基桩与外框架基桩为处于同一桩端持力层的摩擦型桩时，àR宜取较高值(增加桩数)，相应的λw取较低值(减少桩数)。的主、裙连体建筑基础的变刚度调平应按增强主体弱化裙房的原则设计，主体采用桩基"裙房宜优先考虑采用天然地基、疏短复合桩基或复合地基;对于较坚硬地基，裙房可采用改变基础形式加大基底压力、在桩间部分接板设置软垫等增沉措施。对于地下室深度超过5m的情况下，在制定变刚度调平方案时，应考虑基础回弹再压缩对裙房的增沉效应。裙房结构自重荷载往往小于地下室挖除的土重，即为超补偿状态，基坑开挖引起基底回弹，建造时再加载引起回弹再压缩，该压缩变形导致主、裙差异沉降显著减小，是一种有利效应。这一点从后述工程应用实例沉降观测结果可看出其明显效果。462.7植在基础变刚匿调平设计5)筒中筒、框-剪、框支剪力墙结构的变刚度调平筒中筒结构桩饺基础可按框-筒结构的原则设计。框一剪、框支剪力墙结构桩夜基础，对于荷载集度高的电梯井、楼梯问部分应予以强化;其余部位，当地基土不存在与承台脱空的可能时，宜采用复合桩基。6)剪力墙结构变刚度调平剪力墙结构不仅整体刚度好，且荷载由墙体传递于基础，分布较均匀。对于荷载较高的电梯井和楼梯间应强化布桩。基桩宜布置于墙下，对于墙体交叉和拐角处宜予布桩。当地基土不存在与承台脱空时，可采用复合桩基。7)共同作用分析对于框-筒、框-剪等结构的高层建筑宜进行上部结构一承台一桩士共同作用计算分析，据此确定沉降分布、桩士反力分布和承台内力。当计算差异沉降未达到最佳目标时，宜重新调整布桩直至满意为止。4.工程应用1)工程案例1一一北京国际财源中心西塔(1)工程概况北京国际财源中心西塔办公楼由地上36层、地下7层与周围地下7层车库组成，基础埋深 26m，框架-核心筒结构，主体高156m"立面图见图2.7-12，场地地层柱状图见图2.7一13，标准层平面图见图2.7-14。第⑨层为卵石、圆砾，第⑩层为细、中砂，为良好的桩端持力层。(2)桩基概念设计①桩型与桩长本工程基底以下地基承载力经深宽修正虽可满足荷载要求，但考虑到本工程高度大，框一筒结构的刚度与荷载分布差异大，对变形控制要求严，因此决定主体采用桩基，裙房地下室采用天然地基梁板式饶基。主体桩基按强化核心筒支承刚度、相对弱化外围框架柱桩基支承刚度的总体思路，核心筒采用常规桩基，桩长25m，以第⑩层细、中砂为桩端持力层;外围框架柱采用复合桩基，以③层卵、砾石为桩端持力层，桩长15m。二者均采用桩径1000mm后注浆灌注桩，前者单桩承载力特征值Ra=9500kN，后者单桩承载力特征值Ra=7000kNo②承台结构形式由于变刚度调平可起到减小承台役板整体弯短和冲切力的作用，板厚可减小。核心筒承台采用平板式，厚度h1=2200mm;外围框架采用梁板锋式承台，梁截面bbXhb=2000mmX2200mm;板厚h2=1600mmo与主体相连裙房地下室采用天然地基，梁板夜式基础。(3)桩基承载力计算与布桩①核心筒荷载效应标准组合(含承台自重):Nck二843592kN;基桩承载力特征值Ra=9500kN，每个核心筒布桩90根，并使桩反力合力点与荷载重心接近重合。偏心距如下:在核心筒荷载偏心距离~X=-O.04m;~Y口O.26m右核心筒荷载偏心距离.X=O.04m;~Y=O.15m9500kNX90=855000kN>843592kN②外围边框架柱选荷载最大的框架柱进行验算，柱下布桩3根。柱底荷载标准值Fk=36025kN。复合桩基47第2章旺墓设计事本规定t4J飞，1111,1111图2.7-12立面图计算域为桩中心至核心筒边距的1月与相邻柱距的1/2中线所围面积(见图2.7-15)。48单根复合基桩承台面积Ac=(9X7.5-2.36)/3=21.7旷承台梁自重~b=2.OX2.2X14.5X25=1595kN承台板自重G臼=5.5X3.5X2X1.6X25=1540kN承台上土重G=5.5X3.5X2XO.6X18=415.8kN总重~=1595十1540+415.8=3550.8kN 承台效应系数r;c取0.7，地基承载力特征值!ak=350kPa复合基桩承载力特征值R=Ra十平"c!akAc=7000+0.7X35QX21.7=12317kN复合基桩荷载标准值(Fk十~)/3=13192kN，超出承载力6.6%。考虑到以下两个因素，一是所验算柱为荷载最大者，这种荷载与承载力的局部差异通过上部结构和承台的共同作用得到调整;二是按变问IJ度调平原则，外框架桩基刚度宜适当弱化。故外框架柱桩基满足设计要求。桩基础平面布置图见图2.7-150(4)桩基结构承载力验算①桩身受压承载力(按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第5.8.2条计算)Nuo=功"cfcAps十o.9f"yA"!"，核j心筒桩Nρ=O~"8X21.1XO.785+0.9X300X(9XO.785XO.0252+2XO.785XO.0182)二13251十1330=14581kN>单桩承载力特征值RaX1.35=9500X1.35=12825kN外框架柱桩N叫)二二O.8X21.1XO.785十0.9X300X(8XO.785XO.00222十2XO.785XO.0182)=13251十958=14209kN〉单杭承载力特征值RaX1.35=7000X1.35=9450kN②核心筒承台受冲切验算由于核心筒基桩绝大部分处于核心筒墙底450冲切锥体范围之内，核心筒竖向力与基桩反力基本平衡，故仅需验算基桩对承台的冲切。现择电梯井中间非墙下单排6桩对承台的冲切(见图2.7-16)。2.7旺在基础变目』屋悟平设计14,00Es=18MPa图2.7…13场地地层柱状图核心筒夜板厚度h=2200mm，ho=2100mm,ft=1.80N/mm2，冲切锥体1/2高度处按《建筑桩基技术规沮))JGJ94-2008第5.9.8条，承台受桩群的冲切承载力式中 I:,NLi~2[.ox(by十aOY)+.o/bx+aox)]卢hpfthoo.84门0.84内xkox+0.2moyAY十0.2àaxl=αω/ho=2060/2100=0.98;.Ox1=0.71;λω=αω/ho=2100/2100=1.0;.Ox2=0.70;àOY1=αOy/ho=1180/2100=0.56;何1=1.10;àOY2=αOyz/ho=1570/2100=0.75;卢咐=0.88;.hp=49第2章桩基设计基本相定50图2.7-14标准层平面图图2.7-15桩基础及承台布置图冲切力61Vu=(6X9500-3900)X1.35.71385kN冲切承载力RL=[0.71(800+1180)十O.70(800十1570)十1.10(15800十2060)十0.88(15800十2100)]XO.9Xl.8X2100=130851kN>6NLi，满足要求。150015002.7制I~基础变刚度调平设计图2.7-16基桩对承台冲切验算模型示意图③外框架柱下承台梁受剪验算外框架柱下为梁板式承台，柱布置于梁下，板只受土反力，其冲切力很小，故只需验算梁的受剪承载力。取①轴和@轴相交处荷载计算剪力设计值:V=39000/3=13000kN根据《混凝土结构设计规范))GB50010-2002第7.5.1条验算承台梁受剪切尺寸，bXh=2000X2200,fc=21.1N/mm2。O.25卢~fcbho=0.25X1.0X21.1X2000X2100=22155kN>V=16020kN，梁尺寸符合受剪要求。根据《混凝土结构设计规范>>GB50010二2002第7.5.4条验算承台梁斜截面的受剪承载力。由梁承受桩集中力和板的均布力，前者份额小于75%，故按《混凝土结构设计规范)).(GB50010.._.---.--2002)式(7.5.4-2)计算梁的斜截面受剪承载力:Vcs=O.7ft胁。十l凡争。承台梁箍筋配置~14@100(剖，基础梁受剪承载力验算模型见图2.7→170fyv.书。=30∞0以X川1231川泊mXm川且1川0∞0川式中f严令ho箍筋受剪承载力;O.7ftbho--混凝土梁斜截面受剪承载力;O.7ftbho=O.7X1.8X2000X2100=5292kN由此得Vcs=5292十7756=13048kN>V=13000kN故框架柱承台梁满足受剪承载力要求。(5)沉降计算①核心筒沉降采用等效作用分层总和法计算 附加压力户。=680kPa，Lc二32m，Bc=21.5m,n=90,d=1.Om,1二25m;nb=vn.Bc/Lc=7.75,l/d=25，ι/d=3由《建筑桩基技术规范>>lGl94-2008附录E得:51第2章桩基设计基本规~图2.7-17边框架柱下承台梁的受剪计算飞Lc/Bc=l,l/d=25时，Co=o~063,C1=1.500Cz=7.822Lc/Bc=2,l/d=25时，Co=0.118,C1=1.565,Cz=6.826η』一1Lσ曰σzci2σ0.2σclE,分层沉降(kPa)(kPa)(kPa)(kPa)(MPa)(mm)1.0161162.57117.341279.91169.021500.551.0201088.67116.911205.58169.28150O.521.0241009.80116.481126.28169.531500.49 1.028930.21116.061046.27169.791500.461.040714.80114.80829.60170.561501.091.060473.19112.74585.93171.841501.301.080339.68110.73450.41173.121501.011.100263.05108.78371.83174.41500.851.120215.47106.87322.34175.681500.751.14183.49105.02288.51176.961500.681.16160.24103.21263.45178.241500.621.18142.34101.44243.78179.521500.581.2127.8899.72227.60180.801500.551.382.1491.72173.86187.201818.301.457.6384.61142.24193.60最终沉降量(mm)30注:Z为承白底至应力计算点的竖向距离。。。cmm口口口口口口口复合桩基桩间土祝降计算菇围口口口口口口口口西塔A核心筒。口口沉降计算点西塔B棋心筒。口口应为计算点口口口口口口口口口口口口口口图2.7:.18复合桩基沉降计算范围及计算点示意图沉降计算荷载应考虑回弹再压缩，采用准永久荷载效应组合的总荷载为等效附加荷载;桩顶荷载取Q=7000kN;承台土压力，近似取户ck-轧fak~245kPa;用应力比法得计算深度zn=6.0m，桩身压缩量se=2mm。53第2章~桩基设计墨本规E最终沉降量，s二%"""-"19%，但其荷载占主楼总荷载的39%""""-"42%。主楼采用桩基，按强化核心筒p弱化外框架的变刚度调平思路，根据地质65第2章程墨设计基本规E条件，可选用用⑩层卵、砾石层和@层细、中砂为长、短桩桩端持力层，实行长短桩结合(图2.7--22)核心筒采用长桩(37m)，实施桩侧、桩底复式注浆，单桩极限承载力标准值取12800kN;外框架采用短桩(17.4m)，仅实施桩底注浆，单桩极限承载力标准值取5600kN0布桩情况见图2.7一240裙房::è楼裙房圈2~7-22桩基竖向布置及地层剖面图，自二图2.7"-23结构平面回图2.7-24桩基平面布置图562.7枉在基础变阳重调平设计图2.7-25建筑物计算沉降等值线(5)沉降实测结构封顶一个月后的实测沉降见图2.7-26，从图看出，主楼各竖向承重构件的差异沉降最大值为万分之五，相当于规范允许值的1/40另外，从图2.7-27可见，核心筒、框架柱的沉降同步发展，数值很接近，且趋向相对稳定。图2.7-26结构封顶1月时实测沉降量(单位mm)06-5-06-5-06-6一06-7-06-8-06-9一06-10-06-11-06-12一07-1-07-2-0币-3一l31303029282827272625270.01.u1-5.0E-l00一15.0坦国盘后20.025.030.。时间(天)A西塔柱B3.西塔筒B12.东塔柱C2×东塔筒C12图2.7-27主楼沉降随时间曲线 结构封酶的一1-26"57第2章枉莘设计基本规定沉降实测结果还说明裙房和纯地下车库虽然为超补偿状态，但仍有18mm左右沉降，主裙差异沉降由此减小。这是由于前述基坑回弹再压缩变形所致。3)推广应用技术经济效益表2.7号列出按变刚度调平设计工程25项，这些项目单体工程规模为5--..，，18万平方米，高度为80"-"""239m，结构形式大多为荷载与刚度分布极度不均的框筒、框剪结构，且为主裙连体，要求严格控制差异沉降。这些工程建成时间为1，-....，7年，大部分工程沉降趋于稳定。从沉降观测结果看，最大沉降量不超过5cm，相对差异沉降为O.3%0-""1.8%0"均小于规范允许值2%0"且大部分仅为允许值的15%~50%。由于差异沉降很小，相应的结构次应力就很小，因而，可大幅提高建筑物的正常使用寿命。表2.7-5变刚度调平设计工程实例高度(m)建筑面积桂县数承台板厚(m)smax(mm)/节约投资工程名称地上/地下结构形式t::.S/lo(坷。)(层)(万m2)原设计优化原设计优化(万元)山东农行大厦1708.0框筒377~100014M10002.32.330/1.044/3主裙连体300北京皂君庙150框剪373悔。。6.6302悔。。2.02.0/1.535/1.2电信大楼1813主裙连体3911>100040090框筒北京盛福大厦12。如00026/45.3主裙连体365~10002.02.0/1.045/1.5150北京机械经1004.2框筒 桩基复合地基1.2/0.842/1.8营服务大厘27/3主裙连体60北京电视中心23918.3框筒~120012M10002.0/0.845/1.844/31=52m339悔。。3.0961中海广场14515.5擂台结构2201>800106~002.31.840/1.642/3250自0001391>1000510兹云寺高层住宅100剪力墙537悔。。299悔。。0.846/1.533/36.51.0210远洋天地9#楼953.8剪力墙1371>7001.248/1.528/2150北京电缆厂608.5框剪复合地基0.4/0.832/1.615/250四惠嘉茹]-3#100剪力墙4381>800243~8000.848/1.533/37.01.0250二炮总院院653.5框剪复C合FG地桩基p0.7:35/1.717/2长青大厦99244框剪 26/312511>800860悔。。1.4/1.045/1.5900紫云大厦1136.8框筒92由0002.0/1.027/1.332/4280回HO现代城145框剪921>10002.348/1.642/310.070归。。国家博物馆358.5框筒5521>10000.825/1.24/2400l....-.582.7旺自墓础变同U~调平设计续表高度(m)建筑面积桩数4革台桩厚(r讪,)lIlilX(mrn)/节约投资工程名称地七/地下结构形式(层)(万m2)原设叶优化网结安全中心、4811.0框剪425~800电话局13/2温州中银大厦801.5框筒BM100021/1?黯姓燕庆明球8810.0框剪复合地基24/2望京香舍册苑10111.0剪力墙复合地基34/2万豪世纪中心 12812.0框筒2000~400162~80033/3主裙连体l=8m99.8框筒233归。。件"800嘉美风尚中心酒店9.064l=38m28/3主裙连体l=38m152l=18rn嘉美风尚中心99.8框筒19M800~8009.0651=38m办公楼24/3主裙连体l=38m1171=18mm北京财顿国际西塔156.522.0框筒扩底灌庄桩28MIOOO36/7主裙连体北京悠乐汇B区99.1522.0框筒55Msoo28/4主裙连体本章参考文献[lJ建筑桩基技术规范JGJ94-2008[SJ.北京:中国建筑工业版社，2008.[2J建筑桩基技术规范JGJ94-94[SJ.北京:中国建筑工业出版社，1994.「原设计优化e.s/loC%J)1.2/1.03210.81.自/0.541/1.31.6/0.5541/2.01.2/0.82.52.04010.31.5/0.81.5/0.830/0.21.5/0.81.5/0.828/0.33.02.240/0.51.627/0.2[3J工业与民用建筑灌注桩基础设计与施工规程JGJ4-80[SJ.北京:中国建筑工业出版社，1980.[4J建筑结构可靠度设计统一标准GB50068-2001[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2001.[5J建筑结构荷载规范GB50009-2001(2006年版)[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2006.[的建筑地基基础设计规范GB50007-2002[SJ.北京:中国建辑工业出版社，2002.[7J混凝土结构设计规范GB50010-2002[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2002.[8J建筑抗震设计规范GB50011-2001(2008年版)[S].北京t中国建筑工业出版社，2008. [9J构筑物抗震设计规范GB50191-93[SJ.北京:中国计划出版社，1993.口。]岩土工程勘察规范GB50021-2001(2009年版)[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2009.口1]工业建筑防腐蚀设计规范GB50046-2008[S].北京:中国计划出版社，2008.[12JCodeofPracticeforFoundations[SJ.oct.2004,HongKong,China.[13JACI-38-02InternatiSnalBuilingCode.U.S.A.2000.Chapter18SoilandFoundat.ons[S].2000.[14JBritishStandardCodeofPracticeforFoundationsCFormerlyCP2004)BS8004:1986[旬，1986.[15JEurocode7---GeotechnicalDesignEN1997-1:2003CE)[S],2003.(万元)300300150350685口6JMasamiandFukuoka.Largecast-in-placepilesinJapan[CJ.InternationalGeotechnicalSeminaronDeepFoundationsBoredandAugerPiles.1988.[17J北京市桩基小组.钻孔灌诠桩试验研究[RJ.中国建筑科学研究院地基所，1976.59第2章桩墓设计基本规.:[18J刘利民.桩基承载性状研究的新进度[J].岩土工程界，2000年第1期.[19J刘金册编著，桩基础设计与计算[M].北京:中国建筑工业出版社，1990.[20J席宁中.桩端土刚度对桩侧阻力影响的试验研究[DJ.北京:中国建筑科学研究院.2002.[21J上海市建筑科学研究院.联合广场混凝土灌注桩单桩垂直静载试验报告[RJ.1995.【22J刘金确等.高层建筑地基基础变刚度调平设计方法与处理技术[R]，中国建筑科学研究院地基础究所，2007.60第3章桩基构造3.1概述基桩和承台的构造，是桩基础设计的重要内容，是在结构破坏机理、计算模型及概念设计基础上实现荷载传递和使用功能的具体技术措施。对于现有计算分析水平不能解决的某些问题或解决起来比较复杂的，构造措施就显得极为重要。桩基的构造设计要同荷载作用下基桩的工作性状、桩与承台和上都结构共同作用机理等联系起来，要同场地工程地质条件联系起来，有针对性地制定相应的构造措施。3.1.1考虑基桩的工作性状1.坚向荷载的传递机理对于摩擦型桩和端承型桩，尤其是桩端阻力小到可忽略不计的摩擦桩和桩侧阻力小到可忽略不计的端承桩，其荷载传递特性显著不同，因此桩身的配筋长度要求应有所区别。2.建筑桩基的受力共性对于一般建筑桩基，以承受竖向荷载为主，偶尔承受风载、地震水平作用力，因此桩身配筋 既要考虑桩身抗压，也要考虑桩身水平受剪。桩身的配筋率、配筋长度、箍筋配置等都应考虑这一特点。3.不同桩型的特点灌注桩可采取扩底等增大承载力的措施，如何使扩底取得良好的技术经济效果且又切实可行?预制混凝土桩和预应力混凝土空心桩，如何适应吊装、运输、沉桩、接桩等的相应要求?钢管桩的桩端形式、接桩、年腐蚀率等具有不同于1昆凝土预制的相应特点和要求等等，这些都属于构造设计要周密考虑、合理解决的问题。4.受力特殊桩型建于坡地岸边的建筑桩基，其水平抗滑移稳定是其设计核心问题;抗浮桩是近年来随着地下空间开发利用给建筑桩基设计带来的新问题。这些受力特殊的基桩，对其构造设计应做相应处理。3.1.2特殊地质条件下的基桩1.液化土层、软硬夹层条件下的基桩液化土层和软硬差异大的土层交界处，基桩震害严重，对于基桩配筋长度、箍筋布置等都应予特别考虑。2.受负摩阻力的基桩因土层湿陷、土层液化、大面积堆载等对基桩产生负摩阻力的情况，基桩配筋等构造措施应予考虑。61第3童桩墓问道3.1.3桩基的耐久性1.21世纪初国家提高了工程结构的可靠性要求，因此，对于基桩混凝土强度等级、桩和承台的最小配筋率等应做相应调整。2.桩与承台的耐久性应根据桩基工作环境、水土介质的腐蚀性确定环境类别，在材料、桩基构造、裂缝控制、防渗等方面采取相应措施。3.1.4桩土、承台和上部结构的共同作用1.为确保上部结构的荷载能按计算模型的路径传递、结构体系的承载变形形态符合设计要求，桩土、承台和上部结构必须形成具有足够刚度和整体性强的工作体系，对承台除满足冲切、受弯、受剪的计算要求外￥尚应根据土部结构和承台形式的特征采取相应的构造措施。2.桩与承台的连接构造应满足一般建筑桩基山承受压力荷载为主、水平剪力为辅的要求，对于承受上拔荷载的基桩应有不同于一般建筑桩基的构造措施。3.柱与承台的连接应考虑柱纵筋锚人承台或桩体(单柱单桩)中的长度和抗震加强系数。4.承台的尺寸除满足冲切、弯、剪计算要求，尚应根据其上部结构特点和承台形式满足最小构造尺寸、最小配筋率、钢筋布置与锚固长度的要求。5.对于柱下啦桩基承台，应根据布桩和是否抗震设防，采取增强整体性、改善荷载{辘与受力性状的承台连期都也连梁的基本尺寸和构造也应符合增强整体性、改善共同工作性能的要求。6.为确保桩基承台和地下室外墙土体有效分担水平荷载、减低上部结构和基桩的地震反应，做好承台和地下室外墙与基坑侧壁间隙回填至关重要，应视具体条件设计可靠可行的处理措施。 ..3.2基桩构造理论上讲，基桩纵筋应根据所受弯矩和轴压按压弯构件计算确定，基桩箍筋应按所受剪力计算。但当竖向承载力以土的支承阻力控制时二配筋则应按构造要求的最小配筋率确定。在竖向荷载作用下，内、力计算简单可行;在水平作用下计算基桩内力，可按承台一桩一地基土共同作用原理计算。在地震作用于本节未述及的有关构造详见第8章。3.2.1灌注桩桩身构造1.配筋率灌注桩的配筋与预制桩不同之处是无需考虑吊装、锤击沉桩等因素。正截面最小配筋率宜根据桩径确定，如~300mm桩，配时10mm，Ag=471mm2，μg=Ag/Aps=O.67%;又如~2000mm桩，配16~22mm，Ag=6280m时，严g=Ag/Aps=0.2%。另外，从承受水平力的角度考虑，桩身受弯截面模量为桩径的3次方，配筋对水平抗力的贡献随桩径增犬显著增大。从以上两方面考虑，规定正截面最小配筋率为0.2%"""-"0.65%，大桩径取低值，小桩径取高值。此外，由于纵筋能有效提高桩身承载力，工程实践中，采用后注浆处理的基桩、嵌岩端承桩等基桩承载力常以桩身承载力控制时，可适当在桩顶一定范围提高配筋率至O.8%r-,..,1.0%，根据《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第5.8.2条计算桩身抗压承载力o抗按桩应根据桩身承载力和控制裂缝宽度计算配筋量。按控制裂缝宽度计算值进行配筋时，钢筋直径不宜过粗。某些特殊工况下需要计算桩的压弯承载力，其配筋应按《混凝土结构设计规范>>GB50010"623.2墓桩何造的规定计算，且不宜小于以上规定值。对于受水平荷载桩，其极限承载力受配筋率影响较大，主筋不应小于时12，以保证受拉区主筋不少于对12。对于抗压桩和抗拔桩，为保证桩身钢筋笼的成型刚度以及桩身承载力的可靠性，主筋不应小于6~10;桩身直径d~400mm时，不应小于付10。2.配筋长度关于配筋长度，主要考虑轴向荷载的传递特征、荷载性质、土层性质和地形地貌等因素o1)实际工程中的端承型桩，侧阻力分担荷载量较小，桩身压应力沿深度减小并不明显，这时应通长配筋。对于桩长较大的摩擦端承桩，当基岩较深使桩身较长时，侧摩阻力分担荷载量较大，桩身压应力沿深度减小较为明显，这时可变截面配筋。抗震设防区的嵌岩桩，从基岩到上覆土层刚度突变，在桩端也有应力集中，故配筋量不宜减少。2)位于坡地岸边的基桩，其配筋长度应考虑多项因素确定。在非抗震设防区，应根据土体整体滑移计算桩端进入潜在滑裂面以下足够深度，其纵筋长度也应与之对应;震害表明，坡地岸边建筑物，由于滑移性地裂致使桩基础破坏较为严重，为防止基桩截面断裂失效，因此规定纵筋 应通长布置。3)非抗震设防区的摩擦型桩i因荷载主要由侧阻力分担，桩身内力沿深度近似直线减小，因此在2/3桩长以下取消配筋仍能满足必要的安全度。当受水平荷载(如风荷载、拱的水平推力等)时，配筋长度尚不应小于反弯点下限4.0/α(α为桩的水平变形系数)。。对于抗震设防区的基桩，应在桩身弯、剪应力突变处加强纵筋和箍筋。从目前统计的资料来看，以下三个位置基桩震害较为严重:(1)桩头部位;(2)在液化土与非液化土界面处;(3)软夹层和硬夹层的界面处。纵筋及箍筋在这些位置均需加强，且纵筋应进入稳定土层一定深度。5)对于抗拔桩(如抗水浮力的基桩)，应通长配筋;对于以竖向受压为主，只在使用过程中可能因风力、t土的冻涨作用引起拔力的基桩，配筋长度应通过计算确定。6)软土地区多为先在地面成桩后开挖基坑，地基土回弹使基桩承受拉力，当其配筋长度不足时，可能被拉断，这在工程中是有发现的，因此规定其纵筋应通长配置或超过软土层进入稳定土层一定深度。7)受负摩阻力的桩在中性点处承受最大压力，应对中性点截面验算配筋率，且纵筋应穿过软弱土层并进入稳定土层，深度不小于2，......，3倍桩身直径。3.箍筋配置1)关于箍筋的配置，主要考虑三方面因素。一是箍筋的受剪作用，对于地震设防地区，基桩桩顶要承受较大剪力和弯姐，在风载等水平力作用下也同样如此，故规定宜在桩顶5d范围箍筋适当加密;二是箍筋在轴压荷载下对混凝土起到约束加强作用，可大幅提高桩身受压承载力，而桩顶部分荷载最大，故桩顶部位箍筋应适当加密;三是为控制钢筋笼的刚度。2)关于箍筋直径和间距。箍筋的最小直径不应小于6mm，根据桩径大小及抗剪要求在6，......，12mm范围调整。桩顶加密区间距一般不大于100mm;加密区范围一般取5do当桩长较短且直径大于1200mm时，基桩在地震作用下呈现刚性桩的特征，据统计，破坏主要集中在桩头1，-....:，2m植围内，因此箍筋加密区取3倍桩身直径即可。加密区以外的箍筋间距宜为200，......，300mm。为方便施工和改善受力，箍筋宜采用螺旋式。3)为加强钢筋笼刚度和便于钢筋笼加工制作及吊装，应每隔2m设一道直径为12""-"18mm63第3章旺墓坷器的加劲箍，加劲箍应与纵筋焊接。4.耐久性1)基桩常年置于土中，大气环境变化对其影响很小;另外一般以受压为主，裂缝开展概率较低，这对基桩的耐久性极为有利。此次修订，桩身混凝土的最低强度等级由原规定C20提高到C25，这主要是根据《混凝土结构设计规范>>GB50010的规定，设计使用年限为50年，环境类别为工a时，最低强度等级应为C25;环境类别为二b时，最低强度等级应为C30 。考虑到耐久性及施工因素，要求水下灌注桩的主筋混凝土保护层厚度不得小于50mm;干作业灌注桩主筋的混凝土保护层厚度不应小于35mm。2)如果基桩用于抗拔同时又处于水位波动的土层中，其耐久性措施应适当加强，如采用后张预应力灌注桩或预应力空心桩，或增强配筋控制裂缝宽度。3)当水土介质对基桩具有中等或强腐蚀性(属于四类、五类环境)时，桩身混凝土最低强度等级、保护层厚度等应符合国家现行标准《港口，正在里混凝土结构设计规范>>JTJ267和《工业建筑防腐蚀设计规范>>GB50046的相关规定。4)为确保桩身纵筋保护层厚度，钢筋笼每隔2---..，3m应对称设置不少于4点定位器，定位器采用焊接砂浆滚轴式或铜板雪撬式，不宜采用绑扎式砂浆垫块。3.2.2扩底灌注桩1.受力变形特点及应用条件1)对于抗压桩，当砂卵石、风化岩等高强度持力层埋置较浅时，可采用扩底方式获得较大的端承力o施工扩底端时，由于重力作用，扩底端及以上一定高度范围内孔壁土体存在松弛效应[图3.2-ICa)];另外当桩受压下沉时，扩底上部倾斜面形成空隙[图3.2-1(b)]。这两种效应导致变截面以上约2d范围侧阻力消减，与变截面以下高度相加累计损失侧阻力为(4----6)πdqsu0总桩端阻力虽大幅增加，但单桩承载力增幅有限，且施工和材料投入相应增加，可以说有得有失，为了做到得大于失，应进行具体分析判定扩底的合理性。首先应考虑土层分布情况，当上覆土层性质较差，本身不能提供较大侧摩阻力时，则宜优先选用扩底方案;若上覆土层性质较好，如砂土、卵石等，能提供较大侧摩阻力，或上覆主层比较深厚，其总侧摩阻力也很大。此时应通过扩底与不扩底的综合分析比较后确定是否采取扩底。一般说来，利用后注浆技术既可提高基桩端阻力和侧阻力，施工也较简便，与扩底桩相比具备更好的经济性和安全性。2)对于抗拔扩底桩，在上拔力作用下，扩大头上一定高度范围内土体均参与抗拔，尤其是扩底斜截面以上约一倍扩底直径高度范围土体强度较高(如图3.2-2)时，才能获得较好的效果。由于扩底桩混凝土用量较多，当需要控制裂缝时用钢量较大，所以并不是在所有场地土中用扩底桩抗拔都是经济的。一般说来，桩端以上有一定厚度较好土层时，抗拔桩可采用扩底，但这并不是唯一选择。根据工程实践比较，利用桩侧后注浆技术提高侧阻力具有较好的经济性和安全性，当桩很长时，施工较扩底更简便。2.扩底端尺寸设计1)扩底端直径与桩身直径之比D/d，应根据承载力要求、扩底端侧面土"性特征、桩端持力 层土性特征及扩底施工方法确定。扩底端侧面土性较松散，施工中易塌落，则扩大头直径不宜过大;桩端持力层承载力较高时，为充分发挥其承载力，扩大头直径宜加大;不同施工方法其最大扩径比取值应有所区别，对于人工控孔桩，D/d不应大于3;对于钻孔桩，D/d不应大于2.50643.2基旺相适n(α)(b)图3.2-1扩底桩桩侧阻力受削弱示意(α)成孔孔壁松弛(b)沉降斜壁脱空Td图3.2-2扩底桩抗拔2)扩底端侧面的斜率应根据实际成孔及土体自立条件确定，根据工程施工经验，α/hc可取1/4"""-"1/2;具体而言，砂土易塌落，斜率应缓一些，可取1/4，粉土、蒙古性土自立性较好，可取1/3"""-"1/203)抗压桩扩底端底面宜呈锅底形，矢高hb可取CO.15~O.20)Do3.2.3混凝土预制桩混凝土预制实心方桩，简称方桩。截面边长一般200"""-"600rnm;预应力混凝土预制实心方桩的截面边长一般不小于350mmo预制桩的混凝土强度等级不宜低于C30;预应力混凝土实心桩的混凝土强度等级不应低于C40;预制桩纵向钢筋的、混凝土保护层厚度不宜小于30mmo预制桩的桩身配筋应按吊运、打桩及桩在使用中的受力等条件计算确定。采用锤击法沉桩时，预制桩的最小配筋率不宜小于0.8%，桩顶以下4"""-"5倍桩身直径长度范围内箍筋应加密，并设置钢筋网片。静压法沉桩时，最小配筋率不宜小于0.6%，主筋直径不宜小于14mm。预制桩的分节长度应根据施工条件及运输条件确定;每根桩的接头数量不宜超过3个。预制桩的桩尖可将主筋合拢焊在桩尖辅助钢筋上，对于持力层为密实砂和碎石类土时，宜在桩尖处包以钢饭桩靴，加强桩尖。3.2.4预应力混凝土空心桩1.预应力混凝土空心桩，按截面形式可分为管桩、空心方桩，见图3.2号。当混凝土用C80时，为预应力高强混凝土管桩CPHC)和预应力高强混凝土空心方桩CPHS);当漉凝土用C60时，为预应力混凝土管桩CPC)和预应力混凝土空心方桩CPS)。随着制造业的进步，管桩在我国已经发展成为标准的建材产品，国家制定了相应的产品标准，某些地区也颁布了地方产品标准。与混凝土灌注桩相比在必队的必(~管桩具备制作工艺简单、桩身质量可靠、沉桩方便、节约1昆凝印{y防斗阳工争结土、施工速度快等优点。当然也存在沉桩挤土效应、不能穿越Y刃γ的伊穷乃较硬的粗粒土夹层和进入持力层深度受限等缺点。图3.2-3管桩与空心方空心方桩，即内圆外方桩。与传统的管桩相比，具备以下桩截面示意图 65第3童桩基阿诺特点:1)相同内径r和壁厚t时，捆IJ摩阻力较管桩高出约10%;2)较管桩更适宜堆放，可避免滚落伤人。2.离心成型的先张法预应力混凝土空心桩的截面尺寸、配筋、桩身极限弯矩、桩身竖向受压承载力设计值等参数可按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008附录B确定。3.预制空心桩桩头与承台连接，应根据抗震设防烈度和抗压或抗拔受力特征采用以下方式:1)沉桩后空心桩桩头位于设计标高处，在桩顶内设置下端带托板的钢筋笼，箍筋间距可用150-----200mm，在芯内浇灌C30微膨胀泪凝土至桩顶。填芯纵筋锚人承台长度不应小于35dgCdg为钢筋直径)。为加强桩与承台的连接，可在端板焊接连接钢筋，构造见图3.2-4。需要指出的是，不宜用与端板焊接的钢筋来完全取代填芯钢筋笼与承台锚接。国蹦庭提罐4-5mml)dγl思黠出1普阳黑事4-5mml)yl珊，图3.2-4空心桩未截桩时与承台连接构造2)施工中桩头未达到设计标高，则需要截桩。由于预应力空心桩的螺旋箍筋在端头1.5m范围内加密，截桩后削弱了桩头抗剪承载力，在桩顶内设置托板及放人钢筋笼的箍筋间距应加密至80-----100mm。对于抗拔桩和高烈度抗震设防区，为加强桩与承台的连接，在截桩时宜保留预应力筋，并满足锚固长度的要求(图3.2-5)。@80-100(国悔口去廿桐刷刷蠕)可的tm@80-100C30微膳胀握握土图3.2-5空心桩截桩时与承台连接构造663.2基怔相适3)抗拔桩及高烈度抗震设防区填芯长度应不小于5d，填芯的抗拔承载力应进行抗拔检验。4.为运输方便，空心桩一般长9m、12m 不等，在沿海软土地区，设计桩长可达50-----60m，因此现场接桩不可避免。质量可靠的接头构造形式，不仅应有足够强度、刚度，在水土对钢筋有腐蚀性场地，还应对裸露钢制接头实施涂层等防腐蚀措施;桩接头宜选择整体性强、现场连接操作简便的形式;如果是锤击沉桩，还应接触紧密，以减少锤击能量消耗。由于接头影响桩体完整性，故施工中应尽量少接桩，并应避免在桩尖接近或位于硬持力层时接桩;应避免接头处于较大弯矩的位置，如软硬层的界面处。预应力混凝土空心桩的连接构造主要分为焊接法兰连接和机械快速连接(螺纹式、啃合式)。不同的连接接头应选用相匹配的端板。端板焊接连接接头，制造工艺简单，接头整体性强，锤击能量损耗较小。但对操作人员技术要求严、施工操作复杂，受气象影响大。机械啃合连接，现场连接操作简单迅速，不受气象变化影响，但锤击沉桩时能量消耗较大，耐腐蚀性措施要求高。为保证接桩后桩身的整体质量，每根桩的接头数量不宜超过3个。5.预应力混凝土空心桩桩尖形式宜根据地层性质选择闭口型或敞口型;为减小挤土效应，在饱和蒙古性土中常用敞口型。闭口型分为平底十字型和锥型。桩端持力层为非饱和士、遇水易软化的强风化岩或全风化岩，应采用闭口型桩尖。由于桩体自身存在裂缝或者接桩时焊缝未密闭，可使上层潜水沿缝隙顺管壁渗入桩端持力层，致使持力层遇水软化，端阻力显著降低。故沉桩后即应立刻灌入微膨胀性混凝土至桩端以上约2m，以防止渗水软化现象发生。6.预应力混凝土空心桩是标准建材产品，各类桩型均有相关的标准，设计和施工中，应注意选用的产品符合国家现行标准《先张法预应力混凝土管桩))GB/T13476和《预应力提凝土空心方桩))JG197及其他的有关标准规定。3~2.5钢桩的构造钢桩在施工中能承受巨大冲击力以穿越深厚土层，有效进入坚硬持力层，从而获得较高承载力。钢桩通常指钢管型和H型钢桩。为方便陆上运输，钢桩的分段长度宜为12"""-"15mo钢桩的端部形式，应根据桩所穿越的土层、桩端持力层性质、桩的尺寸、挤土效应等因素综合考虑确定。1.铜管桩钢管桩直径为400~3000mm，壁厚6"""-"50mmo国内工程中常用的大致为406.4mm、609.6mm，璧厚9，-...，20mmo既有国内建筑工程钢管桩直径均不超过900mm。常用截面尺寸见表3.2-10表3.2-1铜管桩截面尺寸外径(mm)肆厚(mm)400912500912146009121416 700912141667第3毒桩基相造续表外程(mm)壁厚(mm)800912141690012141618100012141618钢管桩桩顶在施工时会受到巨大锤击力，由于管壁较薄，局部锤击应力过大会导致局部压屈失稳。因此可在钢管桩顶外侧加设环形钢板箍，见图3.2-6，可有效防止钢管桩局部径向失稳。钢管桩底部也可增设加强箍，主要是为了防止桩进入坚硬持力层时损坏。见图3.2节7。图3.2-6钢管桩顶端加强箍图3.2-7钢管桩底端加强箍钢管桩的连接多为对接焊接，为保证工程质量焊接接头应采用等强度焊接，见图3.2-8.内衬环图3.2-8钢管桩接桩构造;1l~2士~1Ei为增加土塞效应提供的桩端阻力，桩端3倍桩身直径长度内可设置内隔板见图3.2-9。图3.2一9钢管桩接桩构造2.H型钢桩H型钢桩，断面尺寸为200mmX200mm"""-"360mmX410mm，翼缘和腹板厚度为9""""-"26mm。常用截面尺寸见表3.2-20683.2基旺相造表3.2-2H型钢桩截面尺寸外围尺寸壁厚(mm)(mm)HB图刁亏lJt2200X20020020412122442521111250X25025025514142943001212300X300300300101530030515153383511313113443541616350X350350350121935035719193884021515 394405,18184004001321400X400400408212140440518284284072035H型钢桩的连接可采用对接焊接或连接板贴角焊，为保证工程质量焊接接头应采用等强度焊接，见图3.2-10。同阐出…暂且同UU里面幽山问忖MH对接焊焊接H图3.Z-10H型钢桩接桩掏造3.钢桩的防腐蚀在干湿度经常变化和水位波动的环境或者当水土介质对钢桩具有中等及以上腐蚀性时，应对钢桩采取防腐处理措施。一般可采用外表面涂防腐层、增加腐蚀余量及阴极保护;当钢管桩内壁同外界隔绝时，可不考虑内壁防腐。采用增加腐蚀余量的方法，应明确钢桩的腐蚀速率。当无实测资料时可按表3.2-3确定:表3.2-3钢幢年腐蚀速率地面以上钢桩所处环境|无腐蚀性气体或腐蚀性挥发介质单面腐蚀率(rnm/年)水位以上O.05~0.10.050.030.1......0.3水位以下水位波动区地面以下当工程需要时可参考《海港工程钢结构防腐蚀技术规范))]TS153一3-2007的有关规定。69第3革饪里阻击钢桩用钢量大，工程造价高，限制了其推广应用。近年来，随着钢筋混凝土灌注桩施工工艺的发展，长桩施工可达80m以上，浇灌水下混凝土强度亦能达到JC60，再辅以后注浆施工工艺 对桩端沉渣和桩侧泥皮进行处理，承载力及变形完全能满足现有超高层建筑物需要，且造价较钢桩低，成桩元挤土效应，极具竞争力。3.3承台构造承台的构造应从加强其整体性和确保一定抗弯刚度两方面来考虑，即将承台置于上部结构承台二十桩土体系共同作用的角度来设计其构造;此外也应充分考虑其在地震作用下的响应。考虑到承台震后修复相当困难且费用高昂，因此承台构造应达到必要的抗震能力。3.3.1承台的最小宽度和厚度1.柱下独立桩基承台对于框架柱下独立桩基承台，其厚度通常由冲切控制，同时考虑到柱、桩、连系梁的钢筋均在此锚固，因此规定最小宽度不应小于500mm，最小厚度不应小于300mm;当柱纵筋直径较大时，承台厚度还应满足柱纵筋的锚固长度要求。多桩承台桩中心至承台边缘的距离不宜小于桩直径或边长，边缘挑出部分不应小于150mm，主要是为满足边角桩抗冲切承载力的基本要求;当工程实践中由于施工场地限制，边缘跳出部分不能满足此构造要求时，应重点验算角桩的抗冲切承载力。:2.条形承台梁对于砌体墙下条形承台梁，其边缘挑出部分可减少至75mm，主要是考虑到砌体墙体与承台梁共同工作可增强承台梁的整体刚度和抵抗桩对承台的剪切力;此时承台梁可按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008的附录G计算内力和配筋。对于钢筋混凝土剪力墙下是否设置条形承台梁的问题"应根据工程实际确定。墙下布桩且饺板本身具备→定厚度，可不设置承台梁;当板较薄且桩直径较大时，宜设置承台梁，此时承台梁箍筋、纵筋满足构造要求即可。3.德板式承台天然地基上的夜板基础，除了满足承载力要求外，还利用其刚度调整地基反力分布和结构差异沉降，因此板厚较大，对于墙下役板的厚跨比不宜小于1/20，柱下夜板厚跨比不宜小于1/4"""""1/8。对于桩徨基础，设计者应调整桩的坚向支撑刚度〈即变刚度调平设计法)来减小结构差异沉降，和接板内力，因此对夜板，厚度不作厚跨比的要求<>根据工程实测，桩後基础的役板始终要分担部分荷载，考虑到强度上的要求及桩与承台的连接需要，规定对于多层剪力墙结构的桩侥基础，最小板厚200mm;对于水位比较浅的地区，考虑到防水要求可取用250mm;对于高层剪力墙结构的桩徨基础，最小板厚400mm<>设计时宜根据4建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第5.2.5条，取用合适的承台效应系数来计算基底反力，据此计算夜板局部弯矩。 关于承台底面钢筋的混凝土保护层厚度，除应符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的要求外，考虑到施工的方便，尚不应小于桩头嵌人承台的长度。3.3.2配筋模式及最小自己筋率承台的多数构造措施基于钢筋泪凝土双向板的塑性绞线理论，随着近年来对厚板研究的深入，对于六桩以下(含六桩J承台引入了空间楠架模型即拉压杆模型来确定某些构造措施。703:3~我台相适钢筋混凝土构件最小配筋率的确定应根据破坏特征确定。与天然地基上的基础不同，置于桩上的承台其受力具有自身的特征，因此《建筑桩基技术规范))JGJ94卡2008将承台分为柱下独立桩基承台、柱下独立二桩承台、砌体墙下条形承台梁和夜板式承台来阐述己对于箱形承台，由于其高度大，占用地下空间大，且内部墙体密集，地下室很难利用，另外耗材多，造价高，故近20年来渐趋不用。1.柱下独立桩基承台柱下独立桩基承台的受力钢筋应通长配置，主要是因为桩基承台较厚，在竖向荷载作用下呈明显的空间受力特征，对每一根钢筋的锚固是同等的要求，因此不能将钢筋间隔一根缩短"二基于承台破坏性受弯试验及双向板的塑性绞线理论，对四桩以上(含四桩)矩形承台受力钢筋应双向均匀布置;如果基于空间衍架模型理论，则受力钢筋应集中于桩顶范围布置。破坏性对比试验表明，这种集中于桩顶的配筋模式较均匀配筋模型具有更高的抗弯承载力，见图3.3-10「问陆(a)(b)图3.3-1柱下独立桩基承台的两种配筋模式(a)均匀布筋(b)集中于桩顶布筋对三桩的三角形承台应按三向板带均匀布置。试验结果表明，承台中部可能开裂，见图3.3-2，、为提高承台中部的抗裂性能，最里面的三根钢筋围成的三角形应在柱截面范围内。应用空间析架模型，如图3.3-3，纵向钢筋锚固长度应自受压区及边桩内侧(当为圆桩时，应将其直径乘以0.8等效为方桩〉算起，不应小于35dg，(dg为钢筋直径);当不满足时应将纵向钢筋向上弯折，此时水平段的长度不应小于25dg，弯折段长度不应小于10dgo图3.3-2三桩承台配筋模式gz土二~25dg图3.3-3承台纵筋锚固承台受力钢筋的直径不宜小于12mm，间距不宜大于200mm，主要是为满足施工及受力要求。关于独立桩基承台的最小配筋率，完全按受弯构件来确定最小配筋率并不适宜，宜按空间衍架模型来确定，根据工程实践并参照美国经验，规定不应小于0.15%。2.柱下独立两桩承台 柱下独立两桩承台，在工程实践中，其桩中心距与承台有效高度之比常小于5。试验表明，71第3章桩基相适此类构件的破坏特征与深受弯构件类似，因此规定应按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB.50010中的深受弯构件配置纵向受拉钢筋和水平及竖向分布钢筋。其最小配筋率为0.2%0承台纵向受力钢筋端部的锚固长度及构造应与柱下多桩承台的规定相同。3.砌体墙下条形承台梁砌体墙下条形承台梁与砌体墙共同作用，因此应按受弯构件确定最小配筋率，一侧的受拉钢筋配筋率不小于0.2%。在工程实践中，当梁跨高比在普通受弯梁范围内时，应按现行国家标准。昆凝土结构设计规范))GB50010中关于普通受弯梁的最小配筋率确定;当其跨高比在深受弯梁范围内时，应按现行国家标准《混凝土结构设计规范))GB50010中关于深受弯梁的最小配筋率确定;关于主筋、架立筋、箍筋直径的要求是为满足施工及基本受力要求，见图3.3-40桩顶嵌入承自;;;"50mm图3.3-4砌体墙下条形承台梁构造桩一一一一--?分布筋图3.3-5剪力墙下端部布桩示意对于钢筋混凝土剪力墙下布桩的问题，应主要把握以下几点:1)应尽量做到剪力墙下布桩。由于剪力墙结构具备极大整体抗弯刚度，故可将上部结构视为承台。2)地震作用下剪力墙承受巨大的倾覆弯矩，因此宜将基桩布置在长墙肢的两端，见图3)多层剪力墙结构未设置地下室时，考虑钢筋锚固及局部受压的问题，宜设置条形承台梁，见图3.3-6Cα)0桩顶嵌λ承自注50mm(a)(b)图3.3-6剪力墙下条形承台梁构造的多层剪力墙结构设置地下室时，若采用墙下布桩，则抗水板常取200，......，250mm，此时可参考图3.3-6Ca)设置条形承台梁。5)高层剪力墙结构，常因基础埋深要求设置地下室且由于要承受基底反力，筷板厚度不应小于400mm，当桩径与板厚接近时，可按图3.3-6C的设置暗梁。723.3事台向造4.筷板式承台桩徨基础中的挠板，除了承受局部弯矩外还承受整体弯矩O其中控制截面的总弯矩M由三部分组成，基桩集中反力产生的弯矩M1、复合桩基中土反力产生的弯矩Mz~整体弯矩M:l" 即总弯矩M二M1十Mz+M301)剪力墙结构的侥板式承台实测表明剪力墙结构整体弯矩M3极小;当按墙下布桩时，M1则可忽略，故设计时仅按局部弯矩M2计算夜板配筋，见图3.3子。考虑到整体弯矩客观存在，规定纵横两个方向的下层连通钢筋配筋率不宜小于0.15%，以承担整体弯矩。对于上层钢筋按计算钢筋全部连通即可。此外，配筋尚应不小于对收缩和温度配筋要求的数量。2)框架-核心筒结构的街板式承台框架-核心筒结构的桩基础设计，当地基土条件允许时，应按变刚度调平设计。此时饺形承台板在计算中仅考虑局部弯矩作用M1十Mz"考虑到整体弯曲的影响，规定在纵横两个方向的下层钢筋配筋率不宜小于0.15%，上层钢筋应按计算配筋全部连通，见j图3.3-80整体受弯钢筋整体受弯铜瞄最小配筋率0.15%最小配筋率。.15%图3.3-7剪力墙结构的役板配筋图3.3-8框架-核心筒结构的使板配筋当地基土条件不允许(如液化土、湿陷性土、高灵敏度软土、欠固结土、新填土、膨胀土、季节性冻土等)按复合桩基变刚度调平设计时，应进行共同作用分析得到总弯矩。由于框架柱、核心筒基桩与上部荷载实现了局部平衡，夜板所受冲切、剪力、弯矩都很小，其受弯计算的配筋数量也就少，而根据最小配筋率来配置钢筋常使截面上用钢量过大，这在承载力上毫无必要且导致施工困难，此时可参考《美国房屋建筑混凝土结构规范))(BuildingCodeRequirementsforStructuralConcrete)ACI318-05第10.5.3条:当按最小配筋率得到的配筋量人，mln比按受弯计算配筋量As大1ν/刊3时才ιF可不按As.川r"m汀当徨板厚度大于20∞O∞Omm时，在z夜克板中部设置直径不小于12mm、间距不大于300mm的双向钢筋网，是为减小大体积混凝土温度收缩的影响，并提高饶板的抗剪承载力。3.3.3承台混凝土耐久性承台混凝土强度等级应满足结构混凝土耐久性要求，对设计使用年限为50年的承台，根据现行国家标准时昆凝土结构设计规范))GB50010的规定，当环境类别为二a时不应低于C25，二b时不应低于C30。有抗渗要求时，其混凝土的抗渗等级应符合有关标准的要求。通常承台较厚，比较容易满足抗渗要求，仅在基坑深达10m以上时应注意采取防渗措施。3.3.4承台与桩、柱及连系梁之间的连接1.承台与承台间的连接柱下独立桩基承台之间应设置连系梁，梁顶宜与承台顶标高平齐(图3.3-9)，主要为了加73第3章川桩基相造强其整体性，改善水平地震、风荷载作用下的整 体受力性状，降低桩顶弯矩和剪力。2.承台与柱的连接:柱底承受一定的弯矩，因此柱纵筋锚入承台→定的长度。对于多桩承白，"，柱纵向主筋锚入承台不应小于35倍纵向主筋直径，且在抗震设防区尚应根据柱抗震等级乘以1.05""1-"1.15的锚团长度增大系数。图3.3-9承台连接示意图3.承台与桩的连接根据习惯作法，桩嵌入承台内的长度对中等直径桩不宜小于50mm，对大直径桩不宜小于100rnmo混凝土桩纵筋锚人承台长度不宜小于35dg。对于抗拔桩，纵筋锚人承台长度应按现行国家标准《泪凝土结构设计规范?>GB50010确定u4.一柱一桩对于大直径灌注桩采用一柱一桩的，在条件允许时应设置连系梁;连接构造通常有两种方案。(1)设置承台，将桩与柱通过承台相连接，这时各种钢筋在承台内搭接，便于施工，见图3.3-10;连累梁平哥图A-A图3.3-10一柱一桩连接构造(2)将桩与柱直接相连，柱纵向主筋锚人桩身内长度不应小于去5倍纵向主筋直径，此时仍应设置连系梁。本章参考文献[1J建筑桩基技术规范JGJ94-2008[SJ.北京:中国建筑工业出版社，:2008.[2J建筑桩基技术规班JGJ94-94[SJ.北京:中国建筑工业出版社，1994.[3J混凝土结构设计规范GB50010-2002[S].北京z中国建筑工业出版社，2002.[4J((桩基工程手册》编写委员会[MJ.北京:中国建筑工业也版社"ó1.995.74第4章桩基竖向承载力4.1概述关于地震作用下的桩基承载力确定和验算详见第8章。4.1.1单、群桩的承载变形特性对于建筑工程而言，桩基础的主要功能是用于承受竖向荷载，因而桩基竖向承载力的确定和验算便成为桩基设计计算的主要内容。要合理利用并准确计算桩基的竖向承载力，首先要了解和把握在竖向荷载作用下桩基的受力机理和承载变形性状。单桩在竖向荷载下的荷载传递、荷载沉降特征、极限承载力是设计桩基和计算桩基承载力的基本依据，但并非全部依据。因为建筑桩基绝大部分为低承台和群桩形式，其中的单桩由于受承台、桩、土相互作用的影响，其承载变形性状发生变化。由固4.1-1看出，一是独立单桩的荷载一沉降(Q-s)曲线-般为陡降型，而群桩基础中的单桩，由于桩、士、承台的相互作用特别是承台分担荷载的作用，其Q-s曲线呈缓变型，桩的极限 承载力特征点趋于不明显;二是在相同荷载下，群桩基础中的单桩桩顶沉降大于独立单桩;这是由于群桩效应使桩端以下压缩层面积和深度加大所致。由以上群桩基础荷载F沉降特征可看出，单桩静载试验是不能模拟群桩基础的工作性状的，但是以单桩静载试验所得到的单桩极限承载力是确定群桩承载力的基本依据。同时由单、群桩的荷载-沉降不同的特征可以得到这样两点认识:一是群桩基础的沉降须通过计算分析确定;二是群桩基础由于地基土强度破坏导致失稳的可能性较独立单桩减小，除非存在软弱OQgS(α)(b)图4.1-1独立单桩与群桩基础中单桩的下卧层;因此以单桩承载力确定群桩基础承载力的目荷载-沉降曲线的在于控制桩端土体的应力水平，即控制其塑变出现，不致加大桩基的沉降变形。换言之，摩擦型桩基承载力的验算，其最终目的是为了控制桩基的沉降。4.1.2一般建筑物基桩荷载效应计算1.传统简化计算公式(a)抽立单桩Cb)群桩基础中的单桩对于一般建筑物和受水平力(包括力矩和水平剪力)较小的高层建筑群桩基础，应按下列公式计算柱、墙、核心筒群桩中基桩或复合基桩的桩顶作用效应(((建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008第5.1.1条)。下列公式也就是传统的简化计算公式。桩顶轴向力:1)竖向力75第4童屹墓坚向理载力轴心竖向力作用下偏心坚向力作用下2)水平力H丁一-N(4.1-1)N;k=Fk斗~，M地VMJik~一一十一旦平十..l，..，.....yl{~ln一之~yJ~~xJ(4.1-2)Hik二旦主(4.1-3)n式中Fk荷载效应标准组合下，作用于承台顶面的竖向力;G桩基承台和承台上土自重标准值，又才稳定的地下水位以下部分应扣除水的浮力;凡荷载效应标准组合轴心竖向力作用下，基桩或复合基桩的平均竖向力;Nik荷载效应标准组合偏心坚向力作用下，第i基桩或复合基桩的竖向力; M地、Myk荷载效应标准组合下，作用于承台底面、绕通过桩群形心的z、y主轴的力矩;岛、工j、川、yj第i、j基桩或复合基桩至y、Z轴的距离;Hk一一荷载效应标准组合下，作用于桩基承台底面的水平力;Hik荷载效应标准组合下，作用于第i基桩或复合基桩的水平力;n桩基中的桩数。FK+GKO(a)F且十GK2.公式推导为了分析上述简化汁算公式计算结果e.Mp与实际受力状态的差异，这里将简化公式推导时所作的假定及推导过程阐述如下。基本假定(1)承台为绝对刚性，受力矩作用时呈平面转动，不产生挠曲;(2)桩与承台为饺接相连，只传递轴向力、水平剪力，不传递力矩(3)各桩的支承刚度和桩身的截面积相同(4)忽略承台变位时承台与土体接触面上产生的法向力和切向力(摩阻力)。见图4.1-2(a)o|1111111牛11111111图4.1-2桩顶荷载效应简化计算与实际受力状态示意桩基承台底面受轴心竖向荷载Fk十G(α)简化计算(b)实际受力状态和政向力矩M址和Myk(由偏心竖向荷载和承台底面以上水平荷载引起)，假定任一基桩t桩顶应力σik均匀分布，桩截面积为Ap，桩数为n,Nik=σikAp，贝IJ76Fk十~，Mxk，M飞kk二一n一A.一一+一一+一旦p---LWX---LWFk十~I11xl1Yk仙4一一」P三二Ap矿2:ApxJYiXi一旦士生↓l1xky~--L1ykXi加4."---L~一」pAp三JyjAPE二t4.2怔基竖向京载力确足与~算上式两边同乘Ap即得式(4.1-2):Nik=旦生生±丛且:R士毕~主i...2:矿三43.计算结果与实际差异的分析上述计算假定(2)桩顶与承台饺接，实际桩基工程桩顶嵌入承台5""--"10cm，桩顶主筋锚人承台不少于35dg，既非饺接又非理想嵌固，因受水平荷载和力矩作用后，连接点逐渐出现塑变，产生微小转动。因此桩顶与承台连接介于固接与饺接之间o 实测表明桩顶存在较大的固端弯矩，但小于理想、固端弯矩。称其为有限约束弯矩，表示于图4.1-2(b)中。该桩顶约束弯矩(n.M站十n.Mvk)导致桩顶计算轴力绝对值减小量为:e.Nik=士(M地-n.Mxk)yz一(Myk-ne.Myk)xi十二yj二二4也就是导致计算的桩基外缘最大轴向力比实际偏大e.Nik，最小轴向力比实际偏小e.Nik。其结果是使计算偏于安全。总的说来，这种传统简化计算桩顶轴向力的方法用于工程设计是可行的。4.1.3考虑承台(包括地下墙体)、基桩协同工作和土的弹性抗力作用分析方法计算基桩荷载效应设置于半元限土体中的基桩，桩顶与承台相连，承台与地下室结构、上部结构相连，组成一个共同工作的超静定结构体系，作用于承台底面的竖向荷载、力矩荷载、水平荷载对基桩桩顶的作用效应都存在影响o因此，对于受水平荷载较大(含风载、8度和8度以上地震作用)的高层建筑宜按本书第5章计算桩顶荷载效应。这样不仅能得到地基土和埋深范围侧向土体分担荷载、基桩桩顶的作用效应(轴向力、水平剪力、弯矩)，而且可以取得桩身最大弯矩及其位置的相关数据。4..2桩基竖向承载力确定与验算4.2.1桩基竖向承载力计算1.关于桩基竖向承载力的群桩效应1)桩侧阻力的群桩效应(图4.2-1)对于黠性土(秸土、粉质勃土)中的群桩，其桩侧阻力在常规桩距(3"""-"4d)条件下受桩-桩相互作用影响而降低;对于非密实的摩擦性土(土的伊值较大，教聚力C值较低，如砂土、粉qs土)，其桩侧阻力在常规桩距(3r--4d)条件下，受桩-桩相互作用影响不出现降低或出现沉降硬化而导致侧阻力增强。发挥极限侧力所对应的沉降因群桩效应均相应加大o2)桩端阻力的群桩效应桩端阻力不论是何种类别土，在常规桩距(3"""-"4)d条件下，均由于群桩效应而增强(如图4.2qs---单桩一一群桩跚跚OSOS(α(b) 图4.2-1蒙古性土、摩擦性土单群桩侧阻力qs随沉降5发挥性状(α)菇"性土的非密实摩擦性土77第4章怔墓坚向承载力2);并随桩距加大相互作用效应逐步减弱，导致桩端阻力增强效应随桩距增大而降低，直至桩距增至6d时，其端阻力趋近于单桩。端阻力的增强效应是由于相邻桩桩端以下土体产生逆向侧向变形，导致土体主应力差较单桩减小所致。发挥端阻力极限值所需沉降也因沉降的群桩效应而加大，以致群桩达到极限承载力时其沉降超出建筑物所能承受的沉降极限值。O归)承台底土抗力分担荷载也属于群桩效应的内/一-S.=3d涵，不过在桩其承载力计算中已将其纳入复合基S(b)桩承载力。3)((建筑桩基技术规范))JGJ94-2008不计侧阻力和端阻力的群桩效应图4.2-2群桂桩端阻力随桩距变化特征《建筑桩基技术规范>)JGJ94-94规定考虑侧阻群桩效应系数轧和端阻群桩效应系数飞计算在讲庄基础的竖向极限承载力。实践表明，这样做相当繁琐，因为同一场地往往有两种以上土层(α)群桩桩端土水平变形相互制约(6)交互出现，且水平向分布不均。无论是采用单桩群桩桩端阻力qp随沉降s的变化静载试验确定单桩极限承载力，还是采用现场原位测试法或物理指标经验参数法确定单桩极限承载力，考虑侧阻群桩效应系数轧和端阻群桩效应系数飞计算群桩承载力，在操作上都很繁琐，而其计算结果与不考虑群桩效应差异不太大。另据美国、英国相关规范的规定，当桩距5a二三3d时，桩基承载力不考虑群桩效应。鉴于以上情况，本次规范修订时对于群桩基础承载力确定不计侧阻和端阻的群桩效应。这样处理，方便设计，也不会留下安全隐患。修订后的《建筑桩基技术规范>)JGJ94-2008更多地关注差异变形的控制。2.((建筑桩基技术规范)}JGJ94-2008强调以单桩静载试验为依据单桩竖向极限承载力受地层土质、成桩工艺等诸多不确定性因素影响，变异性较犬，因此，《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008强调通过现场单桩静载试验确定单桩极限承载力，以提高桩 基设计的经济合理性和安全可靠性。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008规定(第5.3.1、5.3.2条)，设计等级为甲级的建筑桩基，应通过单桩静载试验确定单桩极限承载力;设计等级为乙级的建筑桩墓，当不具备通过其他方法确定单桩极限承载力时也应通过单桩静载试验确定。对于大直径端承型桩，也可通过孔底平板载荷试验确定极限端阻力，通过短墩试验确定极限侧阻力和极限端阻力。近年来超高层建筑兴建中，关于单桩静载试验的具体实施过程出现-些颇具争议的问题。由于建筑物基底埋深大，试验时尚未开挖基坑，试验只得在地面进行，埋深部分理应采用双套管隔离。有的为节省费用，采取在基底标高桩身截面内埋设钢筋应力计，将所测得的桩身轴力值从总荷载中扣除作为试验所得单桩极限承载力。这种办法?所得桩的荷载传递和Q-s曲线与实际不符，桩端阻力和桩侧阻力的发挥性状也与实际不符。按此进行设计偏于不安全。3.但，IJ阻力和端阻力经验参数的调整利用侧阻力和端阻力与土物理指标之间关系确定单桩极限承载力的经验参数法是工程实践中应用最广的一种方法，一是在工程勘察报告中提出极限侧阻力和极限端阻力建议值，供设计者使用F二是设计等级为乙级的建筑桩基，部分地利用经验参数法进行桩基设计，设计等级为丙级的建筑桩基完全按经验参数法进行桩基设计。本次修订，在《建筑桩基技术规范))JGJ94-94收集的涵盖11个省市共计229根试桩资料的基础上，又补充416根试桩资料，其中预制桩资料88根，水下钻(挖、冲)孔灌注桩资料784.2咂墓竖向震载刀确JE与验盟184根，干作业钻孔灌注桩资料144根。前后合计总试桩数为645根。以《建筑桩基技术规范》JGJ94---94规范表列qsik、qpk为基础结合新收集到的资料进行试算调整，并参考上海、天津、浙江、福建、深圳等省市地方标准中所列经验参数，最终得到表4.2-1、表4.2-2(<<建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.3.5-1、表5.3.5~2)各种桩型的qsik、qpk经验值。修订后的qsik、qpk经验值与《建筑桩基技术规范))JGJ94-94相比有以下特点:1)删除了原规范中所列沉管灌注桩相关经验参数。其原因是考虑到这种桩型在工程实践中出现了太多的事故?在大多数地区趋于淘汰，并为其他桩型如长螺旋钻孔压灌桩、预应力?昆凝土空心桩等取代。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第3.3.2条规定挤土沉管灌注桩用于淤泥和淤泥质土层时，应局限于多层住宅桩基，也主要是考虑到这种桩因挤土效应造成的质量问题太多，应限制其使用范围。 2)增列了全风化、强风化软质岩与硬质岩的qSlK"qpk参数。使用过程可能出现表列经验参数有偏高或偏低的现象，其原因有二，一是母岩成分、力学性质差异较大，有软质岩、硬质岩之分;二是风化程度差异大，如同为全风化花岗岩，也有风化为细砂、中砂、粗砂和碎石等不同粒径的情况，其工程性质差异很大。因此，勘察过程应结合标贯、动探及当地经验综合判定极限侧阻力和端阻力值。表4.2-1桩的极限侧阻力标准值伽(kPa)土的名称土的状态棍提土泥浆护璧钻于作业预制桩(冲)孔桩钻孔桩压实填土22----3020----2820~28酣泥14,.......2012~1812~18世把质土22,......,3020~2820~28流塑h>l24,......,4021~3821,......,38软塑O.750.926----4624""""4224~42粉土中密O.75~e~0.946,......,6642----6242~62密实e<0.7566,......,8862----8262,......,82稍密103066----8864----8664,......,86中密153074----9572----9472"-"94粗在l、中密153095----11695----11698~120稍密515116,......,138116----130112,......,130圆砾、角砾中密、密实N63.5>10160,......,200135----150135"-"150碎石、卵石中密、密实N63.5>10200--300140----170150~170全风化软质岩3010160~240140~200140,-...,220咛.，强风化硬质岩N6s.s>lO220~300160~240160~260注对于尚未完成自重固结的填土和以生活垃蜒为亮的杂填土，不计算其侧阻力;2aw为含水比?aw=W/Wl.即为土的天然古在量.Wt为土的液限;3N为标准贯人击数N63.5为重型酣功力触探击数;4全风化、强风化软质岩和全民~l:e，"~!虽风化硬员告军指其母岩分别为frk运15MTa、f出>30MPa的岩石。表4.2-2桩的极限揣阻力标准值伽(kPa)认飞混凝士预制桩川lζ桩6长4861l(m)泥浆护壁钻(冲〉孔桩桩长l(m)干作业钻孔桩桩长l(m)土名称t￡Y9,J9FL·-二16ii11>3O5~110~二115豆豆J5"，二l10ζJ<10<15<3030ζJ<10、<::"1515骂王i软塑0.7S---2200:::--2600--三二0.2538CO5:;0060006800120014016001800180024002800中密0《.705.ζ9e~50-...14CO~1900"""-"2500----300~500"""-"650~750~800~1200~1400~粉土飞1700210υ27003400500650750850120014001600密实e15220030004500550075090011001200100019001900细砂2500""-"3600~4400~5300~650~900~1200~1500""-"1200""-"2000~2400~4000500060007000850120015001800160024002700二中砂中密、N>154.000,.,..,5500"""-"6500巾7500~850~1100~1500~1900~1800~2800---3600~~密实600070008000900010501500190021002400380044007500-":粗砂5700""-"8500~9500~1500~2100~2400~2600~2900~4000~4600~7500,85001000011000180024002600280036004600气5200碌.、N>156000~95009000---105001400----20002000----32003500---5000角睡、中密密实、N63.S>107000--..100009500~115001800~22002200----36004000~5500圆碍碎卵石石、N63.S>108000---1100010500---130002000----30003000---40004500---6500全风化30106000---90001400-...22001600~2QOO软质岩强风化N63.S>107000~、咽，110001800-...28002000~3000硬质岩注砂土和碎石类土中桩的极限端阻力取值，宜综合考虑土的密实度，桩端进入持力层的深径比hb/d.土愈密实.hb/d愈大，取值愈高;2预制桩的岩石极限端阻力指桩端进入强风化岩、软质岩一定深度条件下极限端阻力;3全风化、强风化软质岩和全风化、强风化硬质岩指其母者分别为frk~三15MPa，f~>30MPa的岩石。804.2枉基竖同ft:<载力确定与监篝3)增列了困砾、角砾、碎石、卵石的极限侧阻力标准值qsik"主要是考虑到高层、超高层建 筑桩基对单桩承载力要求高，桩长增大，穿过这类大粒径的桩增多，设计中需大量应用这类士的侧阻力参数qsik0的对qsik""qpk经验值进行了局部调整o对于蒙古性土、粉土、粉细砂、中砂、粗砂的旦成大部分调高了2%，-.....，5%;对于泥浆护壁钻孔桩，当持力层为硬可塑、硬塑状蒙古性士和中密、密实粉砂、细砂、中砂、粗砂时其qpk调高了5%""""-"10%。4.2.2复合桩基坚向承载力1.承台效应摩擦型群桩基础在竖向荷载作用下，由于桩土相对位移，桩间士对承台产生一定竖向抗力，成为桩基承载力的一部分而分担荷载，称此种效应为承台效应。承台底地基土承载力特征值的发挥率为承台效应系数。承台效应系数轧表示为:式中Pc一一承台底土抗力;fak-一承台底地基承载力特征值。承台效应系数随下列因素而变化:1)桩距大小户c轧fak桂距是影响承台效应系数的主要因素。当桩受荷沉降时带动桩周一定范围的土体一起沉降(见图4.2-3)，形成以桩为中心的"沉降漏斗"。显然，沉降漏斗愈大，土抗力发挥值就愈低，即承台效应系数愈小。桩周土任一点r处的竖向位移Wr可以下式表示:1十μ咽JWr=石》ln17xμ斗圄4.2-3桩与桩周土坚向位移由上式可知，桩周土竖向位移随桩侧阻力旦、桩径d、土的泊松比μ增大而增大，随土的变形模量Eo增大而减小;当距离r达到nd(2旷。)时，土竖向位移为零;而最大变形半径nd根据实测结果约为(6,......,10)d。显然，土的坚向位移量愈小，承台土反力愈大，对于群桩，桩距愈大，土反力愈大。2)承台土抗力随承台宽度与桩长之比Bcll增大而增大50lld=8(Bjl=1.12)20406080140P1Pu(%)图4.2-4粉土中承台分担荷载比pjp随承台宽度与桩长比Bc/Z的变化 81第4章桩墓竖同意去载力图4.2~4为粉士中承台分担荷载比Pc/P在不同承台宽度与桩长之比的情况下随荷载水平P/Pu(Pu为极限荷载)的变化。图中表明，随Bc/l增大(Bjl=0.39，0.50,0..69,1.12),Pc/P逐渐增大，当Bc/l工1.12时，分担荷载比Pc/P增至40%。这说明Bc/l较小(<1.0)时，承台土反力形成的压力泡包围整个桩群，导致桩侧阻力和端阻力因土的松弛效应而降低。3)承台土抗力随区位和桩排列而变化图4.2~5(a)(b)分别为矩阵形排列和条形单排群桩基础承台分担荷载比Pc/P随荷载水平P/Pu(Pu为极限荷载)的变化。由图4.2~5(a)看出，桩数由22增至32、42，Pc/P递减;图4.2~5(b)单排条形排列的Pc/P较图4.2~5(a)矩阵形排列大，且随桩数增加有减小趋势。这主要是由于承台外区(桩群包络线以外)较承台内区(桩群包结线以内)土反力大，而矩阵形排列桩基内、外区面积比随桩数增加而减小，条形单排较矩阵形排列的内、外区面积比小所致。40d=25Omma毫(斗53zo0sZ//丁TZfOn=22........-n=32,.....":n=42。P/Pu(%)(a)40301"""l/d=8F主士.......、R1200、。P!Pu(%)(b)图4.2号粉土中多排群桩和单排群桩承台分担荷载比(a.多排桩(b)单排桩的承台土抗力随土性的变化根据模型试验和工程测试结果表明，承台效应系数与土性呈一定规律变化，砂土大于粉土，粉土大于蒙古性土。这种变化规律的机理是由士的粒间连结强度大小所致。按连续介质弹性理论解，桩侧剪切竖向位移影响半径约为20d(d为桩直径)，而试验测试结果比该值小得多，超固结伦敦蒙古土约为12d(Cooke等，1979)，中密粉土约为"。根据对北京财源国际西楼置于砂土上的承台土反力测试结果(刘金踢等，200的，其承台效应系数轧(桩距3的大于《建筑桩基技术规范》JGJ94-2008第5.2.5条所给值。与理想连续介质相比，地基土属于有限连续性介质，就连续 性而言，砂土弱于粉土，粉土弱于新性土;连续性愈弱，桩侧沉降漏斗愈小，土抗力发挥率愈高，承台效应系数愈大。2.承台效应系数确定根据粉土、粉质教土、软土地基群桩试验取得的承台土抗力变化特征(表4.2~3)，结合15项工程桩基承台土抗力实测结果(表4.2~4)，给出承台效应系数叹o承台效应系数轧按桩群距径比Sa/d和承台宽度与桩长比Bc/l确定(表4.2~5)(((建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.2.5)0对824.2枉墓竖同承载力确.弓3盘算于单排条形桩基的轧，如前所述其轧大于多排群桩，故单独给出其可值。但对于承台宽度小于1.5d的条形桩基，其内外区面积比值较大，故轧仍按非条形桩基取值。为简化计算，本次修订取消《建筑桩基技术规范))JGJ94-94区分内外区计算吼的作法。这样计算，对于柱下独立桩基，计算值较实际偏小，对于大面积桩群夜形承台，计算与实际差别不大。对于砂土、粉士、素占性土，轧宜按表4.2-3所列值分别取高、中、低值。表4.2-3承台效应系数模型试验实测与计算比较承台宽承台底实测土土承载承台效桩径长径比距径比桩数与桩长力特征桩端抗力平序应系数比均值号土类值持力层实测计算d(mm)!/dSa/drXmBc/l!ak(kPa)(kPa)r;cr;cl2501833X30.5012532O.260.16三2250833X31.125125400.320.18三江2501333X30.692125350.28O.162333X3125300.24O.142501843X30.611125340.27O.221863X30.83312560O.441831X4O.167125粉季占400.32O.302501832X4O.333125320.142501833X4125300.24O.15 2501834X40.667125290.23O.162501832X2O.33312540O.~-j2O.141831X6O.167125320.26O.14132501833X3O.500125280.220.15141501136X61.5575砾砂13.3O.18O.1815150113.755X51.5575砾砂21.10.28O.23粉黠161501154X41.5575砾1&、27.70.37O.371711417.53.53X9O.50200粉勃480.24O.1918粉士32512.342X21.55150粉土510.340.24191004534X40.26740蒙古土11.20.28O.1320l质搬泥薪1004544X4O.33340蒙古士12.00.300.21土1004564X40.46740黯土14.40.36O.384563X340带土I16.40.410.36表4.2-4承台效应系数工程实测与计算比较承台宽承台底承台平土承载计算桩径桩长距径比面尺寸与桩序号建筑结构力特承台承台土抗力实计测算ρPc;长比征值效应d(mm)l(m)Sa/d(m2)Bc/lf，二k(kPa)系数计算ρc实削p"c22层框架剪力墙55022.03.2942.7X24.71.1280O.151213.41.1283第4章怔基竖向承载力结表承台宽承台j屁承台平土承载计算桩径桩长距径比面尺寸与桩力特承台承台土抗力序号建筑结构实计测算户Pycc长比征值效应d(mm)l(m)Sa/d(m2)Bc/lfak(kPa)系数计算Pc实制p".225居框架剪力墙45025.83.9437.OX37.01.44900.201825.31.4031虫立柱基40024.53.555.6X4.4O.18600.2117.117.71.04420层剪力墙4007.53.7529.7X16.72.95900.2018.020.41.13512层剪力墙45025.53.8225.5X12.9O.506800.8023.233.81.46 616层框架剪力墙50026.03.1444.2X12.30.456800.2316.115O.93732层剪力墙50054.64.3127.5X24.50.453800.2718.9191.01826层框架核心筒60953.04.2638.7X35.40.687800.3326.429.41.1197居砖棍40013.54.6439O.16379O.1813.714.41.05107层砖混40013.54.63350.11179O.1814.218.51.30117层框架38015.54.1514.7X17.7O.981100.1719.019.51.03127层框架38015.54.310.5X39.6O.73110O.1618.024.51.36137层框架38015.54.49.1X36.3O.61110O.1819.332.11.66147层框架38015.54.310.5X39.60.73110O.1619.119.41.0215某油田塔基3254.05.56~0.4O.06~0.08O.14~0.17O.22~0.260.32~0.38O.4~0.80.08~0.10O.17~0.20O.26~0.30O.38~0.44>0.8O.1O~0.120.20~0.22O.30~0.340.44~0.50O.50~0.80单排桩条O.15~0.18O.25~0.30O.38~0.450.50~O.60形承台注表中sa/d为桩中心距与桩径之比;Bc/l为承台宽度与桩长之比。当计算基桩为非正方形排列时，Sa=，;互7言，A为承台计算域面积，n为总桩数。2对于桩布置于墙下的箱、徨承白.1Jc可按单排桩条形承台取值。3对于单排桩条形承台，当承台宽度小于1.5d时，联按非条形承台取值。4对于采用后注浆灌注桩的承台，弘宜取低值。5对于饱和赞性土中的挤土桩基、软土地基上的桩基承台，机直取低值的0.8倍。3.复合桩基应用1)应保持桩间土能始终与承台协同工作，不因外界条件的变化出现与承台脱空现象，故按复合桩基设计应排除以下特殊情况:液化土、湿陷性土、高灵敏度软土、欠固结土、非密实新填土、沉桩引起超孔隙水压力出现土体隆起等情况。2)桩与承台共同分担荷载是一种客观现象，按复合桩基进行设计，将承台效应计人复合基桩承载力中，势必导致基桩分担的荷载水平高于按常规不计承台效应的设计，相应的沉降有所加大。因此，对复合桩基的应用范围作出如下规定:(1)上部结构整体刚度较好、体型简单的建筑物，如剪力墙结构、筒仓、烟囱、水塔等。这844.2桩基竖同理载力确足与3r.算类建筑不仅整体性强而且刚度很好，上部结构与桩基协同工作能力强，能够确保建筑物正常使用功能。(2)对差异沉降适应性较强的排架结构和柔性构筑物，如单层排架厂房、钢制油罐等。这类建筑由于差异沉降引起的次内力比高次超静定的混凝土框架结构要小，适应能力较强。(3)对于框一筒、框牛剪结构，按变刚度调平原则设计，对于荷载集度较小的外框架区，为弱 化其支承刚度增沉以实现减小差异沉降的目标，采用复合桩基是一种优化措施。(4)对于软土地基减沉复合疏桩基础。软土地基多层建筑在承载力满足要求的情况下，设置疏桩利用承台与桩共同分担荷载以减小建筑物沉降。这种复合桩基较不计承台效应的常规桩基沉降要大，但较天然地基沉降要小得多，基桩荷载水平虽然比常规桩基中基桩高，但就桩基的整体承载力安全度而言要高于天然地基。从上述应用复合桩基的4种情况可以看出，前两种情况主要着眼于节约资源、降低造价，后两种情况，主要着眼于优化设计，改善建筑物的正常使用功能，并可收到节约资源的辅助效益。4.2.3桩基竖向承载力验算1.单桩竖向承载力特征值RaRa=去Quk(4.2-1)式中Q咄→一单桩竖向极限承载力标准值;这里"标准值"的含义系指通过n根单桩静载试验所得单桩极限承载力在极差不超过30%时的平均值;或按经验参数极限侧阻力标准值qsik和极限端阻力标准值qpk计算的单桩极限承载力标准值;K一安全系数，取K=2o2.基桩竖向承载力特征值对于端承型桩基、桩数少于4根的柱下摩擦型独立桩基，或由于土层性质、使用条件等因素不宜考虑承台效应时，基桩竖向承载力特征值应取单桩竖向承载力特征值，R=Ra。3.复合基桩竖向承载力特征值R=Ra+f/cfakAc1~(4.2-2)Ac=(A一仙Lìps)/nJ式中轧一『承台效应系数，可按表4.2-3取值;fak一-承台下1/2承台宽度且不超过5m深度范围内各层土的地基承载力特征值按厚度加权的平均值;Ac一一计算基桩所对应的承台底净面积;Aps一一桩身截面面积;A一一承台计算域面积;对于柱下独立桩基，A为承台总面积;对于桩饶基础，A为柱、墙徨板的1/2跨距和悬臂边2.5倍街板厚度所围成的面积;桩集中布置于单片墙下的桩筷基础，取墙两边各1/2跨距围成的面积，按单排桩条形承台计算f/dn承台计算域内的基桩数。当承台底为液化土、湿陷性土、高灵敏度软土、欠固结土、新填土时，沉桩引起超孔隙水压力和土体隆起时，不考虑承台效应，取机=0。这里将承台土抗力分摊到相应的基桩的抗力中，构成复合基桩承载力特征值，便于设计，特85费4章桩基竖向jJ(辈辈力别是桩饶基础可分别对柱、墙、核心筒群桩基础进行基桩承载力验算，从而避免采用整体桩基荷载进行验算，尤其有利于按变刚度调平设计原理实行局部平衡整体协调的方法进行设计。4.桩基竖向承载力验算1)基桩或复合基桩承载力验算 轴心竖向力作用下偏心竖向力作用下Nk运R(4.2-3)Nkmax~1.2R(4.2-4)式中1h一一作用于承台底面轴心竖向荷载效应标准组合下的桩顶轴向力;NkJ.nax-一竖向偏心荷载效应标准值作用下承台一侧的桩顶最大轴向力;R.基桩或复合基桩的承载力特征值。2)桩基竖向承载力安全度评价(1)<<建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008以综合安全系数设计法取代《建筑桩基技术规范》JGJ94-94的分项系数设计法，其基桩竖向承载力的安全度有无变化?由本书第2章第2.2节论述可知，由于《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008采用的荷载效应组合值按《建筑结构荷载规范>>GB50009~2001确定，与《建筑结构荷载规范))GBJ9-87相比，占民用建筑90%以上的住宅、宿舍、旋馆、办公楼、医院病房、托儿所、幼儿园、教室、试验室、阅览室、会议室、医院门诊室的楼面均布活荷载标准值均提高25%，组合值系数提高17%，由此使竖向荷载效应组合值提高3%，-....，8%。这样使承载力安全系数提高相应的幅度。(2)第二是关于偏心荷载一侧基桩竖向承载力特征值按提高20%即取1.2R进行验算，其安全性如何?这→问题应从两个层面进行分析。首先是偏心荷载的性质。对于民用建筑桩基，其偏心荷载主要由风载引起(由水平地震作用引起的荷载偏心问题在第8章中阐述)，而风载是变向的，荷载变向对于消除和减小偏沉是有利的。对于带桥式吊车的工业厂房，除风载外，吊车运行荷载也是产生荷载偏心的因素，对于软土地区桩基的桩端为非坚硬持力层的情况下，重量级运行的吊车往往会发生桩基内倾。在这种情况下，桩基的设计应从布桩和承载力验算方面加强桩基纵、横向的截面抵抗矩，并不得按复合桩基设计。其次是荷载偏心一侧的桩顶轴向力。如本章第4.1节4.1.2所述，按简化公式计算的偏心荷载一侧桩顶轴向力比实际偏大，按简化公式计算所得最大桩顶轴向力进行验算是偏于安全的。(3)关于桩箴基础的承载力安全度桩夜基础在不存在软弱下卧层特别是不均匀的软弱下卧层、桩型和布桩合理的情况下，一般不存在安全度不够的问题。桩侥基础的最大优势是承台为大面积整体役板，在坚向荷载下桩与後板发挥协同承载功能形成承载潜力很大的复合桩基，加之一般有较大埋深，承台和地下室侧墙可提供很大的水平抗力。因此，不论是承受竖向荷载，还是坚向与水平荷载联合作用，其承载力的 安全度都较高。桩徨基础设计的控制关键是差异沉降，包括各部位之间的差异沉降和整体倾斜。差异沉降的控制主要取决于桩的合理布置，尤其是荷载极度不均的框筒、框剪结构。基桩承载力即荷载水平的控制和验算要同变刚度调平原理相结合，如对于框筒、框剪结构，对于荷载集度高的核岳筒，基桩承载力应确保处于弹性阶段避免因塑变而加大沉降;对于外围框架，由于柱下桩群外围校板有较大元桩区域，地基土发挥承载作用的空间大，况且框架区荷载集度低、基桩数量少，沉降量小，从变刚度调平要求考虑，应对其支承刚度实施弱化以适当增沉。因此，对于桩授864.3桩基坚向承载力的时闺究~Jill外框架柱复合桩基的验算，在柱受中心荷载时也可取1.2R。欧洲提出的CPRF(复合桩夜基础)设计理念，主张基桩承载力取极限值。这实际上是一种不对夜板承载力明确计算，以提高基桩承载力取值的复合桩基设计法。显然，基桩所受荷载因役板分担相当大份额而远不会达到极限值。这里说明了一个问题，桩~基础承载力的控制和验算允许有较大的变化空间，其最终的核心问题是集中在沉降和差异沉降上面。4.3桩基竖向承载力的时间效应4.3.1饱和软土中摩擦型挤土桩承载力的时间效应1.挤土桩的挤土效应饱和软土中的挤土桩，沉桩过程桩侧土受到挤压、扰动、重塑，产生超孔隙水压力。对于群桩而言，其挤土效应是各单桩的累积，因而导致中小桩距的群桩沉桩达到一定数量后，常出现土体隆起和侧移，基桩连同土体上涌，对于预制桩可能导致接头被拉断，甚至造成二节桩之间出现数十厘米的间隙;对于灌注桩则可能导致缩径、断桩等质量事故。因此，<(建筑桩基技术规范》JGJ94-2008关于挤土桩的设计施工有一系列严格的质量控制措施，包括限制最小桩距、沉桩间隔时间、降低超孔压等诸多措施。但这只能起到弱化挤土效应的作用，并不能改变沉桩挤土和消除挤土效应对基桩竖向承载力的影响o为分析挤土效应时基桩承载力的影响及承载力随时间的变化等，有必要对挤土效应的机理进行概略分析。将饱和软土中的挤土沉桩视为半无限土体中柱形小孔扩张课题，应用弹塑性理论求解其沉桩瞬时的应力和变形。假定(1)土是均匀各向同性的理想弹塑性材料(2)饱和软土是不可压缩的(无排水固结的瞬时挤土);(3)士体符合库仑-莫尔强度理论。由图4.3-1，考虑到其轴向对称，τra-气，其微元体平衡方程为即:子ω剧r图4.3-1沉桩桩周土应力、变形状态 dO"rI吭一σ一十一.........，.....11drIr(4.3-1)物理方程ε去(σr一间。)阳、勺一刽叫=1-EM叫一一CHυσ(4.3-2)87第4童咂基竖南京载力(4.3-3)边界条件r=町，σ户u解式(4.3-1)-;式(4.3-2)得塑性区(圄4.3-2中E区)半径Rn=rA/~!J"0/2(1十μ)CuL塑性区边界C"。1』皿|!|||||IA门J勺|JJ\1j/阳阳阳阳阴阳阴阳义(@)A/」/"llt1Ill-Ill-Llff|1飞r一c.图4.3-2桩周挤土分区图4.3-3沉桩挤土应力沿径向的变化1十μUn一-一~C"RnE塑性区边界径向位移(4.3-4)气=Cu(2咛+1)=户u一2Cul塑性区的附加应力(4.3-5)内=ι(21n~p-1)=户u一肌(町十1)(4.3-6)气工2ι咛=ρu一汇u(ln二十~)(4.3-7)桩土界面的最大挤压应力Rn1.P、ρu=Cu十2CulnfzCu(ln2(1+μ)Cu十1)(4.3-8)ro一-扩张孔(桩)的半径;Rp一一塑"性区半径; 「一一离圆柱形扩孔中心的距离;Cu、E、p.-一一分别为桩周饱和土的不排水抗剪强度、弹性模量和泊松比。由式(4.3-3)"""-"式(4.3-8)和图(4.3-3)可看出，沉桩挤土效应有如下特"性:1)挤土塑性区半径Rp随土的弹模增大和不排水抗剪强度减小(泊松比μ=0.5)而增大。以天津大港电厂场地土的参数为例说明塑性区半径Rp随土"性参数的变化(见表4.3-1)。从中看出挤土塑性区半径Rp远大于常规挤土桩桩距(4,.....,4.5)d。这表明群桩挤土效应十分显著。对于常规桩距群桩而言，其挤土塑性区相互叠加成片。88以上各式中4.3桩基竖同承载力的时罔班回表4.3-1大港电厂沉桩挤土塑性区半径Rp和最大挤压应力PuECu户士居名称RpuCMPa)CkPa)CkPa)杂填土2~415~207.Od~8.3d78~98粉质秸土4~635~505.7d~7.Od170~225淤l.质粉质蒙古"土3~415~207.4d~8.7d80~100边:由松比取μ=0.5;d为桩径。2)挤士应力的变化特征(图4.3-3)径向应力气、环向应力σ。和竖向应力σz均沿径向递减，在塑性区外边界上，气与σ。的绝对值相等(Cu);丐由压应力逐渐转变为拉应力，当其接近于土的不排水抗剪强度值Cu时，便发生水力劈裂，导致超孔压降低。竖向压应力σ在塑性区外边界上递减至零。3)最大挤土压应力户与超孔隙水压力的关系在沉桩过程桩表面出现最大挤压应力户，伴随着最大超孔压!:::.u出现，且两者近似相等。当超孔压值超过土的有效压应力和士的抗拉强度时，便会发生裂缝而消散。沉桩过程超孔压一般稳定在土的有效自重范围内，瞬时偶尔可超过土有效自重的20%----30%。沉桩停止后，孔压消散初期较快，以后变缓，近表层土和近砂、砾土层超孔压消散较快。因此，沉桩速率(日沉桩量)愈快，土体因超孔压产生的隆起量和侧移量愈大。由于近桩表面土受挤压和扰动最大，即重塑区1(图4.3-2)，其外分别为塑性区H和非扰动区1110重塑区挤压应力和超孔压最大，土的剩余强度最低，桩表面形成阻力最小的水膜，一方面导致沉桩阻力降低(若沉桩中途停歇将使沉桩阻力增大)，另一方面也是形成排水固结导致桩侧阻力随时间而变化的主要区域。2.挤土桩承载力的时间效应饱和软土中的打(压)人式预制桩，其承载力随沉桩后休止时间而变化的现象早在20世纪 五、六十年代就被人们发现。半个多世纪以来许多学者对此进行了大量观测、试验工作，所取得的成果和认识大体是一致的，即桩的竖向极限承载力随时间而呈一定理度增长。其总的变化规律是初始增长速度快，随后逐渐变缓，一定时间后趋于某一稳定值。我国软土地区积累了一些挤土桩承载力随时间增长的试验资料。如1959年，天津新港，45cmX45cmR.C预制桩，人土深10m者，210天承载力比14天增长42%，240天比42天增长37%01960年，上海张华泯，50cmX50cmR.C预制桩，人土深21m者，210天比14天增长93%;人土深27m者，276天承载力比10天增长52%。根据不同土质、不同桩、不同人士深度的桩承载力试验、观测结果，其最终单桩极限承载力比初始值增长约40%r---200%。达到稳定值所需时间由几十天到数百天不等，而实际工程由开始沉桩到工程投入使用长达1""-"3年。因此，桩基设计中考虑承载力的时效，对合理利用桩的承载潜力、节约工程造价具有较大实际意义。为从理论上认识和从应用上预估桩的承载力时效，我们有必要对挤土桩承载力时效的机理进行剖析。1)士的触变时效桩周土经沉桩挤压扰动，强度降低，土的触变作用使损失的强度随时间逐渐恢复。图4.3-4所示为天津大港淤泥质蒙古土重塑后在饱和状态下静置不同时间进行三轴不固结不排水剪切试验结果。由于重塑士样的静置触变过程是处在无围压固结条件下问=0)进行的，其增长幅度约为89第4章桩基竖向理载力0.030"20.025且叫Eb趴0.020b0.0150.01o510T(d)1550%。这是由于其不存在围压固结增长效应，故其增幅比实际桩侧士要小。2)固结时效沉桩挤土引起的超孔隙水压随时间而消散，桩侧土在自重应力和沉桩挤压应力共同作用下固结，超孔压逐渐消散，土的有效应力和密实度逐渐增大，强度逐渐恢复，甚至超过其原始强度。3)桩土界面黠结力时效图4.3-4重塑淤泥质茹土不排水抗沉桩过程，桩土界面反复发生动力剪切，形剪强度随时间的变化成一层"水膜飞桩土间的秸结力完全消失，随着 沉桩停歇时间延长，水膜消失，桩土间的教结力逐渐恢复，并在桩表面逐渐形成一紧贴于其上的硬壳层。该厚度2mm以上硬壳层的形成使得桩受载变形时的桩土间剪切面外移至硬壳层外侧，导致侧阻力提高。3.挤土桩承载力随时间变化的估算图4.3-5为在天津大港地区进行的R.C预制桩和钢管桩单桩极限承载力随时间的变化。对2015:::1哥拉凯m105150200O10T(d)(a)图4.3-5单桩极限承载力随时间的变化Qu(b)oM2T=1deM,T=9dφM4T=14d-M,T==43d304050(ωα)R.C预制桩(ω4归0cmX40归cmX240∞Ocm);Cbω)钢管桩d=10cm，l=450cm于其他尺寸软土中挤土桩承载力随时间的变化特征与此基本类似，不过其变化速率有所不同，即其增长率函数有所不同。不同地区不同土质中的增长率函数宜根据试验观测结果拟合。将任一时间的单桩极限承载力Qut表示为如下关系:Qut=Quo(1+αt)αat十b式中Quo一-单桩的初始。=0)极限承载力;α一一一任一休i止t时t单桩极限承载力QQ时一Qu.tα一-Quoat十b其最大增长率为αmx=!htzl"11=11m一一一H∞叶7α90(4.3-9)(4.3-10)(4.3-11)4.3桩再坚同理载士|的时罔班回最终单桩极限承载力Qmax=Q川1十αmu)(4.3-12)其中α、b为与土质、桩径、桩长有关的经验参数。以图4.3-5 试验结果为例，由不同休止时间t对应的Q川，利用式(4.3-9)"""-"式(4.3-12)进行拟合回归确定α、b参数。表4.3-2固4.3-5中R、C预制桩和铜管桩极限承载力随时间变化关系式的相关参数桩编号桩径(mm)桩长(m)Quo(kN)αbαmax(%)Qmax(kN)R.C400X40024.015000.9764.0102.63040S.P1>1004.4262.0915.247.8384.3.2黯性土中钻孔桩承载力的时间效应泥浆护壁钻孔灌注桩由于成桩过程不产生挤土效应，不引起超孔隙水压力，土的扰动范围较小，因此，桩承载力的时间效应相对于挤土桩要小很多。站性土中非挤土钻孔灌注桩承载力随时间的变化，主要是由于成孔过程孔壁土受到扰动，由于土的触变作用，被损失的强度随时间逐步恢复。对于泥浆护壁成桩的情况下，附着于孔壁的泥浆也有触变硬化过程，但是其最终效果取决于泥皮厚度(与浇灌混凝土时的泥浆稠度有关)和性质，其变异性很大，泥皮为较厚的流塑状教土是不可能通过触变恢复到原始强度的。同样，对于大厚度的蒙古性土沉渣也不可能随时间推移而提高其端阻力。表4.3-3为上海饱和软土中泥浆护壁钻孔桩(d=600mm，1二40.15m)不同休止期静载试验所得单桩极限承载力。经桩身不同截面轴力测试表明，桩侧阻力随时间而增长，但桩端阻力基本不随时间而变化。由表4.3-3可看出，承载力增长主要出现在前期，108天后基本趋于稳定，108天相对于39天承载力增幅为12%0这种变化主要是桩侧扰动土和泥浆的触变恢复所致。由于试桩的长径比较大Cl/d=67)，桩端阻力分担荷载比例较小，端阻力时效不明显，一般来说桩端阻力经复压后也有所增强。表4.3-3泥浆护壁钻孔灌注槌承载力随时间的变化休止期(天)极限承载力(kN)变化率c%)m-刷一山以上试验结果初步说明，对于非挤士灌注桩的承载力时效相对于挤土桩小得多，以通常休止25"""-"30d的静载试验结果为初始值，单桩极限承载力增幅可达10%左右。4.3.3考虑时间效应基桩承载力验算1.挤土预制桩饱土软土中的挤土预制桩承载力时效与土性、沉桩速率、桩人土深度、桩距等因素有关。当土的灵敏度高、土的塑性指数高、桩身范围元高渗透性土夹层、沉桩速率快、桩入土深度大、桩 距小时，承载力的时间效应明显，即单桩承载力随时间增长缓慢，趋于稳定值所需时间长，最终单桩承载力极限值相对于初始值的增幅大。对于工程设计而言，应视工程性质和规模，考虑时间效应影响的具体方法。当工程规模大而重要时，宜通过不同时间的单桩静载试验确定单桩极限承载力时效，并可按式(4.3-9)----式(4.3-12)回归确定时效函数。对于无条件进行系统单桩试验的91第4擎桩事竖同jJ(载力工程，其用于设计的单桩极限承载力可按休止期30天左右的试验值，根据上述影响时效的相关因素，将试验值乘以1.2，-...，1.5系数确定。在设计考虑基桩承载力时效时，应改变单桩承载力取值宁低勿高的观念。否则，常常造成桩数多、沉桩挤土效应严重，桩体上浮和水平移位，桩基沉降增大等后果。对于非软土中挤土桩，其基桩承载力的时效明显弱于饱和软土中的桩，有关这方面的试验资料较少。但根据既有资料有两点可以确认，一是对于松散硝密状态砂土和粉土中的挤土桩，主要受挤土增强影响，孤立单桩静载试验结果和经验参数估算值均比群桩的基桩实际最终承载力低约20%~30%;二是非软土蒙古性土中的挤土桩以30天左右休止期的静载试验结果为基准，最终单桩极限承载力具有不小于10%的增幅。也就是说，前者的有利因素是沉桩挤土的增强效应，后者是挤土造成的时间效应。工程设计中，可根据建筑物对于不均匀沉降的适应能力作适当调整，对于上部结构刚度大的剪力墙结构、柔性结构、变刚度调平设计的框筒结构基桩刚度弱化区(外框架)、主裙连体结构的裙房区，宜考虑沉桩挤密效应或时间效应i将单桩极限承载力设计取值提高20%----30%。这样处理，既是一种节约资源措施?更是一种技术优化措施。2.非挤土灌注桩由于其承载力时效相对较弱，一般宜将最终单桩极限承载力约10%的增幅作为安全储备。当进行布桩承载力验算时，若承载力不足额不超过单桩承载力特征值的20%时，可不再另增加布桩数。4.4特殊桩型的单桩竖向极限承载力所谓特殊桩型是相对于工程中占大多数的常规混凝土桩而言具有某些特殊性。这里的特殊性有三层含义，一是指桩体的构造形式和几何尺寸的特殊性;二是指桩的受力与荷载传递的特殊性;三是指桩置身其中的岩土条件的特殊性Q这三方面的特殊性决定了其桩基承载力计算因需考虑不同的影响因素而不同。4.4.1大直径灌注桩的竖向承载力由于桩的承载性状随桩径而有所变化，工程界通常将桩划分为小直径桩或微型桩(d~ 250mm)、中等直径桩(250mmJGJ94-2008表5.3.5-1中桩的极限侧阻力标准值是由中、小直径桩的试验参数统计而得，将之套用于大直径桩是不合适的，会得出偏大的结果。同样，(<建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.3.6-1干作业挖孔桩(清底。干净，D=800)极限端阻力标准值给出端阻力尺寸效应的修正基准o1.尺寸效应1)端阻尺寸效应系数试验表明，大直径桩静载试验命s曲线多呈缓变型，端阻力多为以压剪变形为主导的渐进破坏，桩端阻力随桩径增大而减小。Menzenbzch(1961)根据88根静载试桩资料统计得桩端阻力尺寸效应系数φ归为:φ阴=1/[1+1X10-5(qc)1.3.A]式中qc"-""-一桩端以下1d至桩端以上3.75d范围的静力触探锥尖阻力qc的平均值(MPa);A一一~为桩的截面积(cmZ)。924.4特殊怔型的单桩竖阿根限承载力G.G.Meyerhof(1988)提出，砂土中大直径桩的极限端阻随桩径增大而呈双曲线减小(图4.4-1)。苏立仁等(1986)根据不同土中大直径灌注桩试验结果得出的端阻力折减系数与桩径的关系.如图4.4-2所示。1.00.8r:!0.60.40.2o0.51.01.52.53.0D(m)图4.4-1砂土中端阻折喊系数(寻|自G.G.Meyerhof,1988)2)侧阻尺寸效应系数ctp1.00.80.60.4←-一(钥一一一番性土、舍黠性士的粉砂0.2r…一"一中上密至密实柑细砂一一砂卵石 O1.02.0-D(m)3.0图4.4-2大直径桩端阻尺寸效应系数4与桩径D关系计算与试验比较早期的桩基研究者认为，桩的侧阻力发挥至极限值所需的相对位移值Wu"对于蒙古性土为5，.....，，10mm，对于砂土为10"""-"20mm，与桩径大小无关。近年来的试验研究和工程实践发现，发挥侧阻所需的相对位移并非定值，除与成桩工艺飞土层性质及各土层竖向分布位置(处于桩侧的上、中、下方)有关外，还与桩径大小有关;桩侧阻力亦随桩径增大而减小。分析原因有两方面:一方面由于大直径桩发挥侧阻所需沉降远大于常规直径桩所需沉降;另一方面由于桩成孔后产生应力择放，孔壁出现松弛变形，导致侧阻力有所降低。《建筑桩基技术规范))JGJ94.2008表5.3.5-1是根据常规桩径极限承载力下沉降标准确定的侧阻力参数，如套用"于大直径桩，其数值偏大。表4.4-1所列为日本某地灌注桩试验所测得的不同荷载下的桩土相对位移和对应桩侧阻力，桩侧为冲填砂、淤积砂砾、蒙古土、砂与蒙古土交互层，桩端进入密实砂层，桩径d=2m，桩长~=40m。由表l可知，该静力试桩桩顶加载达40M队桩顶沉降达202mm(勾10%d);浅层土(0""-"8.5m)的侧阻力极限值对应的相对位移W为45""-"122mm(W/d=2.3%，......，6.1%);随着土层埋置深度增加，发挥侧阻所需位移增大，24m以下的砂砾层和砂蒙古土交互层，当相对位移接近桩径的10%时，其但11阻力尚未达极限值。表4.4-1但!Jj阻力q.(kPa)与桩土捆对位移W(mm)深度(m)注扩T〉510152025303540W1.594.7912.8529.145.3071.25123.30202.360,......,2Wjd0.0800.2400.6431.4552.2653.5686.16510.118冲填.、qsO15;915.931.863,"763.763.763.793第4章桩基竖阿承载力续表深度(m)J吁:!!!5101520253035402~8.5W1.404.4012.4028.3544.4070.20122.00201.20冲填在!、Wjd0.0700.220O.621.4182.2203.5106.10010.060龄积砂q8O9.814.726.959.064.799.099.0 8.5~15W1.133.8511.7527.3043.0568.65120.10198.85淤积砂Wjd0.057O.1930.5881.3652.1533.4336.0059.943带士q514.722.041.649.073.573.573.578.315~24W0.803.3010.9526.2041.6567.00118.15196.55砂、砾Wjd0.040O.165O.5481.3102.0833.3505.9089.828蒙古土q510.626.549.565.470.797.3123.8141.524~40W{).502.7010.1025.0540.2565.30116.15194.20砂、靠自Wjd0.025O.135O.5051.2532.0633.2655.8089.710土交互层q530.746.157.174.698.8109.8115.2133.9Brandl(1985)得出的砂、砾土中极限侧阻力随桩径增大而呈双曲线减小的变化的统计结果(图4.4-3)。D(m)8765432。50100150q此(kPa)2.大直径单桩竖向极限承载力经验计算1)尺寸效应系数的取值根据上述研究成果((建筑桩基技术规范》JGJ94-2008将极限端阻的尺寸效应系数表示为:化=(气fr式中D二一桩端直径;n经验指数，对于蒙古性土、粉土，n二1/4;对于砂土、碎石土，ηz1/3"0图4.4-3砂、砾土中极限侧11阻力随桩径的变化侧阻的尺寸效应系数表示为:《建筑桩基技术规范"))JGJ94-2008将极限CTSi=(O.(})m式中d桩身直径;m一一经验指数，对于秸性土、粉土，m二1/5;对于砂土、碎石土，m=1/302)承载力经验计算 《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第5:3.6条根据士的物理指标与承载力参数之间的经验关系，确定大直径桩单桩极限承载力标准值时，可按下式计算:Q企=QI来十Qpk=u2:功d业li+ctpqpkAp(4.4-1)944.4特殊旺型的单枉竖同极限"ffi载刀式中qsik桩侧第t层土极限侧阻力标准值，如元当地经验值时，可按《建筑桩基技术规范))JGJ942008表5.3.5-1取值，对于扩底桩斜面及变截面以上2d长度范围不计侧阻力;qpk桩径为800nnn的极限端阻力标准值，对于干作业挖孔(清底干净)可采用深层载荷板试验确定;当不能进行深层载荷板试验时，可按规范表5.3.6-1取值;化，比一大直径桩侧阻、端阻尺寸效应系数，按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.3.6-2取值;U桩身周长，当人工挖孔桩桩周护壁为振捣密实的混凝土时，桩身周长可按护壁外直径计算。3)注意事项对于扩底柱，端阻尺寸效应系数算式中D为桩端直径;侧阻尺寸效应系数算式中d为桩身直径，且桩底至变截面以上2d长度范围不计侧阻力。对于嵌入基岩的大直径嵌岩灌注桩，无需考虑端阻与侧阻尺寸效应。4.4.2钢管桩的竖向承载力1.钢管桩的工程应用20世纪30年代欧洲开始大量采用钢管桩作为桥梁、高层建筑、海港码头的基础。由于具有较高的竖向和水平向承载力及抗锤击能力，且易于贯穿坚硬土层、桩长调节方便、沉桩H才挤土效应小(敞口)等优点，随着技术、经济的发展，铜管桩的应用数量与日俱增。从20世纪70年代末开始，我国先在上海宝钢工程中应用钢管桩，由于造价高，随后仅在少量高层建筑中使用。近20年来，大型石油平台、海上巨型桥梁及深水码头的建设促进钢管桩的直径与深度往更大更深的方向发展。目前，欧美及日本的钢管桩长度己达100m以上，直径超过了2500mmo已建成的上海金茂大厦(88层)、环球金融中心(100层)均采用了长度超过80m的钢管桩。杭州湾跨海大桥采用的钢管桩直径1.6m，最大长度的mo2.钢管桩的分类铜管桩可分为常规铜管桩和异形铜管桩，异型钢管桩主要用作围堪、码头、护岸的挡士、挡水。铜管桩根据桩端的管口封闭程度分为闭口钢管桩、半敞口钢管桩、敞口钢管桩;闭口型又分为平底和锥底两种;半敞口型的隔板有多种构造形式(图4.4-4)0可分为三种封闭形式，其桩@(α)IO (b)图4.4-4钢管桩桩端形式(a)敞口;(b)半敞口(c)吁闭口(c)95第4章旺基坚向震载刀端阻力计算也有所不同。3.钢管桩竖向承载力钢管桩竖向承载力同普通混凝土桩一样，由桩侧阻力和桩端阻力两部分组成，也可根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系确定其单桩竖向承载力。1)闭口钢管桩试验表明，除坚硬黠性土外，预制混凝土桩与钢管桩的侧阻剪切破坏面均发生于靠近桩周的土体中，而非桩土介面，单位面积侧阻力大小不因桩身材料性质而变化。闭口钢管桩的承载性状与混凝土预制桩相同，其竖向承载力可按混凝土预制桩的方法计算。2)敞口钢管桩对于敞口、半敞口钢管桩，由于沉桩过程中，桩端部土体将不同程度地涌入管内形成"士塞"或"土芯飞其承载力机理与承载力随有关因素的变化比闭口钢管桩复杂。(1)土塞效应进入管内的土塞对端阻与侧阻的发挥会直接产生不同程度的影响，这种影响称为"土塞效应"。沉桩过程中，土塞受到管内壁摩阻力作用将产生一定压缩，土塞高度及土塞效应随土性、管径、壁厚、桩进入持力层的深度等诸多因素而变化。不同类型桩的土芯率见表4.4"-2(引自史佩栋主编的《桩基工程于册)))。桩型表4.牛2不同类型桩的土芯率预应力管桩(开口)m-u抖，φ··-刮钢管桩土芯率ω一则ω-u月6-oUH-%，而Y-DOm-%川JA哇6L9注:土芯率=管内土芯高度/桩的人士深度(2)土塞效应对侧阻的影响挤土桩成桩过程产生的挤土作用，使桩周土扰动重塑、侧向压力增加，通常会导致桩侧阻力的提高。施鸣升(1981)提出以挤土密度来研究饱和勃性土中桩侧阻力与挤土效应的关系。 ρ=Vs/As=桩排开士的体积/桩人土深度范围内的外表面积具体地对于敞口、半敞口钢管桩p=Vs/As=(人土桩壁体积十桩内土芯体积)I桩人土深度范围内的外表面积通过同一现场14根相同桩长、不同直径的静力压入桩的静载试验结果表明，当桩径小于500mm(p=O.125时1m2)时，其侧阻力随挤土密度p(桩径d)增大而线性增大;当d大于500mm大于后，侧阻力不再随挤土密度增大而变化。除松散砂土、粉土外，带性土中的挤土桩其侧阻力并不因挤土效应而提高。相对于闭口钢管桩而言，敞口、半敞口钢管桩由于土塞效应的存在，一方面因挤土密度减小而降低了管外侧阻力，另一方面又因土塞存在而增加了管内土芯侧阻力。管内土芯侧阻力的发挥不同于管外侧阻力，由于荷载较小(或沉降较小)时管内土塞连同桩管同步下沉，管内土芯侧阻力难以发挥，只有当荷载传递到桩端并产生桩端沉降，土塞才产生相对于管壁的向上位移，管内土芯侧阻力才能逐渐发挥出来。土塞的高度越大，模量越低，充分发挥土塞侧阻所需位移越大。土塞效应的关键问题是如何确定管内侧阻力。(3)土塞效应对端阻的影响管内土芯闭塞程度的不同导致端阻力以两种不同模式破坏，当管内土塞总极限侧阻力小于桩端地基总极限阻力，桩端土随桩人土深度增加而不断涌入管内，土寨沿管内向上抬高，这种状态964.4特殊咂型的单桩竖同极限京载力称为非完全闭塞，非完全闭塞将导致端阻力降低;反之，土塞效应形成闭端，桩端阻力如同闭口桩一样破坏，称其为完全闭塞。土塞总极限阻力、闭口桩总极限端阻力与管桩内径的关系如图4.4~5所示。图中Dc为管内土塞总侧阻力等于桩些端地基总极限阻力时的内径，即11备界桩径。Px为管内土塞总4极限阻力，Ru为桩端地基总极限端阻力o在桩端设置隔板，相当于减小了桩管内径，可增强闭塞效果。日本钢管桩协会1986制定的《日本钢管桩设计与施工》中规定按下式计算加设隔板时的等效直径，并以Dc代替D评价闭塞效应。D一一-De=O.8D/rn图4.4-5闭塞效应与端阻式中，η为隔板分隔数。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008规定按下式确定带隔板钢管桩的等效桩径de=d/rn，其中n为隔板分隔数。该协会进行的相关试验研究表明，土塞效应对端阻力的影响随桩端进入持力土层的深度和桩端构造而显著变化。CDE9@为简化计算，以桩端土塞效应系数人表征闭塞程度对端阻力的影响。图4.4-7为儿与桩进入持力层相对深度hb/d(hb为桩端时n=9进入持力层的深度，d为桩外径)的关系，人=静载试验总极限端图4.4-6隔板分割阻/30NAp。其中30NAp为闭口桩总极限端阻，N为桩端土标贯 击数，Ap为桩端投影面积。从该图看出，当hb/d~5时，àp随hb/d线性增大;当hb/d>5时，λp趋于常量。由此得到《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008式(5.3.7-1)、式(5.3.7-2)和式(5.3.7-3)。(4)单桩极限承载力敞口、半敞口钢管桩的极限承载力由管内土塞侧阻力、管外侧阻力和环底端阻力三部分组成(如图4.4-8所示)。计算方法可分为两大类，第一类分别计算三部分阻力，然后取和;第二类分别计算管外侧阻力和端阻力，同时考虑土塞效应对端阻力的影响。由于管内土塞侧阻力目前没有好的计算方法，((建筑桩基技术规范))JGJ94-2008采用的是第二类计算方法。Quk=Qsk+Qpk=u4qsikli+àpqpkAp(4.4-2)当hb/d<5时àp=O.16hb/d(4.4-3)1.0国普踵草草，~咀1";;制|ζ制向0.54耳辙在〈x-…-AJgggmug-AUAUAUAunυ-MUmN妇ω臼/-XAOA//。/x/万|日歹地表面t叫"鸟是可d"N>50的密砂层O234567891011hb/d图4.4-7λF与hb/d关系(日本钢管桩协会，1986) 。叫ohQ,.~II~且ttQ~.QtpuQ，阳图4.4-8敞口铜管桩单桩极限承载力97第4童枉基坚同JJ:载刀当hb/d二三5时，人=0.8(4.4-4)式中qsik,qpk分别按《建筑桩基技术规范))JGJ94一2008表5.3.5-1、表5.3..5-2取与混凝土预制桩相同值;λp桩端土塞效应系数，对于闭口钢管桩λp1，对于敞口钢管桩按式(4.4-3)、式(4.4-4)取值;hb一一桩端进入持力层深度;d钢管桩外径。对于带隔板的半敞口钢管桩，应以等效直径d二代替d确定人;de=d/币;其中n为桩端隔板分割数(图4.4-6)。需要说明的是，<(建筑桩基技术规范))JGJ94-94的该公式中，侧阻力一项包含有挤士效应系数λ，其值与桩径有关。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008考虑到挤土效应只对非密实砂土有增强效应，而这种情况很少，故侧阻力一项不再进行修正，取人=104.4.3预应力混凝土空心桩的竖向承载力预制钢筋混凝土桩分为普通钢筋混凝土桩和预应力混凝土桩。普通钢筋混凝土桩分为实心方桩和管桩两种;预应力混凝土桩分为预应力混凝土管桩和空心方桩，按桩身混凝土强度等级和壁厚又可分为普通预应力混凝土桩CPC、PS)、预应力高强混凝土桩(PHC、PHS)和预应力混凝土薄壁管桩(PTC)oPTC桩由于壁厚薄，扰剪、抗弯性能较差，起运吊装易折断，且保护层太薄，抗腐蚀性能力差，目前在许多地区已趋于掏汰，故《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008未将其列为推荐桩型。1.闭口型预应力管桩和空心方桩闭口预应力混凝土管桩和闭口空心方桩的桩端(桩尖)i形式可分为十字形和圆锥形。其单桩竖向极限承载力计算与普通预制混凝土桩相同，可采用《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008式(5.3.5)计算。2.敞口型预应力管桩和空心方桩敞口型空心桩单桩竖向极限承载力的计算与敞口钢管桩相同的是，其桩端阻力也存在桩端土塞效应;不同的是，混凝土管桩和空心方桩的壁厚较钢管桩大得多(表4.4-3)，计算端阻力时，不能忽略管壁端部提供的端阻力。端阻力分为两部分:一部分为管壁端部的端阻力，另一部分为敞口土塞端阻力。对于后者类似于钢管桩的承载机理，考虑桩端土塞效应系统λp按下列公式计 算Quk=Qsk十Qpk=u2:,q此li+qpk(Aj十λpAp1)(4.4-5)当hb/d1.<5时，人=O.16hb/d1(4.4-6)当hb/d1二三5时àp=0.8(4.4-7)式中qSik，qpk一-分别按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.3.5-1、表5.3.5-2取与棍凝土预制桩相同值;Aj空心桩桩端净面积:管桩:人==:(d2~dD;空心方桩:Aj=b2一?di;Apl--~心桩敞口面积:Ap1=~di;也←→桩端土塞效应系数;98d、b→---.-，..空心桩外径、边长pd1一--空心桩内径。4.4特殊桩型的单桩坚同极限7J<载刀表4.~3预应力营桩-空心方桩和钢曹桩的壁厚外径D(mm)壁厚t(mm)外径D(mm)外径DCmm)壁厚t(mm)4.4.4嵌岩桩的竖向承载力1000I300130701000I30013070常用铜管桩PC600110PS60011019嵌岩桩具有单桩承载力高、群桩效应小等特点，是高层建筑、桥梁等的主要基础形式之一。《建筑桩基技术规范))]GJ94一2008所述嵌岩桩系指桩端嵌入中等风化或微风化基岩中的桩，其桩端岩体能取样进行单轴抗压试验。对于桩端置于强风化岩中的桩，由于强风化岩不能取样成型，其强度不能通过单轴抗压试验确定。对于嵌入强风化岩中桩的极限侧阻力和端阻力标准值，可根据岩体的风化程度按砂土、碎石类土取值。1.荷载传递特性嵌岩桩极限承载力由桩周土总侧力Q~k、嵌岩段总侧阻力Qrk和总端阻力Q山三部分组成，嵌 岩桩荷载传递特性与桩的长径比、桩端嵌岩深度等因素有关。试验研究与工程实践表明:嵌岩桩桩端阻力的发挥并不随嵌岩深度单调递增织超过一定深度后，端阻力变化很小，一味强调增加嵌岩深度是不必要的。嵌者桩承载力计算的主要问题是嵌岩段荷载传递机理的认识和桩端基岩的承载力取值阴题。由于嵌岩桩承载力大、试验耗费高二很难进行破坏性试验，系统完整的嵌岩桩试桩资料和实圳IJ资料相对较少，<<建筑桩基技术规范)JGJ94-2008中嵌岩段侧阻力和端阻力系数的统计样本数还较少。2.上覆土层侧阻力不考虑桩端岩层情况、桩的几何尺寸和成桩工艺?凡嵌岩桩均视为端承桩而不计侧阻力是不合理的二通过荷载传递的测试，除桩端置于新鲜或微风化基岩且长径比很小情况外，上覆土层的侧阻力是可以发挥的。工程实践表明:对于桩周土层较好且长径比l/d大于20的嵌岩桩，其荷载传递具有摩擦型桩的特性。当桩穿越深厚土层进入基岩时，其上覆土层侧摩阻力不容忽视，在工作荷载条件下，占有很大比例。有研究认为，当长径比l/d大于40，且覆盖层为非软弱土层时，嵌岩桩桩端阻力发挥较小，桩端进入强风化或中风化岩层中即可，无;需进入微风化或新鲜岩层。民福州某40层住宅楼，采用桩径900mm钻(冲〉孔灌注桩基础γ桩长约50"[n，长径比约为55.:60桩身混凝土强度等级C35，单桩竖向承载力特征值为5500kN。桩身穿越深厚的砂和碎石卵石层，桩端嵌入中等风化花岗岩不少于500mm，如图4.4-9所示中桩周土层厚约47.4m，占总有效桩长的94.8%。桩身侧阻力约占总承载力的60%，属于端承摩擦桩。99第4章植基竖同理费力酬跚跚跚绝对标高3.嵌岩段侧阻和端阻力发挥特性6.5∞《建筑桩基技术规范>)JGJ94-2008在JGJ94一①杂填土94的基础上使结合近十余年嵌岩桩工程和试验研究，』5-.E0mm4E-0积累了更多嵌岩段侧|阻力和端阻力系数试验资料，对其承载性状的认识进一步深化。①品质士)r口N63.S=9.021)关于嵌岩段侧阻力发挥机理及侧阻力系数ζ(qrs/!iρ(1)嵌岩段桩岩之间的剪切模式即其剪切面可①中砂夹黯II分为三种，对于软质岩(!rk~15MPa)，剪切面发生 酷据质土Nó3.s=13.20子岩体一侧;对于硬质岩(!rk>30MPa)，发生于桩①撒把质土夹砂IIElffEEoN63.s=5.70体干二一侧;对于泥浆护壁成桩，剪切面一般发生于桩Z主L一一-21.220岩介面，当清孔好，泥浆比重小，与上述规律一致。①中砂Ep)"嵌岩段侧阻力分布呈单驼峰形分布，软质岩(Er<"Ep)嵌岩段呈双驼峰形分布4为计算侧阻系数ζ的平均值，将侧阻力分布概化为图4."4-10。各特征点侧阻力为:"1()O4.4特殊枉型的单桩竖同极限原载力 硬质岩qsl=0.1元，qs4=4q4hr";l软质岩qsl=0时，Qs2=O.8qsl,Qs3=O.6qsl，缸=茬qsl分别计算出硬质岩hr=0.5d,1d,2d,3d,4d;软质岩hr=O.5d,1d,2d,3d,4d,5d,6d,7d,8d情况下的平均拥IJ阻力qrs及平均侧阻系数ζ如表4.4-8所示。2)嵌岩桩极限端阻力发挥机理及端阻力系数.p(ι=qrp/frk)。(1)嵌岩桂端阻"性状图4.4-11所示不同桩、岩刚度比(Ep/Er)干作业条件下，桩端分担荷载比Fb/Ft(Fb一-总桩端阻力;Ft岩面桩顶荷载)随嵌岩深径比dr/ro(2hr/d)的变化。J:.图中看出，桩端总阻力Fbi随Ep/Er增大而增大事随深径比dr/ro增大而减小bQ,4。1.0(a)(b)60,50"$..40.f.C飞、、-~.30「rdr/rQi图4A-I0嵌岩段侧阻细分布概化(a)硬质岩(b)软质者h圈4.i午11嵌岩桩端阻分担荷载比瞄桩者刚度比和战岩探程比的变化(号J自Pellsa.ndτurner，l979)(2;:端阻系数;.pl"horhe1997)所给端阻系数总=0.25~0.75;<吴其芳等通过孔底载荷板(d丰ó."3m)试验得到.p:.....L38"---"4;50，相应的岩石"frk土L2~5.21VIP.;载荷板在岩石中理深O..5---4rn.。总的说来，L是随岩石饱和单轴抗压强度frk降低而增大?随嵌岩深度增加而减小，受清底"情况影响较大。基于以上端阻性状及有关试验资料，给出硬质岩和软质岩的ι如表4.4-8所示。3)嵌岩段总极限阻力简化计算嵌岩段总极限阻力由总极限侧阻力和总极限端阻力组成:Qrk=Qrs+Q叩=.sfrk1C仇十.pfrk:d2=(.s等十.p)f吁ld2令仁等+.p=.r称ι为嵌岩段侧阻和端阻综合系数。故嵌岩段总极限阻力标准值可按如下简化公式计算:Qrk:::::".rfrk:d2其中巳可按表4.4-8确定。"101第4革桩墓盟陶7l<戴力表4.4-8嵌岩段侧阻、端阻系数4、ι及1m11阻和瑞阻锦舍票数ι嵌岩深植t~ 。O.51.02.03.04.05.06.07.08.0hr/dι0.00.0520.0560.0560.0540.0510.0480.0450.0420.040极软岩ι,0.60O.70Q.7BO.73O.700.66.0.610.550.480.42J软岩ι0.600.80O.951.01680气1.351.481.571,631.661.70ι0.0O.0500.0520.050"0.0450.040较硬岩ι0.450.550.600.500.460.40、一坚硬岩ι0.45O.650.81O.901.001.04""、J、豆一4.4.15刑后注藕遭洼桩的坚向承载力灌注桩后注浆是一项土体加固技术与桩工技术相结合的桩基辅助工沽，可用于灌注桩及地下连续墙，分为桩侧后注浆与桩端后注浆两种。该技术品旨在通过桩底、桩侧后注浆固化沉渣(虚土)和泥皮，并加固桩底和桩周一定范围的土体，以大幅提高桩的承载力，增强桩的质量稳定性，减小树辈沉降。由于采用的注浆方法是在灌注桩成桩后一定时间内实施的J所以一般称为灌注桩后注浆。灌注桩桩端后注浆分两类模式，一种是封闭式注浆，即在桩端预设注浆容器，注人的浆液通过充填容器来挤压周围的土体P另一种是开敞式注浆，即在桩端处设置单向注浆阀?注人的浆液通过注浆间直接注λ周围土中，进而加固桩底沉渣和土体。《建筑桩基技术规范))JOJ94------,2008采用的后注浆模式属于后者的开敞式注浆，这也是规范第5.3.10条中后注浆灌注桩承载力估算公式(队3~10)的适用条件。规范采用的灌注桩桩底后注浆和桩侧后注浆装置有以下特点:一是桩底注浆采用管式单向注浆阀，有别于构造复杂的在浆预载箱、注浆囊、U形注浆营，实施开敞式注浆，其竖向导管可与桩身完整性声速检测兼用，注浆后可代替纵向主筋P二是桩侧注浆是外置于桩土界面的弹性注浆管阀，不同于设置于桩身内的袖阅式注浆管，可实现桩身无损注浆。注浆装置安装简便、成本较低、可靠性高，适用于不同钻具成孔的锥形和平底孔型。其注浆阀设置与工革旦国4.4-120注浆效应随被注浆土层物理化学性质及浆液性质和注浆压力的不同而变化?可分为掺人性注浆、压密注浆和劈裂注浆三种类型。在灌注桩后注浆的注浆性态中，上述三种注浆性态大多同时存在。在同→次注浆实施过程中，布们相互交织，只有主次之分而没有明显的界限区分。一般说来， 1()2管箍和丝埔桩端住浆臂箍筋加劫箍些理』平阐曰面蝶阀桩端注浆示意图管箍和茸蜻桩恻拄浆臂桩恻注浆示意图图4.企12后注浆装置示意图4.4特殊怔型的单桩竖向极限京载力俨111..--注浆阀..,.(a)(b)(c)(d)图4.4-13后注浆与工艺流程(α)成孔(b)下放钢筋笼与注辈阀、住浆导管(c)灌注桩身f昆凝土(d)实施后注浆以渗入注浆和劈裂注浆为主导，当在非饱和土中以稠浆液实施注浆时，压密注浆则成为主导。但压密注浆对桩承载力的增强效果不佳。1.渗入注浆增强机理试验和实践证明，注浆开始浆液总是先充填较大的空隙，然后在一定压力下渗入土体孔隙。对于水泥系粒状浆材，实施渗入性注浆的前提条件是浆材必须满足颗粒尺寸可注性的要求，即浆材颗粒尺寸小于孔隙尺寸f此外还应使浆液具有良好的流动性和稳定性。对砂土可用可注指数N判断渗人性注浆的可行性。N=去注10~15(4叩或k=10-4r-...-.10-5cm/sec式中D15小于该粒径的土颗粒质量占总质量15%的土颗粒粒径;d85一一小于该粒径的水泥颗粒质量占总质量85%的水泥颗粒粒径;走一一桩周土的渗透系数。N值愈大，可注性愈好。据上海市隧道设计院和浙江大学等单位的工程实践和研究发现，采用强度等级为32.5的普通硅酸盐水泥?对渗透系数为10-4r-...-10→cm/sec的砂土层，浆液具有良好的可注性，采用超细水泥则可注人的裂隙和粒径为O.10~O.25mm的细砂，与化学浆液的可注性基本相同。当桩侧土为粗粒土(卵、砾、中粗砂)时，桩侧注浆以掺入性注浆为主;当桩端持力层为粗粒土，或虽为细粒土但桩身穿越且紧邻粗粒土，或混凝土浇筑过程有离析发生时，贝IJ桩底注浆以渗入注族为主。 2.劈裂注浆增强机理工程技术人员最初是在钻孔压水过程中发现水力劈裂现象的。!当钻孔中液体压力达到某一数值时，钻孔中液体突然流失，后来将这一现象发生的原因归结为钻孔中液体压力提高引起周围土体或岩体开裂。反映在桩基后注浆试验中，当注浆压力升高到一定值时，注浆压力会突然降落，进浆量明显增加。继续加大注浆量，则注浆压力会缓慢升高。一般认为劈裂注浆机理是高压浆液克服土体最小主应力面或软弱结构面上的初始应力和抗拉强度，使其劈裂，浆液沿劈裂面进入土体。已有的试验研究表明，钻孔发生劈裂注浆的条件是复杂的。飞清华大学的试验研究表明，土体中某点的最小主应力达到抗拉强度即σ向中σt吁是造成水力劈裂的必要条件。水科院的试验研究表明，水力劈裂既不是一点破坏导致整体破坏?也不是整体达到强度极限后出现的破坏形式型而是介于两者之间.~,I103第4章旺基竖同fli.载刀桩侧土为细粒土(粉细砂、粉土、黠性土)时，桩侧注浆以劈裂注浆为主。对于桩表面附着的泥皮带弱区的泥浆护壁灌注桩则较易发生劈裂注浆，浆液沿桩身表面上溯。当桩端持力层为粗粒土，桩底注浆以渗入注浆为主，随后将出现桩底土→定范围的劈裂注浆(细粒土)及沿桩身向上10.........,20m高度的劈裂注浆。当桩端持力层及桩侧均为细粒土时，桩底注浆开始为渗入注浆，随后转化为劈裂注浆。3.承载变形特征1)后注浆单桩的承载变形特性后注浆能有效增强端阻力和侧阻力，进而提高桩的承载力。除注浆参数外，土层性质对注浆后端阻力和侧阻力的增强效果也有重要影响，在其他条件相同情况下，粗粒土的增强效应高于细粒土;桩端持力层厚度大的桩承载力提高幅度大于持力层薄的。但不论哪种情况下，后注浆桩与普通桩相比，其静载试验的命5曲线都明显的变缓，桩底注浆相当于对桩施加了向上的预应力，使得发挥桩端阻力所需的桩顶位l移变小，由此使得后注浆灌注桩在工作荷载条件下，♂桩基沉降减小，如图4.4-14"""""图4.4-17所示。o2(削40∞6(削Q(kN)Olou2030 4050607080图4.4-14软土地区(天津)后注浆灌注桩的Q-s曲线2)后注浆群桩的承载变形特性工程实践和模型试验研究表明，后注浆群桩的承载变形性状，有如下特点。(1)在土层、群桩几何参数相同情况下，后注浆群桩承载力显著高于非注浆群桩，在一定桩距范围内(3.75dN7.5d)，其承载力增幅随着桩距的加大而提高。(2)与非注浆群桩相比，后注浆群桩的桩土相对变形即桩间土的压铺变形显著减小，在其他条件相同情况下，桩端刺人变形很小，后注浆群桩基础更接近于实体基础。4.后注浆灌注桩竖向极限承载力计算1)后注浆灌注桩单桩承载力后注浆灌注桩单桩承载力大小受桩周土层性质、土体是否饱和、施工质量、注浆模式和注浆量等多种因素影响，理论计算目前还难以解决，<<建筑桩基技术规范))JGJ94→2"008"采用经验方1044.4特殊桩型的单桩坚向极限承载刀Q"JMPa)(a)E非挂靠恻阻端阻~瞅瞅翩翩翩囹桩侧、瞅瞅侧阻端阻增值土O.OmQpu(MPa)(b)图4.4-15软土地区细粒土后注浆桩侧阻、端阻增强特征Qp.(MPa)(c)(α)桩底注浆与非注浆桩(天津);(b)桩底注浆与非注浆桩(上海);(c)桩侧桩底注浆与非注浆桩(上海)o3000600090001200015000Q(kN)O51015202530354045 图4.4-16粗粒土持力层(北京)后注浆灌注桩的QS曲线法计算。确定后注浆灌注桩单桩承载力的最直接和可靠的方法就是进行现场静载荷试验。初步设计时，可按经验公式估算。经验公式中注浆增强范围是基于对后注浆桩开挖观察浆体的扩散分布模式和桩身轴力测试建立起来的，即在地下水位以下泥浆护壁条件下，浆液为沿桩土界面向上扩散，在非饱和土中注浆则成球形扩散。其侧阻、端阻增强系数是通过注浆与未注浆桩对比静载试验统计确定的。在符合《建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008中规定的注浆技术实施条件下，后注浆单桩极限承载力标准值可按下式估算:105第4章桩墨竖同7J<载刀侧量辑、桩增臣、端柴非桩压E因O100200300q,JkPa)自由.ONHJ『浆压量去端增桩囹~非压浆,~。100200300qsu(kPa)E吨。NH叫也(MPa)Quk=Qsk十Qgsk十Qgpk=zeqsjklj+ze卢siqsiklgi+.pqpkApQsk后注浆非竖向增强段的总极限侧阻力标准值;Qμ一一后注浆竖向增强段的总极限侧阻力标准值;Q瞅→一后注浆总极限端阻力标准值;U一-桩身周长;L→-后注浆非竖f句增强段第j层土厚度;19i一一一后注浆竖向增强段内第i层土厚度:对于泥浆护壁成孔灌注桩，当为单一桩端后注浆时，竖向增强段为桩端以上12m;当为桩端、桩侧复式注浆时，竖向增强段为桩端以上12m及各桩侧注浆断面以上12m，重叠部分应扣除;对于干作业灌注桩，竖向增强段为桩端以上、桩侧注浆断面上下各6m;qSik"qSjk"qpk一一分别为后注浆竖向增强段第i土层初始极限侧阻力标准值、非竖向增强段第 j土层初始极限侧阻力标准值、初始极限端阻力标准值;根据《建筑桩基技术规范)),JGJ94一2008第5.3.5条确定;.si、卢p一一分别为后注浆侧阻力、端阻力增强系数，元当地经验时，可按表4.4-9取值。对于桩径大于800mm的。桩，应按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.3.6-2进行侧阻和端阻尺寸效应修正。(4.4-9)图4.4-17粗粒土中后注浆桩侧阻、端阻增强特征式中土层名称1064.5特殊条件下旺墓的竖向京载力2)后注浆灌注桩群桩承载力(1)后注浆群桩的承台分担荷载比由于注浆效应导致桩底和桩间土强度刚度提高，群桩桩土整体工作性能增强，桩端刺人变形减小，从而使承台土反力较非注浆群桩降低25%"-"50%，相应的承台分担荷载比减小30%"-"65%(因群桩承载力提高)。王程设计可按如下方法处理。①按《建筑桩基技术规范>>JGJ94一2008第5.2.5条的规定，考虑承台效应计算复合基桩坚向承载力时，对于采用后注浆灌注桩的情况，承台效应系数取规范建议取值范围内的低值。②采用地基基础一上部结构共同作用计算方法确定承台土阻力的分布和大小。(2)优化布桩由于后注浆单桩承载力根据土层不同物理性质可提高50%----120%，在荷载大小与分布不变的情况下，不是简单地减少桩数，而应根据结构形式与荷载分布进一步优化布桩。如对于框-筒结构，可按变刚度调平原则，根据荷载分布特征，对荷载集度高面积大的核心筒实施强化布桩，对外框架柱实施相对弱化布桩，即采用减短桩长(当有两个以上持力层时)和复合桩基;对于框-剪结构、剪力墙结构，宜将桩集中布置于柱下和墙下。由此做到既减少用桩量而且可优化承台受力和减小差异沉降。4.5特殊条件下桩基的竖向承载力4.5.1软弱下卧层验算软弱下卧层是相对桩端持力层而言，当桩端以下硬持力层厚度不大，而紧临桩端持力层以下为承载力明显低于桩端持力层的土层。在此情况下，设计中关心的问题是能否将该有限厚度的硬层做为桩端持力层。1.软弱下卧层破坏特征当桩端持力层下存在承载力特征值低于持力层承载力特征值的软弱下卧层时，若设计不当，可能发生因持力层的冲剪破坏而使桩基失稳;当软弱下卧层承载力特征值与持力层承载力特征值的相差不大时，主要问题 是引起桩基沉降过大。在此情况下主要应验算桩基的沉降和差异沉降。软弱下卧层是否""--"""-/"..../;--.-破坏?以何种形式破坏?主要取决于桩端硬持为层和软弱下卧层的强度差异、群桩的桩图4.5-1桩基软弱下卧层发生冲剪破坏示意距、桩数、承台的设置方式(高、低承台)、低承台底面的土性及桩基的荷F载水平。软弱下卧层的冲剪破坏分为基桩(或单桩基础)单独冲剪破坏与整体冲剪破坏两种。1)基桩(或单桩基础)单独冲剪破坏单桩基础或群桩在下列情况下一般呈现基桩单拙冲剪破坏。(1)单桩基础或桩距较大Csa>6d，Sa为基桩中心距)的群桩基础，且桩端以下硬持力层厚度t<3De(De为桩端等效直径，对于圆形桩端，De=D;方形桩，De=1.13b,b为桩的边长)时。107第4章桩墓竖同~载力(2)对于高桩承台群桩，或承台底地基土可能因出现自重固结、温陷、震陆和漉化而脱空的低承台群桩，当桩侧土层很软弱，传递于桩端的荷载大，虽其桩距略小于6d"时，也可能出现各基桩单独冲剪破坏(图4.5-2a)。2)整体冲剪破坏下列情况下，群桩桩端软弱下卧层呈整体冲剪破坏。整体冲剪表现为桩群、桩间土、硬持力层形成如同实体墩基的冲剪破坏(图4.5-3)。(1)桩距较小(sa~;.d)Q,(2)桩土实体墩基侧表团总侧阻力分担荷载比相对较小，总端阻力分担荷载比相对较大。?奸:寸!~vAj~~lA1』斗IN图4.5-2基桩(或独立单桩基础)单独冲剪破坏图4.5-3桩基软弱下h!r.层整体冲剪破坏、2.软弱下卧居承载力验算目前，关于软弱下卧层冲剪破坏的机理研究得还不够透彻，承载力验算方法主要是经验性的。1)基桩(政单桩基础)单独冲剪破坏满足《建筑桩基技术规范)>JGJ94n2008第3.3.3条第5款之规定(应选择较硬土层作为桩端持力层，桩端全断面进入持力层的深度，对于秸性土、粉土不宜小于2d，砂土不宜小于1.5d，碎石类土，不宜小于1d。当存在软弱下卧层时，桩端以下硬持力层厚度不宜小于3d)时，可不进行基桩单独冲剪破坏验算;当不满足上述条件时，应进行基桩(或单桩基础)单独冲剪破坏验算。2)整体冲剪破坏图4.5-4软弱下卧层承载力验算108对于桩距不超过6d的群桩基础，当桩端持力层下存在承载力低于桩端持力层承载力的软弱下卧层时，可能发生 持力层的整体冲切，引起软弱下卧层侧向挤出，桩基偏沉，严重者引起整体失稳。此时《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008采用下列公式验算软弱下卧层的承载力(图4.5-4):σz十YmZ<.faz(4.5-1)(Fk十C;)~3/2(Ao十.B()).~qSik1i"1"s:K"!(4.5-2)z一(Ao+2t.tanB)(Bo十2t.tan8)4.5特殊条件下怔墓的坚向jf(载力式中Ao、Bo→一桩群外缘矩形底面的长、短边边长;吭一→作用于软弱下卧层顶面的附加应力;Fk一一荷载效应标准组合下，作用于承台顶面的竖向力;G桩基承台和承台上士自重标准值，对稳定的地下水位以下部分应扣除水的浮力;Ym一一软弱层顶面以上各土层重度(地下水位以下取浮重度)的厚度加权平均值;t一一硬持力层厚度;faz一一软弱下卧层经深度修正的地基承载力特征值;修正深度自承台外缘地面算至软弱下卧层顶面;q业一一桩周第i层土的极限侧阻力标准值，无当地经验时，可根据成桩工艺按《建筑桩基技术规范>>JGJ94~2008表5.3.5-1取值;。一一桩端硬持力层压力扩散角，按表4.5-1取值。表4，5~1桩端硬持力层压力扩散角。Esl/Es2t:S;;O.25Bot二三O.50Bo4035刊6012。23~25030010。200挂1Es1、Es2为硬持力层、软弱下卧层的压缩模量;2当O.25Bo>JGJ94-2008较JGJ94-94在软弱下卧层验算的计算公式上做了局部修改。(1)传递至桩端平面的荷载，按扣除实体基础外表面总极限侧阻力的3/4，这是主要考虑荷载传递机理，在软弱下卧层进入临界状态前实体基础外围侧阻平均值接近于极限。《建筑桩基技术规范>>JGl94-94是按完全达到极限考虑的，这样可能偏于不安全(导致的偏小)二(2)桩端荷载扩散。持力层刚度愈大扩散角愈大这是基本性状，这里所规定的压力扩散角与《建筑地基基础设计规范))GèiS由、07一致。(3)软弱下卧层承载力只进行深度修正。这是因为下卧层受压区应力分布并非均匀，呈内大外小，不应作宽度修正。对于地下下室中的根立柱下桩基，考虑到承台底面以上土己挖除，因此下 卧层顶面处地基承载力特征值深度修t正只算至地下室地面4对于整体桩筷基础深度修正则应算至室外地面。(4)王单桩基础和桩距sa>6d的群桩可不另行验算，因《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第3.3.3条规定桩端以下硬持力层厚度不宜小于3do4.5.2桩基负摩阻力1.负摩阻力发生机理通常情况下，桩受竖向荷载下沉，桩侧土体对桩产生与桩的位移方向相反的向上摩阻力，即正摩阻力。当侧土体因某种原因而下沉，且其沉降最大于桩的沉降时，桩侧土体将对桩产生向下109第4章桩事竖同理载力(α)(b)Z(c)图4.5-5桩侧负摩阻力随桩侧土层固结沉降的变化过程(a)固结尚未发生;(b)固结过程;(c)固结完成;Cd)桩身轴力摩阻力，即负摩阻力。《建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008第3.4.7条所列情况，均属可能产生负摩阻力的情况。桩的负摩阻力产生与发展是一个与桩沉降、地面沉降密切相关的过程，桩基负摩阻力可能发生在施工过程中、使用前或使用过程中(图4.5一5)。图4.5-6示意了桩周软弱土层固结完成时桩侧摩阻力分布和桩身轴力及各土层相对桩身的下沉量。其中(α)Sl为桩周土体沿深度的沉(硝降(b)S2为桩身沿深度的压缩变形(C)53为桩端沉降(d)S1-S2-S3为土与桩沿深度的相对沉降;再(e)为桩侧阻力沿深度的分布(f)为桩身轴力沿深度的分布o2.负靡阻力对桩基的危害负摩阻力发生在桩基使用过程中对桩基最为不利。对于摩擦桩，负摩阻力会引起附加下沉，r-"f、/r-"r-"....:"1""r-"-L"""_lr-"一-r-"r-"fJf....,f…JSlS2SJSl-S2-S3一一一二7二__it二7工工二=--.r-=-::一 图4.5-6桩侧负摩阻力分析示意N(a)桩周土沉降(b)桩身压缩(c)桩端沉降Cd)桩侧土与桩的相对沉降(e)侧阻分布(1)桩身轴力当建筑物的部分基础或同一基础中的部分桩发生负摩阻力，将出现不均匀沉降，严重时可导致上部结构损坏。对于端承桩，负摩阻力会导致桩身荷载增大，以致使桩身强度破坏，或桩端持力层破坏。图4.5-7(α)所示为车间大面积堆载引起柱子对倾乃至柱上肢顶坏，吊车运行不畅等;图4.5-7(b)所示为局部填土下沉引起建筑物过大差异沉降导致承台破坏的工程事故示意。3.负摩阻力的若干特性1)中性点当桩侧产生负摩阻力时，由负摩阻力过渡到正摩阻力，出现摩阻力为零的断面称为中性点。中性点以上桩的位移小于桩侧土的位移，中性点以下桩的位移大于桩侧土的位移，中性点为桩、土位移相等的断面。中性点以上桩身轴向压力随深度递增，中性点以下桩身轴向压力随深度递减，中性点截面桩身的轴力最大。这些中性点特性图示于闺4.5-80影响中性点深度的因素有(1)桩端持力层的例刚度，持力层愈硬，中"性点愈深;端承型桩的中性图4.5-7负摩阻力引起的工程事故110zQbz(a)(b)(c)(d)图4.5-8负摩阻力与中性点示意图4.5特殊条件下桩基的坚同承载力哼"(e)点深度大于摩擦型桩(2)桩周土层的变形性质和应力历史，桩周土层压缩性愈高，欠固结度愈大，欠固结土层愈厚，中性点深度愈大(3)当桩基在桩顶荷载作用下的沉降己完成的情况下，因外部条件变化引起负摩阻力时，中"1生点深度较大;当堆载强度和面积愈大，或地下水降低幅度和面积愈大，中性点深度愈大(4)桩的长径比愈小、截面刚度愈大，中性点深度愈大。一般来说，中性点的位置，在初期多少是有变化的，它随着桩的沉降增加而向上移动，当沉降趋于稳定，中性点也将稳定在某一固定的深度人处。工程实测表明，在高压缩性土层10的范围内，负摩阻力的作用长度，即中性点的稳定深度ln"是随桩端持力层的强度和刚度的增大而增加的，其深度比ln/lo的经验值列于表4.5-2中。表4.5-2中性点深度ln 持力层性质甜性土、粉土中密以上砂中性点深度比ln/loO.5~O.6O.7~0.8注1.ln,10分别为自桩顶算起的中性点深度和桩周软弱土层下限深度;2.桩穿过自重湿陷性黄土居时，ln可按表列值增大10%(持力层为基岩除外);3.当桩周土层固结与桩基固结沉降同时完成时，取ln=0;4.当桩周士层计算沉降量小于20mm时，ln应按表列佳乘以0.4""-"0.8折减。2)时间效应砾石、Jj~石基岩O.91.0负摩阻力是由桩侧士层的固结沉降所引起，因此负摩阻力的产生和发展需要一个时间过程。这一过程的长短取决于桩侧土固结完成的时间和桩自身沉降的完成时间。当后者先完成，则负摩阻力达峰匾后稳定不变;反之，当桩的沉降迟于桩侧土完成时，则负摩阻力达峰值后又会有所降低。固结土层愈厚、渗透性愈低，负摩阻力达峰值所需时间愈长。4.单桩负摩阻力和下拉荷载计算负摩阻力的大小受桩侧和桩底土层的强度、变形性质、应力历史，地面堆载的强度和地下水降低的幅度、面积、历时，桩的类型、尺寸、设置方法，外界条件(堆载、降水、浸水等)变化与桩设置时间的先后关系等因素的影响。桩基设计中，不仅需计算负摩阻力的大小，还应确定中性点的位置，以便计算下拉荷载。负摩阻力的计算中考虑各种因素是不可能的，只能进行简化。目前计算负摩阻力的方法主要有有效应力法、土力学参数法和经验值法。1)有效应力法负摩阻力对基桩而言是一种主动作用。多数学者认为桩侧负摩阻力的大小与桩侧主的有效应第4章桩事坚同理载刀力有关，不同负摩阻力计算式中也多反映有效应力因素。大量试验与工程实测结果表明，以负摩阻力有效应力法计算较接近于实际。因此规定如下有效应力法为负摩阻力计算方法。qni=是.tgcp".u"i=ι-4(4.5-3)式中qni一-第i层土桩侧负摩阻力标准值;k一一土的侧压力系数;伊，1-一土的有效内摩擦角;σ:→一第i层土的平均竖向有效应力;已一一负摩阻力系数。.n与土的类别和状态有关，对于粗粒土，已随土的粒度和密实度增加而增大;对于细粒土，则随土的塑性指数、孔隙比、饱和度增大而降低。综合有关文献的建议值和各类土中的测试结果，给出如表4.5-4所列已值。由于竖向有效应力随上覆土层自重增大而增加，当qni=乱·σ超过土的极限侧阻力qsk时，负摩阻力不再增大。故当计算负摩阻力qni超过极限侧摩阻力时，取极限侧摩阻力值。 2)土力学参数确定法单位面积负摩阻力值也可利用土的室内试验或原位测试成果根据经验确定。对于蒙古性土可参考下列公式之一确定。qni=专(4.5-4)qni=Cu(4.5-5)LPAanJ(十nu-MMτ一一一-GAGA(4.5-6)(4.5-7)其中，qu为土的元侧限抗压强度Cu为土的不排水抗剪强度qc为静力触探试验所得的双桥探头锥尖阻力N"为经杆长修正的标准贯入试验击数。对于固结土层中的砂夹层或上覆砂层可参考下列公式确定。松砂qni=旦10L0(kPa)(4.5-8)密砂qni=旦5旦0(kPa)(4.5-9)粉砂qni丘15L0(kPa)(4.5-10)N(4.5-11)qni=一十35其中，N为标准贯人击数。3)经验值法波兰《建筑物基础、桩和桩基础的承载力规范))PN-83jB-02482列出的负摩阻力经验值见表4.5-3c该规范规定在计算桩的极限承载力公式中，将沉降土层内相应的摩阻力代以表中负摩阻力值。对于相同土层，表4.5-3给出的负摩阻力经验值明显低于《建筑桩基技术规范))JGJ94一2008给出的极限侧阻力经验值。7724.5特殊条件下桩基的竖同意去载力表4.5-3波兰PN-83!B-02482规范负摩阻力经验值土的种类|负摩阻力qniCkPa)新填土和砂(相对密度h;?-0.2)5"""""10粉质砂Ch;:;;;，0.2)，砂质粉土Ch注0.75)|10黠土质砂，砂质带土(!t注0.75)5"""""10泥炭，淤泥5........,104)下拉荷载计算综合有效应力法和经验法，<<建筑桩基技术规范))JGJ94-2008建议对于单桩基础，桩侧负摩阻力的总和即为下拉荷载。cl=U~q:Ji中性点以上单桩桩周第i层土负摩阻力标准值，可按下列公式计算:q~i=~nl1"i当填土、自重湿陷性黄土湿陷、欠固结土层产生固结和地下水降低时:σ的1当地面分布大面积荷载时:σ户十σYi(4.5-12) (4.5-13)ι=2:Ye~ze+机~Zi(4.5-14)式中q~i一一第i居土桩侧负摩阻力标准值;当按式(4.5-13)计算值大于正摩阻力标准值qsik时，取正摩阻力标准值进行设计;ι一一桩周第i层土负摩阻力系数，可按表4.5-4取值;σ午一由土自重引起的桩周第i层土平均竖向有效应力;桩群外围桩自地面算起，桩群内部桩自承台底算起;σ:桩周第i层土平均竖向有效应力;孔，凡一一分别为第i计算土层和其上第e土层的重度，地下水位以下取浮重度;~Zi"但e一一第i层土、第e层土的厚度;户一地面均布荷载。表4.5-4负摩阻力系数ι土类|ι11土类饱和软土0.15........,0.25砂土站性土、粉土0.25........,0.40自重搜陷性黄土注1.在同一类土中:对于挤土桩，取表中较大值，对于非挤土桩，取表中较小值;2.填土按其组成取表中同类士的较大值。5.群桩负摩阻力计算1)群桩效应对于桩距较小的群桩，其基桩的负摩阻力因群桩效应而降低。这是由于桩侧负摩阻力是由桩侧土~亨1时，取轧=1。对于负摩阻力由地面堆载和土自重固结引起时，考虑到桩基外围桩所受负摩阻力大于内部桩，故计算桩基总下拉荷载时，外围桩负摩阻力对应的有效竖向应力叫i应自地面起算，内部桩则自承台底起算。3)基桩下拉荷载计算综上所述，考虑群桩效应的基桩下拉荷载可按下式计算:Q~轧.u~q~Ji(4.5-15)i=l弘=S~.s,"![πd(f+号)J(4.5-16)式中n一一中性点以上土层数;li中性点以上第i土层的厚度;弘一→一负摩阻力群桩效应系数;‘x"Say一一分别为纵横向桩的中心距。按式(4.5-17)计算的群桩效应系数轧>1时，取r;n=106.受负摩阻力桩基的承载力和沉降验算1)摩擦型桩基对于摩擦型桩基受负摩阻力后，由于桩端持力层刚度相对较低而出现压缩变形，桩的沉降导致负摩阻力逐渐消失。作为一种近似，取中性点以上土的侧阻力为零，按下式验算基桩承载力:Nk~Ra2)端承型桩基对于端承型桩，由于桩端持力层刚性大，受负摩阻力下拉荷载后中性点变化不大，故应将下拉荷载q计人桩顶荷载，按下式验算基桩承载力lh十~三二Ra1144.6桩基抗搜京载刀3)当士层显著不均匀或建筑物对不均匀沉降敏感时，对于上述摩擦型桩(取负摩阻力为零)和端承型桩(计入下拉荷载)验算桩基的差异沉降。7.消)咸负摩阻力的措施为了消减负摩阻力对桩基带来的不利影响，可有针对性地采取以下措施。1)针对成桩采取的措施(1)预制混凝土桩和钢桩对于预制混凝土桩和钢桩，一般采用涂层的办法减小负摩阻力，即对可能产生负摩阻力的桩身范围涂以软沥青涂层。涂层所用朋青要求软化点减低，一般为50""""-"650C;在250C时的针人度为40---.，70mm。施工时，将沥青加热至150""""-"1800C，喷射或浇淋在桩表面上，喷挠厚度为6----10mm左右。(2)灌注桩 对穿过欠固结等土层支承于坚硬持力层上的灌注桩，可采用以下两种措施之一降低负摩阻力。①采用植桩法成柱。当桩长很大时，下段桩采用常规法浇注混凝土，上段沉降土层先以稠度较高的膨润土泥浆将孔中泥浆置换，然后插入比钻孔直径小(5%ro..J10%)d的预制混凝土桩段。当桩长较短时，成孔以高稠度膨润土泥浆置换原有泥浆，然后插入预制混凝土桩。②在干作业条件下，可采用双层筒形塑料薄膜预先置于钻孔沉降土层范围内，然后在其中浇筑混凝土，使塑料薄膜在桩身与孔壁间形成可自由滑动的隔离层。2)针对地基采取措施(1)对于填土建筑场地，宜先填土后成桩，为保证填土的密实性，应根据填料及下卧层性质，对低水位场地分层填土分层碾压或分层强穷，压实系数不应小于O.940为加速下卧层固结，宜采取插塑料排水板等措施。(2)室内大面积堆载常见于各类仓库、炼钢、轧钢车间，由堆载引起上部结构开裂乃至破坏的事故不少。要防止堆载对桩基产生负摩阻力，对堆载地基进行加固处理是一种有效措施。也可对与堆载相邻的桩基采用刚性排桩进行隔离。(3)对于自重湿陷性黄土，可采用强穷、挤密土桩等处理，消除土层的湿陷性。4.6桩基抗拔承载力4.6.1概述建筑桩基通常以承压为主，风载和偶尔的地震作用对高耸建筑物产生的水平力和力矩引发外围基桩受拔，但由于其拔力量级小，不是设计中的主要问题。由于近年来地下空间的开发利用，地下车库等的大量兴建，导致桩基的抗浮尤其是南方高水位地区成为一个新的焦点。桩在上拔荷载下的承载和破坏机理与其在受压荷载下有很大区别，由此导致对其桩型的设计、承载力的计算等都逐步形成一系列新的理念和方法。由于就建筑工程领域而言，桩基抗拔毕竟积累的经验较少，试验研究工作也处在起步或逐步深化阶段。因此<<建筑桩基技术规范》JGJ94-2008的内容也相对简单，有些处于研究阶段的成果没有纳人。作为规范应用于册，本着面向工程应用和促进技术进步的理念，不仅就列入规范的内容加以诠释，并对新生的尚处于研究发展中的技术加以介绍，以期既满足工程应用要求，又起到推动新技术加速发展的目的。抗拔桩桩型可分为以下4类:115第4章桩事坚同fJ.载力(1)等截面普通灌注桩和等截面后注浆灌注桩;(2)预应力空心桩，包括混凝土、高强混凝土管桩(PC、PHC)和混凝土、高强?昆凝土空心方桩(PS、PHS);(3)扩底灌注桩;(4)后张预应力灌注桩。不同桩型在拉拔荷载作用下的承载机理和破坏形态既有共同点也存在差异，而这正是建立承载力计算模式的基础。承载与破坏机理的主要特点如下t(1)桩身在轴向拉力作用下，出现与抗压桩相反的负泊松效应，即桩身向内收缩，使作用于 桩侧表面的径向应力松弛，导致桩的侧阻力降低。这是各种抗拨桩型的侧阻力低于抗压桩的共同特点。(2)桩身在轴向拉力作用下，不仅应满足桩身抗拉的极限承载力，而且应根据环境类别和裂缝控制等级控制裂缝出现或裂缝宽度，因此发展桩身预应力技术突显重要。(3)等截面桩与扩底桩、短桩与长桩、不同地层土性和坚向分布特点，在拉拔荷载下的承载机理和破坏形态差异较大。(4)抗拔桩桩型、桩径、桩长设计与抗压桩相比存在理念上的差异，抗压桩的设计既要发挥侧阻力也要发挥端阻力，并着重于将荷载传递至深部坚硬土层，桩径、桩长变幅大;抗拔桩是利用桩侧土层侧阻力承受上拔荷载，无需将荷载传递到地主基E4.6.2等截面桩L破坏形态1)圆柱形破坏(图4.6-1α)对于中等长度Cl/d>6)以上的桩在拉拔荷载作用下，桩侧阻力剪切破坏面呈圆柱面分布于桩周(桩土界面或硬壳层外侧)。2)倒锥体破坏(图4.6":"lb)对于砂砾、碎石、含砂砾教性土等土层中的短粗，(l/d<"6)抗拔灌注桩和后注虫在灌注桩，灌注混凝土或后注浆时浆液渗入桩侧土体中导致桩侧抗拔阻力显著增强，而桩长范围倒锥形土体重量小于桩的总抗拔侧阻力，从而形成桩土结合为整体呈倒锥体破坏。3)复合型破坏(图4.6-1c)当地表土质为粗粒土经灌注混凝土或后注浆导致抗拔侧阻力大幅提高，受拔时桩体上部形成倒锥体破坏，下部呈圆柱面剪切的复合型破坏。(a)]们川川U(的图4.6-1等截面桩的破坏(α)圆柱形破坏的倒锥体破坏(c)复合型破坏(c)1164.6枉基抗拔~载力单桩极限抗拔承载力除上述3种破坏形态由桩侧阻力和破坏倒锥体土自重、桩自重构成外，桩端部分的真空吸力也是抗拔阻力的一部分。但是，考虑到时间效应，该真空吸力随着空气透过土孔隙，裂隙进入真空腔而逐步消失，特别是非教性土的真空吸力持续时间更为有限，故一般不予考虑。对于桩侧阻力随时间的增长效应，除勃性土中的挤土桩可参照前述抗压桩的方法予以考虑、外，除他情况均予忽略。2.单桩抗拔承载力计算单桩抗拔极限承载力的计算应考虑以下几个因素。 1)桩侧阻力的泊松效应根据既有抗拔桩试验资料，不论何种桩型其抗拔侧阻力都低于抗压桩。对于抗压桩，具有不同桩端支承刚度的桩，其极限侧阻力也随支承刚度大小而变化，桩端土刚度大即桩端阻力高的桩，其侧阻力大于桩端阻力低的桩[图4.6-2(α)、(b汀，其变幅一般不超过20%。这实际上也是前者泊松效应大于后者所致。桩身受压伴随桩身截面侧胀图4.6-2桩身受压、拉的泊松效应示意(μεz)，导致侧阻力增大;桩身受拉(α)桩端土刚度大川的桩端土刚度小(c)抗拔桩伴随桩身截面缩小(一问z)，导致侧阻力减小。这种桩身截面的膨胀和收缩由于数量很小，但是对处于工作状态下的桩侧土的径向压应力必然随之增大和降低，也就必然导致桩侧阻力出现增减(!:::.cJrtgcp)。这正是导致抗拔侧阻力低于抗压侧阻力的主要原因[图4.6亿(c)]ρ对于抗拔桩的侧阻力低于抗压桩侧阻力这一现象，以往人们认为主要是由于桩在轴向拉力作用下上部处于临空状态所致。其实这不是主要原因。从后张预应力灌注桩的抗拔侧阻力明显高于普通灌注桩这一事实(详见4.6.4款)，发现负泊松效应(桩径内缩一间z)才是导致侧阻力降低的原因。因为元粘结后张预应力抗拔灌注桩受拉时桩身产生正泊松效应(桩径侧胀μεz)。2)桩侧阻力破坏面对于挤土预制桩和硬教性土中的灌注桩，其侧阻力剪切破坏面发生于桩土界面;对于砂土、教性土、粉土中的灌注桩?其侧阻力剪切破坏面发生于紧贴于桩表面的薄硬层之外的土体中;对于侧注浆灌注桩，其侧阻力剪切破坏面发生于后注浆形成的水泥结石层外围。从计算的角度考虑，不可能将变化不定的硬壳层厚度具体确定为桩径计算值的增量，而是采取对侧阻力极限值参数进行调整予以反映;3)单桩极限抗拨承载力计算(1)圆柱形破坏和复合型破坏对于复合型破坏形态[图4.6-1(c汀，考虑到其近地表倒锥体高度一般较小，将该土体自重提供的抗拔阻力以桩侧阻力等代，按圆柱形面破坏进行计算，偏于安全。总极限抗拔侧阻力Tsu=πd2).i(kiqitg但十Ci)li极限抗拔承载力Tu=Tsu十Gp基桩抗拔承载力特征值:极限抗拔侧阻力Tsu取安全系数2;桩身自重Gp变异性极小，故不考虑安全系数。川ihquq1I!il.~Ii!I~ tllH(c)TullutfuzsnMpAli--lhu噜-H1l叫呻HHLHmHHM厅川h凶悍叮lh恤"duu、.，/GJa冒飞··EEE--··················E··E...........,...EEE--.,..........ilatu刷HH-L啊HJ配H川tH刷HVAFHHHH啊川(4.6-1)(4.6-2)177第4章桩基竖向原载力1=÷Tsu+Gp→πd"2)"i(kiqi聊十Ci)li十Gp(4.6-3)式中d-一桩的直径;ki一-一第i层土静止侧压力系数，取ki=0.3,-.....,0.7，或是;=1←Sl时，(伊f为土的有效内摩擦角);土愈坚硬，是值愈小;qi-一-一第i土层处的有效上覆荷载，qi=立ri~Zi"ri为第i土层的有效重度;伊z一一一第i土层的内摩擦角(固结快剪);tg份为第i土层摩擦系数;Ci一一一第i土层的黠聚力(固结快剪);li→二第t土层的厚度;Gp-一桩身自重，地下水位以下应扣除水浮力;A←一考虑负泊松效应、侧阻力剪切破坏面形态等的系数，λ=0.5-----0.8;当土质硬、剪切破坏面发生于桩土界面、桩的长径比小时，取较低值，反之取较高值。(2)倒圆锥体破坏基桩连同倒圆锥形土体拔起破坏，锥面上存在剪切抗力，但其值随上拔位移增加锥面与下部土体间的间隙将逐步加大，剪切抗力将随之衰减，故计算时不计这部分剪切阻力。问题归结为上拔桩土自重的计算。图4.6-1(b)所示破坏锥体锥面倾斜角。，按锥体为极限平衡状态的被动区原理确定，故。=主一旦倒圆台的体积为420V=ft(f2十ri+"1)倒圆台桩土的自重，即单桩的极限抗拔承载力Tsu=Gsp兰?l[ω+斤十厅1)立十川(χ-叉口(4.6-4)单桩抗拔承载力特征值，考虑到倒锥体和土重存在较大变异性，故取K=2oTa=扛u(ω4ι 式中tι、「一一桩长和倒圆台下部半径，γ工t工d/2勾Frl二倒圆台上部半径，r1=l.tg(7-~)+η汇一二倒圆台土的平均有效重度，地下水位以下取浮重度;χ---桩身材料的重度，Yc=24kN/时，地下水位以下取浮重度。现举例说明按倒圆锥形破坏和圆柱形破坏形态计算单桩抗拔极限承截力。案例:某地下车库，基底埋探7m，地下水位为地表以下2m，基底以下土层，地表以下7，-.....，8m为粉质黠土，C=60kPa，伊=320，Y=19卧J/m3;地表以下8，-.....，14m为密实蒙古土夹细砂，C=8QkPa,伊=350，Y=19趾~/m3;抗浮桩d=0.6m，长l=3.6m，试计算其单桩极限抗拢承载力。①按倒圆锥体破坏计算锥角。=主一旦=28.5042rl=ltg(主-~)十户3.6Xtg28.50+0.3二2.25mb飞42Jl""-".V/,<-5单桩极限抗拔力，由式(4.6-4)118L=?x3刷.32十乙2肉。3Xυ5)X(19-10)十O阳4一四岳=199kN4.6怔基抗搜尊重载力②按圆柱形破坏计算由式(4.6-1)，按桩侧土层情况分二层计算其总抗拔侧阻力。桩顶以下1m厚粉质薪土层是1=(1←sm伊1)=(1一0.530)=0.47tgSOl=tg320=O.625q1=机flt÷ω-10)x1.0=4川1m2(走1q1tgSOl十C1)li=(0.47X4.5XO.625十70)X1.0=71.3kN桩顶以下1，-.....，3.6m密实粘土夹细砂层走2=(1-sin10)d范围，对于软士约为4d左右，卵、砾石约为(7，-.，10)d。该扩径压剪区段以上，剪切破坏缩小至桩周硬壳层外表或桩土界面。绝大部分扩底抗拔桩呈这种复合型 破坏。2.单桩抗拔承载力计算1)圆柱形破坏短扩底桩(图4.6-3α)单桩总极限抗拔侧阻力Tuk=rcD!àiq业lj(4.6-9)单桩抗拔承载力特征值1=÷tIK十Gsp(4.6"-10)G叩sP=??t[k(D2一d2)瓦十d忱2λ川川](川式中Aτ→考虑桩身负泊松效应和上拔松动效应的抗拔折减系数，可按表4.6-1取值;q此一桩侧第i土层抗压极限侧阻力标准值，可按表4.2-1(<<建筑桩基技术规范》JGJ94-2008表5.3.ι1)取值;Gsp一一圆柱体自重;又一圆柱体土的重度均值，地下水位以下取浮重度;YC一混凝土重度，地下水位以下取浮重度。工程设计中，对于短扩底抗拔桩CljD<4)的单桩极限承载力和特征值宜按圆柱体破坏形态和复合型破坏形式分别计算，取其中较小值。2)复合型破坏(图4.6-3b)一-<<建筑桩基技术规范))JGJ94-2008计算法单桩抗拔总极限侧阻力Tsu=2).iqS1:(4~10)dπd自桩底算起的长度li注li对于软土取低值，对于卵石、砾石取高值;li取值按土的内摩擦角增大而增加。4.6.4后张预应力灌注桩1.工艺与工作机理1)工艺后张无粘结预应力灌注桩技术是中国建筑科学研究院地基所应近年抗浮桩使用需求新近研发的一项新技术。该技术已成功应用于北京电视中心工程、北京望京季景沁园地下车库、北京奥林12:1 第4章枉基!在同意载力-匹克会议中心和北京机场南线收费大棚抗拔桩基等工程，取得了良好的技术经济效益。后张预应力灌注桩的工艺要点是:①对于1>500/""-.J1>800桩按抗拔荷载配置4/""-.J12根无帖结钢绞线在15.2(1860MPa)，绑扎于架立钢筋笼上，将钢绞线下端2~3m长锚固段去皮除油，底部采用承压钢板固定锚，并按间距50cm增加两个挤压锚;②预应力钢绞线上端采用承压钢板锚固于桩顶或承台(锚固于承台更便于张拉锁定);③浇灌桩身混凝土，在混凝土强度达到75%以后开始张拉，张拉应对称进行，张拉应力水平取0.7fptk(钢绞线强度标准值);④张拉锁定后，采用微膨胀混凝土灌注与承台顶面齐平。2)工作机理后张元粘结预应力灌注桩在桩顶拉拔荷载下表现出如下机理特点，使桩身裂缝控制、桩的抗拔侧阻力性能出现质的变化。(1)桩身裂缝处于可控状态，根本改变普通灌注桩通过增加配筋量控制裂缝的作法。可通过施加预应力实现不同裂缝控制等级:①对于严格要求不出现裂缝控制等级的基桩，通过加大预应力坏，满足σpc二三σck(荷载效应标准组合下的桩身正截面拉应力)，即桩身不出现拉应力σck一马<0(4.6-15)②对于一般要求不出现裂缝的二级裂缝控制等级的基桩，通过控制预应力σpc水平，使桩身拉应力σck、σcq分别满足如下要求。在荷载效应标准组合卜:σck一σ阳王三ftk(4.6-16)即桩身混凝土拉应力小于1昆凝土抗拉强度标准值ftko在荷载效应准永久组合下:σcq-o-pcSOOmm，桩身混凝土为C25，桩长分l=17m,12m,7m，相应长径比l/d=34,24,14，共3组9根试验桩，每组包含无粘结后张预应力灌注桩2根，普通灌注桩1根，配筋情况、单桩极限承载力、侧阻力发挥平均值、上拔位移、预应力桩与普通桩的抗拔刚度比见表4.6-32)试验结果分析3组试验桩的上拔荷载F上拔位移(Q-u)曲线见图4.6-4。由图4.6-4所示上拔荷载-上拔位移(Q-u)曲线看出如下特征:(1)预应力灌注桩在荷载较小的初始阶段，其Q-u曲线较平缓，而普通灌注桩在初始阶段1224.6旺墓抗技~载力40|+普通桩+预应力桩-1........预应力桩-2I30AV句/匈(553悴坦据H『lnvê30g登20型..y。OlHU8001200上拔荷载Q(kN)1200t6002000400上接荷载Q(kN)400800任丘试验第i组(4)500，L=17m)任丘试验第2组(币500，L==12m)40忏预应力桩一1--预应力桩-2-+-普通桩|302010(巨53搀制犁川「2004006008001000。0上拔荷载Q(kN)任丘试验第3组(归00，L=7m) 后张无粘结预应力灌注桩与普通灌注桩抗拔试验Qu曲线其Q-u曲线便与预应力桩分离，位移增加较快。这表明两者的桩侧抗拔阻力受不同的泊松效应影响明显。(2)不同长径比的桩，其抗拔性能存在明显差异，长径比较小Cl/d=14)的短桩，预应力桩与普通桩差异较小，随着长径比增大，两种桩型的性能差异扩大。图4.6~4后张预应力灌注桩与普通灌洼桩试验结果极限荷载预应力桩相同荷载下位移预应力桩与桩型桩长l(m)配筋与普通桩普通桩上拔/l/dQu(kN)qsu(kPa)侧阻力之比QCkN)u(mm)刚度之比10合15.217.0/34170063.61.5411003.184.43桩预男(1860)8仲15.212.0/24120063.71.269505.942.25(1860)6户15.27.0/14ι54.61.663602.052.34(18123表4.6-3第4章桩墓竖向殷勤力续表极限荷载预应力桩相同荷载下位移预应力桩与桩型桩长l(m)配筋与普通桩普通桩上拔/l/dQu(kN)qsu(kPa)侧阻力之比Q(kN)u(mm)刚度之比17.0/3414由16110041.2110014.10普通12.0/2412~1695050.4950B.35桩7.0/1410垫1636032.83604.80之二L 注:后张预应力桩均配5~16架立筒。(3)由表4.6-3看出:①预应力桩的平均侧阻力发挥值为普通桩的1.26~1.66倍;说明预应力桩的单桩抗拔承载力比普通桩提高26%，，-，66%。②单桩抗拔刚度(单位位移对应的抗力),预应力桩为普通桩的2.25-----4.43倍;说明预应力桩对控制桩的上拔位移优势突出o③从不同长径比两种桩型的性能比较可见，对于较短桩(l=7m)，无论是预应力桩还是普通桩，其桩侧抗拔阻力发挥值都相对较低，因此《建筑桩基技术规范)>JGJ94-2008规定抗拔折减系数λz取较低值是符合实际性状的。3.单桩抗拔极限承载力计算根据上述后张无粘结预应力灌注桩的抗拔性能特点，其单桩抗拔极限承载力计算建议取《建筑桩基技术规范>)JGJ94-2008等截面桩相同模式:Tuk=rrd2;à;qsikli十Gp其中，抗拔系数人按表4.6-1所列乘以1.3提高系数。4.6.5抗拔桩的群桩效应及其承载力1.群桩整体破坏与设计优化(4.6-19)桩土结合为整体拔出破坏的条件，与土"性、是否扩底、是否后注浆等因素有关。吸浆率高的砂土、碎石类土，由于桩土问结合力强，发生整体破坏可能性大;扩底灌注桩在变截面以上局部范围土体受挤压，使桩土结合为整体形成整体拔出破坏较相同桩距等截面桩可能性大;后注浆灌注桩，桩周土体被浆液加固，桩土结合为整体拔出破坏可能性大。对于设计而言，桩土整体破坏或桩单独拔出破坏，主要影响抗拔承载力设计取值和桩距优化，当整体破坏的基桩抗拔承载力特征值低于非整体破坏时，;应考虑适当加大桩距。2.基桩承载力群桩整体破坏的抗拔总极限侧阻力为Qsu-->;Uz2-àiq地li(4.6-20)式中U[群桩等代实体基础的周长，ul~2(A十四，A、B为桩群外围长、短边边长;2ài-按各层土土性和实体基础等代直径de=:::"(A斗B)求得的l/de由表4.6-1确定的π抗拔系数。基桩抗拔承载力特征值，取以下两式之较小值:整体破坏TIlll=}U2Làiqsikli十GIlD(4.6-21)ga2n时时gp12呼4.、6桩墓抗肆意安载力(4.6-22)②①)黯杂盾填酷土-十松散gt噩~联盟③拍电泥质柑质藉土流塑 ④1世掘层茹土掩塑④2甜土软塑←一lID⑤甜土软塑u@柑质君在土可盟问软塑600400。。mmoomm。COON式中n一→←群桩中桩数;G即一一整体破坏实体基础的桩、土总重除以桩数时Gsp非整体破坏的桩自重(等截面桩)或桩土自重(扩底桩按4.6.3款计算);问一→桩身周长，对等截面桩u=πd;对于扩底桩按表4.6-:2确定。Ta→非整体破坏2.àiQsi叫十Gsp2500。。寸kh单位mm图4.6-5试桩及场地土层分布抗拔桩选型1.各种抗拔桩性能比较1)扩底灌注桩与等截面灌注桩王卫东等于上海软土场地进行了两组不同桩径桩长的扩底灌注桩与等截面灌注桩比较试验。试验场地土层分布及试桩剖面见图4.6-5，试桩基本参数见表4.6-40000卜4.6.6表4.6-4试桩基本苦苦勤扩展角度C)扩底长(m)总桩长(m)扩底直径(mm)桩身直径(mm)充盈系数45027无O1.03桩号等截丽#1I 扩底;:组号第一组450800271.58.31.04450800271.58.31.06等截面#440020元O1.25#5扩底#6第二组400800201.59.51.20400800202.55.21.07表4.6-5扩底桩与等截面桩试验结果比较桩端回弹率桩顶回飞弹率极限承载力(kN)桩端位移桩顶残余变形桩端蜡余变形Cmm)(mm)(mm)桩顶位移(mm)最大加载(kN)组号桩号#l(等截面)110032.1322.216.6415.0599848.232.2第一组#2(扩底)178846.1233.7539.1729.62160515.112.2#3(扩底)160547.8236.2334.8933.13142327.08.6#4C等截面)70121.139.28.66.661859.628.2第二组l#;5{扩底)97816.357.86.143.66注9786"2.453.140.9由表4.6-5试验结果比较分析，可得到以下几点认识。(1)与等截面桩相比，第一组试验，扩底桩极限承载力比等截面桩提高42.5%，第二组增幅达到58.3%。说明软土场地，将扩底端置于相对于流塑状淤泥质土较好的软塑可塑状蒙古士、粉质蒙古土中的较长桩(L/d~50)，可获得较好的技术经济效益。(2)由桩端上拔位移可看出，桩端位移约占上拔位移的47%"""-"66%，即桩长弹性伸长位移占到34%，-....，53%。上拔位移第一组试验扩底桩达到46，.:....，48mm，说明扩底变截面以上部分土体受125#6(扩底)124716.636.948.354.1二三124749.7第4童利王墓竖同意安载力到挤压，导致承载力提高，荷载一位移性状呈现出韧性缓变。2)侧注浆等截面桩与扩底桩中国建筑科学研究院地基所吴春秋等与上海建工局合作结合世博地下40m500kV变电站工 程进行后注浆等截面灌注桩与扩底灌注桩抗拔比较试验。试验场地地层、土性及试验相对关系表示于图4.6-6中。两种桩型的桩径相同d=800mm，扩底桩扩底直径D=1500mm，桩长均为48.6m，长径比l/d=53，扩底部分高2000mm;桩侧后注浆共设4道注浆断面。抗拔试验主要结果列于表4.6-60W二36.3%e=I.024wl.=39.5%W[严23.5c:=19.1kPa俨26.3q，=1.41MPa瓦=38.8kPaf叹~vg:=9.7w=36.6%e=O.964wl.=37.1%wp=:22.6c=14.4kPa俨26.9qc=2.35岛1Pa兀=73.6kPaN，、，，=15.5w=18.6%e=0.528屹vg=62.0铜筋应力计器制堪睡A昂。。∞也图4.6斗侧注浆灌注桩与扩底桩抗拔试验场地地层、土性及试桩剖圄试桩上拔荷载与土拨{立移桩号上拔荷载(kN)200300400500600700800T14.610.719.832.443.655.268.5扩底桩T24.08.717.027.039.351.064.5上拔位移T33.78.115.524.834.245.955.2(mm)T43.46.511.317.724.332.540.2侧注浆桩T53.67.212.517.825.534.343.5T63.97.412.919.026.035.947.3表4.6-6由表4.6-6看出，随上拔荷载增加，扩底桩与侧注浆等截面桩的上拔位移差异逐渐扩大，当荷载超过300kN时，扩底桩的上拔位移较侧注浆桩增大约40%。这是由于两种桩型的抗拔阻力分布模式不同所致。扩底桩桩身侧阻力较侧注浆桩低，约1/3抗拔阻力集中于桩底扩头，而侧注浆桩的抗拔阻力分布于全桩长。由此导致两者的桩长位伸量不同，桩身拉伸量可由下式计算:b:.l=左在~f:严C坷Q也囤0一→7时1叫πrιdd叫fff::仙户Qol"eAEp对于侧注浆桩，假定侧阻力沿桩身均匀分布，则其桩身拉伸量为(4.6-23)1264.6枉基抗按理载刀el=Qol/2AEp对于扩底桩，假定扩底分担Qo/3，侧阻力沿桩身均匀分布，q，.，为侧注浆桩的2/3 ，贝IJ其桩身拉伸量为el=2Qol/3AEp由此可见，侧注浆灌注桩的上拔位移在相同荷载下仅为扩底桩的75%0另外，对于扩底桩，由于桩身拉伸量较侧注浆等截面桩大33%，相应的负泊松效应导致侧阻力降幅也大于侧注浆等截面桩，即其抗拔承载力低于后者。3)后张预应力灌注桩与普通灌注桩这两种桩型的抗拔性能比较试验结果如本节4.6.4所述，后张预应力灌注桩的单桩极限承载力和抗拔刚度比普通灌注桩分别高26%""""-"66%和125%，-...，343%，长径比愈大阴者差距愈大正2.抗拔桩的选型抗拔桩的选型应综合考虑土层性质、荷载大小、对位移控制要求、环境类别和耐久性设计要求诸因素，结合各桩型的性能特点确定(表4.6-7)0表4.(.-7各种抗拔桩的主要特点和适用最件桩型主要特点适用条件①抗裂性能差;适用于抗拔力要求较小的情况或裂精控制等级较低的普通撵注桩②为提高抗裂性能和控制裂锺宽度往往导致配筋率很高情况①抗拔承载力较普通灌注桩显著提高;不适用于桩侧均为流塑状酣捏质土，对含粉土i砂、侧注浆灌注桂②为提高抗裂性和控制裂键宽度往往导砾、碎石类土层中的灌注桩采用侧注浆可大幅提高抗拔致配筋率很高承载力、亿①现场施工工艺简单;使用于软土场地.应特别注意控制桩距、沉桩速率;预应力提凝土预②对于饱和甜性土中挤土效应窑易引发应用于松散填土、松砂等土层，沉桩挤土效应将对土制空心桩或实JL"桩桩土上浦、移位，对环境造成破坏等;起到加密效果γ③桩与承台连接需妥善处理;适用于对裂缝控制要求较高的环境④桩的抗裂性能优于普通灌注桩①抗拔承载力高于等截面桩30%以上;②在相同荷载下，对于长桩，上拔位移适用于桩端以上有相对于土部土层强度高、厚度不小扩1民灌注桩大于侧注浆灌注桩，单桩抗拔承载力低于于4倍扩底直径的较好土层情况;侧注浆灌注桩;适用于抗拔承载力要求较高、上部土层较差、裂辑控③桩身抗裂性能差，导致桩身配筋率制等组不高的情况提高 ①抗拔承载力较普通灌注桩高26%~适用于裂锺控制等级高、上拔位移控制严的抗拔后张预应力灌桩基;注桩66%，抗拔刚度也显著大于普通灌注桩;桩的长径比大于20的抗拔灌注桩采用启张预应力效②抗裂性能好果更好①施工正艺相对简单，材料消耗量低;预应力锚杆②在坚硬土层和岩层中应用效果好;适用于基底以下坚硬土层或岩层埋深不大的情况③由于施加预应力，锚杆抗腐蚀可控性好127第4蘸桩事坚同ft!-载力4.7建筑桩基整体稳定性验算4.7.1平地建筑脏基的整体稳定性问题建予平地的建筑桩基由于基础埋置深度(不计桩长)满足建筑物高度的1/18----1/20，故一般不存在整体失稳问题。对于桩基的软弱下卧层均应通过桩端持力层冲切导致的侧向挤出、倾斜失稳验算。对于高水位场地地下车库等超补偿基础，贝IJ应设置抗浮桩以防上浮失稳。这些内容分别阐述于本章第4.5节和第4.6节。4.7.2坡地、岸边建筑桩基的整体稳定性验算建于坡地、岸边的建筑桩基，在非抗震设防区，首先，选址阶段应进行地质调查分析，确认其坡体及周边环境的自然稳定性，方可制定建设规划方案，对于平时使用期间引发建筑桩基整体失稳的外部作用，主要是风载。设计时应进行风载作用下的整体稳定性验算，验算方法可参照第8章桩基抗震设计内容之一的坡地岸边桩基受水平地震作用的整体稳定性验算方法进行。本章参考文献[]丁建筑桩基技术规范.JGJ94-Z008[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2008.[2J建筑桩基技术规范‘JGJ94-，-94[SJ.北京:中国建筑工业出版社，1994.[3J刘金研编著-桩基础设计与计算[MJ.北京:中国建筑工业出版社，1990.[4J<<桩基工程手册》编写委员会.桩基工程手册[M].北京:中国建筑工业出版社，1.99.5.[5J史佩栋，桩基工程手册[MJ.北京:人民交通出版社，2008年.[6J文!J金确主编.桩基工程技术进展骂oo.9[Ml北京:中国建筑工业出版社，2009年.[7J.李雄，刘金确.饱和软土中预制桩承载力时效的研究[JJ.岩土工程学报，vol.14.No4,1992.[8J迟铃泉，赵志民，刘金册，张峰，孙宏伟.抗拔灌注桩后张预应力技术研究与工程应用[CJ//刘金册桩基工程技术进展2{)O~民北京:中国建班工业出版社，2009年.[9J 吴春秋，肖大平，吴使.深埋纯地下建筑不同抗拔桩型承载性状试验研究[1].岩土工程学报，vo1.29.No.4,2007.[10J王卫东，吴江草草，许亮，黄绍锦款土地区扩底抗拔桩承载特性试验研究[JJ.岩土工程学报，vol.29.No.4,2007.728第5章桩基水平承载力和位移作用于建(构)筑物桩基的水平荷载，根据其是否具备周期性，可分为两类，第一类是非周期性荷载，如输电塔受到的不平衡拉力、挡土墙和拱结构桩基受到的水平推力等;第三类是周期性荷载啻如吊车等的制动力、地震或风产生的水平力等。一般情况下，建筑桩基均有一定埋深且承台之间设置连梁，水平荷载作用下桩基的水平位移及桩身内力较小，故桩基并不需要专门进行水平承载力设计;当水平荷载较大且桩基埋深较浅时，桩基的水平承载力设计成为重点。根据水平力作用下单桩的承载变形性状，可将桩分为刚性桩、半刚性桩、柔性桩。1.刚性桩:当桩的长径比很小且桩顶自由时，见图5.1-1(α)，由于桩的相对刚度很大，破坏时桩身不产生挠曲变形，而是绕靠近桩端一点做刚体转动，桩全长范围的土都达到屈服。称其为刚性桩。当桩很短且桩顶嵌固时[图5.1-1(d汀，破坏时桩前土体屈服，桩与承台呈刚体平移。2.半刚性桩:半刚性桩是指桩顶在水平荷载作用下，桩身发生挠曲变形，但桩身位移曲线只出现→个位移零点，见图5.1-1(b)。桩侧土的屈服区随荷载增加而逐步向下扩展，桩身最大弯矩截面也由于上部土抗力减小而向下部转移。若桩身抗弯强度较低(如低配筋率灌注桩)，破坏由桩身断裂引起;若桩身强度很高(如高配筋率灌注桩等)，破坏由于桩侧土体塑性挤出、桩、‘/.从町Qo句--(a)~J5.1概述~(b)(c)~Illi--li--(dω)怡e)<.‘f图5.1-1水平力作用下单桩的承载变形性状示意图729第5章桩墓水平京载力和(立移的水平位移过大而引起。当半刚性桩的桩顶嵌固时，见图5.1-1(e)，桩顶将出现较大反向固端弯矩，而桩身弯矩相 应减小并向下部转移，桩顶水平位移比桩顶自由情况下大大减小。随着荷载增加，桩顶最大弯矩处和桩身最大弯矩处将相继屈服而形成塑性饺，桩身承载力达到极限。当桩身强度较高时，水平承载力则为位移控制。3.柔性桩:当桩的长径比足够大且桩顶自由时〔见图5.1-1(C)J或桩顶嵌固时[JXL图5.1-1(f汀，在水平荷载作用下，桩身位移曲线出现2个以上位移零点和弯矩零点，且位移和弯矩随桩深衰减很快。计算时，桩长可视为元限长，其破坏性状与半刚性桩类似，称其为柔性桩或弹性长桩。半刚性桩和柔性桩统称为弹性桩o关于刚性桩、半刚性桩斗柔性桩的划分界限，与各类计算方法所采用的地基水平反力系数分布特性有关。戈11分准则均以桩特征值α(卢、刘，与桩的入土长度h乘积，(即桩的换算长度h)大小而定。Broms法计算方法m击美国标准桩顶自由桩顶嵌固刚性桩h~1.5h~0.5h~2.5h运2.0半刚性桩L54.0jà处，是hCy)二什)O.5，称为C法(图5ι7趴2)khy.3)η=1，khCy)=my，称为m法(固5.2-7cL根据桩身实测弯矩与计算对比(圄5.2-8)表明，按弹性地基梁基床系数理论中的m法与C法计算值较为接近于实测值。从地基土水平反力系数分布模式分析可知，张氏法假定水平反力系数沿深度呈常数分布，较适用于超固结秸土中的桩c法和m法的水平反力系数随深度增加而增大， 两者计算结果差别不大，但m法计算的弯矩略大于C法。就我国交通、铁道、水利部门而言，多采用m法，国际上应用情况也基本如此，因此《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008推荐m法作为计算桩的水平承载力的基本方法。另外，某些工程中流行p→y曲线法(土反力4位移曲线数值分析法)，尤其海洋桩基工程中n=OOH....--...M."..0」主川，-l::nu旧制kPLV(c)图5.2-7地基土水平反力系数分布模式(a)张民法;(b)C法;(c)m法(a)m措天坛37#桩可塑中密粉质黠土Ho=40kNd=0.32mh=3.56mh=6.76。υ112.03.0m法京501-1#桩密实粉土、中密柑质带土Ho=40kNd=0.42m弯矩M(kN钱m)。10201.02.03.04.04.0y(m)图5.2-8不同土质中基桩弯矩计算值和实测值比较、‘，，p mra唱、、y1345.2单桩水平m载刀应用普遍。建筑桩基工程其允许位移控制在6""""10rnm内，采用考虑土体塑性变形的ρ-:--y曲线法与采用常规m法计算并无太大差别，故一般无需考虑应用户-y曲线法进行计算。2.m统计值m值对于同一根桩并非定值，与荷载呈非线性关系，低荷载水平l"，.;m值较高;随荷载增加、桩侧士的塑性区逐渐扩展m值降低。因此，m取值应与实际荷载、允许位移相适应。根据式(5.2-1)求低配筋率桩的m，应取临界荷载H口及对应位移2年，则式(5.2-1)改写为:式中，Vx按表5.2-3确定。IHp~t!一一~VvI飞Xpr"川/m=、~(5.2-3)bo(EI)言对于配筋率较高的预制桩和钢桩，则应取允许位移(6mm或10mm)及其对应的荷载按上式计算m.o根据所收集到的具有完整资料参加统计的试桩，灌注桩114根，相应桩径d=300""-"1000rnrn，其中d=300:-""600mm占60%;预制桩85根。统计前，将水平承载力主要影响深度[2(d十1)J内的土层划分为5类，然后分别按式(5.2-3)计算m值。对各类土层的实测m值采用最小二乘法统计，取m值置信区间按可靠度大于95%，即m=元一1.960"m，σm为均方差，统计经验值m值列于表5.2-2。表中预制桩、钢桩的m值系根据水平位移为10mrn时求得?故当其位移小于10mm时，m应予适当提高;对于灌注桩，当水平位移大于表列值时，贝11应将m值适当降低。当水平荷载为长期或经常出现的荷载时，应将表列数值乘以0.4降低采用。表5.2-2地基土水平抗力系数的比例系数m值预制桩、钢桩灌注桩序号地基土类别m相应单桩在地相应单桩在面处水平位移m地面处水平位移(MN/m4)(mm)(MN/m4)(mm) 淤泥;淤泥质土;饱和湿陷性2----4.5102.5~66~12黄土流塑(h>l)、软塑(0.75<2h~l)状黠性4.5~6.010飞6~144~8松散粉细砂;松散、稍密填土可塑(0.254时取αh=4.0。1365.3水平荷载下群桩慕础的计算4.当缺少单桩水平静载试验资料时，可按下式估算预制桩(不含预应力混凝土管桩)、钢桩、桩身配筋率不小于0.65%的灌注桩的单桩水平承载力特征值:1::a3EIRha=.0.7υ)..IxχOa(5.2-5)式中EI--桩身抗弯刚度，对于钢筋混凝土桩，EI=0.85Ec10;其中10为桩身换算截面惯性 矩:圆形截面为Io=Wodo/2;矩形截面为Io=Woho/2;χOa桩顶允许水平位移;νx一一桩顶水平位移系数，按表5.2-3取值，取值方法同νM。上述式(5.2-4)、式(5.2-5)的水平承载力特征值系由《建筑桩基技术规范))JCj94-94中的水平承载力设计值乘以1/1.35=0.75转换而来。5.3水平荷载下群桩基础的计算5.3.1群桩基础水平承载力简化计算水平荷载作用下群桩的破坏特征为:桩与桩间土产生相对位移，桩上部出现裂缝，最终于距承台底一定深度处折断，位移方向一侧的土元明显挤出现象，见图5.3-10JfHJJiiHii气3。。3-B2-Bl-B单位mmd=330mm图5.3-1水平荷载作用下群桩的破坏特征水平荷载由承台(地下室外墙)侧面土抗力、承台底地基土摩擦力、基桩共同分担，因此对于受水平荷载较大时的群桩基础应按考虑承台一桩一土的共同作用计算基桩、承台与地下室外墙水平抗力及位移。对于无地下室且作用于承台顶面的弯矩较小的情况可用群桩效应综合系数法。群桩效应综合系数法是以单桩水平承载力特征值Rha为基础，考虑桩的相互影响效应、桩顶约束效应、承台侧抗效应、承台底摩阻效应，求得群桩综合效应系数加单桩水平承载力特征值Rha乘~1弘即得群桩中基桩的水平承载力特征值Rho1.试验结果与简化计算式1)桩的相互影响效应系数职桩的相互影响随桩距减小、桩数增加而增大，沿荷载方向的影响远大于垂直于荷载作用方向，根据23组双桩、25组群桩的水平荷载试验结果的统计分析，得到相互影响系数罪。.(专引f叫刊γ加2一O.15η1十0.10n2十1.9(5.3-1)137第5章桩事水平原载刀和(立禧2)桩顶约束效应系数f}r建筑桩基桩顶嵌入承台的深度较浅，为5，......"10crn，实际约束状态介于较接与固接之间。这种有限约束连接相对于桩顶自由而言，减小了桩顶水平位移，相对于桩顶固接而言降低了桩顶约束弯矩的同时增加了桩身弯矩。根据试验结果统计分析表明，由于桩顶的非完全嵌固导致桩顶弯矩阵{~至完全嵌固理论值的40%左右(见图5.3-2)，桩顶位移较完全嵌固增大约25%。m法r、ZiB、CI怜、/、、Jιmi4-5世4相c命命一命1.。B~-中-t← m措2.0Af马车IT3.0"2"3Hz341KN4.OWld=330mm4.0f=18d5.0y(m)(a)y(m)(b)图5.3-2实测弯矩与理论值比较(a)桩顶嵌固群桩(b)桩顶自由为确定桩顶约束效应对群桩永平承载力的影响，以桩顶自由单桩与桩顶固接单桩的桩顶位移比Rx、最大弯矩比RM为基准进行比较，确定其桩顶约束效应系数币r为:当以位移控制时?r=-1-R1.25Rx=鸟X.(5.3-2a)(5.3-2b)当以强度控制时f}r=o~4RM(5.3由3a)RM=旦旦(5.3圳M式中对、χ;分别为单位水平力作用下桩顶自由、桩顶固接的桩顶水平位移;lLf:mx、JLfLX分别为单位水平力作用下桩顶自由的桩，其桩身最大弯矩;桩顶固接时，桩顶最大弯矩。将m法对应的桩顶有限约束效应系数f}r列于表5.3-10表5.3-1桩顶的束效应系数可r换算深度αh位移控制强度控制注:α吁，h为桩…度。138u…-川一川5.3水平荷载下群怔基础的-计算3)承台侧抗效应系数研桩基发生水平位移时，面向位移方向的承台侧面将受到土的弹性抗力。由于承台位移一般较小，不足以使其发挥至被动土压力，因此承台侧向土抗力应采用与桩相同的方法一一… 线弹性地基反力系数法计算。该弹性总土抗力为:此hlχoaBfchh(y)dy按m法，kh(y)=my，贝IJ~hl=扫onB:h:由此得引m.XOa.B"ch:(5.3-4)4)考虑由承台(含地下室侧墙}、群桩、土相互作用协同工作的群桩(sa/d<.的基础中任一基桩的水平承载力特征值可按下式简化计算。Rh=币1Rha?如1=r;i平r+研十轧χOa且乙二王α3.El轧一-μ.Pcnl.n2.RhaB"c=Bc十I(5.3一5)(5.3-6)(5.3-7)(5.3-8)Pc=r;cfak(A一陆生阳)(5.3-9)式中Rha一一为桩顶自由时的水平承载力特征值;币「二群桩效应综合系数;币一一桩的相互影响效应系数;机桩顶约束效应系数(桩顶嵌入承台长度50"-""100mm时)，按表5.3-1取值;轴承台侧向土抗力效应系数(承台侧面回填土为松散状态时取币=0);轧承台底摩阻效应系数;sa/d沿水平荷载方向的距径比;π1、η2分别为沿水平荷载方向与垂直水平荷载方向每排桩中的桩数，n=η1Xn2;m承台侧面土水平抗力系数的比例系数，当无试验资料时可按表5.2-2取值;χOa一一一桩顶(承台)的水平位移允许值，对水平位移敏感的结构物取XOa----:-6mm，其他情况取XOa=10mm;B"c地下室(含承台)受侧向土抗力一边的计算宽度;Bc--地下室(含承台)侧墙宽度;hc--地下室和承台高度(m);μ一一承台底与地基土间的摩擦系数，可按表5.3-2取值;Pc-承台底地基土分担的竖向总荷载标准值;甲c一一承台效应系数，可按表4.2-3取值;f比一一承台底地基土承载力特征值;A一一承台底面积;Aps一一桩身截面面积。139羁5章咂墓对〈平事载力和{立移表5.3-2承台底与基土阳]的摩擦系数μ 土的类别摩擦系数μ可塑O.25~0.30甜性土硬塑0.30~0.35坚硬O.35~0.45粉土密实、中密(稍温)O.30~O.40中砂、粗1i"J、、砾RT、0.40~0.50碎石土0.40~0.60软岩、软质岩0.40~0.60表面粗糙的较硬岩、坚硬岩0.65~0.75本方法是以水平荷载作用于承台底面的群桩基咄试验结果为依据的半理论半经验计算方法，对于承受偏心荷载(弯矩)很大的桩基不适合采用该方法计算。5.3.2考虑承台(含地下室侧墙)一桩一土共同作用的分析计算建筑桩基多数是有一定埋深的低承台群桩基础，外部荷载以坚向永久荷载为主;拱结构桩基、支挡结构桩基等则以承受水平荷载为主;高层建筑桩基一般承受较大的水平风载和偶然出现的水平地震作用;某些工业厂房桩基则可能承受反复出现的水平制动力;对于某些特殊土质、特殊用途的建筑桩基还可能形成承受水平荷载十分不利的高承台桩基。所有这些条件下的桩基均宜考虑承台(含地下室侧墙)桩一土的共同作用进行计算分析。1.计算方法与公式1)计算假定(1)将土体视为弹性变形介质，其水平抗力系数随深度线性增加(m法)，地面处为零。对于低承台桩基，在计算桩基时，假定桩顶标高处的水平抗力系数为零并随深度增长。(2)在水平力和竖向压力作用下，基桩、承台、地下墙体表面上任一点的接触应力(法向弹性抗力)与该点的法向位移S成正比。(3)忽略桩身、承台、地下墙体侧面与土之间的新着力和摩擦力对抵抗水平力的作用。(4)按复合桩基设计时，可考虑承台底土的竖向抗力和水平摩阻力。(5)桩顶与承台刚性连接(固接)，承台的刚度视为元穷大。因此，只有当承台的刚度较大，或由于上I.l~部结构与承台的协同作用使承台的刚度得到增强的情Jt况下，才适于采用此种方法计算。计算中考虑土的弹!飞￡性抗力时，要注意土体的稳定性。2)基本计算参数(1)地基土水平抗力系数的比例系数m，其值按表5.2-2采用。当基桩侧面为几种土层组成时，应求得主要影响深度hm=2(d+1)米范围内的m值作为计算值(图5.3-3)。~mm2m3μ↓ 图5.3-3分层m值计算示意图mlhi十mz(2h1十hz)h当仇深度内存在两层不同土时m=zhz1405.3j民平商量2下醉在里础的计篝当hm深度内存在芒层不同土时:m=mlhi十m2(2h1十h2)hz+m3(2h1十2h2十h3)h3h2(2)~承台侧面地基土水平抗力系数Cn:Cn=m.hn式中m一一承台埋深范围地基土的水平抗力系数的比例系数(MN/旷);hn一一承台埋深(m)o(3)地基土竖向抗力系数Co、Cb和地基土竖向抗力系数的比例系数mo:①桩底面地基士竖向抗力系数CoCo=moh式中mo一→桩底面地基土竖向抗力系数的比例系数(MN/m竹，近似取mo=m;h桩的人土深度(m)，当h小于10m时，按10m计算。②承台底地基土竖向抗力系数CbCb=1Jcmohn式中hn-一承台埋深(m)，当hn小于1m时，按1m计算;轧…一承台效应系数，按表4.2-3确定。③岩石地基的竖向抗力系数CR，不随岩层埋深而增长，其值按表5.3-3采用。表5.3-3岩石地基竖向抗力系数CR岩石饱和单轴抗压强度标准值frkCkPa)1000注25000注frk为表列数值的中间值时，CR采用插入法确定。CR(MN/m3)30015000(4)桩身抗弯刚度E1:对于钢筋混凝土桩，E1二O.85Ec丸，其中L为桩身换算截面惯性矩:圆形截面为ι=Wodo/2，矩形截面为10=Wobo/2o(5)桩身轴向压力传递系数";N=O.5,--....,1.0，摩擦型桩取小值，端承型桩取大值。(6)地基士与承台板之间的摩擦系数μ，按表5.3-2取值。(7)当承台底面以上为非液化层，而承台底面与其下地基士可能发生脱离时(承台底面以下有欠固结、自重湿陷时)，不考虑承台底地基土的竖向弹性抗力和摩阻力，只考虑承台侧面土体的弹性抗力。计算承台单位变位引起的桩顶、承台侧壁土体的反力和时，应考虑承台侧面土体弹性抗力的影响，此时，Cb=O，见表5.3-703)计算公式坐标原点。位于承台底的桩群形心，水平坐标Z向右为正，竖向坐标y向下为正。水平荷载H、竖向荷载N十G、弯矩M均通过 坐标原点。b./正负号规定:桩身水平位移Xo顺OX轴正方向为正值，桩身转r==f"dθ)1角伊o逆时针方向为正值;弯矩M当左侧纤维受拉时为E值，水平lιJ力Hjr民OX轴正方向为正值，竖向力N十CJI质oy轴正方向为正值。(1)单桩基础或垂直子外力作用平面的单排桩(承台宽度不超过2d)基础(图5.3-4)，见表5.3-40图5.3-4OO141第5童旺墓71<平理载力刑J1D:晤表5.3-4单桩基础或垂直于外力作用平面的单排桩基础计算步骤内甘~备注确定荷桩底支撑在非岩石类土l载和计中或基岩表面算图式L--v..2基本参数7月、EI、α弯矩求地面Mo=Mn+-HnJo(FXL)n一-单排桩的桩数;低3处桩身承台桩时，令10=0内力水平力Ho=ff(F)η水平1"CB3D4-B4D3)+Kh(BzD4-B4Dz)位移δIfH-JEEI〈×(A3B4-A4B3)十Kh(A2B4-A4Bz)桩底支承于非岩石类土求单位Ho=l(F-lXL)中，且当h二三2.5/α可令力作用作用时转角1,,(A3Dj-A4D3)+KhCA2D4-A4D2)Kh=O;于桩身CF--I)δMH=歹EI×(A3B4-A4I13)+Kl1(A2B4-A4B2)桩底支承基岩面上，且地面4当h二三3.5/α，可令Kh=O。处，桩水平Kh计算见本表注③。身在该位移δHM=δMH系数Al……D4,Af、处产生Mo=l(F--l)Bf、Cf根据h=αh查表的变位作用时转角1，，(A3C4←A4(3)十KhCA2C4-A4CZ)5.3-8 CF-lXL-l)S阳气ET×(A3B4-AB3)+kh(A2B4-ABZ)水平位移求地面xo=HoemI十MoeHM(L)5处桩身的变位转角cpo=一CHoeMH十M口eMM)(弧度)求地面弯矩My=α2EI(xoA3+号133+是严3+是JD3)以下任(FXL)6一深度的桩身剪力Hy=此I(呐十α价1B4+EMoIG+;可HfrD4)内力CF)求桩顶7水平(L).1=x。一件10十岛，其中.10=百HE13I十五MEIZI位移1425.3水平荷载下群和主事础的计算续表计算步骤内~亡"备注最大弯由2号=C1，查表5刊得相应的叨"求桩身矩位置最大弯(L)Y陆一αιV8αCr、Cu查表5.3-9姐及其位置最大弯矩Mml!x=(FXL)勘误建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第一次~第四次印刷本第8项最大弯矩误为Mmax=Ho/Drr0注δHH、O"MH，O"HM、δMM的国示意义:δHHδHM.HH(α)(b)(α)桩端支承在非岩石类土中或基岩表团(b)桩端嵌固于基岩中2当桩底嵌固于基岩中时，O"HH......δMM按下列公式叶算:、1"BZDl.BIDzUHH=a3EI入A2Bl-A1B2;、1"AZDl--AID2UMH=歹百人A2Bl-AIB21,.A2Cl-A1CZ."I-I~A=O"MU:O"OAM=一一X".~t.H川川口7川"αEI八AzBJ-AIB23系数KhKh=鱼I旦 uαEI式中，[0桩底截面惯"性矩;对于非扩底[0=104表中F、L分别为表示力、长度的量纲。(2)位于(或平行于)外力作用平面的单排或多排桩(图5.3-5)低承台桩基，见表5.3-50OOO。叫OOOO图5.3-5143第5章桩基水平原载力和(立移表5.3-5位于(或早行于)外力作用平丽的单排或多排桩低承台桩基计算步骤内甘~备注HrEjFxICnIl确定荷载和计算图式EI"乓坐挥原点应选在桩群对称点上或重心上II一呻@牛"一十十一一φ卡-e".2确定基本计算参数m、mo，EI、趴在4、C"、Cb、μ水平位移O"HHH=l(F一lXL)求单位力作用时转角作用于桩(F-l)O"MH公式间表5.3-4中步骤4.且Kh=O;当3顶时，桩顶产水平桩底嵌入基岩中时，应按表5.3-4注2位移O"HM=O"MH计算。生的变位M=lCF-l)作用时转角O"N旧发生单 轴向力1位竖向冉表5.3-7位于(或平行于)外力作用平面的单排(或多排)桩脱空承台桩基计算步骤~内甘备注确定荷载和计算图式H""‘啕、坐标原点应选在桩群对标点上或重"吃J心上124.J..J..J.IIII1II111TTTT2确定基本计算参数m、mo、EI、α、~、Cn、Co 求单位力作用于桩身地面处，桩身在该处产生的变位3.HH、.MH、.HM、.MM公式同表5.3号1485.3水平商载下群怔基础的计算续表计算步骤内~备注水平位移品H=13ELI十δì1Ml.+-2òMHlo+òH口HH;=l(F-lXL)求单位力作用时转角作用于桩(F-l)SUHzi2万iI十。MMloυ十òMH4顶时，桩顶产生水平位移品M=ò"MH的变位M;=l(F~l)作用时转角ò"M一-M=iEiI+A-V4EMH(P-lXL--l)发生单轴向力i位竖向阳N-lo十EACF4111位移时(FXL-l)+一CoAoJ.1<平力ò"MM求承台发发生单(FXL-1)阳H."HMò~~ò~H生单位位水平5变位时，位移时弯短冉1H=}ívtH桩顶引起(F)."~-IHòívtM-ò~H的内力水平力(F)ρHM=冉1H发生单位转角时i良ò"HHR弯矩(FXL)向α."HHò"ívtM-ò~单位竖向竖向反力Yvv=η内N{立移时(FXL一1)求承台发水平反力 生单位变(FXL-1)Y山=n阳H十BoP反弯矩n基桩数;6有桩顶、位移时Y.U=-n阳，H中BoSCXi坐标原点至各桩的距离;承台侧壁(F)K;第i排桩的桩数引起的水平反力YU.=YI阳反力和单位(F)转角时反弯矩Y..=呐剧+阳2:.K.XJ+BoIcCFXL)竖直位移v=一JV十G(L)γw7求承台变位水平位移Uγ血。H-yuRM(L)γuuY..-rt.转角卢γ山M-yuHH(弧度)YuuY..-ru~竖向力Ni=(V十(ixi)件时均在原点。以右取正，以左取负(F)8求任-→基桩水平力H桩顶内力(F)Hi=UPHH一曲HM=n弯矩Mi=如四一UPMH(FXL)求地面处剪力Ho;=Hi(F)9任一面基上桩的桩内身力I弯矩(FXL)MOi=Mí十Hilo149搞5罩桩基水平~辑力相应理续表计算步骤内谷口气，各性求地面处任水平位移 1‘oi=HOjòHH十MOiòHM(U]0一基桩桩身的变位转角<{kJi=,-(HOiδMH十几1[01δMM)(~[度)求任一基桩弯矩lLfyzzdEI/(飞.TOiA3十缸αB"十u7Awf~ιf3十G一H3-EoLID3l/)地面下任一(FXUA:l"....D4查表5.3-8.当桩身变11深度桩身截面配前时作该项"计算剪力在目面内力(F)Hyi=a:lEI(飞叭十缸αB4+α些"ιL1C汁0E3ELIDJ/最大弯求任-基桩矩位置YMmax12桩身最大弯矩(L)计算公式同表5.3-4及其位置最大弯矩M，IlB.X品(FXL)的影响函数用上述方法计算桩身内力与桩顶位移时，需要查表得到影响函数A1......D1、A2……马、4…队、A4……队，为方便编制程序，给出影响函数的罪级数表达式。忽略竖向荷载的影响，弹性桩微分方程简化为:UZ十功。川二Obo为桩身计算宽度(m)。圆形桩:当直径dζ1m时，bo二0.9(1.5d十O.5)当直径d>lm时，bo=0.9(d十1)方形桩:当边宽b豆1m时，bo=1.5b十O.5当边宽b>lm时，ho二b十1并且己知X(户。)=xodx画(y=o)轧u41二号=Moay-(y=O)"I~3主。一…dy3(y=Ol飞1假定方程(5.3-10)的解为一幕级数:x=2:aiY其中ai为待定系数。对式(5.3-15)求四阶导数:仨=2:i(i一川一川3)旷4"-"-.Y;=0将式(5.3-15)、式(5.3-16)代人式(5.3-10)，得兰辛i(←μi仨川川一→1川)那么上式应该为一恒等式，即言(i-3)(i-2)(i-1)ü2iyi-4三一古兰aiyi+l 150(5.3-10)(5.3-11)(5.3-12)(5.3-13)(5.3-14)(5.3-15)(5.3-16)(5.3-17)5.37J<平荷辛苦下军辈革!军事时的计曹展开即为1.2.3.4向十2.3.4.5a5Y十3.4.5.6a6yZ十4.5.6.7α7y3十5.6.7.8向l十…十(η十1)(η十2)(n十3)(η十的G叶4yn十…王一丛(αoy十Giy2十αzy3+a:ly4十…+any"叶l斗…)EI比较此恒等式两边，得出系数:mho1mho2!mh(}3!mbo4!a4勺，as二百·5faü，向=←EI.6,a1,a7二百·7Taz，α8=--Ei.8ia3也=→些旦.旦ιd-V,EI9!叫7由此可见，除a4=0外，其余系数通式为:mhoa71""-14州=-EI.(n+4)(η十3)(η十2)(η十1)式中，η=1、2、3、4……上述通式可进一步归纳为:a5.]=0L机WO,/(5k-4)!!Sk=(-1)k(.r::TO)EI/(5k)!t/m人拔一3)!!G钟1=(-1)k(一"::!)EI/(5是十1)!b叫λ占2(5是→2)!!aSkH=(-1)k(一":...0)EI/(5是十2)!t/mho,k6(5是一1)!!5k+:{=(-1)k(一~TV)f.j-.)~/"EI/(5走十3)!u3式中，走=1、2、3、4…川日-4)!!仅作为一种符号，意义如下:(5.3一18)(5.3-19)(5.3-20)(5走一4)!!=[5k-4J[5(走一1)-4J[5(走一2)-4J…[5.3-4J[5.2-4J[5.1-4J0由式(5.3-15)、式(5.3-20)得:.T=~aiyi=ao十alY十azYZ+α3y3十三JGMw1y5←]+~a5ky5k +三JG如lY如1十二a5k+ZY阳十二JGMY山已是(n齿。k(5走一4)!!___5k=α。十alY十G2Y2十α3y3+0十>~(_1)k(一一)自飞EIJ(5是)!+.已6k(mhok5走一3)!!已/叫俨2(5是一2)!!叩tf(_])k(一)·~~r;:~J1J)!，!时如l十.6(-1川一」)飞EI)(5走十1)!出飞EI)(5走+2)!已川mbok_6(圾一1)!!…阳十>~(-1)k[一一)出飞EIJ(5k+3)!~SJ已(n齿。沪(5是→4)!1..5们=α0[1十>~(-1户!一-)Jtf飞EI)(5削J-1f飞(mb。γ(5走一3)!!阳寸十a][y十>;(.l)k(一:;;TV"/Ct<.LIU/"-;/y5k+lJJ出EIJ(5是十1)!J..J已是(n齿。γ2(5是一2)!1..5肿Zl十aZ[YZ十三J←1)卜一~~~~I~~~;y~lH-~J自飞EIJ(5走十2)!J己k(mbok_6(5走一1)!!阳寸十α3[y3+t兀f(-1)卜一v~~:I~~:;y5k+:{J飞EIJ(5是十3)!J二αoX(}(y)十αlX1(y)十azXZ(y)十a3X3(y)(5.3-21)757第5事尊E墨水平罩黠力和{立移式中f飞k(n齿。俨(5是一4)11_.5kXo(Y)=1十>J(-1)ll企{飞EI)(5k)1已k(mbok_(5走一3)!!如1X1(y)=y十三(-l)k(一一)乞(飞EI)(5是十1)!X"""飞k(n面ok~2(5k-2)!!叩2(y)=y2十>;(_1)k(一-i出飞EI)(5走十2)!Xf飞k(η吵Qk_6(5是1)!!阳3(y)=y3十三~(--1)k(一一)tf飞EI)(5k十3)!A/军，即告:α代人上式得"vEI7""I~El古飞5k-4)!!Xo(y)=1十二(-1)·1·(叩)5k~"(5是)1Xf飞k_(5k-3)!11(y)=y十〉J(-1)···一问J)5k-十1出(5是十1)!X2(y)=y2十里t:1("_1)k.i5h-D!1!-3(可)阳(5是+2)!Xf飞(5是一1)16肿3(y)=y3+主~(-l)k.~vr-"-lI-"-;:.".:一(吻)5计tj"(5是+3)1a3下面求解ao、a1、a2、a3当y=O时，xo=ao)(o(O)十αlXl(0)十α2)(2(0)十a3)(3(0);由式(5.3-22)得:)(0(0)=1,X1(0)二O，)(z(O)=0,X3(0)=0;故ao=xo0同理，当学=件时，可求得al二件;UY(y=O)当EI且可=M卢时，可求和=旦ay-(y"."击。-lYJ.OJ..I"j,....,1-<,J"-"I""1"uz-2EI当EI41号=也时 ay~(y=o)可求得向=主主L6EIMflTT/,.0.故x=xo.XO(y)十;(-1)···一f(a~_y.)5k+-3]6臼(5是十3)!a3"~J对式(5.3-23)求导，得生=:(_l)k."-0J;!.(的)5k但(5走)!"-JC己是(5k一2)1.1_...5肿z=....<)X2(y)=αy十>;(-1)··.(αy)b肿自(5k十1)!(5.3-25)D2=豆X3(y)=i旦旦旦十只(一1)k.i悦5←k川一→川1→))J/2乞臼i"(5时悦是十川2))川.....-~J对式(ω5.3-24)求导，得C{JODM卢QoT""1.t::Ild2旦二号=α2(XOA3十句什一~TC3十一→D3)因一X，M即dyl--"~v;αa2EI""--"3Ia3E1.L/3/,JL.!Idy2-EI乒二XOA3十坠B3十乒C3+~TDa2Elα矿EIV3Ia3EIJJ34、B3、C3、D3"是分别对A2、B2、C2、D2求导数并除以α所得。手飞(5k-4)!1/_.A3=>;(.l)k..V,"1.5k-2/".""t:/::(a.y)5k-2自(5k-2)!"-JB3=茫>飞;(-1)kk.(.5v"k--3u/)!::!.(a.y)协51.l自(5是一1)!"-J f飞(5是一2)!!C…3=1十>;(-l)k..V"-..../;;.(α~y)5kf;;j,(5k)!,-""f飞k.(5是一1)!1肿D3=αy十;〉J(-l)···(qyYH妇(5k十1)!(5.3-26)对式(5.3-25)求导，得更号=a3(XOA4十坠B4+丛C4+生D4)因EZJ，即dyαα2EI"-"41a3Er"-"4/,JL.!Idy3-EI乒=呐十鱼B4+半生C4+生D4α3EI~Vαα2Elα3ElA4、B4、G、且是分别对A3、B3、C3、D3求导数并除以α所得。f飞(5是一4)1!A4=之J(-1)·1·(αy)5k-3全~"(5k-3)!L「GY们ω-D一一一7RFR一一卢KJV严气υ一/"飞-∞ZH一-B茫飞(5是一2)!1_..,"1.5.1C4口之~(-l)k.~~r:)"-b_~/)~I;.(ay)阳全~"(5k-1)!D4=1+手>飞;(-l)k.(.5v"是;r一-"1.1".)..!.;.../(α_.y")5Skb自(5k)!""""J根据上述影响函数A1......D1、Az......D2、A3......D3、A4......队的幕级数表达式，编制成表格列于表5.3-8、表5.3-9中。已知初始条件及影响函数之后，根据式(5.3-25)、式(5.3-26)即可求得相应深度的弯矩M、剪力Q。实际工作中，因查表计算参数繁多、过程复杂，为方便使用将上述过程用程序实现，请见本书所附"网络下载"。153拙m酣高榈N六相油肆吐坦白部影晌函数值表换算探度A3B3C3口3A4B4h=ayC4D4B3D4-B4D3A3B4-A4B3B2D4二B4D2O0.000000.000001.000000.000000.000000.00000.000001.000000.000000.000001.000000.1一0.00017一0.000011.00000O.10000一0.00500一0.00033-0.000011.000000.000020.000001.000000.2-0.00133-0.000130.99999O.200000.02000一0.00267-0.000200.999990.000400.000001.000040.3-0.00450-0.000670.999940.30000-0.04500-0.009000.001010.999920.002030.000011. 000290.4-0.010670.002130.999740.39998-0.080000.021330.003200.999660.006400.000061.001200.5一0.02083-0.005210.999220.49991一O.12499-0.041670.007810.998960.015630.000221.003650.60.03600-0.010800.998060.59974-0.17997一0.07199一0.016200.997410.032400.000651.009170.7-0.05716-0.020010.995800.69935-0.24490一O.114330.030010.994400.060060.001631.019620.80.085320.034120.991810.79854-0.31975-0.170600.051200.98908O.102480.003651.038240.9-0.12144-0.054660.985240.89705-0.40443-0.24284-0.081980.98032O.164260.007381.068931.0一O.16652一0.083290.975010.99445-0.49881-0.33298O.124930.966670.250620.013901.116791.1-0.22152O.121920.959751.09016-0.60268一0.44292一O.182850.946340.367470.024641.188231.2-0.28737一0.172600.937831.18342-0.71573一0.57450-0.258860.917120.521580.041561.291111.3-0.36496一0.237600.907271.27320一0.83753二0.729500.356310.876380.720570.067241.434981.4-0.455150.319330.865751.35821-0.96746-0.90954-0.478830.821020.973170.105041.63125b1.5-0.558700.420390.810541.43680一1.104681.11609.0.630270.747451.289380.159161.893491.6一0.67629-0.543480.738591.506951.24808二1.350420.814660.651561.680910.234972.237761.7.0.808480.691440.646371.56621-1.396231.61346一1.036160.528712.161450.339042.682961.8一0.95564一0.867150.529971.61162-1.547281.905771.29909O.373682.747340.479513.251431.9-1.11796一1.073570.385031.63969-1.698892.22745-1.60770O.180713.458330.666323.969452.0-1.29535-1.313610.206761.64628一1.848182.57798-1.96620一0.056524.318310.911584.868242.21.69334-1.90567-0.270871.57538一2.124813.35952-2.84858-0.691586.610441.639627.363562.4-2.14117-2.66329-0.948851.35201-2.339014.22811一3.97323-1.591519.955102.8236611.131302.6-2.62126-3.59987-1.87734O.91679-2.436955.14023一5.35541-"---2.8210614.868004.7011816.746602.8.3.103414.71748一3.10791O.19729-2.345586.02299一6.990074.4449122.157107.6265825.06510 3.03.54058-5.999794.68788-0.89126-1.96928-6.76460-8.840296.5197233.0879012.1353037.380703.5-3.91921-9.54367一10.34040-5.854021.07408-6.78895一13.69240一13.8261092.2090036.85800101.369004.0-1.61428-11.7307-17.91860.15.075509.243680.35762-15.61050-23.14040266.06100109.01200279.99600表5.3-8『UA注z表中y为桩身计算截面的深度;α为桩的水平变形系数。01w情书面盟升辑由制自B耳础续表换算深度A2B4A3D4A2D4A3C4A2C4Af-~3~4-~4e3BfA3D4-A4D3CfA3C4-A4D3B2D1-B1D2A2DI-AID2A2C1-C2A1h=αyA4BZ-A4D3-A4DZ-A4C;1-~C2fA3B4-A4B3A3B4-A4B3A3B4-A4B3AzBI-AIB2A2BI-AIB2AZBI-AIB2。0.000000.000000.000000.000000.00000=c;x二〉0<二〉0.000000.000000.000000.10.005000.000330.000030.005000.000501800.0024000.0036000.000.000330.00500O.100000.20.020000.002670.000330.020000.00400450.003000.00022500.100.002690.020000.200000.30.045000.009000.001690.045000.01350200.00888.8984444.5900.009000.045000.300000.40.079990.021330.005330.080010.03200112.502375.0171406.4440.021330.07999O.399960.5O.125040.041670.01302O.125050.0625172.102192.214576.8250.04165O.124950.499880.6O.180130.072030.027010.180200.1080450.012111.179278.1340.07192O.178930.599620.70.245350.114430.050040.245590.1716136.74070.001150.236O.114060.244480.699020.80.320910.170940.035390.32150O.2563228.10846.88488.179O.169850.31867O.797830.90.407090.24374O.136850.408420.3653322.24533.00955.312O.240920.401990.895621.00.504360.335070.208730.507140.5019418.02824.10236.4800.328550.493740.991791.10.613510.44739O.306000.618930.6696514.91518.16025.1220.433510.592941.085601.20.735650.583460.434120.745620.8723212.55014.03917.9410.555890.698111.176051.30.872440.74650O.599100.889911.1142910.71611.10213.235O.694880.807371.261991.41.026120.940320.808871.055501.400599.2658.95210.0490.848550.918311.342131.51.199811.169601.070611.247521.737208.1017.3497.8381.013821.028161.415161.61.397711.440151.393791.472772.131357.1546.1296.2681.186321.133801.479901.71.625221.759341.789181.740192.592006.3755.1895.1331.360881.232191.53540 1.81.889462.136532.269332.061473.130395.7304.4564.3001.531791.320581.581151.92.199442.583622.849092.451473.760495.1903.8783.6801.693431.396881.617182.02.566643.115833.546382.929054.499994.7373.4183.2131.840911.439791.644052.23.533664.518465.384694.248066.401964.0322.7562.5912.080411.545491.674902.44.952886.570048.022196.288009.092203.5262.3272.2272.239741.585661.685202.67.071789.6289011.820609.4629412.971903.1612.0482.0132.329651.596171.686652.810.2642014.2571017.3362014.4032018.663602.9051.8691.8892.371191.592621.687173.015.0922021.3285025.4275022.0680027.125702.7271.7581.8182.385471.586061.690513.541.0182060.4760067.4982064.7696072.048502.5021.6411.7572.388911.584351.711004.0114.7220176.7060185.9960190.8340200.04702.4411.6251.7512.400741.599791.73218『UU洒∞酣南隅MX相抽回姆吐量]自部桂身最大弯距截面系教CI、最大弯距系数DICrDrr换算深度h=αyαh=4.0αh=3.5αh=3.0ah=2.8αh=2.6α，h=2.4α，h=4.0αh=3.5αh=3.0ah=2.8αh=2.6αh=2.40.0==.x二〉=己>00.1=======131.252129.489120.507112.954102.80590.196131.250129.551120.515113.017102.83990.2260.234.18633.69931.15829.09026.32622.93934.31533.81831.28229.21826.45123.0650.315.54415.28214.01313.00311.67110.06415.73815.47614.20613.19711.86410.2580.48.7818.6057.7997.1766.3685.4099.0398.8628.0577.4346.6255.6670.55.5395.4034.8214.3853.8293.1835.8555.7205.1384.7024.1473.5020.63.7103.5973.1412.8112.4001.9314.0863.9733.5193.1892.7782.3100.72.5662.4652.0891.8261.5061.1502.9992.8992.5252.2631.9431.5870.81.7911.6991.3771.160O.9020.6232.2822.1911.8711.6551.3981.1190.91.2381.1510.8670.6830.4710.2481.7841.6981.4171.2351.024o.8001.00.8240.7400.4840.327O.149一0.0321.4251.3421.0910.9340.758O.5771.10.5030.4200.1870.049-0.100一0.2471.1571.0770.8480.7130.5640.4161.20.246O.163一0.052一0.172一0.299一0.4180.9520.8730.6640.5460.4200.2991.30.034一0.049一O.249O.355一0.465.0.557O.7920.7140.5"220.4180.311O.2121.4一O.145-0.2290.416-0.5080.597一0.6720.6660.5880.4100.3190.229O.1481.5-0.299-0.384一0.559-0.639-0.712-0.7690.5630.4860.3210.241O.166O.1011.6一0.434一0.5210.634.0.753-0.812一0.853O.4800.4020.2500.1810.1180.0671.7一0.5550.645O.7960.8540.898-0.0250.4110.3330.1930.1340.0820.0431.8一O.665一0.7560.896一0.943-0.975一0.9870.3530.2760.1470.0970.0550.0261.9一0.768-0.8620.988一1.024-1.043一1.0430.304O.2270.1100.0680.0350.0142.0一0.865一0.961一1.073一1.098一1.105-1.0920.263O.1860.0810.0460.0220.0072.2一1.048一1.148一1.225-1.227一1.210-1.1760.1960.1220.0400.0190.0060.0012.4-1.2301.3281.360一1.338-1.299O0.1450.0750.0160.0050.001。 2.6一1.4201.5071.482-1.434OO.1060.0430.0050.001。2.8一1.635二1.692-1.593O0.0740.0210.001。3.0-1.8931.886。0.0490.008O3.5一2.994O0.010。4.0OO表5.3-9『uq注z表中a为桩的水平变形系数y为桩身计算截面的探度h为桩长。当ah>4.0时，按ah=4.0计算。5_371<平面载τ群桩基础的计算5)工程案例沿海城市某住宅小区，总建筑面积16.2万平方米，其中8#住宅楼地下l层，地上22层，钢筋混凝土剪力墙结构。场地地形平坦，勘察期间场地地面标高介于6.58----7.49m之间，最大高差0.91m，场地地貌属冲积平原。抗震设防烈度为8度，建筑场地类别为II类。地面粗糙程度为B类，100年重现期的基本风压取值为1.75kN/时，体形系数为1.30场地士分层及土性表述如下表:厚度层面标高承载力特压缩模量梗阻侧摩阻极限端阻层号岩土名称(m)征值fakEs(MPa)力际准值力标准值(m)(kPa)qsik(kPa)qpk(kPa)(1杂填土O.50~2.007.1O~7.63(z章填土0.60""""""3.55.63""-"7.40②粉细在l、O.40~3.703.66~6.30805.035③粉土5.70~7.001.49.-..-0.791004.035④粉质带土0.20""-"2.503.82~0.711105.040⑤粉细Rl、0.30-4.70-3.43~0.35856.040(l粉质甜土3.2-3.621004.045@中粗砂O.70~5.606.05-----2.4017010.060⑦粉质带士3.50----4.808.83~→7.621708.045@圆辄O.40~2.0015.92~-14.5630020.0130CIDl粉质带土0.30""-"1.6013.22~一10.111808.055@砂砾4.70~10.60一14.56~-15.3235030.01353200⑩强风化棍合花岗岩未揭穿-21.49-----18.325001608000工程士0.000相当于绝对标高10m，基底绝对标高为5.00m，主要置于②层粉细砂上。采用 长螺旋钻成孔后插钢筋笼灌注桩，桩长19m，桩径600mm，桩端进入@砂砾层1.2m，单桩竖向承载力特征值Ra为150okN，桩身?昆凝土强度等级为C300总桩数238根，桩基布置平面见图5.3-6，抗水板厚度为300mmo由SETWE计算传至承台底桩群形心的基本组合如下表。坚向荷载水平地震作用地震倾覆弯短水平风荷载风荷载倾覆弯~N+G(kN)(kN)(kN.m)(kN)CkN.m)X方向326380143045189885795.7290482.0Y方向1548054226617519.9878098.8(1)简化计算参数图5.3-6所示承台平面为锯齿形，基桩布置以墙下布桩为主、局部设置厚承台，若精确计算桩身内力及承台位移，则需按实际布置的基桩输入有关坐标参数及墙底荷载，按桩饶有限元分析，工作量较大。本工程为钢筋混凝土剪力墙结构，整体抗弯刚度大，因此可作为整体承台来分析。为简化计算，可按面积相等与几何形状等效原则，将锯齿形承台换算为矩形，将不均匀布桩换算为均匀布桩。简化后的桩基布置主要计算参数均与设计参数较为接近，见图5.3-70157拙∞酣向啊提问节抽回盟吐白日萌固5.3-68#楼桩基础布置平面图‘四4U旬5.3.1<平荷载下群桩事础的计算①确定计算承台尺寸本工程在墙下条形承台和独立承台之间设置抗水板，厚250mm，净跨2.0~2.8m。建筑物沉降后，抗水板和厚承台共同分担基底反力，因此抗水板宜作为整体承台的一部分，计算承台面积取承台外沿面积，见图5.3-6中的虚线范围，总面积Ac=996m2。长边(X)方向上，承台外沿距离60.4m，可直接作为等效矩形的长边，L=60.4m，那么等效矩形的短边B=AjL=16.5mo②确定计算桩数短边(Y)方向上，基桩沿墙下布置，每排8""-"10根，统一取为9根，即ny=9，那么叫=n/ny=238/9=26.4，计算取整数几=26，即计算基桩布置为26X9=234根，较设计布置减少4根，误差较小，可接受。③确定计算桩距Sax=(L一1.2)/(nx-1)=59.2/25=2.37m,Say=(B-1.2)/(ny-1)=15.3/8=1.91mo④其他计算参数地下室外墙、桩侧地基土水平抗力系数的比例系数m.=10MN/时，桩端地基土水平抗力系数的比例系数mp=50MN/时，地下室埋深hn=5m，桩轴力传递系数取0.50(2)地震作用下桩身内力与桩顶水平位移 因地震作用下，承台底地基土可能脱空，故不宜考虑其摩擦力，取μ=0、轧=0计算。X方向:计算输入参数见图5.3-8(a)，计算结果为:桩顶水平位移为1.32mm，桩顶弯矩74kN.m，剪力48kN。承台侧壁弹性土体提供的水平抗力为2923kN，承担了总水平地震作用的20%。Y方向:计算输入参数见图5.3-8(的，计算结果为:桩顶水平位移为0.94mm，桩顶弯矩36kN.m，剪力28kN。承台Y方向长度达60.4m，侧壁弹性土体提供的水平抗力为8910kN，承担了总水平地震作用的58%。(3)风荷载作用下桩身内力与桩顶水平位移因Y方向迎风面大，受到风荷载作用较X方向大，故仅计算Y方向风荷载作用下桩身内力与桩顶水平位移。①考虑基底摩擦及承台侧壁土抗力效应根据《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.2.5，承台效应系数弘取0.15;根据《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.7.3-2，承台底摩擦系数μ取0.4。承台侧地基土水平抗力系数的比例系数mc=10kN/m4o计算输入参数见图5.3-9(α)，计算结果为:桩顶水平位移为0.76mm，桩顶弯矩-14kN.m，剪力12kN。承台Y方向长度达60.4m，侧壁弹性土体提供的水平抗力为8489.44kN，占总水平荷载的48%;承台底地基土分担水平荷载5058kN，占总水平荷载的29%。②仅考虑基底摩擦效应承台效应系数轧取0.15，承台底摩擦系数μ取0.40承台侧地基土水平抗力系数的比例系数mc.0。计算输入参数见图5.3-9Cb)，计算结果为:桩顶水平位移为1.75mm，桩顶弯矩70kN.m，剪力53kN。承台底地基土分担水平荷载5058kN，占总水平荷载的29%。③仅考虑承台侧壁土抗力效应承台效应系数轧取0，承台底摩擦系数μ取0。承台侧地基土水平抗力系数的比例系数mc-159第5章旺基水平京载力租缸晤OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOo0OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOO阻酬地轩阻恃富响崽迢眶。。啡。⑤OO OOOOOOOOOOOo0x9o0CDY|O000OOOOOOOOOOOOOOhl的.的困OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOO∞咱町UNOOOO1913OOOOOOOOOOOOGoOOO。OOOOOOOOOOOOOOO;0OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOO16500OOO。一 160‘10kN/m4。5.3水平荷载下群桩基础的计算空空凹幌肘"咱邸"蓝寄:仰..}~鸣蛐………attmFfi{如同OKI.ftd(lnt:F.IIztll..:19Ij立旦JI__Lι1......_1f:J-叫m):12.37I一一一-iM户户-J;imimk盯，1L旦旦J「植tI蜡为犀工牛一一............‘("..噩植!;♂...俨罐λAI"~...植ijg?战时履18otOOO-0-1黯U~J芒二r.aè..一一---牛~啕f一一--一←~一…←一J|咱.暴1峭5m仰靡庵"m罐矗"胁量勘:r暴川曲&.渺协b酬刷:(5一怕削肇惦阳店&.犀1胁.1配:仨刷|叫eω编…?…份州矗z牛牛10.气5-一一--…-刷怪峨a户吵V吵呻-严7J.献大"匾勘h附11601.71.tsa.tnmI:~拍.....h(KNJ;巴兰兰.fI...Iò.97..台侧.Ii"_弘H.mhr4901.11xIOOOOO(r.啕"主鱼肉扭为川仁二LS$25tS?FT地A土水平.为IKHJ:ro--M企阳短阳·叫fO二丁(a)区立~~τ~少3忡"二、:咽~(b).ís精角剖11810叫咱11):....锢"点，毡_，m叫·图~.，3-8地震作用下桩身内力及位移j(α)X方向，的Y方向.计算输入参数见图5.3-9(c)，计算结果为:桩顶水平位移为1.07mm，桩顶弯矩-31kN.m，剪力28kN。承台Y方向长度达60.4m，侧壁弹性土体提供的水平抗力为161第5章桩基水平tJ<载刀相应器8489.吐4kN，占总水平荷载的48%。④基底摩阻和承台侧壁土抗力效应均不考虑-承台效应系数轧取0，承台底摩擦系数μ取0。承台侧地基土水平抗力系数的比例系数风=0。计算输入参数如图5.3…9(d)，计算结果为:桩顶水平位移为2.34mrn，桩顶弯矩-103kN.m，剪力74kN。属胆宝蜻高削舶擅酌4阳0刷ω凶手芦气二:矗画a……由监~J"c..~;-...~飞~噩噩JE:飞-，.. ......一--气;-"锺画"置一)…i.tt崎n):PSi!精撞撞:rlu"I:"伽r.(il6;ìz-....:fii二I_旦旦jl二户:ICJ曰:iZLLiEE「幢....h..-(.←ZTZt」-J←-一_._--.r，暴噩."‘|!伊尊矗Jr俨倏λ矗毒r.靡"噩植i阳黑俨户"OJ-m主ZZtplr!~Hf.撞一一-…『…_....-一-…←一---牛.1匠-4-a~......loN.rs--:-:.1j「峭.b永k亭缸为犀幢刷钢比"罩"幢1刷锺橱店犀"幢:巴二藏刷8直p刷血B刷l川时m#阿"4";拙侧伽m啡刷叫阳呻4J:IUtOOO二il擅"怆力州份u遭犀.:仰气.~&tf:IILtm):阿-liI.EI*m.附叫r1侧目j.i.":一同「11…励附=犀王~tElttfJ(mm):ps植应mplWψ~:I1)UUUU11…一-一←一-一一:=!:.......2-!..."~Es侧噩..亭".力聪明&18489.44矗命…Jft_ft""棚-t.-，，&蕾"止1袖"&"4炬阳叫s际市了jT习Doi..帕呻ru，~:."H.G(KHJ:p26J8D1"~"....土.".为例·际商亩"墓地冒蝇"而「制为"阴阳市..a土....t附z际市了"町"叫"啕娅M阳叫阿丽ìj】"主屋"阳叫·阳市T(α)R~P.t.ì!lf!I再蜀中.~~-)"..t."主~军雪也I‘.生-扩..哩~izt:FJlliZE:」」!"叫mt:Fllz向";EJ2巳jj可~I!I阳(mt:11,91IL~~干二fEJ!|LimkhT!早已r.".h屠→睛"三..!u..~_ι_d..___一·气!E圃("...植(♂拿矗....血λ矗肇‘6摩篝型檀jigp耐矗FOman-E智主EVIFfTJ，.11"←-一一一-.:--<~一…-一一「犀空画.10(..):r一~赢台凰"陇E二itis..h刷r~.-~U:Jk.Il1J.l1制比例犀114tis锺噩噩匾·巴三叫.fsUSlml:(&..4".".m…E二』!"为"_.1:肘jtís".Lt):ri.5imm叫FPlME川严!可E叫E阱明.~150J1.$..*.."附俨←…僻晶j""......f棚子刷刷哩主工1_.af5帽盟"脚呻扩-zmmI叫12D.931…:;二;二.1，…扭刷=膺"黯削I~Jü"5自古古τ~...L~_a..~..，.....L____....钮.(mmh水平力叫K闸111519.9;晦矗止水平恤为怀N):l50i召.-.......f啕蝠.M(KH叫7阿丽i1"跑矗主阳帽阳.m):陌7，1言(b)图5.3-9风荷载作用下Y方向桩身内力及位移(一)162f篝"擅..矗一--寸:)r刷"←一iih川M叫m毗l=Jiτ9矿iI响x向幢"量配:f9一「l i忡擅盹斟E阳刷d叫阳肌l阳咖叫m恻耐制肌川~l..6料11硝z叫向|诅嗣酣凰耻土巳c;哩哩:j尚咄刀刀刀;::z耳E二引jr.镰"蠕刷崎为耀踵…Mιt一一-…i矗旦"圄俨.承堕擅Mi1~:t.a"r似矗晕>6盼望植!阳黑俨哇巳二服ZEFlf二tricf:f.幢--一--←←→一一一一晴--咱一-.~..I刷10翩翩翩10_~~iitft.:川):厂划生水平W叩些更二1imaM:lLh""町mJ:~~~ij袖.m制阳句:严丽「一11峭为"胁10.5怕地响际:s~I!刷摩m刷刷‘阿E「-jLI~…←-‘一…一"喃喃:一-JI比「一|凰大锺鹏为例pS8Z.86icfl鱼tJ，叫阿「1~植应mp(kt加4):15~ODO_i~A_...~_......L_.~:,nOIl:J::τzL~丰『→~~__1.""!;_一藏自侧"水事kh!KHJ:110.955.40量v...~「附于"应植哩主一~fs倒量反鞠阳吼叫z阳而言习阳刚刚啡ILI.U1CZiz;imzt仁如ggt常p..7M(KN.m):Jiiii币JI地矗.tá"肌1):jO一(c)5.3水平荷载下群桩基础的计算‘堕m二=2zr.;-t..~.吨3、气茧-回~H".j…~平「lstF二f"一丘Jl..611叫:rim主巴l;刷如同!!叫):ru.-I门.......，t..刻m):12.31t.JJ~.....蜻为IJ-一一一主===---.4一一-..俨甸』民盟.1r.::t:..~r‘民λ疆"曾]>ρ靡"自堕幢imzfd矗|88888805贯主W1r「晨&.融.-"--一一一一-一一------"-牛一乎「,.&.....1:10藏is...圳时~Ilic&邸t:L"~è.IlB(m):I~O.4.~I幢抽州遇.la:10.5.~，"~ilUL(叫fiL5斗凰大川臣为你叫12632.93刷位锣阳1:j234m量水平"为IKHJ:1_0_..&tt角配「icfs饵邸fIM!(KN.mt=10时OODOO(ra句"生显向抗力(KH):~二传ntE?FT跑矗企水平抗力(K闸2而--一一地矗土"梗阳.tnJ:旷一「(d)图5.3-9风荷载作用下Y方向桩身内力及位移(二)从表5.3-10的计算结果可见，位于抗震设防烈度为8度地区且高度在100m以内的建筑结构，地下室埋深5"-"""10m时，在承台侧壁回填土压实的情况下，桩顶位移及内力较小。承台侧地基土水平抗力较承台底地基土摩擦力高，分担的水平地震作用比例较大，桩顶位移及内力较小。反之，当承台侧壁回填土未庄实时，桩顶弯矩较压实情况下增大4倍，剪力增大 2.5倍，使得桩身更易遭受破坏，这一点与震害调查的规律一致，因此在施工中应按规定压实回163第5章桩墓水平京载力相应移填土，以保障其在地震时能充分发挥作用，减轻桩基震害。表5.3-10备工况下基桩效应对比二立4二二?承台底位移桩顶弯矩(mm)(kN.m)X方向1.32一74地震作用Y方向0.94-36考虑基底摩擦及承台侧壁回填土效应O.76-14风荷载仅考虑基底摩擦效应1.75一70Y方向仅考虑承台侧壁回填1.07一31土效应4均不考虑2.34一103本章参考文献[lJ建筑桩基技术规范JGJ94-2008[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2008.[2J刘金前编著.桩基础设计与计算[MJ.北京:中国建筑工业出版社，1990.[3J胡人礼.桥梁桩基设计[MJ.北京:人民铁道出版社，1970.164桩顶剪力桩身最大弯矩(肚。(kN.m)481928141612532528167434第6章桩基沉降计算6.1概述6.1.1建筑桩基沉降计算的工程意义建筑桩基设计应符合承载能力极限状态和正常使用极限状态的要求。对于正常使用极限状态包含两层含义，一是桩基的沉降变形应限制在建筑物允许值范围之内;二是桩基结构的抗裂及裂缝宽度应符合相应环境要求的裂缝控制等级。对于沉降变形，不仅受制于地基土性状，也受桩基与上部结构的共同作用的影响，可以说是桩基计算中最为重要、最为复杂的课题之一。对于桩基结构的抗裂和裂缝宽度的验算，主要属于混凝土结构学的问题，在第7章论述。说沉降计算重要，是因为所设计的桩基其最终的沉降变形能否控制在允许范围之内，能否按 计算分析结果进行调整优化以实现变形控制设计，完全取决于沉降计算结果。说沉降计算复杂，是因为有以下三方面的原因:一是线弹性连续介质理论与地基土实际性状之间存在差异;二是影响沉降计算的因素甚多，计算中不得不对制约沉降变形的诸多因素作适当简化;二是地基土变形参数的测定和地层分布的勘察等还存在诸多不真实性，等等。这使得计算结果与实际之间不可避免地存在差异。由此可见，探讨适用于不同桩基几何特征、土性特征的桩基沉降计算方法，提高沉降计算的工程可操作性和可靠性，是一项极具工程应用价值的工作。6.1.2既有沉降计算方法简述1.单桩沉降计算单桩在工作荷载下，其沉降s由以下三部分组成:一是由桩身弹性压缩引起的沉降;二是由桩侧剪应力传递于桩端平面以下引起土层压缩产生的沉降;二是由桩端阻力对桩端土层的压缩和塑性刺人引起的沉降。这三部分沉降所占比例随桩的长径比、桩侧和桩端土层的性质、成桩工艺等诸多因素的变化而变化。对于短桩，桩身压缩量小到可忽略不计，以桩端阻力对持力层的压缩引起的沉降为主，桩端沉渣或虚土对沉降的影响趋于明显，甚至引发桩端土的塑性挤出，产生桩端刺人变形。对于中长桩，桩身压缩、桩侧阻力、桩端持力层刚度及沉渣、虚土或挤土沉桩上涌等都会明显影响桩的沉降。对于长桩和超长桩独立单桩，桩身压缩沉降可占到50%----80%，对于桩侧土层较坚硬的情况，可占到100%。对于桩的长径比、桩侧和桩端土层性质的影响可在计算中得到反映，由成桩过程造成的沉渣、虚士、上涌等非正常的不确定因素是不能在计算中反映的。单桩沉降计算的工程价值体现于两方面。一是实际工程存在单柱单桩的情况，某些工程还在同一建筑物中既有单柱单桩又有柱(墙)多桩的情况，此时需对单、群桩的差异沉降进行分析评估。二是可考虑相互作用将单桩沉降扩展至群桩沉降计算。既有单桩沉降计算方法主要有以下三种。165第6章旺基沉降计算1)弹性理论法(Poulos和Davis等)(1)简化假定将土视为均质、各向同性的弹性半空间，具有变形模量Eo、泊松比μs;桩长f、桩径d、桩侧剪应力τ和桩端竖向应力σb均匀分布;桩身侧表面是完全粗糙的，桩土之间不产生相对位移;仅考虑桩土之间的竖向位移协调，忽略上下土单元之间的竖向位移协调。见图6.1-1。民|PO"b(α)(c)(呻 图6.1-1单桩分析示意(a)问题的桩周土的应力(c)桩单元(d)桩中应力(2)土的位移方程将桩划分为n个单元，例如取η=10，建立包含考虑各单元应力相互影响的柔度系数屯、eib和桩侧剪应力町、桩端应力气、桩径d、土模量Eo的位移方程，其中土的柔度系数采用Mindlin方程求得。(3)桩的位移方程假定桩身桩料的弹性模量为丑，考虑轴向力的压缩作用可建立桩的位移方程。(4)位移协调根据桩土界面不发生滑动的位移协调条件，即桩、土位移相等，求得桩侧阻力、端阻力和位移分布。由以上简述可知，该计算分析方法应用于工程实际尚应考虑以下几个问题。(1)上述计算中采用土的变形模量Eo0该参数难于圳11定，虽然旦与常规勘察报告中提供的压缩模量Es存在如下理论关系:Eo/Es=(1一主:)=.飞1→严实际上各类土的卢值变幅很大(0.93-----2.36)，并不符合上述理论关系。因此，沉降计算中是直接采用室内测定的压缩模量丘，并通过计算沉降与实测沉降对比进行评价。(2)上述弹性理论分析法未涉及成层土的计算，工程实际多数为成层土，故尚待改进。(3)"上述弹性理论分析法在理论上较严谨，但应用于工程实际尚需编制计算程序，以期通过更多工程实践积累经验和对比资料。2)荷载传递分析法(Seed和Reese，1957)(1)荷载传递解析法单桩在竖向荷载下桩土体系荷载传递的基本微分方程为d2s二卫一巾)(6.1-1)dz2ApEp当传递函数[r(z)-sJ形式不是太复杂时，可直接代人上述方程求得解析解。由此可得到桩顶荷载与沉降曲线(Qo-s)、桩轴力传递曲线(Q-z)以及侧阻力沿桩身分布曲线(r-z)等。有代表性的传1666.1概述递函数模型有指数曲线(Kezdi，1957)、理想弹塑性曲线(佐藤悟，1965)和双曲线(Gardner，1975)等。(2)位移协调法(Coyle和Reese，1966)该法是将桩划分为若干单元，考虑每个单元的内力与位移的协调关系并利用实测的传递函数[r(z)-sJ，由桩端向上逐一试算各单元的Qi、冉、τi直至桩顶，绘制Q-z..巳z和QO-5曲线。荷载传递分析法的缺点是未考虑土的连续性，即未计各单元的相互作用，某点的荷载传递曲线τ(z)-5只考虑了该点剪切应力的影响。因而荷载传递分析法不适用于分析群桩的荷载-沉降 特性。3)剪切变形传递法(Cooke;Randolph按Cooke(肌)提出的桩-土荷载传递模l.i等)型(图6.1-2)，在荷载水平较低时，桩土间不出现滑移，桩侧剪应力由桩表面扩散到周围土体中，土体剪切应变由桩表面沿径向逐渐衰减。分析中假定桩侧上下土层之间不产生相互作用，且假定摩擦桩桩端荷载很小，桩的沉降主要由桩侧荷载所引起。当桩发生沉降时，桩周环形土单元ABCD也随之沉降，并发生剪切变形A"B"C"D"，将剪应力传递给相邻士单元BCEF，剪切变形也连续地向外传递至X点。该点距桩图6.1-2剪切变形传递法桩身荷载传递模型轴线凡，rm为剪切变形最大传递半径。利用距桩轴线f任一土单元剪应变γ=t和剪应力r=τ。rm=ndrx王号关系式得到Jds二TP，积分得到桩州队=tfh(去)。后经Randolph;fl:rWroth(1977)进一步完善，包括计人桩端沉降，最终导得如下刚性桩的桩顶沉降计算式:丁川川川」旦-hr叫-11P一+一ι~-n一π-n一一(6.1-2)rm=2.5lpm(1一严s)Pm=土fGzhzGml纣(6.1-3)(6.1-4)式中Po桩顶荷载;f一一桩长;Gm一一桩侧土剪切模量加权平均值;~一一一桩端土剪切模量，~=Eb/2(1十μs)，Eb为桩端土的变形模量，μs为泊松比;Gi~..~单元i处土的剪切模量;γ。一一桩半径;r~剪切变形影响半径;r一一一一桩入土深度影响系数，一般1)=0.84,.......,1.0;h;一一单元i处土的厚度;n桩身范围土层数。167第6章桩墓沉降计算2.群桩沉降计算 群桩沉降计算方法比较多，主要有以下几种。1)等代墩基法对于桩距不超过6d的群桩基础(软土中元硬桩端持力层、桩距不超过4.5的，视桩土为一等代墩基，采用Boussinesq应力解计算墩底以下中轴线上的附加坚向应力，按单向压缩(土变形参数采用压缩模量Es)分层总和法计算沉降，将计算值乘以经验系数民得最终计算沉降。计算作用于墩底平面的附加压力有两种模式。模式一:不考虑墩侧剪应力的扩散，等代墩基底面积为Ab=aXh(图6.1-3α)，墩底附加压力σ。为作用于承台底面的附加荷载Fk除以墩底面积Ab"即Fk…-~OAb另一种σ。计算方法是将Fk扣除等代墩基侧表面的总侧阻力，即σ。(Fk-Qs)/Ab=[Fk-(a十h)"L:qsikl;]/Ab(6.1占)(6.1-6)wQ自重应力分布结h斗N-1创配削倒叫土力与脑都力分附Qh斗自重应力分布线FZi]{iZω止「oo--可042例可OJ一Fblal严图6.1-3等代墩基法计算沉降模式(a)不考虑扩散的考虑扩散模式二:考虑墩侧剪应力按手/4角扩散，扩散线与墩底水平面相交的面积为等代墩基底面积(图6.1-3b)，即Ab=AXB=(a十2tg.o/4)(b十2tg伊/4)?→一桩长范围土的内摩擦角加权平均值;qsik一一第i层土极限桩侧力标准值。等代墩基法计算桩基沉降在我国应用时间较长，该法可考虑土的成层性，操作较简便，对于常规桩距(sa~4.5d) 桩基而言，其计算假定与实际变形性状也是相符的。唯一缺点是墩底平面以下土的应力采用了半无限体受表面荷载的Boussinesq解，导致其计算应力与按半无限体内部受集中力的Mindlin解计算结果偏大，且其差异随桩群中桩数和面积而变化。这样，就使得压缩层深度也随之偏大，较大幅度地影响了沉降计算结果。2)基于弹性理论Mindlin课题的Geddes公式计算法(6.1-7)168式中参6.1概述Geddes(1966)基于作用于半无限体内部集中力的Mindlin课题，将桩端分布压应力简化为作用于桩轴线的集中力;将桩侧剪应力简化为作用于桩轴线上的集中力，沿深度呈均匀分布和线性增长分布模式(图6.1-4)条件下，求得土中任一点竖向应力计算式:σσ昂+σ甜+σ副(6.1-8)桩端集中力。αQ(1zp=[fKp=.-;-Kp(6.1…9)桩侧阻力呈矩形分布的集中力r争Ksr=伊K(6.1-10)桩侧阻力呈正三角形分布的集中力σQstT7(1一αmQK一---→E(6.1-11)式中1-一桩长;Qp、Qsr、Qst一一桩端荷载、矩形分布侧阻力分担的荷载和正三角形分布侧阻力分担的荷载;Kp、Ksr、KSI桩端、矩形分布侧阻和三角形分布侧阻情况下地基中任一点的竖向应力系数;α、卢一二分别为桩端荷载占总荷载的比例和桩侧阻力呈矩形分布的桩侧荷载占总荷载的比例。r。rOrNNHIO/LIr"Z「Z(0)(b)(c)图6.1-4土中应力图示三种情况的竖向应力系数为:Kn=1[~1-2ν)(m-1)(1-2ν)(m-12+~(m-1)3一，p一8π(1一ν)lA3B3A5十3(3-4ν)m(m十1)2-3(m十1)(5m-12+~Om(m十1)31B5B7(6.1-12)112(2一ν)2(2一时十2(1-2ν)(m2/n2+m/n2)I(1-2ν)2(m/n)2η2一!一十→一 时8π(1一ν)ABFA34m2-4(1+吵(m/n)2m24m(1十ν)(m十l)(m/n十1/的2一(4m2十n2)F3B3_6m2(mγ4)/nz一叫m2-r川1Kot=1，[~(2一ν2_~(2一ν)(4m十1)-2(1-2ν)(1十m)m2/η2st-4π(1一ν)AB2(1-2ν)m3/η2-8(2一ν)mF7nn2十(m…1)3A3(6.1-13)169第6章~桩墓沉降计算4vn2m十4m3-15n2m-2(5十2ν)(m/η)2(m十1)3+(m+1)3B32(7-2ν)mn2-6m3十2(5十2ν)(m/n)2m3F6mn2(η2-m2)十12(m/n)2(m+1)5I12(m/的2m5十6mn2(n2-m2)B5F5fA十m-1"B十m十1ì十2(2一ν)ln(~J.";"":"""X.LJ~":"~I~.L)~飞F十mF十m}J(6.1-14)式中A2=η2十(m一1)2;B2=n2十(m十1)2;F2=η2十m2;n=r/l;m=z/lL户→地基土的泊松比;f一计算点离桩身轴线的水平距离;z一-计算应力点离承台底面的竖向距离。由于桩轴线处(n=0)的土竖向应力按上述公式计算会出现奇异点，为避免这一现象，可取n=0.002处的应力作为轴线上的应力。当桩侧阻力沿深度呈正梯形分布、倒梯形分布或倒三角形分布时，可应用上述矩形分布、正三角形分布的应力实施代数叠加而得，如图6.1与所示。Q"且，Q叭(α)(b)(c)图6.1-5不同桩恻阻力分布图式对于群桩基础(刚性承台)的沉降，可按上述Geddes公式求得群桩桩端平面中心点以下的竖向应力，按有限压缩层模型，采用单向压缩分层总和法计算沉降:s=民ZEAZZ(6·1-mt=22MFU十.jKsr,ij+(1一句一帆t，ijJ(6川)式中σzi一一群桩中各桩对群桩中岭线第iìt算土层i厚度处产生的竖向应力之和;"-"..A.I4:"..Y.I::rr--I.-IT.2Q、Lj一一第j桩的桩顶荷载和桩长; 町、局一一第j桩的总端阻力占荷载的比例和矩形分布总侧阻力占荷载的比例;Kp,ij,Ksr.ij，Kst.ij一第j翩翩中心线第t计算土时厚度处产生的竖向应力系数，按式(6.1-12)"""-"(6.1-14)确定;宜考虑桩径影响，按表6.2-1~表6.2-3确定;.ezi一一第i计算土层z的厚度;计算土层的分层厚度不应超过计算深度的0.3倍;Esi一"一第i计算土层土的压缩模量，取自重应力至自重应力与附加应力和线段的试验值;n、是一一压缩层范围内的计算土层数和群桩中的桩数;民一一沉降计算经验系数。弹性理论Geddes应力公式叠加法计算群桩基础沉降的讨论:1706.1概述(1)该法在计算土中应力时，忽略桩群在土中的"加筋效应"和"遮帘效应"，即在考虑桩与桩的相互作用时，仅对各桩的应力、变形进行叠加，并未考虑桩的存在所带来的影响。这将对计算结果带来一定影响，导致计算值偏大。(2)该法未考虑桩径的影响。Geddes应力公式是将桩端压应力简化为作用于桩端的集中力，将桩侧剪应力简化为沿桩身轴线分布的集中力，据此求得桩端平面以下任一点的竖向应力系数。该应力系数比分布于具有一定尺度界面上的桩端应力和桩侧剪应力在同一点的应力系数要大。其偏离度随桩径增大而增大，特别是桩端以下1/10桩长范围内偏离度很大。因此，用该法计算的沉降比考虑桩径影响偏大。这一点将在6.2节、6.3节将其进行改进。(3)该法在计算中未考虑桩身的弹性压缩。这一点将在6.2节中予以改进。(4)该法有一个突出特点，就是不同桩距、不规则布桩、桩长度不→等因素均可在计算中如实反映，而等代墩基法则无法考虑这些因素。3)相互作用因子叠加法基于两根桩相互作用因子，采用叠加原理扩展至群桩基础的沉降计算(H.G.Poulos,1968;H.G.Poulos和N.S.Mattes,1971L由η根桩组成的群桩，其中i桩的沉降为:/Q;szzAZαijQj(6.1-17)t-6jr"式中Qj作用于j桩上的荷载;何一一相互作用因子，定义为:α由j桩上作用单位荷载对i桩所引起的沉降一主LU一由i桩上作用单位荷载对自身引起的沉降-8ü(6.1-18)的与桩的长径比l/d、距径比Sa/d、桩相对刚度K(K=Ep/瓦，桩土模量之比)。两桩的相互作用表示于图6.1-60μ斗相互作用因子问是采用Mindlin解求得。均匀深厚土层和有"..~~."~~".:.:"i.":~:~~~.....J:::限厚度土层条件下的相互作用因子分别列于表6.1-1和图6.1-6两桩相互作用示意图表6.1-2。表6.1-1均匀深厚土层内，两根桩的相互作用因于街 t/d1020100Ksa/d10500=10500口。10500ζx)2.00.30.520.55O.380.53O.630.560.45O.754.00.20.390.42O.220.410.480.330.380.625.00.16O.330.400.180.330.420.32O.34O.5610.00.08O.200.21O.10O.25O.30O.18-0.270.4620.00.020.040.0420.050.17O.190.08O.180.38表6.1-2有限深土层内，两根桩的相互作用因子问h/lSa/d1.21.53.55=2.0O.360.50O.60O.610.644.0O.190.320.420.43O.525.0O.160.240.380.400.43100.08O.120.220.240.32200.020.04O.10O.120.20171I费6菌咂婴目降ttj酶受桩的相互作用影响，桩基中不同位置的基桩的沉降和桩顶荷载随之变化。以下说明对于刚性承舍和秉性承台，i如何分别求解刚性承台的沉降、各桩荷载以及柔性承台的各桩沉降。(1)同IJ性承台对于高耸构筑物、筒仓等的桩徨基础和平面尺寸不太大的柱下独立桩基承台，均可视为刚性承台。刚性承台下各桩的沉降相等，各桩的荷载依位置而异。降件沉条顶衡桩平载荷5i=ι~αijQj(6.1-19)j=1F=~Qi(6.1.20);=1位移协调条件5=51...=5Tj(6.1-21)式中òü-t桩桩顶受单位荷载所对应的桩顶沉降，称为i桩的柔度系数，一般宜根据试验桩结果确定;òij由j桩桩顶单位荷载对i桩所引起的桩顶沉降，可查表6.1-1或表6.1-2确定;Q、Qj-i桩、j桩桩顶荷载;F一→甲承台底总荷载;n--，一桩数;、51、…、5n承台和各桩的沉降。人式…式…)中包含个桩巾Q和沉 if~l降共叶1叫…例1:柱下独立桩基，桩径d=0.5m、~桩投l:::;:::lSm的PHCE桩，打人均匀深厚薪性土层，Es=7MPa,1)放大，对于砂土，可近似取巳=1.1----1.2;粉土，巳=1.3"""-"1.4;秸性土，St=1.5----(4)视土为弹性连续介质，所求得的相互作用系数偏大，由此导致计算的桩顶荷载变异性偏大(如相互作用系数叠加法中例题所示)。这一问题将在后续6.3节中改进。6.2单桩、单排桩、疏桩基础的沉降计算6.2.1对Geddes应力计算的改进一一考虑桩径影晌的Mindlin应力系数1.Geddes应力解及其应用上的问题竖向集中力Q作用于半无限体内部距地面深度J处，Mindlin给出半元限体内任一点M的竖向应力屯的解(图6.2-1)为:月Qr~1-2μ)(z-l2_~1-2μ)(z-I)Vz-8π(1一μ)LR~R:十3(ZjJ)3十3(3-4f1)z(z十亏3肌以5z→1)十3OKZJJY]式中μ→一土的泊松比;174(6.2-1)6.2单桩、单排桩、疏桩基础的沉降计算R1=[f卢十(Z-02J川;Rz=[~十(z十l)ZJ1/20这就是Mindlin课题(还包含位移W的解，这里未列出)0Geddes(1966)将桩端阻力简化为一集中Qp=αQ，将桩侧阻力简化为沿桩轴线均匀分布(矩形分布)和沿深度线性增长(三角形分布)的集中力，应用Mindlin解码实施积分，求得半限体内任一点M的竖向应力，如前式(6.1-8)~式(6.1一14)。这就是桩的Geddes集中力解析式。应用上述Geddes解计算单桩荷载下的土中图6.2-1Mindlin解示意 应力，在桩端平面以下存在严重的应力集中现象，离桩端愈近愈显著，尤其桩端阻力的应力系数更为突出，超过1/10桩长以下才趋于正常。其次是不能反映桩的长径比l/d变化带来的影响。这些都与实际情况不符。因此，Geddes应力解无法应用于计算单桩和桩数较少的群桩的沉降，因为这类桩基的压缩层较小，远小于1/10桩长，而在1/10桩长范围内的竖向应力计算值明显存在应力集中现象，不能据此计算沉降。2.考虑桩径影晌的Mindlin解应力系数1)考虑桩径影响，桩端平面以下沿桩轴线的竖向应力解析式设桩端阻力为均匀分布，桩侧阻力沿深度呈均匀分布和沿深度线性增长分布，且设桩顶荷载为Q，桩端荷载为αQ，桩侧均布剪应力荷载为风习，随深度线性增长分布剪应力荷载为(1一α一卢")Q。(1)桩端阻力对桩身轴线上产生的土中竖向应力设桩直径为d，桩半径为r。假定桩端阻力均匀分布，qp=αQ/π，-20由图6.2-3，按极坐标，取微元面积上的桩端压力dQp=qppdpd8，则距地面深度为z处任一点(0，0,z)的竖向应力，由式(6.1-9)、式(6.1-12)得:O门门川门门刷品以|+.Q(-α-.)Q沿桩身均匀分布括桩身线性增长图6.2-2桩端阻力、桩恻阻力分布~Q飞(o:oJ=ì)ìJ斤\一一一"":::s.儿贺x，y，z)xnyqH图6.2-3桩端阻力175第6章桩墓沉降计算Aσ同-G ρak一μQA--一π-oomstttttttu,nlIll--d一一σz一心/π门广「(1一队-J)pdodofIll-22(z-Opd网。8π(1一μ)LJ0oRí."4".....vJ十f:丁灿f:丁r3(3-4p)z(叶立3时川1)pdpd8十[二713OK7217l)31I-Jpdpd8I=孚[pInf2.1((1-2μ)(z-l)"一一一----=-_1)2(1一μ)_"-"rPπ-，-24(1-μ)1P十(z-l)2(1-2μ)(z-l)I(1-2μ)(z-l)(z-I)3z+l一/,-2+(-z+I)2[~十(z_l)2J3/2十(3-4μ)z一(3-4μ)z(z+1)2-1(5z-1)z+1[,-2+(z十1)2J3/2(z+1)2十lb十1)(5z-1)I6lz6zl(什1):，~!?~一----------[，-2十(z十l)2J3/2I(z+1)2[γ2十(z+l)2J5月j(2)桩侧阻力沿桩身均匀分布在桩轴线上产生的土中坚向应力当桩侧阻力为均匀分布，侧阻力qsr=闯/2πr，由图6.2-4，在距地面z断面取微元面积ds=rd8，作用于ds上的侧阻力dQsr=qsrrd8，利用Geddes解沿周长积分，则桩轴线上距地面深度z处一点的土中竖向应力由式(6.1-10)、式(6.1-13)得:(6.2-2)=广qZS_r-,_K~rrd8J08π(1一μ)~~Sf:π闯/2πr,Ksrrd8=得Io8π(1一μ)NN.Q图6.2-4均匀分布桩恻阻力图6.2-5随深度线性增长侧阻力1766.2单桩、单排桩、疏怔墓础的沉降计算I1.1!2(2μ)r一一,2πr4(1一μ)lv"r2十(z_l)22(2一μ)r2十2(1-2f1)z(z十1)I2(1-2μ)Z2 r/r2十(z十l)2.rJr言+Z24Z2[?一(1+μ)Z2J4(1十μ)z(z+1)3-4z2r-r4r(r+Z2)3/2r[r二十(z十l)2J3/2f6z2(Z4-r4)6z[zγ4_(Z+l)5Jì[r十(z-l)寸的r(γ2十手)5/2r[r十(z十l)2J5/2f(6.2-3)(3)桩侧阻力沿深度线性增长(三角形分布)时，侧阻力沿桩周的分布力为qst=(1一α一向Q/2πγ，由图6.2号，取桩周微弧长出=rd8，作用于ds上的侧阻力dQst=qstrd8，利用Geddes解沿周长积分，则桩轴线上距地面z处一点的土中坚向应力由式(6.1-11)、式(6.1-13)得:=r2πqs_t-,Kotrd8J08rr(1-μ)旺f:~Q一α一间/2π~Kdrd88π(1一μ)tQMrtQ一问，/-二2α-IL-f一/，‘飞-Lt=~.1，!，-;(2一μ)rt-一π-一r4(1一μ)"lv"r2十(z_l)2十2(1-2μ)Z2(z十1)-2(2一μ)(4z+l)?lrv"r2十(z+l)2十8(2一μ)矿2-2(1→2μ)z3I12Z7+6zγ4(r_Z2)lr<<丰7lr(r十Z2)5/2十15矿4十2(5十2μ)Z2(z+1)3-4f.(Zr4-4z3r-?(z十l)3lr[r十(z十1)2J3/26zr4(r-z2)十12z2(z十1)5lr[r2十(z+1)2J5/2十6Z3r-2(5十2μ)手一2(7一2μ)矿4lr[γ2十Z2J3/22r3十(z-l)3rIt)ft)仁+2(2一μ)?ln(:v"r2+(Z_l)2村-l)(v"~+(Z+l)2+汁。↓(#τ歹十Z)2(6.2-4)2)考虑桩径影响，桩轴线以外的竖向应力数值积分解桩轴线以外的竖向应力解析式目前尚未通过积分方式求得。因此采用数值积分方法得到土体内任一点(包括桩身轴线处)考虑桩径影响的Mindlin解竖向应力系数1p、1sr、1st"列于表6.2-1、表6.2-2、表6.2-3。在桩身轴线处，数值计算值与按解析解计算值一致。表中m=z/l;n=ρ/l;P为计算点至桩轴线的水平距离。 177第6章桩基沉降计算用VC6.0编制的代码如下:(1)桩端应力系数计算程序double臼osaieDlg::Mindlinyinglixishu_1P(doubler，立ltIJ,doublem_R,doubleZ,doubleL)doublehuansuanbanjing:::O.0,doubledeltaruo=0.005;doublejiaodu[50J,ruo[140J;doublecitai=0.0,//临时参数double1P二0.0;double1P_ji吨uo=O.0;doubledeltajiaodu:::3.142/50,doublefenkuaimianji=O.0,jiaodu[OJ:::O.0,intk,t,nt;nt=int(r/deltaruo)://获得半径的计算段数ruo[OJ:::O.0;doubleA=0,doubleruol=0,for(k:::0;k<50;k++)//首先固定一个角度citai=cos(jiaodu[kJ+O.5*deltajiaodu);for(t=0;t6d)、长短桩混布的桩基础是常见的，尤其随着大直径桩的发展、变刚度调平优化设计的应用，这类桩基及相应的复合桩基的使用量越来越多。对这类桩基的沉降计算，传统的等代墩基计算法显然不适用。在具备了考虑桩径影响的Mindlin应力解后，采用各桩的应力叠加原理按有限压缩层分层总和计算桩基沉降成为可能，而且相较于相互影响系数法、沉降比法具有适用性强，可靠性较高的优点。1.桩身压缩对沉降的影响1)实测桩身压缩通过埋设桩端位移计实测桩端沉降鸟，由此可根据桩顶沉降5得到桩身压缩沉降5e:Se=S-Sb表6.2-4为CCTV新址主楼6根~1200mm、分荆长51.7m和33.4m后注浆(桩端、桩侧联合注浆)钻孔灌注桩的试验结果。两种桩长的桩侧土层为粉质蒙古土、粉土、砂土，桩端持力层分别为砂卵石和细中砂。由表6.2-4看出，其最大荷载(S=14.5""""-"31.44mm)下，桩身压缩沉降率Se/S为74%"""-"91%，相应的桩端荷载比Qb/Q为6.6%""""-"1.7%。对于工作荷载下的情况，桩身压缩沉降率更大，几乎全部沉降由桩身压缩所引起。由图6.2-6看出，在荷载小于14000kN以前，桩端无沉降发生，即沉降完全由桩身压缩所致。 表6.2-4ccrv试桩桩端荷载、桩身压缩实测结果桩号桩长持力层桩顶荷载桩顶沉降桩喘荷载桩端荷载比桩端沉降桩身压缩桩身压缩沉降率(m)Q(kN)s(mm)Q,(kN)Q,/QSb(mm)s.(mm)Se/sTP-A151.7砂卵石3300021.789402.8%1.9819.891%TP-A251.7砂邱石3025031.445.2226.2283%TP-A353.4在l、卵石3300018.785751.7%1.7816.9990%TP-B133.4细中1.、3300020.9221666.6%5.3815.5474%TP-B233.4细中在!、3300014.5015674.7%3.7810.7174%TP-坠~3.4细中砂3500021.803.3218.4885%注:桩在均为1200mm，采用桩端、桩侧后注浆，棍凝土等级为C40。荷载αkN)星3040荷载Q(kN)O500010000150002000025000300003500040000O~"t"且.&.....!._.运15r-二十一丁r伶可号__1?"Io..赛2川0叫t一一』←哗耐~TP-B句,<;1----μ__--I__..l-l___+__~-s___1____1--白"王圈-~t崽3OL--L--J35卜…卜一-l-一十二十一斗一-l…--广一-40图6.2-6CCTV新址后注浆灌注桩的桩顶荷载-沉降(Q-s)及桩顶荷载-桩端沉降CQ-Sb)关系图6.2-7为苏州交易所未经后注浆的普通灌桩的桩顶荷载-桩顶沉降、桩顶荷载-桩端沉降、桩顶荷载m桩身压缩曲线;试桩桩径d=800mm，桩长l=62m，l/d=77.5;桩端持力层为含砾中2166.2单桩、单排桩、耐怔基础的沉降计算粗砂。该图显示，出现桩端沉降时，对应的南韩Q(kN)4000600080001000012000桩顶荷载Q工6000kN，相当于极限荷载。平二丁的67%020上述试验结果表明，不论是否进行桩端。40注浆，其初始桩端沉降均出现于加载至一定喜60数量之后。这一现象与桩的荷载管递规律相撞80吻合。桩身压缩产生的沉降始于加载初期100并伴随于加载全过程。J对于群桩，由于存在桩的相互作用，桩图6.2-7苏州交易所常规灌注桩荷载-沉降(Q-川、端以下土的压缩沉降因群桩效应而增大。因荷载桩端沉降(Q-Sb)、荷载二在身压缩(Q-SeY 曲线此，不能以单桩沉降在工作荷载下的沉阵主要源于桩身压缩，而略去群桩桩端以下土的压缩沉降。另一方面，也不能满足于采用传统的假定桩身为刚性的群桩分析法。对于单桩、单排桩和疏桩基础，由于桩数少、桩距大，桩身压缩所占沉降的份额大，因此，应将桩身压缩计人桩基沉降。2)桩身压缩计算图6.2-8桩身压缩计算假定桩身为线弹性体，由图6.2-8，桩身直径d，桩长1，桩身截面积A，桩身弹性模量为瓦，桩顶以下z断面dz段的弹性压缩量为:dSe(z)=Qzdz/AEp桩顶至z断面的弹性压缩量为:Se(z)在f:Q(z)dzQz=Qo-n:df:qsCz)dz而全桩身的压缩量为:dι以ω(αωfο)=左主~江f川f:::[忡Q也o一时叫J:毕仙(ωω川zρ川)d由油z斗叫J冲d由z(ω6乙对于摩擦型桩，当侧阻力为均匀分布，并设总端阻力Qb=Qo/32Qo飞(端承摩擦桩)，则侧阻力qs(z)函"将其代人式(6.2-5)，得:../->_1Se(l)盖巳(6.2-6)3AEP对于侧阻力呈均匀分布的摩擦桩，Qb=O,qs(z)=Qo/π巾，由式(6~2-5)，得:Se(1)兰坠1气(飞(6.2-7)2AEp对于侧11阻力沿深度线性减小(倒三角形分布〉的摩擦桩，Qb=0,~.q~何):-2Qo(l-z/l)/πd/，由式(6.2-::5)，得:Qole(1)=一一一(6.2-8)3AEp对于摩擦端承桩，当~=2Qo/3，恫11阻力随深度线性增加(正三角形分布)qs(立)=2Qoz/3n:dl2，由式(6.2-日，得:5QoIe(1)=一~V一6AEp对于端承桩，当qs(z)=0时，由式(6.2-5)，得:(6.2-9)217第6章桩基沉降计算Qole(l)一一(6.2-10)AEp由上述计算可知，当l/d不变，随着端阻力分担比Qb/Qo增大，桩身压缩量增大，其变幅 Qol为(1/3----1.0)一一。可将桩的压缩量表示为:AEp户QolSe=C:;,">eAEp(6.2-11)其中￡称为桩身压缩系数。根据陈竹昌(<<桩基工程手册))，1995)统计，荷载处于工作荷载(Qu/2)水平时，已随长径比l/d增大而减小，也就是随侧阻力份额增大而减小，这与上述计算结果一致。当l/d~30时，桩身压缩系数ι为0.5(灌注桩)、O.6(钢管桩)、O.7(预制桩);当l/d二三60时，在趋近于常量0.5。为简化计算，规定对于端承桩，←1.0;对手摩擦端承桩，已=j;对于端承摩擦桩，按长径比确定丘，当l/d~30时，已=2/3;当l/d二三50时，已=1/勾当30>JGJ94-2008附录D确定;沉降计算深度:对于单桩、单排桩、疏桩复合桩基础的最终沉降计算深度鸟，可按应力比法确定，即Zn处由桩引起的附加应力吃、由承台土压力引起的附加应力气与土的自重应力吃应符合下式要求:σz十σzc=0.2σc(6.2-17)3)沉降计算方法验证表6.2-6为单桩、单排桩(不含上部结构刚度影响)的沉降计算与实iff!IJ值比较。2206.2单桂、单排桩、酶咂基础的沉降计算表6.2-6单桩、单排桩沉降计算与实现.g值比较桩顶特桩长/压缩计算沉降(mm)实酬硕;目征荷载桩径模量桩端土桩身预估总配阵S实测/备(kN)(m)(MPa)压缩压铺沉降量(n丑n)5计E(mm)(mm)(mm)4#24000.81.42.21.760.803#56002.93.46.35.600.89长青2#480017.8/0.81002.32.95.25.661.09大厦40001.82.44.24.931.17 1#2400O.91.52.4:.-1.041.27皇冠465#60003.62.86.44.74O.74大厘15/0.8100467#50002.92.35.24.55O.88Sl800029.5/1.02.84.77.513.301.77北京S2650029.5/0.8703.86.510.39.88O.96SOHOS3800029.5/1.02.8"1.77.59.611.28D-83164.5/0.2516.0201.25洛口G-192804.5/0.25828.723.9O.83试桩①G-24201.74.5/0.2528.0301.07S1720027/1.02.63.96.57.411.14S2720027/1.02.6;.-1.96.59.591.48北京S3720027/1.02.63.96.56.481.00电视70中心出560027/0.82.54.87.38.841.21S5560027/0.82.54.87.37.821.07S6560027/0.82.54.87.38.181.12TP-A13300051.7/1.23.322.525.821.78O.851.98TP-A23025051.7/1.21202.520.623.121.440.935.22TP-A33300053.4/1.23.023.226.218.78O.721.78CCTV②TP-B13300033.4/1.210.014.524.520.920.855;38TP-B23300033.4/1.210010.014.524.514.50O.593.79TP-B33500033.4/1.211.015.426.421.800.833.32注:①洛口试桩为单排桩(分别是单排2桩、4桩、6桩)，采用桩顶极限荷载。②CCTVì式桩备注栏为实测桩端沉降，采用桩顶极限荷载。由表6.2-6可看出，单桩的桩身弹性压缩量一般超过桩端土的压缩量，这是由于单桩的沉降不存在桩与桩相互作用的群桩效应，导致桩端土压缩沉降相对较小所致。对于群桩基础，桩数愈少，同样也会出现桩身压缩沉降比率愈大的现象。的沉降计算中若干具体问题的处理(1)桩侧阻力分布模式基桩侧阻力分布模式随土层、土"性、荷载等因素变化，计算时，应根据既有测试结果简化。一般可采用均匀分布模式，即取卢=1一α，当下部土层较好、桩不长时，可采用沿深度线性增长即正三角形分布(卢=0)、正梯形分布(均布十正三角形分布);当上部土层较好、桩较长时，可采用倒梯形分布(均布-正三角形分布)等。 221第6章桩基沉降计算iIqpitHttltIttIttIttIttIttIttIttIt图6.ι11疏桩基础沉降计算的应力计算示意(2)长短桩相邻影响应力计算(图相邻桩的影响范围以水平距离0.6l为限。按变刚度调平设计时，核心筒外围桩可能较核心筒短，因地层、荷载变化等原因也可能出现长短桩棍布情况，此时按如下办法计算相邻影响:①计算长桩Cl1)对短桩Cl2)的影响时，应取Z=l2，以长桩的m1=Z/ll二l2/II，η=Sa12/l1为起始点，向下计算长桩对短桩桩端以下不同深度(不同叫=Z/ll)产生的斗附加竖向应力系数。②计算短桩(l2)对长桩(l1)的影响时，应取Z=ll，以短桩的m2=Z/l2=ll/l2"η=Sa旷l2为起始点，向下计算长桩对短桩桩端以下不同深度(不同m2=Z/l2)产生的附加竖向应力系数。③应力影响系数出现拉应力情况的处理当长桩对相邻短桩桩端平面以下的应力影响系数为负值时，与计算点下正应力叠加，若结果仍为负值，按零考虑。④鉴于单独计算回弹再压缩方法尚不成熟，当桩基承台埋置深度大于5m时，为考虑基坑开挖卸载引起回弹再压缩，以准永久组合下的总荷载作为等代附加荷载计算等代附加应力，或按回弹再压缩模量计算回弹再压缩沉降。⑤应力计算点应选择在桩的轴线上。这是因为桩身外以下的竖向应力显著小于桩身以内。⑥沉降计算经验系数功，无工程经验条件下暂取4.5d桩基。二是等代墩基承载面的设定，对于桩端元较硬或硬持力层时，墩底面应上移至桩端以上一定高度，这样才能使计算模型更接近于实际。等代墩基底面设计建议如表6.3-1所示。表6.3-1等代墩基鹿面设定桩端持力层桩距桂长径比l/d等代墩基底面至桩端距离le3d----4.5d~301/3无相对硬持力层>301/44.5d----6d~30l/2(非软土)>301/3有相对硬持力层CEsb/Esi>2,且Esb;;?:.15扎在Pa)3d~6d任意O 注Esb、E225第6童旺盛沉降计算(y-l)zYz(m)rzz(m)(a)图6.3-5等代墩基沉降计算法墩底设定和压缩层(α)粉土(b)软土O"z(MPa)一-~实iJf~压缩层屁2lf-一飞二二叠议计算压缩层底3…一『之传统计算压缩层底z(m)(b)桩基设计通常应选择相对硬土层为桩端持力层，在这种情况下桩端贯人变形小，其整个桩长范围桩土相对位移较小，可视全桩长为等代墩基，即墩基底面设定于桩端平面进行沉降计算是符合实际的。2.等代墩基法计算公式如前所述等代墩基法适用桩数不多(不超过16根)的柱下独立桩基，士中附加应力采用Boussinesq解计算，并采用平均附加应力系数α(<<建筑桩基技术规范))JGJ94-2008附录D)表述。这种方法既有电算程序，采用于算也较简便。桩基中点沉降计算式为s=比26oqziyd俨1(6.3-1)式中σ。一一一作用于等代墩基底面:的附加压力(kPa)，按式(6.1-5)或式(6.1-6)计算确定;矶、ai-l一-等代墩基底面至第t分层、第i-1分层土底面范围内的平均附加应力系数，可按《建筑桩基技术规范))JGJ94~2008附录D确定;Zi、Zì-l一一等代墩基底面至第i分层、第i~l分层土底面的距离(m);Esi一一等代墩基底面以下第i分层土的压缩模量(MPa)，应取土的自重压力至土自重压力与附加压力之和的压力段计算;n--，沉降计算深度范围内所划分的土层数;沉降计算深度为自等代墩基设定墩底面(按表6.3-1)至沉降计算深度Zn(有效压缩层厚度)下限的距离;冉一一沉降计算经验系数，可参考《建筑地基基础规范>>GB5007-2002附录R采用。沉降计算深度Zn可按附加应力R等于0.2倍土自重应力吃的条件确定:σ"z=0.2σc对于软土，可按附加应力σz等于O.1倍土自重应力矶的条件确定:σ"z=O.10"c上述桩基计算的等代墩基法唯一缺点是土的附加应力采用布氏解计算，下面的等效作用分层总和法可弥补这一不足。2266.3.3等效作用分层总和法一一-规范法 1.等效作用分层总和法概述6.3甲JJ桩距群桩基础沉降计算为弥补等代墩基法采用Boussinesq解计算土中附加应力与实际不符、明显偏大的问题，采用等效沉降系数对其修正，做到既使计算简便(电算和于算均可)，又使附加应力计算更接近于实际。等效系数民是相同几何参数和土变形参数桩基采用Mindlin解计算沉降量与Boussinesq解等代墩基法计算沉降量之比的数值回归参数表达式(列成表)，由此回避了工程中直接运用复杂Mindlin解计算沉降的繁复工作。等效作用分层总和法计算式的推演过程如下。1)运用弹性半元限体内作用力的Mindlin位移解，基于桩、土位移协调条件，略去桩身弹性压缩，给出匀质土中不同距径比、长径比、桩数、基础长宽比条件下刚性承台群桩的沉降数值解:式中Q一一群桩中各桩的平均荷载;Es→一均质土的压缩模量;d→一一桩径;QWM=EsdWM(6.3-2)孟M一一喃喃-:-Mindlin解群桩沉降系数，随群桩的距径比、长径比、桩数、基础长宽比而变。2)运用弹性半无限体表面均布荷载下的Boussinesq解，不计实体深基础侧阻力和应力扩散，求得实体深基础的沉降:P一叫aEsWB(6.3-3)1rlJI平百+mI1v1丰mZ+IIIln十mlnvWB=4~I.LI(6.3-4)1tLlilv1平环2"-m".._~-~v1丰m2-1J式中m一一矩形基础的长宽比m=α/b;P一一矩形基础上的均布荷载之和o由于数据过多，为便于分析应用，当m运15时，式(6.3-4)经统计分析后简化为WB=(m十0.6336)/(1.1951m十4.6275)(6.3-5)由此引起的误差在2.1%以内。3)两种沉降解之比一一等效系数相同基础平面尺寸条件下，对于按不同几何参数刚性承台群桩Mindlin位移解沉降计算值WM与不考虑群桩侧面剪应力和应力不扩散实体深基础Boussinesq解沉降计算值叫二者之比为等效沉降系数民。按实体深基础Boussinesq解分层总和法计算沉降WB"乘以等效沉降系数(A，实质上纳入了按Mindlin位移解计算桩基础沉降时，附加应力及桩群几何参数的影响，称此为等效作用分层总和法。Q10,......,20cm)时，其桩身受压承载力仍能确保土提供的支承阻力能发挥至极限。这就要求桩身承载力具有较高的可靠性，桩端持力层不能太刚硬，容许桩端发生较大刺人变形。关于减沉复合疏桩基础的设计计算方法目前尚不统一，主要原因是对这种桩基在工作荷载下桩-土-承台的相236P(kN)互作用机理、承台和桩的荷载分担、沉降性状等的研究还。?旦巳003004?斗06?07?0840相对滞后。就设计框架而言，大体可分为两大类:①按简1020p60图6.4-1不同桩距群桩的p-s和相应的单桩Qs曲线化模式求沉降-桩数曲线，确定桩数，然后计算桩基承载力 和沉降，如《上海市地基基础设计规范>>;②以承载力控制为先导，沉降量计算为后续。显然，两类方法都应满足承载力和变形两类极限状态。第二类方法的优点避免了在桩端发生塑性刺人的状态下计算沉降一桩数曲线，且既可电算又可子算，故《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008将其列为推荐方法。6.4.2软土中减沉复合疏桩基础的承载变影特性图6.4-1为软土(fak=40kPa,Es=2MPa)中群桩(d=100mm,1/d=40)模型试验的户s曲线。由图看出，6.4默土申减沉复合肮桩基础的设计和沉降计算大桩距(6d)群桩的极限承载力较小桩距(3d)群桩提高约40%，而沉降在户u/2(工作荷载)下较小桩距群桩减小约50%。与单桩CQ-s)相比，荷载一沉降曲线趋于缓变型。由此可见，疏桩基础既具有发挥承台承载效应增加承载力又有明显的减沉作用。s(mm)O10203040olII.tll:1T-::I二....5060!!111WWgf>町，且ν=0.4，式(6.4-10)可简化为5280qsudE气(Sa/d)2(6.4甲10)(6.4-11)式中，d为桩径，方形桩d=1.25b(b为方形桩截面边长);Sa/d为等效距径比，对于圆形桩，三/d=/互/(nd)，对于方形桩，王/d=0.886/互/(伪)。一般情况下，ι=30kPa，桩1!~，，"Ea=2MPa，ι/d=6,d=O.4m。由式(6.4-11)得30,.1"SP=280X一一一气X,.,.1."XO.4=O.047m。1乙X103"362.沉降计算方法工程验证对收集到的14项减沉复合疏桩基础工程实测沉降与按本文方法计算结果对比列于表6.4…10结果表明，计算值与实测值符合程度较好。 建筑物层数/附加荷载(kN)地点上海6/61210上海6/52100上海6/49718上海6/43076上海6/45490表6.4-1软土地基减沉复合疏桩基础计算沉降与实测沉降基础平面尺寸(mXm)53X11.752.5X1142X1140X1058X12桩径d/桩长fO.2XO.2/16O.2XO.2/16O.2XO.2/16O.2XO.2/16O.2XO.2/16承台埋深/桩数1.6/1611.6/1481.6/1181.6/1391.6/250桩端持力层黠土站土蒙古土蒙古土带土计算沉降(mm)1087612076132按实测推算的 最终沉降(mm)77816976127239第6童桩基罚降计算续表地点建筑物层数基础平面尺寸桩径d/承台埋深/桩端持力层计算沉降按实测推算的/附加荷载(kN)(mXm)桩长1桩数(mm)最终沉降(mm)绍兴6/4950535X10件0.4/121.45/142粉土5550上海6/4350040X9O.2XO.2/161.27/152蒙古土夹砂158150天津一/5686446X16ro.42/101.7/161素自质粉土63.740天津-/6250752X15ro.42/101.7/176蒙自质粉土6250天津/7401762X15ro.42/101.7/224季古质粉土5550天津一/6200052X14O.35XO.35/171.5/127柑质蒙古土10080天津一/10684084X15O.35XO.35/171.5/220粉质差古土10090天津一/6420054X14O.35XO.35/171.5/135粉质甜土9590马天津一/8293256X18O.35XO.35/12.51.5/155粉质幸自土1611206.4.5减沉复合疏桩基础桩身受压承载力计算减沉复合疏桩基础自加载起，存在桩顶荷载与桩间土荷载一定程度的转换，故桩身满足受压承载力要求至关重要。桩身受压承载力验算式为N三二>JGJ94-2008第5.8.3条取值fc为混凝土轴心抗压强度设计值，Aps为桩身横截面面积f"y为纵向主筋抗压强度设计值A"s为纵向主筋截面面积;当桩顶以下5d范围内箍筋未加密时，不宜计人纵筋的承压作用。6.4.6减沉复合疏桩基础设计案例1.工程概况沿海地区某工程单体建筑物基本情况见下表。建筑物名称多层住宅结构类型砖棍2.场地土层参数层号②1粉质稀土夹砂质粉土②3砂质粉土 ④龄据质甜土⑤1-1茹土(1-2@(1(2240建筑物外围尺寸层数地上/地下l(mXm)6/060XI0.8层底深度品"也2I马2-0.4(tn)(M:Pa)1,.(MPa).2.67.9910.311.113.02.5620.53.514.326.54.475.529.97.159.033.512.3718.0>35.016.2232.0」土0.000处荷载(kN)标准组合~准永久值组合55440极限侧阻极限端阻力标准值力标准值计算层厚(m)qsk(kPa)qpk(kPa)151.5207.7152.7256004.16.4职士申减沉复合院桩基剧的设计和沉降计算3.减沉复合疏桩基础设计计算1)天然地基承载力验算荷载不计人地面以下基础及填土重量，由于基础埋深浅，地基承载力特征值不做深宽修正。建筑物每层荷载标准组合值14kPa，均布总荷载为户二84kPa，承台底地基土承载力特征值fak=90kN/mz，地基承载力基本满足要求，可按减沉复合疏桩基础设计。采用混凝土预制桩基本参数见下表。规格桩长桩端人土深度总极限侧阻极限端阻 单桩竖向极限(mm)(m)(m)持力层力标准值力标准值承载力标准值QuCkN)(kN)(kN)200X2001617.1(1--122024综合场地土分布情况，设计取基桩承载力特征值Ra=120kN。2)确定承台面积和桩数244承台设计预估每边外挑0.9m，初步取承台面枫控制系数.=0.95;基础外缘包络面积A=BXL二12.6X61.8=740mz基础埋深h=1.1m承台及其上土的平均重度YS=18kN/m:l桩身截面积Ap=0.04mz基底总荷载效应标准组合值为Fk十~=55440+(Ac十nAp)hYsFK十AchY~p桩数η未知，暂不计桩身截面积，则承台净面积Ac二.--r即A=IKakcfait/E-hys=703mz承台等效宽度Bc二/B互万E工yl12.6X703/61.8=12.Om，等效长度Lc二Ac/Bc=703/12.0=59.0mo根据《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008表5.2.5，按Sa/d>6初步取承台效应系数轧=0.60FK十~一轧fakAc70092-39960桩数:ηRo.v"""",""1208@10024X10316.7022.76X1031.05银泰中110030.0砾、砾10归2.8@10017X10310.3422.76X103O.75心B座110030.0粗砂1M229>8@10017X10310.6222.76X103O.75110030.0@层卵1M229">8@10024X10318.7122.76X1031.05银泰中110030.0砾、砾1M229">8@10017X10314.8922.76X103O.75心C座110030.0粗砂1M229>8@10017X10313.1422.76X103O.75100027.0129>209">8@10018X10321.9419.01X1030.95北京100027.0129>209>8@10018X10327.3819.01XI03O.95电视⑦层卵100027.012白。由自10018X10324.7819.01X103O.95砾、砾中心80027.0109>20.8@10014X10325.8112.40X1031.1380027.010白。9>8@10016.8X10329.8612.40X1031.3580024.6129>189>8@10013.8X10312.3211.39X1031.21财富中心80024.6⑦层卵砾1M189">8@10013.8X10312.1711.39X1031.21一期公寓80024.6129>189>8@10013.8X10314.98口.39X1031.21财富80025.2129>189>8@10013.7X10317.3011.39X1031.20中心二期80025.2⑦层卵砾129>181>8@10013.7X10316.1211.39X1031.20 办公楼80025.2129>18如白10013.7X10316.3411.39X1031.2080021.0129>18.8@10013.OX10318.6011.39XI031.14财富中心80021.0⑦层~砾129>18.8@10013.OX10314.3511.39X1031.14二期公寓80021.012181>8@10013.0XI0312.6411.39X1031.1480022.0129>189>8@10013.0X10313.7211.39X1031.14财富中心80022.0⑦层卵砾12181>8@10013.0X10314.2711.39X1031.14酒店80022.012181>8@10013.0XI0313.6611.39X1031.1480030.81M22如@10016.OX10337.4319.89><1030.8080041.8169>22.8@10028.OX10353.7219.89X1031.41100030.8169>228@10018.0X103.37.6511.70X103J.5480025.510221>8@10012.8XI0343.5018.30X103O.70首都国际100025.5粉砂、粉土121>229>8@10016.0X10368.4411.70X1031.37机场航站楼80027.6510s6221>8@10014.4X10362.3311.70X1031.23100038.65169>22如@10024.5XI0361.0319.89X1031.23100027.65121>229>8@10020.0X10367.5619.39X1031.0380038.65121>221>8@10018.0XI0369.2712.91X1031.39120051.70241>259>10@10033.OX10321.7829.4X1031.12120051.70249>2510@10030.OX10331.4429.4X1031.02120053.4024259>10@10033.0X10318.7829.4X1031.12120033.40中粗砂、241>259>10@10033.OX10314.5029.4X1031.12中央电视台120033.40卵砾249>25如@lQO35.OX10321.8029.4X1031.1980023.40161>209>8@10017.6X10318.5013.0X1031.3580022.60161>20如@10017.6X10318.6513.0X1031.3580022.6016归。9>8@10017.6X10318.1413.0X1031.352467.1桩身京载刀以上计算与试验结果说明三个问题:一是影响混凝土受压承载力的成桩工艺系数，对于泥浆护壁非挤土桩一般取.c~o，8是合理的;二是在桩顶5d范围箍筋加密情况下计人纵向主筋承载力是合理的;三是按《建筑桩基技术规范>>JGJ94~2008公式计算桩身受压承载力的安全系数高于由土的支承阻力确定的单桩承载力特征值安全系数K::=t;2，桩身承棋力的安全可靠性处于合理水平。这里应强调说明一个问题，在工程实践中常见有静载试验中桩头被压坏的现象，其实这是试桩桩头处理不当所致。试桩桩头未按现行行2&标准《建筑基桩检测技术规范>>JGJ106规定进行 处理，如:桩顶千斤顶接触不平整引起应力集中;桩顶泪凝土再处理后强度过低;桩顶未加钢板围裹或未设箍筋等，由此导致桩头先行破坏。很明显，这种由于试验处置不当而引发的破坏"无法真实评价单桩承载力，应该而且完全可以杜绝。7.1.2偏心受压桩桩顶受偏压荷载时在其弯矩作用平面内，偏心距因桩身的挠曲而有所增大。由于桩挠曲时受到土的侧向抗力约束而使挠曲变形减小;此外，受水平荷载(水平剪力和弯矩)桩的最大允许变形对于一般建筑物仅为10mm，特殊敏感和特殊使用要求的建筑物仅为6mm，因此，一般不考虑偏心距增大问题。对于桩外露地面较长或桩侧土为特别软弱土层(地基承载力特征值fak不超过25kPa或不排水抗剪强度小于10kPa)、液化土层时，应验算桩身偏心受压承载力，验算方法见《混凝土结构设计规范>>GB50010。7.1.3轴心受拉桩1.抗浮桩抗浮桩设计的关键之一是合理布桩。桩数由单桩抗拔承载力特征值与浮力超重部分相平衡原则来确定。工程中常用图7.1-2(α)、(b)两种布桩模式。如图7.1-2(a)所示，抗浮桩集中布置在柱下，柱附近的夜板刚度不够受到柱约束，变形较小，桩顶反力较为均匀，各桩分担的浮力趋于一致。如固7.1-2(的所示，抗浮桩均匀布置在板下，徨板刚度不够受到浮力产生上拱变形，桩顶反力并不均匀，靠近柱的基桩分担浮力较小，而远离柱的基桩分担浮力偏大。工程实践中已经发现因为不合理布桩导致的工程事故。某些工程采用预应力管桩抗浮，个别远离柱的基桩桩身质量存在缺陷则率先破林，从而余下的基桩被各个击破。因此建议优先采取(a)方案，尽量将桩布置在柱下、基础梁下，当采用(b)方案时应加大基础夜板刚度。确定布桩模式后，应对桩身承载力及裂缝宽度进行验算。1)桩身承载力对于钢筋握凝土构件，均假定混凝土开裂工作，受拉时混凝土不参与工作，轴心抗拔桩的正截面受拉承载力应符合下式规定:N~二fyAs十fpyApy式中N一一荷载效应基本组合下桩顶轴向拉力设计J值;fy、fpy-普通钢筋、预应力钢筋的抗拉强度设计值;As、Apy-普通钢筋、预应力钢筋的截面面积。目前工程实践中多数为非预应力抗拔桩，fpyl生py项取零。将预应力混凝土空心桩用于抗拔时，应加强桩顶与承台连接。管桩顶部埋设吊筋并浇筑混凝土芯，填芯长度应通过试验确定，一般不宜小于2.5m;接桩位置不宜距离桩顶过近，且接桩质247第7章桩事岳阳~载力计算承拔抗 于用应果bvA卜、4茨、/的性裂抗强幽回力载承拔抗高眼ι广满缝根构桩类素裂一在拉二在于下收知推应裂先结筑境因同的"生的"大IA口可为验计按首土建环诸不··缝桩产缝桩应符，尤试设应。凝《按级于式裂基应裂基不应主F面下算混合"等对算现土不现土力"下一ρZJ截况验《结ω强"验出凝土。出凝应值下合旷优处正工度行并剑、级同不混凝·/、不棍拉准合加明仍身数宽现。-中等不求力混求c求力的标EMM施卡"桩多缝考川川川、制下要应下要4要应下度准儿永桩bh多l除"裂参OJ弱控如格预合式一般预合强LM辑出比中向中且肥牛酣躲…可对求前。幻对拉等久规术腐抗制。缝效"α缝效土式在在应要目段受制耐计技和分控裂载力裂载凝公量力但阶足控据设基别划缝级荷应级荷漉列σcqσpc~O，(3)对于允许出现裂缝的三级裂缝控制等级基桩，按荷载效应标准组合计算的最大裂缝宽度应符合下列规定:Wmax三三Wlim式中σck、σ叫一-荷载效应标准组合、准永久组合下正截面法向应力;σpc一-扣除全部应力损失后，桩身混凝土的预应力;ftk~.-.混凝土轴，心抗拉强度 标准值;248卫尸JJ卡广|尸τ。→。。→。r。」。@←。。了。←@斗YJ叶川|川汀-一一。丁。了。了斗叫-J才||叫汀(a)一一ι仁仁卡仁仁τ二…………一………二……一………………………………:斗川川才叫川汀AJ。丁。。。丁。。。十。lm二川………二………二…町斗川叫斗叫叫川l汀一一一7.1桩窍承载力Wmax→一按荷载效应标准组合计算的最大裂缝宽度，可按现行国家标准《混凝土结构设计规范))GB50010计算;Wlim一一最大裂缝宽度限值，按《建筑桩基技术规范))JGJ94~2008表3.5.3取用。对于纵向钢筋沿四周均匀配置的轴心受拉圆形构件的裂缝宽度计算，目前研究井不充分。这类构件在荷载标准组合作用下，钢筋应力偏高;当处于干湿交替环境时，应针对环境对耐久性的不利影响采取措施。案例:某地下车库抗浮方案为配重+抗浮桩，桩身常年处于地下水中，抗浮桩需要平衡的浮力(标准值)为15.7kN/时，柱距8.1mX8.1m，柱下5桩，布置如右图所示。(1)桩身承载力验算浮力设计值N=15.7X8.JX8.1X1.35=1396kN钢筋强度等级HRB335，fy=300N/mm2实配时16，As=1005mm2(2)按三级裂缝控制等级验算裂缝宽度单桩荷载效应标准值:Nk=1396kN/(1.35X5)口207kN混凝土抗拉强度标准值:ftk=2.01N/mm2有效受拉混凝土截面面积:A~e=125680mril2受拉区纵向普通钢筋截面面积:人=1005mm2受拉区纵向钢筋等效直径:deq=16mm2Nk207受拉区纵向钢勋应力:σsk-A-一一=206N/mm2As1005纵向受拉钢筋配筋率:向=生1旦旦=O.008>GB50010有关规定其受冲切承载力可用下式计算，Rt=O.7r;Aumhoft(7.2-7)式中，参数?用以区分桩在承台中的位置对承载力的影响。根据模型试验结果，冲跨比A愈大，承载力Rl也愈低。因此《建筑桩基技术规范))JGJ94引人冲切系数品。 令品"1丰，那么Rz=γ丰Apumftho;A寸-a^寸-a为与式(7.2-7)在入=1.0处协调，令à=1.0时，.o=0.7。结合模型试验数据确定出，品=注乞，因此柱对承台的受冲切承载力为:Rz=注在也umho儿川-8)式中ft一一承台混凝土抗拉强度设计值;Ap--承台受冲切承载力截面高度影响系数，当h<800mm时，Ap取1.0,h二三2000mm时，Ap取0.9，其间按线性内插法取值;Um一一承台冲切破坏锥体一半有效高度处的周长;ho一←承台冲切破坏锥体的有效高度;.o一-柱(墙)冲切系数;A一-冲跨比，,1.=ao/儿，α。为柱(墙)边或承台变阶处到桩边水平距离。试验表明冲垮比入小到一定程度后，并不能使得承台抗冲切承载力显著增加，因此规定。<，1.<0.25时p取，1.=0.25;对于一柱-桩，，1.<0，已没有实际的冲垮比含义，故此时不必验算受255第7章旺墨结问承载刀计算冲切承载力。当破坏锥体斜截面倾角小于45度时，破坏锥体倾角仍在45度线附近，故规定各项参数(Um等)仍按45度计算，即当à>1.0时，取λ=1.0。2)角桩对承台的冲切(桩基承台角桩上剪切型破坏问题的研究》一文，以对角两桩承台的剪切破坏来模拟四桩承台的角桩冲切破坏，报道了8个小模型试件的试验结果，试件详细尺寸见图7.2-4(ω和表7.2」。图7.2-4(的为编号CE凹的裂缝开展图。t~~I---r/"、〈飞气,:;;:","1-ιf~/~飞Pofffffffff.ff1ffffffff...c..c(a)(b)图7.2-3冲切破坏模型(α)独立基础的承台5015050C旷P飞vC旷··〉飞叫G旷r、P4飞~「。IJfO250L......-(a)(b)图7.2-4对角两桩剪切破坏模型表7.2-1对角两桩承台角桩剪切破坏试验结果hoCbdαUìn、f凹，kf也FlFs试件编号A(mm),(mm)(mm)(mm)(mm)(mm)(N/mm2)(N/mm2)(kN)(kN) CEP172504070270.37516714.31.2421.0314.521CEP271504080230.32416314.31.2423.5815.337CEP392504070270.29316714.31.2421.3521.635CEP492504080230.25016314.31.2424.1323.140CEP511150407027O.24316714.31.2430.7528.733CEP6113504080230.20316314.31.2434.5829.338256试件编号CEP7CEP87.2ìJ:台ìJ:载力续表FsCkN)35.55742.419注c为钢桩直径，b为铜桩等效边长，b=0.8c;d为钢柱直径，ho为ii.台有敢高度."a为等强方桩边至等效柱边距离，Um为冲切临界截面周长;2试件的立方体抗压强度标准值f阳k是由边长lOcm的试块得到:3ftk=O.88XO.395.fc~~~(1一1.645e沪45X句，式中，阳=1.0，δ=O.2l,;4um=àho+b十2c;5V0.56s用式-à+一0一.2Jfitl"I算:fl"",1.<0.25时，取à=0.25。从上述试验结果看，当λ<0.25时，取λ=0.25计算的结果与试验结果较为接近;在0.25<à<1.0时，计算角桩抗冲切承载力偏小，设计承台偏于保守，考虑到承台角桩冲切破坏的复杂性，预留了必要的安全度。因此提出对承台受角桩冲切的承载力计算公式为:式中参数含义同式(7.2-8)00.56R，=一一--寸tmApfthA十O.2V"TI1rnp(7.2-9)理论上，厚板(如无梁楼盖)的受冲切承载力计算系数可=min(l.0,0.5+:::)，以系数民来区别中柱、边柱和角柱受冲切承载力。对于通常的平板结构，b=(3~.4)此，b为正方形柱截面边长;um=4b十4ho=(16~20)仇。α"shor.CI4Oho中柱对平板的冲切，电工40，在二0.5十二~=0.5+~丹O^ú=1.125----1.0>1.0,4盹n故r;=min川，o5+22)=10;asho2Oho角柱对平板的冲切，民工20，如=0.5十尹~=0.5十，..汀月....A、;-=O.8135"""-"O.75,ι圭Um故r;=min(lω5十22)=OU5~075; 可见边柱对板的受冲切承载力较中柱低约25%即1/4。将上述角柱对板的冲切承载力计算系数应用于角桩对承台的冲切承载力计算，考虑到当前对承台破坏机理尚认识不够且承台角桩冲切破坏资料较少，应适当提高安全度，故将角桩受冲切承2130O.阿拉载力较中柱降低1/3，即角桩对承台的冲切系数AL.J(4)3一一一一，此结论即为式(7.2-9)。à十0.2承台极限承载力经验公式与构件几何比例密切相关，当研究的结构构件几何比例发生较大改变后，仍然引用经验公式会产生误差较大。更为重要的是，承台本质上为"局部荷载作用下由数个点支撑的钢筋混凝土厚板"，这与平板结构中的厚板冲切以及独立基础冲切破坏有本质的不同。将桩简化为点支撑，不仅与常规厚板冲切的受荷模式不同，边界约束条件也不相同。试验(表7.2-1)也表明，按此角桩破坏模式计算的承载力较低，换言之，设计所需要的承台厚度更高，偏于保守。3)空间和架模型空间和架模型，也称拉压杆模型，一般适用于桩数不超过5根的厚承台。传统的对钢筋混凝土截面承载力的分析，均采用平截面假定，研究表明在有集中荷载或者在257第7章桩墓结何it-载力计算节点区域附近，平截面假定并不成立。一般把平截面假定成立的区域定义为B区，在此区域按普通钢筋混凝土构件的承载力公式进行设计计算;把平截面假定不成立的区域定义为D区，在此区域按析了架模型进行分析。如对于深梁这样的厚度较薄的平面杆件，宜按平面析了架模型分析，如图7.2-5所示。(a)(b)图7.2-5深梁(α/h<.2)的拉-压杆模型(α)α/h=l;Cb)α/h=2一般的钢筋混凝土承台，桩距径比Sa/d通常小于4，在整个承台范围内均属于D区，平截面假定难以适用，故宜用空间衍架模型分析。相邻两桩顶范围的纵筋为拉杆，柱与桩顶间的受压混凝土为压杆，三维模型简化如图7.2-60(a)(b)图7.2-6二~四模型承台的空间有?架模型(α)两桩承台的三桩承台(c)四桩承台(c)采用空间俯架模型分析承台需解决以下三个问题(1)压杆的受压极限承载力(2)拉杆的受拉极限承载力。(1)压杆的受压极限承载力将压杆的受压承载力定义为 Fc=fcAcs(7.2-10)式中，fc为混凝土抗压强度设计值，Aω为压杆计算受压面积。一般应取桩、柱横截面在垂直于压杆轴线平面的投影面积的小值。工程中桩截面较小，可取桩横截面在垂直于压杆轴线平面的投影面积(如图7.2-7所示)，则Acs=Apsin8二Apsinarcta的故Fc=fcApho/JhIτ歹式中Ap=?(切tcos8+d州Z2587.2京台承载力Wt=2αs十吨，dg为纵筋直径，αs为纵筋保护层厚度。(2)拉杆的受拉极限承载力将拉杆的受拉承载力定义为Ft=0.87fyAs(7.2-11)式中，fy为钢筋抗拉强度设计值，As为受拉钢筋面积。为方便计算，表7.2-2给出了2"-"5桩承台的拉杆内力，空间楠架模型如图7.2-8所示。IYγ~L.L_._~L皿王一γ|YI一队|图7.2-7承台空间珩架模型示意图表7.2-2承台拉杆内力计算图7.2-8承台空间指架模型拉力计算示意图桩数承台尺寸J智、略柱尺寸2|φ口。|NSa4ho两桩桩顶纵筋拉力计人柱尺寸n4UaN二叫3NSa9ho平行x-x轴·一旦一(4s~+b2-3a2).36saho平行两腰·一旦一(2s~-b2).18saho4NSa8ho、N+付句XYSa+2d 平行x-x轴且一C3siα2).24saho平行y-y轴·一旦一(3s~←b2).:"24saho259第7章桩墓结何原载力计算续表忽略柱尺寸、两桩桩顶纵筋拉力计人柱尺寸桩数承台尺寸5、N+喝『XNs.10ho平行x-x轴·一旦一(3s~-a2).30saho平行y-y轴·一旦;-(3s~-b2).30s.hoYOSa+2d由于试验数据不足，在《建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008中尚未引人空间和架模型进行承台设计，但《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范>>JTGD62-2004有条件引入了美国规范(AASHTOLRFDBridgeDesignSpecifications,CustomaryU.S.Units>>中按拉-压杆模型进行承台设计的内容，现介绍如下。((AASHTOLRFDBridgeDesignSpecifications,CustomaryU.S.Units>)规定，对于性质与承台类似的牛腿或梁托，当力臂小于牛腿或梁托高度时，用拉压杆模型设计。《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范>>JTGD62-2004据此规定，当夕|、排桩中心距墩台边缘等于或小于承台高度时，按拉-压杆模型计算承台高度及配筋，如图7.2-9所示。1--11--1~」ιJLJL-kL罔7.2-9桥梁承台空间和架模型计算示意图Did::::;二tshsfoωCfod，s为压杆棍凝土轴心抗压强度设计值)Did=maxCN1d/s.n吨，N2d/sin(2)1:fc川3时，bs=2s0十2607.2承台tf:<载力3d(n-1);50为边桩中心至承台边缘距离;现为压杆与拉杆夹角"，"81=tan"-l牛_0_钱tan-1"寸-x}升立了，其中ho为承台有效高度a为压杆压力线在承台顶面作用点至墩台边缘距离，取α=μ1--<-20.15hox}，工2为桩中心至墩台边缘距离。拉杆抗拉承载力设计值可按下式计算:面Tid::S;;Asj;桥梁结构中墩台尺寸较宽，通常联台纵筋在承台内向中心弯折后，形成两个拉压杆体系，所以要取最大桩反力来验算承台承载力，这样验算的结果，也包含了承台受角桩冲切的不利情况。需要着重指出的是，a=O.15h。为试算得出j其试算准则是:使得在外排桩中心距墩台边缘等于承台高度条件下，采用"梁式模型"和"拉压杆模型"计算的承台钢筋用量接近。空间析架模型传力路径简单直接，破坏模式清晰，对边界条件、受荷模式、构件几何尺寸未做较大简化，与实际情况符合较好;并将承台受柱的冲切承载力、承台受角桩的冲切承载力、承台受桩的剪切承载力统一为计算压杆的受压承载力问题，使计算得以极大简化;将承台受弯承载力转化为受拉承载力问题，使截面的受弯承载力计算回避了应按普通梁还是深梁计算的问题。空间和架模型有局压、受拉和受压三种破坏形式，由于局压承载力较高，承载力极限状态均是受拉或受压破坏控制。为避免受拉破坏，应在合理位置布置一定数量的受拉钢筋，按照塑性饺线理论，钢筋应双向正交均匀布置，而试验结果表明，纵向钢筋集中布置在桩顶附近可使承载力提高20%以，):，这用空间和架模型即可解释。当纵向钢筋布置足够时，简化为圆柱状的压杆可能在轴心压力作用下产生劈裂裂缝，由于承台内的压杆周围被混凝土包裹，裂缝初期并不为试验者所见，大量试验也表明，裂缝是在承台内部首先开展。单根压杆产生劈裂裂缝是由于水平主拉应力作用的结果，但在多桩承台中，承台上部的部分压杆，对相互水平变形具有更强的彼此约束作用，此为压杆瓶状变形导致的挤压效应，见图7-2-10，而在压杆下部各压杆之间相互挤压效果较弱，因此更易受拉破坏，试验也表明裂缝是在下部首先产生。由此可见压杆之间距离越近，其相互约束能力愈强，提供的抗压承载力也愈高，当压杆之间非常接近时(冲跨比很小)，则承载力不再提 高，试验同样证明了这一点，因此规定剪跨比à3时，取à30承台受剪承载力计算模型见图7.2-14。2)阶形承台和1锥形承台工程实践中，为了节约承台混凝土用量，在满足承台受角桩的冲切承载力条件下，可将承台做成阶形或者锥形。对这类承台进行受剪承载力设计计算时，可按"有效面积相等"的原则将截面换算成等效矩形面积后再进行计算，其中矩形面积的有效高度与原截面中的最大有效高度相同。(1)阶形承台 如图7.2-15(α)的阶形承台在进行受剪承载力设计计算时，应考虑破坏斜截面通过柱边的情况，同时还应考虑破坏斜截面通过变阶处的情况。对于通过柱边的斜截面如A1-A1，首先确定等效矩形面积的有效高度ho=hlO+h20，那么等1二二~bx2.h20效宽度为:如=XIh:Jhm此外，也可以将阶形承台在柱边的剖面分段，图7.2-15(b)分为三段，针对每段有对应的受剪承载力Vi=产乒品.s!tbOihoi，则总抗剪承载力为.V=~Vi0九十1对于斜截面通过变阶处的情况，则与等厚度承台计算方法相同。(2)锥形承台对于锥形承台应对柱边(A-A，B-B)截面进行受剪承载力计算(图7.2-16)，截面有效高度取为儿，截面的汁算宽度分别为:图7.2-15阶梯形承台斜截面受剪计算模型图7.2-14承台受剪承载力计算模型自图7.2-16锥形承台斜截面受剪计算模型263羁7章咂墓结相理载力i十辈革对A-Abyü=[1-0.5合(1一告)JbY1对B-Bb刘=[1-0.5安(1←去)Jbx1IYγ嚣例:正方形四桩承台，上部结构传来的竖向荷载基本组合设计值为XE10000kN，柱截面为600mmX600mm;承台海凝土强度等级C40，fc=19.1N/mm2,It=1.71N/mm气承台尺寸见图7.2-17，纵筋及分布钢筋均采用HRB400，fy=360N/m时，纵筋保护层厚度也=50mm;桩直径d=600mm，桩中心距Sa=1800mm。试对A-A图7.2-17承台进行设计。(1)按《建筑桩基技术规范))JGJ94←2008的方法计算解:不考虑承台及其上土重，单桩桩顶反力设计值Q=2500kN估算h=1150mm，ho=1100mm①承台受柱的冲切承载力验算取a=360mm,.np=1.0,à二立=0.33,ch=600mm~.~,..hoUm=4(Ch十α)=4X(600+360)=3840mm0.84R，=一一-Aufhà+0.2.np~m 0.84二X1.0X3840X1.71X1100=11447kN>10000kN0.33十0.2②承台受角桩的冲切承载力验算C=侧mm，a=3伽m，也=1.0,à=hao=o.33,O.56R，=一一一一(2c十α)~pfthoà+0.20.56=^~~.~V^~X(2X840十360)X1.0X1.71X1100=4054kN>2500kN0.33+0.2③承台受剪切承载力验算a=360mm，仨3000mm，也=川，à=去=0.33,1.75()r1.1.75Rs口一一~.nsftboh一X1.0X1.71X3000X1100=7425kNA才1t-"hsJtuOno-O.33十1V=2500X2=5000kNV~Rs④承台受弯承载力计算My=~QiXi=2X2500XO.6=3000kN.m,矩形受弯截面计算宽度b=3000mm根据海凝土结构一般受弯梁计算截面受压区高度2641122儿111f(111ff22X3000X106工=h门-."v/h~一一"~:~.=1100-./1100~一=48mm".Vαlfcb--~~"V---~1.0X19.1X3000因工三三~bho，故As一一-αl一fcb一x-_1.0X1j).1X3000X48卢7640mm2fy360900X3000XO.15A川in=PrninlilOvvv/"--V~~~/".v.4,050mm2设计应取As二三7640.m时，实配HRB400~22@1000(2)采用空间椅架模型计算，见图7.，2-180①压杆轴压计算压杆轴心压力F=Q/sin8W1=110m呗压杆承载力Fc=Mcs=tfιπ6iYtcos8+dsin令F=Fc得，Q/sin8=--S:-fcπ(Wtcos8十dsin8)24即2毗1σ=士X19.1刘X3四毗×刘(α丑川ω11瞅o~7.2理由~载力Q Xs司in卫d8?图7.2-18采用EXCEL计算表格逐个试算，得到8=43.50将a=1273mm代人，ho=atan480=1273XO.95=1210mm计人保护层厚度50mm，实际取h=1250mm②拉杆轴拉承载力计算10000X103/"),/10ff2T=一-一(3s;-cD=一一L~~~~::~~^~~(3X18002-6002)=1805555N24saho…24X1800X1200As=-1二一180555~=5765m时，此为相邻两桩桩顶范围受拉纵筋面积，全截面受O.87fyO.87X360拉纵筋面积为Aso二2As二11530mm2。7.2.2柱下独立三桩承台z1.试验结果破坏性试验表明(见图7.2-19)，三桩承台破坏形态较为复杂，难点是确定角桩对承台的剪切破坏面是单向还是双向的。试验总结有以下规律:①在承台底部，裂缝开展沿柱角开始;②没有发生整体冲切破坏。因此，对于柱下三桩承台无需验算柱对承台的冲切承载力。2.承台的受弯承载力由前面所述方法，可以推导出等边三角形的三桩承台受柱冲切极限承载力N的计算公式为:Nmin=,,3mfl-..~~r;::-."一δ~11-""~_Il(7.2-14)m主一句_$L-4(1-，)3~)J对应的塑性饺线见图7.2-20。工程实践中1-F~1.0，那么N=03m的-，)3$)主一句-~同时，对于三桩承台，N=3Q，其中Q为单桩反力。265第7章怔基结何理载刀计算(a)(c)图7.2-19三桩承台破坏试验的裂缝开展图将上式改为m=叫卖一句-~)那么截面OA极限弯矩为MOA=m·OA=Q(九一句一付·京二~(a-2句-fEG)2667.2~票台京载力式中，α←213加=sa,~a=Cl故此时三桩承台受弯承载力为:Mo=Q仁13r)3飞""a2也/图7.2-20中的塑性饺线位于柱边，从弯曲破坏试验来看，裂缝可能开展到柱内;极端情况下，塑性饺线在柱中心开展时[图7.乙21(α刀，得到风=手取二者平均值，得到设计用等边三角形三桩承台受弯承载力 G图7.2-20三桩承台典型塑性镀线M=9(~_-13rì3飞"a4"/kSa(b)三桩承台受弯裂缝开展图(α)等边三角形承白(b)等腰三角形承台(7.2-15)对于等腰三角形的三桩承台，其典型的塑性饺线基本上都垂直于等腰三桩承台的两个腰，试件通常在长跨发生弯曲破坏[图7.2-21(b门，同样可以导出当屈服线A通过柱中心时，Ma=子Sa当屈服线B通过柱边时，风=?(5a一才幸亏Cb)二者取平均值，得到M1=子(勺?兰是什在短跨方向同理可得M2=子e~Sa才会向)(7.2-16)(7.2-17)从模型试验及理论推导可见，承台板受弯破坏呈梁式破坏特征。当短向桩中心距与长向桩中心距之比h小于o.5时，这种特征尤其明显，故此时应按二桩承台计算其受弯承载力。3.承台受角桩的冲切承载力对于等边或等腰三角形的三桩承台受角桩冲切的承载力，将图7.2-22的几何参数代人式(7.2-9)中，即可得到相应受冲切承载力。等腰三角形三桩承台受底部角桩的冲切承载力:AM运.l.1(2Cl十an)Aptg亏μ。(7.2-18)受顶部角桩的冲切承载力:267需7章咂墓结闰霸主主力计算AN[三三.12(2C2十a12).hptg~ftho(7.2斗的2A0.56卢0.561=,111+0.2"ρ12=，112十0.2式中参数含义同式(7.2-9)，详见图7.2-220案例1:某工程等边三角形三桩承台，上部结构传来的坚向荷载基本组合设计值为9000kN，柱截面为600X600mm;承台混凝土强度等级C40，fc=19.1N/m时，儿二1.71N/mm2;承台尺寸如图7.2-23所示纵筋及分布钢筋均采用HRB400，fy=360N/m时，纵筋保护层厚度as=50mm;桩直径d=600mm，桩中心距sa=1800mm。试进行承台设计。(α)(b)图7.2-22三桩承台角桩冲切计算示意 (a)等J腰三角形(b)等边三角形(1)按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008的方法计算解:不考虑承台及其上土重，桩顶反力设计值Q=3000kNo①承台受底部角桩的冲切承载力C]=1280mm,al1=350mm，设.hp=1.0图7.2-23根据Q=.llα叶al1)也tg3ftho，令常数走=QA(2C1十向1).hptg亏λ等式变换为O.56h5-0.2胁。-kan=Oh。一O.2k-y"(ü.2的问4XO.56Xkal1.2X0.563000X103代人数据得是卢月间，唱町、~/f""--"叫"^In，..._、=1045ho=O.2X1045土j(0.2X1045)2十4XO.56X1045X350一2XO.56ho209士929-rr_.209+929""vu-L..u""v取ho=...~.v~.~V~....~U=1017mm2XO.56""1^no-2XO.56②承台受顶部角桩的冲切承载力C2=1250mm,a12=430mm，设~=1.0根据Q=斗.12山十α归12山(α2c白2+α向12ρ).h】P川pt嘻g"2ft2687.2;ij童自理载力等式变换为O.56h3-0.2胁。一缸12=03000X103代人数据得是二=10371八)八577X1.71X(2X1250+430)ho=Q.2X1037:1::1(0.2X1037)2十4XO.56X1037X43Q=~07+10202XO.562XO.56取ho-207十1020=1八n一一……2X0.56实际取h=1200，那么ho=1150mm。一般情况下，冲跨比较大的角桩承载力较低，上面的计算结果验证了这~点。③承台的受弯承载力计算承台最不利截面弯矩M=s?(s,.-~c)=~000X10~(1800-J!x600ì=1540X106N.mm23飞"a4"-"卢3飞4//承台形心至边缘垂直距离b=1120mm根据混凝土结构一般受弯梁计算截面受压区高度:/r?2M咒2X1540X106x=hn-./h~一一一=1150-A/1150L:一二64mmU气/，~Uα1fcb~~~~"/~~~~1.0X19.1X1120α1ft万1.0X19.1X1120X64因Z三二~bho，故As=一一一一=3800mm2fy360 1120X1150XO.151("1{)______2AH.rrrin品inli!o.L.LL..IV/"-.L.LVV/"-v.1932mmz100设计应取As二3800mm20(2)采用空间椅架模型计算，如图7.2-24所示。①压杆轴压计算压杆轴心压力F=Q/sin8Wt=110mm压杆承载力Fc=fcAcs=士f河川(叫W叩t卢C∞O讥d仇ω灿州smm令F=Fc得，Q/sin8=+fcπ(Wtcos(J十dsin8)24即3棚X103=卡19.1X3山川110Xo机制X创EXsin8采用EXCEL计算表格逐个试算，得到。=480o..J;:将α=1040mm代人，ho=atan480=1045X1.11=1160mm计入保护层厚度50mm，实际取h=1200。②拉杆轴拉计算图7.2-24T=-."N.(2s;-cD=-."?000X103(2X18002-6002)=1478260N18saho"~~a18X1800X1150"~,,,~---T147826oA"71(__2平行于各边承台的纵筋面积:As一一一.L"tIV"-"VV4710.87fy0.87X360案例2:某工程等腰三角形三桩承台，上部结构传来的竖向荷载组合设计值为9000kN，柱269第7章桩墓结问ffJ-载力计算1800截面为600mmX800mm;承台混凝土强度等级C40，fc=19.1N/mm2,ft=1.71N/mm勺承台尺寸如图7.2-25所示，纵筋及分布钢筋均采用HRB400，fy=360N/m时，纵筋保护层厚度αs=50mm;桩直径d=600mmo试进行承载力设计o解:不考虑承台及其上土重，桩顶反力设计值Q=3000kN。(1)按《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008的方法计算①承台受角桩的冲切承载力仅计算顶部角桩对承台的受冲切承载力C2=1532mm，α12=1000mm，设!3hp=1.0根据Q=A2(2C2十Gl2)Atgjlfiho，令常数k=1pLb2图7.2-25Q向十G12)Aptgfft等式变换为O.56h.-o.2kho一缸12=0 3000X103代人数据得kvvvv/,7481.0XO.577X1.71X(2X1532+1000)ho=Q.2X1532十V(0.2X1532)2+4Xo.56X1532X10002Xo.56ho=1959mm实际取h=2100mm，那么ho=2050mm。一般情况下，冲跨比较大的角桩承载力较低，上面的计算结果验证了这一点。②承台的受弯承载力验算Sa=2525mm，走=o.713,Cb=800mm承台最不利截面弯矩:M=Q;-/(_so-τo=.二75二C_b)"=3u0v0v0vX::10O.75.J.V(1800-v.IVX800)=1478X106N.mm2a14k2-口3八二O.7132承台形心至边缘垂直距离b=1225mm/122几-1()AL"""/()"c:,,22X1478X106x=ho-./h~一一一一=2050-A/2050一唱A、，吁《吨4月A卢=31mmU叩υα1fcb-~~-"v因x:::::二~bho，故As旦五主主工1.0X19.1三1225X31=2015mm2fy1225X2050XO.15AStmin向nbhO_"-".......v/,""ivovov/,v.3767mm2设计应取"As注3767mm20(2)采用空间衍架模型计算承台高度压杆轴心压力F=Q/sin{)Wt=110mm压杆承载力Fc=j;A=ifJt(ZUtCOSO十dsin{})2四4令F=Fc得，Q/sin{}=+fcπ(WtCOS{)+dsin{})24270即3000X103=~X19.1X3.142X(110Xcos8+600Xsin8)2Xsin84采用EXCEL计算表格逐个试算，得到8=480将α=1734mm代人，ho=atan480=1734X1.11=1907mm汁人保护层厚度50mm，实际可取h=2000mm。7.2.3柱下独立两桩承台7.2jJ:台理载力破坏性试验表明柱下两桩承台破坏模式符合深梁特征，其正截面受弯承载力极限状态是以纵向受拉钢筋达到屈服强度为标志，在弹性、非弹性阶段的应变不符合平截面假定。由于截面过高裂缝不能充分向顶部开展，故而内力臂应当小于截面的有效高度，因此与按一般梁计算结果相比，按深梁计算的纵筋偏大。上部结构柱纵筋伸入深梁顶部，而桩顶仅嵌入承台50，.......100mm，桩纵筋锚人承台35dg， 根据工程经验计算承台配筋时可简化为不动饺支座;当2.0>JGJ94←2008的方法计算解:不考虑承台及其上土重，桩顶反力设计值Q=2250kN斜截面上的最大剪力设计值V=Q=2250kN计算跨度lo=min(Sa-h.,1.15ln-h.)=min(1200,1056)=1056mm①承台高度估算1.75根据经验取à=0.25令V工一~ft胁。A十1(à十1)"V^/"7"1A,,2250000。=一一，;"X一一=O.714X1"-i"-iVVVVV1.75""ftb"..783mm~~""1.71X1200承台高h=1.1ho=862mm设计-取h=1.1ho=800mmlo/h=1056/800=1.32~2.0ho=0.9X800二720mm②受剪截面验算因lo/h=1056/800=1.32~2.0，取lo/h=2.0计算Vm=i6(01,-L0V十I1l.0o//fht)J卢tJcfJ.tUf~hOz-i6(-010十2)X1.0X19.1X1200X720=3300k~V=2250kN)GB50010进行验算。当其跨高比满足深受弯构件的比例尺度时，应按深受弯构件验算受剪承载力。7.2.5砌体墙下条形承台梁1.对砖砌体和混凝土砌块砌体墙下条形承台梁弯矩的确定问题主要是如何考虑墙体与承台梁的共同作用，即作用于承台梁上的有效竖向荷载的取值问题。墙体与承台梁材料的性质不同(如弹性模量Ek、En不等)，墙体高度很大而承台梁截面尺寸较小，当承台梁受竖向荷载而挠曲时，墙体跨中部分产生周部变形，而支座(桩顶位置)则不发生变形。此时墙体传递子承台梁上的荷载便发生重分布，跨中部分减小，支座部分加大。荷载分布的形式同承台梁的跨度(桩距)、承台梁的截面尺寸、墙体高度和宽度、门窗洞口的位置和尺寸等有关。工程设计中基于不同荷载分布假定，得到不同的弯矩计算方法。《建筑桩基技术规范)>JGJ94-2008采用倒置弹性地基梁法，将承台梁以上墙体视为半元限平面弹性地基，承台梁视为桩顶荷载作用下的倒置弹性地基梁，按弹性理论求解承台梁的反力，经简化后作为作用于承台梁上的荷载，然后按普通连续梁计算其弯矩和剪力。作用于承台梁上的荷载简图，分别根据aoJGJ94一2008和《建筑抗震设计规范>)GB50011，的相关规定，对建筑桩基抗震设计进行具体阐述。8.1桩基震害1976年唐山地震震害表明，桩基建筑与其他基础形式的建筑物相比，前者震害明显较后者为轻;同时，桩基础自身的震害也较浅埋的独立基础、;条基为轻。但是我国和其他多地震国家特别是1995年日本阪神地震震害调查分析表明事桩基的震害仍然不少。桩基震害主要与地表土"性质密切关联啻此外，上部结构形式、荷载特点、桩基抗震设计的合理性也是重要的影响因素。就土质而言，可按非液化士和液化土两类对桩基震害的影响进行归纳和分析。8.1.1非液化土中桩基的震害1.软土中桩基的震陷,设置于深厚软土中且桩端未进入良好持力层的基桩，地i震时因软土触变导致桩侧阻力降281第8革桩基础抗震低，桩端发生刺人式破坏，桩基发生突陷。如1975年墨西哥城地震时一座16层高的桩基大厦产生3~4m的震陷。该建筑基桩打入火山灰沉积软土层，土的压缩性和含水量极高，桩侧、桩端持力层土性相近，从而在地震作用下引起外部荷载增加、基桩抗力降低的双重不利因素下发生突陷。天津新港地区望海楼住宅小区，上部为3--""4层，使形基础设置于软土地基上，唐山地震中发生10;"""50cm的震陷。调查发现该住宅区场地软土地基容许承载力为30，.......，40kPa，而实际采用57kPa进行设计，使用期间即形成地基土较大的塑性区，震前沉降达25--""85cm，倾斜最大达19.g%，地震时在静荷载与地震共同作用下，引起塑性区进一步开展，土体震陷严重。2.软硬土层交界面处基桩的破坏基桩置于分层土体中，当相邻土层刚度相差较大时，土层水平位移差导致软硬土层界面处桩身弯矩与剪力加大，使得基桩破坏。N值GL?lp乌o30唐山地震中，部分采煤井在8--..，l.m处开裂。经调查，在该地区地面下8;.....，11m间有一层粉质稀土层，其上、下均为砂层，据华北勘察院资料，砂的波速实测为330--""525m/s，粉质稀土 的波速实测为245~293m/s，二者相差较大，地震下土层对井筒产生反复作用，由于土层振动特性差异致使井筒局部开裂。见图8.1-1，为新漓地震后开挖调查的基桩破坏之→。该承台埋深1.7m，桩长约11m，桩侧上部土层以松散细砂为主，下部以稍密细砂为主，桩端持力层为中密细砂，在距承台下2.5~3.5m左右夹杂一层稍密细砂F距承台下7~10m左右夹着一层松散细砂，在这些N值突变的地方，基桩发生了弯剪破坏。根据基桩在分层土体中地震响应的有限元分析，在土层水平刚度突变处，桩身弯、剪应力加大，因此这些部位应加强箍筋和纵筋的配置。日本阪神地震后集中对施工中的基桩震害进行调查，结果发现，未施工承台的基桩，其桩身也有震害，见图8.1-2，可见桩身的裂缝是由于土层位移所致，与上部结构惯性力无关。3.桩顶破坏桩与承台连接一般为桩顶嵌入承台深度5，-..;l.cm，主筋锚人承台35倍钢筋直径，这种连接呈非理想嵌固特征。在水平地震作用下，桩顶承受水平剪力和固端弯矩，弯剪应力集中，首先形成塑性饺。对于荷载大、重心高、埋深较浅的桩基，桩顶受循环作用的压、拔、弯、剪应力，导致桩顶棍凝土压碎、钢筋压曲、钢筋拉脱、剪切斜裂缝等形式破坏，见图811-3.、图8.1-4。图8.1-3为非液化土中灌注桩桩顶破坏的形态。图8.1-4为非液化土中预制管桩桩顶破坏的形态。4.承台震害1995年阪神地震之前，世界各国对承台的震害调查资料相当缺乏，人们对承台在地震下的14桩身在软硬土层界面处破坏1.000-1.200图8.1-1。。mom-oom趴N言|言::^I"f需|;22828.1:枉基震吉-cl仍W|#L…1. .,~.图8".1-2-尚未施工承台的桩身破坏,-}-图8.1-3灌注桩桩顶破坏毡，回8."1~4预制管桩桩顶破坏工作性状也了解甚少。阪神地震后，对承台震害做了专门调查和研究，下面介绍两例。实例1:柱下多桩承台的震害该工程为住宅楼，钢-混凝土组合结构，无地下室，PC桩基础，桩长不明，桩径600mm，承台埋深2.25m，地上11层，19i~n年竣工。本次调查其中的A、B两栋。283言自B草草吨墨础抗震深度(m)土4性N{直102.0304050节叫且也EUPC桩1/>600桩长不明O一5图8.1-5场地土层柱状图图8.1-5为场地土层柱状图，桩全长进入卵石层。图8.1-6为A、B两栋住宅的基础平面图，为柱下独立桩基承台，并全长设置连系梁。图8.1-7为开挖调查、整理后的连系梁、承台破坏详图。见图8.1-7(a)，连系梁跨高比较小，从承台端部往上产生斜裂缝，呈典型的剪切破坏特征;承台从桩顶往上产生斜裂缝，呈剪切破坏特征，见图8.1-7(的。实例2:单柱单桩承台与连梁的震害该工程为住宅楼，钢筋混凝土框架结构，无地下室，钢筋1昆凝土灌注桩基础，桩长不明，桩径1200"""-"1400mm，承台埋深2.2m，地上8层，1979年竣工。基础平面见图8.1-8(ω，一柱::f;i;i:丰AXllB栋桩的调查I位置IBXl植的调品查位置BX8BY2~.9.T<è.由~~且，中.t+-..图8.1-6基础平面图 |111111111Ih111.1.1111111~1l::1TI1Ir---~Ir-l1厂一llr-一IJr←llr二11r-l1~1GL~主~ν11.~飞~:.d、，I"$oilIAauL%~I"-/y，.(dl/刀L15句、】|||咐，llllar"(a)BXl与BYl交钱处承台×××臼Hr川川叶川。∞寸(b)图8.1-7承台破坏详图(α)B栋BYl轴承台拉梁破坏详图(b)BXl与BYl轴相交处承台破坏详图2848.1桩墓震曹一桩，全长设置连系梁。图8.1-8、图8.1-9为基础破坏调查结果，见图8.1-8Cb)连系梁端部产生由下往上的竖向裂缝，呈弯曲破坏特征;见图8.1-9，承台表面混凝土剥落。@@@@@@@@@@@@f+@调查位置(a)@⑨@@(b)图8.1-8基础破坏示意图(α)基础平面图的基础立面图。。寸卢。。。N。。mN叫700l700ll100l15oo--l1图8.1-9基础破坏详图5.边坡整体失稳强地震作用往往会使平时稳定的土质边坡或岸边产生整体滑动，导致建筑物或交通设施产生严重破坏。唐山地震后调查发现，位于11度区的唐山市陡河胜利桥附近，河流两岸产生大面积285第8章怔基础抗震滑坡。在这里，西河岸的破坏甚于东河岸。桥台受到滑坡体推力和水平惯性力，出现大幅水平位移和倾斜，导致桥梁塌落，见图8.l~lO。31米(0) /jJIJ/J/f//l/④胜利桥陡河(d)图8.1-10边坡整体失稳导致胜利桥破坏(a)胜利桥附近河岸滑坡断面示意(b)胜利桥附近河岸滑坡平面示意;(c)胜利桥破坏情况示意(d)胜利桥桩柱折断实况8.1.2液化土中桩基的震害1.液化、液化侧扩和流滑机理松散、中密状态的饱和砂土、粉土，地震时土颗粒处于运动状态，有增密趋势，导致孔隙水286丘才桩基震曹压力陡然增大，粒间有效应力消失，土体抗剪强度趋于零，进入液化状态。基于特定地质生成条件，冲积土层常形成倾向于海、河方向的倾制度，当土体液化时受到液化层和上覆土层自童在倾斜方向的分力以及地震力作用而产生滑动，当液化层下界面倾斜度大于20且小于5。的情况下，液化层及其上覆土层都可能发生朝向海、河方向的滑动，这种现象称为液化侧向扩展。液化侧扩使土体发生水平位移、形成多道地面裂绪和阶梯形错动，导致结构物受损，岸边坡地产生滑坡，桥台倾斜移位等，其危害程度远甚于平地地基土液化失效。流滑是指液化层下界面倾斜度大于5。的情况下液化ijJ起的土际滑动，其发生机理与液化侧扩相同，不过由于土体自重在倾斜方向的滑移分力更大，搜及范围更远，破坏力更强。1920年宁夏海原大地震(M8.5级)出现的震惊中外的石碑塘黄土捕撞就是疏滑所致e2.液化而无侧扩情况下的震害1)基桩桩端悬置于液化土层中或桩端嵌入稳定土层中探度不够日本新漓地震，采用短桩基础的多层公寓楼，因地基土液化而整体倾覆失稳，房屋倾斜达500(图8.1-11)。2)液化后喷水冒砂、桩基沉降、倾斜震后数小时至一、二天后，带有超静水孔压的液化土冲破覆盖层，形成喷水冒砂现象，潜存于液化土中的能量释放后，土颗粒开始沉淀，出现土体再固结，对基桩产生负摩阻力形成下拉荷载，桩基由低承台演变为高承台，桩基的竖向承载力和水平承载力均大幅降低，桩基础出现整体下沉〈图8~1..12)。///// /<\\带性土&Y..Fd..、，.守.....、·.a-‘"γ耻"...萌JMHHHMHHHHH-NME-E,uuNHMHUUHHUa黠性土图8.1-11基桩悬置于液化土中或嵌入稳定土层过浅而失稳带性士图8~J-)2土层液化引起沉降、倾斜和桩身裂缝3)同一桩基中悬置于液化土中的短桩失效引发偏沉导致长桩折断图8.1-13所示天津散装糖库柱下独立4桩承台，一侧桩长为18fu~另一侧桩长~9m、12m，液化土层深度下界为15mo液化后，导致悬置于液化土层中的9m、12m桩承载力失敢而偏沉，进人稳定土层的18m长桩负荷加大且承受偏心弯矩而折断。由此可见，桩端进入檀化土层以下稳定土层足够深度是必要的，同时更应避免同一承台下部分桩悬置于液化±层中而另一部分置于稳定土层中o287第~"章i怔基础抗震。液化土层中桩基的地面单侧堆载..图.;k14所示天津钢广柱基地面单侧堆载，导致液化土产生侧向推挤而致桩身折断。填土柑砂，、粉土(可液化) 粉质带土‘E--mw自呻.-.,pfgm，卜EE、粉土gmm-".图8.1-13部分基桩悬置于液化圭中5)液化而无侧向扩展地基土中的基桩，由于侧向土体约束削弱，主要靠桩身抵抗地震作用，导致桩顶弯矩、剪力、压力增大，桩顶破坏严重，见图8.1-150图8.1-14桩基单侧堆载(α)囱8.1-15浓化而无侧向扩展的基桩桩顶破坏(a)PC桩纵筋压屈(b)PHC桩头压碎3.液化侧扩地基上桩摹的震害￡液化且有侧向扩展时，不仅导致桩基竖向承载力削弱，基桩还要承受侧扩液化层的侧向推力和岗位力作用，所受水平推力十分突出，在桩顶与承台连接处、液化土与非液化土界面，桩的剪力、1弯矩高度集中，震害非常严重，其特征表现为桩顶与承台或者桩身上下断裂且产生明显错位(图8.1::16);.此外位于岸边坡地的桩基发生整体失稳的可能性更大。1)桩身、桩顶的破坏"2888.1桩基震害(b)(c)"图8.1-16液化侧扩地基上桩基局部震害图8.1-17为某建筑物因液化土侧向扩展的破坏实例。该场地一侧临海，液化侧扩推力朝临海→侧。在岸壁附近的液化土含水量较离岸较远的液化土含水量高，超孔隙水压力较大，从而形成液化侧向推力梯度。靠近岸壁的基桩率先严重破坏，形成塑性佼。图8.1-18为阪神地震中素混凝土桩在桩头的破坏情况。由于地基土液化发生侧向扩展，使桩头发生直剪破坏。可见采用无筋素混凝土作为地基土的竖向增强体，在地震设防区能否保证安全，应做进一步分析。2)液化侧扩区在建桩基(仅施工基桩和部分承台)基桩的震害1976年唐山地震时，天津新港海洋石油研究所轮机车单层排架厂房正处于施工阶段，基桩和大部分承台已完工，上部结构尚未开始施工，桩顶竖向荷载仅为承台自重。厂区位于新港航 道南侧临海的新吹含砂填土之上，吹填土厚度约2m，以下依次为夹粉砂蒙古土、淤泥质薪土、夹粉砂粉质蒙古土、粉士、粉砂。地震后地表发生向东北方向海边的液化侧向扩展，裂缝密布，图8.1-17液化侧扩地基上桩基整体震害特别是北面临海一侧，地面裂缝宽度一般10cm，最宽达20r-...-30cm，喷水冒砂严重。承台向东向北(东图8.1-18素混凝土桩桩头剪断289第8章怔基础抗震北方向临海)方向发生位移，向东位移最大L3m，向北位移均超过O.5m，承台向东北倾斜高差一般大于10cm，最大21cmo2桩承台位移和倾斜明显大于4桩承台。基桩为50mmX50cm预制方桩和d=68cm的灌注桩，桩长均为此5m，预制桩主筋为4由22十4尘25;灌注桩主筋为8尘16。震后选择有代表性的桩基进行开挖检查，开挖深度为4m。检查发现基桩震害有如下三个特征(详见图8.1~19):深度(米)1.02.0φ)E-20南桩(北面深度(米)(a)一1.0深度(米)u-2.0(c)北桩(西侧}D-5E缸蚌(.JIi.恼n|深度(米)一1.0"缝宽4毫米-2.0-1.0断裂-3β一2.0(d)(e)图8":1-19天津新港海洋石油研究所轮机车间在建桩基因液化侧向扩展破坏(裂缝宽度单位mrn)2908.2枉基抗震设计的基本要求①与北侧海岸相邻的E、F轴线的基桩裂缝开展较严重，从桩顶至开挖深度4m范围桩身均有裂缝，11昆凝土受压碎落，钢筋外露，桩身严重破坏。②裂缝分布密度和宽度，桩顶lm~内大于桩身下部。裂缝均呈环形，以受弯为主。③离海岸较远的D、E轴线基桩[图8.1-19(e)]裂缝数量相对较少，裂缝宽度也相对较小。本工程基桩的震害是在无上部结构荷载(仅有承台自重)条件下发生的，也就是完全由被化 侧向扩展对基桩的水平推力和地层水平地震作用所致。8.2桩基抗震设计的基本要求8.2.1一般规定1.桩基拭震设防目标为与上部结构抗震设防目标相适应，并考虑到桩基震后修复的固难性，桩基抗震设防目标为:当遭受相当于本地区抗震设防裂度的地震影响时，不能损坏，无需修理即可使用;当遭受高于本地区抗震设防烈度的地震影响时，容许部分受损但不能完全失效。2.建筑场地选址和勘察选择建筑场地时，应根据工程需要，掌握地震活动情况、工程地质等有关资料，对抗震有利、不利和危险地段作出综合评价。对不利地段，应提出避开要求;当无法避开时应采取有效措施。对危险地段，严禁建造甲、乙类建筑，不应建造丙类建筑。对于无法避开的抗震不利地段(软弱土，液化土，非岩质陡坡，河岸和边坡的边缘，平面分布上成因、岩性、状态明显不均匀的土层)，在工程实践中较为多见，在此情况下，桩基的抗震设计有别于抗震有利地段，包括基桩的选型、桩长、桩端持力层、抗震验算(如桩基整体稳定性和桩身压曲等)。3.同一结构单元不宜部分采用天然地基，部分采用桩基这一措施应结合工程地质条件和上部结构情况分析确定，大体分以下三种情况。1)部分基岩浅基，部分填土桩基在山区，同一建筑场地常常大挖大填，形成一部分为基岩一部分为填土的情况。此时同一建筑的基础一部分采用基岩上的浅基，另一部分采用穿过填土的嵌岩桩，这样既能确保沉降均匀，又能使基岩上的浅基础和嵌岩桩基的地震反应相近，利于上部结构抗震。2)地基土质较差，部分复合地基，部分桩基同→主体建筑，在部分土质稍好区段采用天然地基、碎石桩等复合地基，在土质差且厚度大的区段采用桩基。在正常使用荷载下，两种形式基础沉降差异不大，但在地震作用下，天然地基、秉性桩复合地基的沉降将大于桩基沉降，其差异沉降可能超过规范允许值。唐山地震中，天津化工厂某车间为五层框架结构，左侧采用筷板基础，右侧采用桩基，震后夜板基础沉降达30cm，"且向左倾斜，而右侧桩基沉降较小，致使在沉降缝处造成局部破坏，见图8.2-1。天津碱厂压缩车间，厂房基础采用天然地基，震后下沉较大，而室内大型设备基础采用桩基础，震后下沉很小，造成室内地面与设备基础间差异沉降达20cm，见图8.2-20汶川地震中，距北川极震区直线距离10km的安县(震后调整为7.5度)某工厂，三个车间291第8章证基础抗震图8.2-1天津化工厂不同基础形式的震害(α)震后差异沉降(箭头处);(的沉降缝下部破坏"分别采用钻孔灌注桩和振冲碎石桩两种性质截然不同 的地基基础形式，导致震后沉降差达到30ctn，主体排架结构遭到严重破坏，局部倒塌，见图8.2-303)高层建筑主裙连体建筑高层建筑的高层主体与多层裙房，结构和基础不设缝连成一体，在此情况下能否部分采用天然地基部分采用桩基，应根据工程地质条件、主裙房荷载集度进行分析后确定。图8.2-2天津碱厂压缩车间室内地坪拉开当地基土较好时，裙房采用天然地基，主楼采用桩基是可行的。当地基土较差时，裙房可采用疏短复合桩基、刚性桩复合地基，主楼采用桩基;裙房复合桩基桩端持力层或刚性桩复合地基的桩端持力层、主楼桩基的桩端持力层均应置于压缩性较低的土层上，以避免震陷产生差异沉降。4.液化土、软弱黯性土层中的桩基1)存在液化土和软弱蒙古性土层的场地，桩端伸入液化土层、软弱蒙古性土层以下稳定士层的长度(不包括桩尖部分)应按计算确定;对于碎石土，砾、粗、中砂，密实粉士，坚硬蒙古性土尚不应小于2"-""3倍桩身直径，对其他非岩石土尚不宜小于4~5倍桩身直径d图8.2-3安县某工厂采用不同基础的震害(a)厂房采用不同基础导致的破坏(b)相邻基础震后沉降差达到cm2928.2桩基抗震设计的基本要求软弱蒙古性土指7度、8度、9度时，地基静承载力特征值分别小于80kPa、100kPa、120kPa的土层。2)存在液化侧向扩展(20ζ液化层下界面倾斜度<50)和流滑(50~液化层下界面倾斜度)地段，距常时水线100m范围内的桩基宜采取防土体滑动等措施，并应对桩基的抗滑移和抗倾覆稳定进行验算。验算时应考虑土流动的侧向作用力，承受侧向推力的面积应按边桩外缘间的宽度计算。3)处于液化土中的桩基承台周围宜用非液化土(灰土、级配砂石、压实性较好的素土、素混凝土)填筑穷实;若用砂土或粉土，则应使土层标准贯入锤击数N不小于现行抗震规范规定的临界值Ncr。地下结构或半地下结构的侧面或底面有液化土层且不处理时，宜考虑液化后土的侧压力、上浮力增大对结构的影响。这主要是由于液化土的重度大于水的重度，导致地下结构所受侧压力、浮力增大。当承台埋深范围为液化土或者地基静承载力特征值小于40kPa的(或不排水抗剪强度小于15kPa)的软土，且桩基水平承载力不满足地震作用验算要求时，可将承台外每侧1/2承台边长 内全部被化土、极软土层进行加固处理，以大幅提高承台正面水平土抗力，减小桩顶水平位移和桩身内力。的软弱秸性土和液化土场地上的高层建筑桩基应采用夜形承台，基础埋深应不小于建筑物高度的1/18ò当采用预应力泪凝土管桩时，直径应大于400mm。饺基外排桩桩身强度宜适当加强。对于抗震设防烈度为80及以上的软弱蒙古性土和液化土场地不宜采用预应力混凝土管桩。桩基采用整体役形承台，有利于基础底板与地基土协同变形，增强建筑物整体抗倾覆能力。液化土中设置夜形承台，可抑制液化土从建筑物中心费出，从而降低液化的危害。5)液化土和地基静承载力特征值小于25kPa(或不排水抗剪强度小于10kPa)的极软土中的基桩，桩身的受压承载力应考虑压曲影响。5.坡地、岸边桩基非岩质的陡坡、河(湖)岸边坡边缘均属于建筑抗震不利地段，当地震时可能发生滑坡的则为危险地段。对于地震时可能滑坡的非岩质的陡坡、?可(湖)岸边坡，首先应考虑进行边坡治理，使之符合抗震设防要求;当采用桩基时，应能满足边坡抗震整体稳定性要求。对于坡地、岸边桩基抗震设计应满足以下基本要求:1)桩基承台应与边坡顶边缘(含岸边)保持一定的水平距离无论是纯土质边坡还是下伏完整基岩的土质或强风化、全风化岩质边坡，建筑桩基承台边缘与边坡顶边缘应保持一、l定的水平距离，边坡坡角卢一般应小于450、坡高不超过8m，否则，应采取支挡措施。无地震作用参与组合的荷载作用下，承台边缘与坡顶边缘的水平距离，可近似按《建筑地基基础设计规范>>GB50007关于浅基础与坡顶距离的规定确定。位于稳定土坡坡顶上的建筑，当垂直于坡顶边缘线的承台底面边长小于或等于图8.2-4承台外边缘3m时，其承台底面外边缘线至坡顶的水平距离应符合下式要至坡顶水平距离.求(图8.2-4):条形承台293第8草桩基础抗震矩形承台ο3.5b一在a注2.5b-A冗tanρ式中α承台底面外边缘线至坡顶的水平距离;t一一垂直于坡顶边缘线的承台底面边长;d一一承台埋置深度(室外地面算起);卢÷一边坡坡角O(8.2-1)(8.2-2)对于宽度b>3m的夜形承台，按上式计算确定的距离G偏大，设计时应通过整体稳定性分析。2)建于坡地、岸边的高层建筑桩基，宜采用夜形承台，以增强桩基的整体抗倾覆能力。基 桩不宜采用挤土桩，以减少沉桩挤土效应对边坡稳定性的不利影响o新建坡地建筑桩基工程应与建筑边坡工程统一规划、同步设计、合理制定施工组织设计。3)建于坡地、岸边的建筑桩基，应进行地震作用下的整体稳定性验算。位于坡地、岸边的建筑桩基，应考虑建筑物荷载、水平地震作用、工程地质因素等进行整体稳定性验算，并计人基桩对抗滑移稳定起到的增强作用。当存在液化侧向扩展时，尚应计人液化侧扩水平推力o8.3桩基竖向抗震承载力验算8.3.1可不进行抗震承载力验算的桩基通过震害调查分析，<<建筑抗震设计规范))GB50011对可不进行抗震承载力(竖向承载力和水平承载力)验算的桩基作出规定，承受竖向荷载为主的低承台桩基，当地面下无液化土层，且桩承台周围无淤泥、淤泥质土或地基承载力特征值不大于100kPa的填土时，下列建筑可不进行桩基抗震承载力验算:1)砌体房屋。2)抗震设防烈度为6度的乙、丙、丁类建筑。3)7度和8度时的下列建筑:(1)一般的单层厂房和单层空旷房屋;(2)不超过8层且高度在25m以下的一般民用框架房屋;(3)基础荷载与(2)项相当的多层框架广房。8.3.2非灌化土中低承台桂基的坚向抗震承载力验算考虑地震作用效应和荷载效应标准组合下验算桩基竖向承载力时，基桩竖向承载力特征值R在轴心竖向力作用下，可较无地震作用效应组合时提高25%(ι=1.25,~归为桩基抗震承载力调整系数)，即NEk~二1.25R。偏心竖向力作用下边桩可提高50%(1.2~pa=1.2X1.25=1.5)，即NEk.rnax<1.5Ra。2948.3.3液化土中桩基的竖向抗震承载力验算1.地震(主震)时桩基的竖向承载力验算8.3旺墓竖向抗震京载力验算地震(主震)时土体尚未完全液化，但土体刚度明显降低，故应对桩侧摩阻力做适当折减。根据新溜地震砂土液化情况调查，àN(àN=N/Ncr)小于O.6时几乎全部液化;当àN大于1.0时一般不发生液化;沁介于O.6至1.0之间则有液化的趋势，通过折减系数来体现这种趋势。地震中桩基土液化深度是以地面下20m为界限，即埋深20m以下土体不液化。地震时地基振动状态随深度而减弱，深度大于10m的土层完全液化的实例较少，故在主震时折减系数以10m 为界。对于桩身周围有非液化土层的低承台桩基，在进行抗震验算时可将液化土层极限侧摩阻力乘以土层液化影响折减系数叭，当承台地面上、下分别有厚度不小于1.5m、1.0m的非液化土或非软弱土层时，可按表8.3-1确定。表8.3-1土层擅化影晌折捕系辈i1[1/NλN=百二自地面算起的模化土层深度dL(m)dL""-三10^N~O.6lO>JGJ94~2008第4.2.7条要求;二是当承台和地下室侧面为液化土或极软土，但按《建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008第3.4.6条进行加固处理时。关于承台和地下室侧墙的正面土抗力的确定，目前各国做法不一，大体有以下三种方法:(1)取被动土压力的1/3;(2)容许承台、侧墙有1cm左右水平位移，按m法求出此水平位移下的土抗力;(3)日本的经验公式:桩承担的水平力Hp按下式计算:HnzFrO.2/h;扩df上式源自高度10层左右塔式建筑的计算统计，允许水平位移10mmoFE为总的水平地震作用hb为建筑地上部分高度(m)，均为基础埋深(m)oHp之值约为(0.3"-""0.9)凡，小于0.3FE时取0.3凡，大于0.9FE时取0.9FEo对于建筑物高度和埋深更大的情况不适于采用该式计算。《建筑桩基技术规范))JGJ94~2008按水平地震作用下地下室一承台-桩土协同工作原理，采用拟静力法m法进行计算。1.拟静力m法地震波通过地表土体作用于基桩以及承台，传递至上部结构，上部结构振动产生的惯性力又反作用于桩基，形成地基土-基桩-承台侧壁土-上部结构共同作用。为简化计算，将动态作用简化为静力作用，即将上部结构产生的底部剪力、弯矩和轴力作用于承台或地下室底部的桩群形心处，见图8.4-1，这些作用将由承台侧壁土、基底土和基桩分担。图8.4-1拟静力m法的共同作用模型按照此共向作用模型，用拟静力法计算基桩轴力、弯矩和剪力。图8.4-2为桩身弯矩和剪力示意图。 从图8.4-2可见，基桩顶部弯矩与剪力均远大于下部，该方法计算结果能反映元液化土、无软(硬)夹层的内力分布特征;当桩周土存在软(硬)夹层时+有限元分析表明，桩身内力在软297第8革旺基础抗震硬交界面将出现弯剪突增现象。因此按拟静力法设计桩基结构时，应将软硬交界面附近按与桩顶等量配筋予以加强o2.位移晌应法基桩直立于地基土中，且穿越多个性质迥异的土层。一方面基桩质量比周围土体小许多，故惯性力小到可忽略不计;另一方面基桩振动受到周围土体约束，迅速收敛并与土层振动保持一致，在地基土不失效的情况下，基桩振动加速度、速度、位移均与周围士层保持一致。当土层振动特性随深度显著变化时，以位移差8的形式(图8.4-3)迫使基桩产生位移和应力o位移响应法，即是将地震时地层的位移差通过地基弹簧以静荷载的形式作用在基桩上，从而求得基桩内力。地面xMVHx一Lyy基费图8.4-2基桩内力分布示意图图8.4-3地震动下桩长范围内的强迫位移在具体设计中，分别计算(1)地震时的土层变形:当前是用数值分析方法求得地层反应位移曲线u(y)，再等效转化为弹簧作用于桩身，假定桩顶嵌固，下端佼接，则可求得桩身内力;(2)上部结构传来的惯性力:将上部结构传来的惯性力作用于桩顶，按拟静力m法计算桩身内力。将二者叠加得到基桩总内力。由于桩身内力对地基弹簧的弹性模量较敏感，如何取得符合实际的地基弹簧弹性模量是最为核心的问题，也是当前应用难点。3.桩基抗震水平承载力简化计算8度及以上抗震设防区的重要高层建筑桩饶基础，宜考虑承台(含地下室侧墙)-桩土的共同作用，按低承台桩基采用本书5.3节中表5.3-5进行分析计算。距径比小于6时，承台底摩阻效应系数轧=00验算桩基抗震水平承载力时，应将基桩水平承载力特征值提高25%(Spa=1.25)。8.4.2液化土中桩基水平抗震承载力验算1.当承台(或地下室)底面以上为液化土时，不考虑承台侧面土体的弹性抗力和承台底土的竖向弹性抗力与摩阻力，可按本书5.3节中表5.3-6的高承台公式计算，此时，令Cn=Cb=O。2.当承台(或地下室)底面以上为非液化层，而承台底面与其下地基土可能发生脱离时(地基土震陷、液化等) ，不考虑承台底地基士的竖向弹性抗力和水平摩阻力，只考虑承台侧面土体的水平弹性抗力;计算承台单位变位引起的桩顶、承台侧壁土体的反力和时，应考虑承台侧面士体弹性抗力的影响，此时，Cb=0，具体如表5.3-703.当桩顶以下2(d+1)米深度内有液化夹层时，其水平抗力系数的比例系数综合计算值2988.5腹地岸边桩基整体稳定性抗震5盘算m，可将液化层的m乘以土体液化影响折减系数化(表8.3-1)计算确定。液化土中的群桩基础，一方面应验算桩身结构承载力，另一方面应验算承台水平位移，避免位移过大使得竖向荷载对桩身产生较大附加弯矩，当水平位移过大时应计人附加弯矩对桩身结构承载力的影响。8.5坡地岸边桩基整体稳定性抗震验算8.5.1影响坡地岸边建筑桩基整体稳定性的因素建造于坡地岸边的建筑桩基，附加重力荷载改变了原来的静力平衡，导致整体稳定安全系数有所降低;当承受水平地震作用时，整体稳定性问题进一步突出。影响坡地岸边建筑桩基整体稳定性的因素较多，计算分析时应把握以下要点:1.坡地岸边场地的工程地质条件对于下伏基岩边坡场地，当同时具有以下地质特征时，可不进行整体稳定性的抗震验算:①基岩元断裂破碎带，处于稳定状态;②基岩表面为水平或内倾;③建筑桩基采用嵌岩灌注桩，且基桩水平抗震承载力满足平整场地不计承台侧壁弹性土体水平抗力条件下的验算要求;④基岩上覆土层边坡处于静力自稳定状态，且坡顶边缘至承台外边缘水平距离不小于5mo对于土质边坡场地，当存在老滑坡或场地大部分为新填土时，不应选作建筑场地。除上述以外的其他土质边坡、岸边场地上的建筑桩基，当抗震设防烈度为7.5度及以上或地表存在软弱土层、液化土层、地震设防烈度为7度及以上时，均应进行整体稳定性抗震验算。2.考虑地震动参数的放大作用对坡地岸边桩基进行整体稳定性验算时，应估计不利地段对设计地震动参数(设计基本地震加速度)可能产生的放大作用，根据《建筑抗震设计规范))GB50011应乘以1.1~1.6的增大系数1lEo3.应考虑滑动土体和桩基结构的自身水平地震作用(水平惯性力)。当场地存在液化侧向扩展时(液化层底面坡度~2勺，应考虑液化侧向扩展对桩基的水平推力。4.验算整体稳定性的同时，应对边坡的局部稳定性进行验算，当稳定安全系数不满足要求时，可采取调整坡度、增设护坡等措施。5.基桩对于整体稳定性起重要增强作用，桩端嵌入滑动面以下稳定土层的深度不宜小于4.0/α06.当存在地下水时，水下土的重度应取浮重度;当有渗流现象时，应考虑渗透压力的影响，作用于浸润线以下土体的总渗透压力可近似取为j=YwipA，其中，几为水重度lp为渗流平均水力坡度A为下滑土体的面积。 7.当桩基为独立承台或墙下条形承台时，由于部分桩基失效也会招致建筑物受损，故应分别验算其稳定性。8.桩基整体稳定性安全系数应取ks=1.1,......,1.3，宜根据建筑抗震设防类别和土的抗剪强度参数取值可靠性等因素确定。9.土的抗剪强度参数宜通过固结快剪试验结合当地经验取值。8.5.2土质边坡桩基整体稳定性验算一一圆弧滑动条分法对于蒙古性土、粉土边坡上的桩基整体稳定性采用圆弧滑动条分法(图8.5-1)进行分析二假299第8章枉基础抗震。(α)N;(b)图8.5-1圆弧滑动条分法桩基整体稳定分析定:①土的抗剪强度采用库仑定律表达;②滑动面是通过坡脚的圆弧滑动面;③按平面变形问题进行计算分析;④基桩破损面发生于相应的圆弧滑动面上，并与滑动土体形成刚体向下滑动;⑤土条两侧的合力相等，方向相反，且其作用线重合，即不考虑各土条之间的相互作用力;⑥不计承台底地基土分担荷载作用;⑦包含基桩的土条，其滑动面上的抗滑阻力包含桩的剪切抗力和土的抗滑阻力两部分;⑧桩侧阻力传递于滑动面上将产生径向分力和切向分力，但传递于滑动面上的侧阻力应予折减，取折减系数O.5。计算步骤如下:1.通过坡脚任意选定一个可能的圆弧滑动面AC[图8.5-1(α门，它的半径为R。将圆弧以上的滑动土体ABC等分为若干竖向土条，戈IJ分土条宽度bi时应结合基桩的中心距确定，等桩距情况下宜使bi=Sax(水平力方向的桩距)，;与水平力相垂直方向的土条边长为1m;Z.计算第t土条的自重Gi，Gi与土条底面的径向分力Ni和切向分力Ti平衡，故Ni=Gicos8iTi之二Gisin8i(a)、、，/币。/t飞包含基桩土条竖向力以应计人上段桩侧阻力作用，并扣除上段桩的体积影响，即G"i=Gi十O.5q叫lOiπd/say于"slOiπd2/Say式中民-一第i士条圆弧中点法线与铅直线的夹角(图8.5-1a);d一一-桩直径;lOi一-第i土条滑动面以上的桩长; q地滑弧以上桩的平均极限侧摩阻力标准值;YS一→滑弧以上土的平均重度;Say一一垂直于水平荷载方面的桩中心距。3.以O点为滑动中心，计算圆弧面上各下滑力及作用于桩基承台上的下滑力绕O点的滑动力矩之和Ms:300(c)8.5坡地岸边桩墓整体穗.:I性抗震3盘算Ms=R~Ti十[FlF十HlH-M十H皿(R-h/3)J/Bbi=l=R~Gísin8í斗[FlF十HlH二M十Gsa(R-h/3)J/Bb(d)i=lF=Fk十GH=fjEHEk+EIHSEK=fjEcG-sM=fjEMEkγIh♀EI=Bb立二(e)(f)(g)(h)(i)式中Fk、G分别为上部结构荷载效应标准组合和承台及其主土自重标准值;H皿→一作用于承台底面的水平地震作用标准值卜HSEK-一一作用于滑动土体重心的滑动体(土和基桩)的水平地震作用标准值，Gs取滑动士体平均重度YS与滑动体体积Vs乘积(Gs=YSXVs);其滑动力臂近似取CR-h/3),h为坡高;E/-作用于承台、地下室侧面的液化侧扩总水平推力，当不存在液化侧扩时，取0;乱、h，-一分别为液化土重度和液化层厚度;M-一作用于承台底面的力矩，一般情况下为水平地震作用标准值产生，M=MEk;lF、lH-一分别为作用于承台底中轴线上的竖向力F、作用于承台底的水平力H至滑动中心的距离(图8.5-1);α一一设计地震系数，7度时为0.1，8度时为0.2，9度时为0.4;fjE-放大系数俨1.1"""-"1.6，根据地貌、地质特征以及当地经验取值;Bb一-受液化侧扩水平推力作用的承台(或地下室)、桩群外缘宽度的加权平均值。4.以0点为滑动中心，计算圆弧面上各抗滑阻力绕O点的抗滑力矩之和Mr对于无桩土条，滑动面上的抗滑阻力由土的摩阻力Nitar呼和土的秸聚力C组成;对于有桩土条由Nitan伊、C和桩的抗剪承载力Vω组成，由此得Mr=R~(Gicos8ita叩十cli十VcsjSay)、、，，，.喃自EJ /4飞i=1式中C"cp-一一为滑动面土的黠聚力和内摩擦角，宜采用固结快剪试验结合当地经验取值;Vcs-为单桩桩身抗剪承载力标准值，考虑桩身轴向压力(桩顶轴压力标准值减去滑动面以上桩的总极限侧阻力)影响。5.计算整体稳定安全系数ks是s=Mr爪L(8.5-1)6.关于滑动中心即最危险滑动面的确定一般需通过反复试算，求出若干个ks值，取ks最小的滑动面为最危险滑动面。也可采用经验方法确定。自坡顶B点作与水平交角为36。的斜线，然后在该线上取01、O2、03、04、05五点作为滑动中心，求出各自的安全系数是s，将是s连成变化曲线，从中选取走s值最小的点即为最危险滑动面圆心，对应的滑动面即为最危险滑动面(图8.5-g)07.条分法计算结果评估由于条分法不考虑土条两侧的作用力，严格地说对于每一土条，力的平衡条件和力矩平衡条301第B童旺墓础抗震图8.5-2最佳险滑动面计算示意件都不满足，只满足整个滑动土体的力矩平衡条件，由此导致计算的整体稳定安全系数约偏低10%，--.，15%，偏于安全。另外，设置桩基以后导致土体的均匀性大幅改变，按圆弧滑动面分析与实际有出人。但就目前现状而言，采用条分法计算桩基整体稳定性对于工程设计仍是可行的实用方法。基桩对于抗滑稳定起重要增强作用，当计算安全系数偏低时，可采取适当加大桩径、加密箍筋、加大箍筋直径等方法提高桩的抗剪承载力。8.圆弧滑动面条分法计算建筑桩基边坡整体稳定的简化方法及程序实现1)上述计算方法在建筑物基础平面范围内要根据基桩分布情况来划分计算土条，使得计算复杂。由于坚向力F沿土层深度扩散，到一定深度处应力趋于均匀，而且条分法中荷载作用深度对结果并无影响，故直接将承台底压力简化为均匀压力。此外基桩在滑动面以下也分担部分荷载，故将总压力进行折减。由此得到计算简图(见图8.5-3)，说明如下:(1)液化扩展作用力移到第i土条重心处，此简化使得计算结果偏于安全;(2)基底剪力移到第i士条重心处，此简化使得计算结果偏于不安全F(3)近似认为土条两侧Pi=P仲1;(4)假设桩侧阻力沿桩长均匀分布，在滑动面以上的土体分担到的荷载与滑动面以上桩长有 关，理论上应取滑动面以上平均桩身长度;为简化计算，可认为滑动土体承担的竖向荷载为Fs=FhA/l(hA为承台底至坡底的距离，l为桩长)。此外，承台传至滑动土体的竖向荷载的位置对整体稳定计算并无影响，因此计算假定作用在承台底;(5)作用于承台底的水平力H主要由地下室外璧士体和桩顶一定范围内土体承担，这些土体主要位于滑动面以上，因此H不做折减;(6)倾覆弯矩M仅仅使条状单元的竖向应力产生梯形分布，并不改变总应力，对边坡整体b~~AYJF,7r77飞Fn;302图8.5-3圆弧滑动条分法桩基整体稳定分析简化算法8.5坡地岸边旺基整体稳足性抗震验算稳定影响较小，因此计算中忽略之，对计算结果偏于安全;(7)计算士条为单位厚度，将基桩提供的抗力Vcs均布化为Vcs=Vcs/(SaxXSay)0以0点为滑动中心，计算圆弧面上各下滑力绕。点的滑动力矩之和Ms:M~=R~[(Gi十qbj)sinaj十(HSEKi十E，+Hi)COsai]Hi=平EHEki十Eü，HsEKj平EGsja以0点为滑动中心，计算圆弧面上各抗滑阻力绕0点的抗滑力矩之和Mr:Mr=R~{[的十qb)co吼一(H皿z斗Ez十Hj)sinaj]tan轩+clj+Vcsjcosa;}j=l稳定系数:川三~{[口(Gj十qψbι)ωc∞O叫一(H拙s阻i十Eιl十瓦Hfυ乱)s目simaαj]ta叩n伊弘Ij+c仇lJιi十+叽V矶vy儿凡c口阳丛2hι立芒..!严=1…~[(Gj十qb;)sinaj+(HSEKi十Et+Hj)COsai]根据上述方法编制程序，执行文件见本书"网络下载"。2)工程案例海南海口市某住宅小区，总建筑面积12万平方米，其中3#楼位于边坡附近，地上4层，钢筋棍凝土框架结构，基础布置及边坡剖面见图8.5-4。抗震设防烈度为8度，第一组，建筑场地类别为皿类。场地土以粉质秸土为主，土体重度y=18.6kN/时，土的内摩擦角1.3，满足设计要求。可见在建筑物靠近边坡一侧设置桩基础，将作用于浅层地基土的荷载传递到滑动面以下的地基土，减小了地震作用下边坡的滑动力矩;边坡震后土体松动，桩基础能将荷载传递至稳定土层，保障建筑物安全。钢筋混凝土基桩在滑动面提供的抗剪承载力能增强边坡的整体稳定性，从分析结果看，增加桩径的效果尤其明显，此外加密箍筋间距与加大箍筋直径也能产生较大的增强效果;本工程沿轴线设置贯通的承台拉梁，分析中未考虑基础拉梁对边坡整体稳定性的有利效应，这是偏于安全的做法。实际上，贯通的拉梁使承台成为一个刚性整体，能有效限制承台位移，使303第8矗桩事础抗震@军@sgO一--<-000卜@§@§边坡坡脚边辑结回8.5-4基础平面布置图与边坡剖面图得边坡整体滑移受到较强的约束，能在较大程度上提高边坡抗滑移整体稳定性。8.5.3存在外倾基岩或软弱层拆线形滑动面桩基的整体稳定性验算一一忻线形滑动面传递系数j去坡地、岸边建筑桩基在水平地震作用下，可能出现沿外倾基岩表面或软弱土层、液化土层的 折线形滑动面产生整体滑动失稳。1.折线形滑动面传递系数法适用条件1)上覆土层以下存在外倾基岩时;2)地基中存在非内倾的软弱土层时;3)地基土中存在埋深较大的液化土层时。2.计算步骤1)通过折线滑动面转折点将滑动土体竖向分割为n个块段(图8.5-7)。当有2个及以上可能的滑动面时，应对所有可能的滑动面进行验算。3048.5坡地岸边枉基整体稳定l性抗震验算陆自怡啕鹰"回哑w……………-峪命γτ..幢菌hlmh撞.-(-h土帷..为叫~J:士"摩幢Ia，-1:擅钮踵".hl(1叫z土佑"重性阳明=撞"是叫:m);植中心雷·叫:m)植中心踵a8Yfm):擅噩噩d阳..)植...1::撞撞直tt(mm).篝嗣.(mm).a噩...:|2.5~.--JlolC35二lIH阳335二j("m)‘:"确画.tt.ò坐棒叫ml:.""坐标咧mJ:图8.5-5设置天然地基基础的边坡地震整体稳定性验算回应2苟且....矗噩噩圄.………………-也.，i....:.....ht叫zls~J1....,.hi?主...为机h|16.7"主制摩罐111".h|12.~...hl(ml:lo埠"重附晦|18.6~~._擅*凶D):植中心哥叫叫~.5擅申心疆..yfmh|2.5J擅噩雹d阳叫 ....土z..直fflmm)蝠"胃111m叫黯?"向蕾结篇俨血事量it蝠"矗a.:擅罐罐大犀...~f1.1斗咱E~fs."...1呻叫，.fl章"侧z晨"l·m温l:，...事国..~&量悻坤n):.ò坐悻回:mt...噩哥z!HRB3351-二十图8.5-6设置桩基础的边坡地震整体稳定性验算t400.i305第8章桩墓E出抗震图8.5-7折线形滑动面传递系数法2)确定各块段的剩余下滑力Fi~只h假定:①各块段的滑动推力的作用方向平行于相应块段的滑动面;②滑动推力的作用点位于两块段分界面的中点;③设滑动安全系数为ι，由各块段的静力平衡条件得:第i块段的剩余下滑力=第i块段的下滑力Xks一第i块段的抗滑阻力。由图8.5-7，第1块段的剩余下滑力(传递于第2块段的下滑力)为:Fl=T1ks一(N1!1+C1A1)=T1ks-Rl(a)第2块段的剩余下滑力为:Fz=[F1COS(~I-82)十TzJks一[N2!z十CzAz+Flsin(8j-82)!zJ(b)将Ca)、(b)式整理得:F2二Tzks十F1[cosC81-82)-sin(81-8Z)!2J一CNZ!2十C2Az)(c)令白二cosC81民)-sin(81-8z)!2将ψI代人式(C)得F2=T2ks十F1CPl-Rz式中Tj、Tz→一第1、2块段的下滑力;Rl、R2一一第1、2块段的抗滑阻力;CPl二一第1块段传至第2块段下滑力的传递系数;(d)11、!2、C1、Cz一一第1、2块段滑动面的摩擦系数(tan>"GB50010计算;n一一桩数;~Gp→一→滑动面以上单桩自重与所置换土重之差;d...loi一一分别为桩直径和滑动面以上第i桩桩长;qsuk滑动面以上桩极限侧阻力标准值;307第8童桩墓E出抗震F力、力矩、水平力和第i滑动块段的地震水平惯性力，表示为:F=Fk十~H=市EHEk十ElM=市T.MEkHSEki工耻而51.式(e)中，符号含义同8.5节8.5.2中公式。当无液化侧向扩展时，取El=0。计算V.s时的桩顶轴力Npik和桩顶水平剪力H件可按下式计算:式中n-一桩数;Nn;],c=Fk十~IMEkXi一-----一-------------川η42JdHpikιXi，Xj一"一滑动方向第t、第j桩与承台竖向中轴练的水平距离;m一一承台底以上土的水平抗力系数比例系数的加权平均值;XOa二一承台允许水平位移，可取10mm;hb-一承台底埋深;Bb垂直于水平地震作用方向的承台(地下室)加权平均宽度。第3块段:由式(8.5-3),F3=ks(T1叭民+Tz比+T3)--(R1(hch一卡Rz快+R3)T3=G3sín83R3=N313十C3A3N3=G3COS()313=tan伊3化=cos(()z--().3)--sín(()2--()3)1.3A3=13Bb(213COS()3--h3ctg())h3l~sín2()3G3=Y3<门总244)整体稳定性评价(e) (f)将求得T1、T2、T3;R1、R2、R3;山、ch、件代人式(8.5-5)得是s，若是s符合8.5节8.5.1中的要求，说明稳定性符合要求。也可将设计要求的安全系数代人最终一个块段的Fn进行评价。若F3=0，说明安全系数符合设计要求;若只<0，则说明安全系数大于设计要求;若F3>0，则说明安全系数小于设计要求，桩基不稳定。此时应采取阻滑措施，包括①加大桩径，增多桩数或加密箍筋;②加大坡肩宽度、在坡前设置支挡结构等，然后重新验算桩基稳定性。3.简化折线形滑动面传递系数法及程序实现引用本书第8.5.2节(圆弧滑动面条分法计算建筑桩基边坡整体稳定的简化方法及程序实现)所述简化原则，假定边坡沿破裂线呈整体滑移，不单独验算各个滑移体的稳定性，得到如图8.5-8所示计算简图，并编制程序，执行文件见本书所附"网络下载"。例:某上覆教性土的基岩边坡，其基岩表面分布如图8.5-9(α)所示D已知土坡高度H=6m，坡角卢=550，土体重度Y=18.6kN/时，土的内摩擦角.o=120，蒙古聚力c=16.7kPa。抗震设防烈度为8度(0.2g)，边坡地震动参数放大系数fJE取1.3，计算输入参数(因无承台，故承台底荷载取0，桩身强度及钢筋强度均取0)如图8.5-9(的所示。3088.5坡地岸边桩墓整体稳定性抗震~算~Yjh图8.5-8折线形滑动面传递系数法计算简图。。。咱(α)翩翩踹;马弄t~………圄圄圄………..恤，ι;电匾~2尘ìl，:dJ:~~...____.____"也t2鹉?凰"宿|0γτfzgtf"l?二~.J翻Sfm|o芷植叫25吐|M『iJ..a伽时~IGOó"11.3k.LlJ...~土I-L~_._3土...为旧，生怕勘clt:PI，=…7-17."-w可=土.肉..角2(-J:「ARS--一-..由踵撞"缸"叫m)z12属自桂..Im!:""-~..由直盛时叫13.&.捧bb{1叫="蝠噩哥;.~~斗橱撞"量甜算l ~缸.1~.96:.:JJ」~~旦j(b),"图8.5-9折线形滑动面传递系数法计算案例309莞B章旺基础抗震计算整体稳定系数ksmin=0.96<1.1，说明地震下边坡不稳定，属于危险地段。当在此边坡上建设建筑物时，应优先考虑对边坡进行治理，使之满足抗震设防要求;如果采用桩基础，那么基桩设置须满足边坡抗震整体稳定性要求。8.6桩基结构承载力抗震验算8.6.1钢筋混凝土构件的承载力抗震调整系数γ阻钢筋混凝土或钢结构构件的承载力抗震调整提高系数Y:RE(R/y阻)，一方面为体现地震的短期特性取γ阻工0.8，另一方面为体现材料的延性特征及受力状态，规定Y阻在O.8附近上下浮动。对于基础构件(承台及基桩)，为保证上部结构不因基础破坏而失效，故设计目标为:在设计地震动加速度作用下应保持弹性，不宜考虑构件的延性特征，因此不区分材料及受力状态的差别，统一取γ胆=0.808.6.2承台结构承载力抗震验算承台的地震响应主要与上部结构动力特性相关，受地基土动力特性影响较小;因此将承台作为上部结构抗侧力体系的一部分是合理的。此外承台还是整个结构的支撑，将塑性饺控制在柱底是整体结构安全的重要保障O从目前收集的震害资料看，天然地基上的框架结构柱下条形基础在基础梁边可能发生弯曲破坏;框架结构柱下独立桩基承台也有单侧出现斜裂缝的剪切破坏。鉴于桩基承台的重要性以及修复的难度，应对桩基承台进行抗震设计。为达到"大震不倒"的抗震设防目标，对于嵌固部位在柱下独立承台顶部的桩基础，作用于承台顶面的弯矩、剪力和轴力设计值应根据柱底部可能出现塑性饺处的弯矩承载力(考虑弯矩增大系数)、剪力设计值和柱最不利轴力来计算，此时应在承台顶部、底部均配置受力纵筋。1.元地下室且位于8度、9度地区的框架柱下承台，应进行抗震设计。我国的抗震设计体系中，抗震等级与构件延性程度相关。承台一方面作为上部结构抗侧力体系的一部分参与抗震，另一方面还发挥结构支撑的重要功能，因此在设计地震动下不宜进入塑性状态，故不对承台体系定义其抗震等级。震害调查表明，未设置地下室的框架柱条形基础梁有破坏案例，因此验算承台承载力时，应将承台顶部荷载乘以增大系数。一般情况下，8度及以上地区、框架结构或框架-剪力墙结构， 框架抗震等级为一、二级时，柱底(承台顶)弯短分别乘以增大系数1.5和1.25。为控制塑性佼在柱底而不是基础梁端形成，应使基础梁(承台)柱节点左右端截面实际受弯承载力之和不小于柱下端实际受弯承载力。2.位于8度、9度地区的框架结构，设置地下室时，应按要求压实侧壁回填土，此时桩基承台可不进行抗震设计。3.位于7度及以下地区的建筑物桩基承台，可不进行抗麓设计。8.6.3桩身结构承载力抗震验算基桩以轴心受压为主;当在液化土或超软土中，需验算轴心受压下桩身的整体稳定;在地震作用下，需按压、剪、弯组合受力验算桩身承载力o3108.6桩墓结用意载力抗震3盘算L桩身的轴心抗压承载力抗震验算1)轴心抗压承载力抗震验算N耻~，Rd/YI即Rd为基桩结构轴压承载力，见式(7.1-1)"YI眶":;:::0.，802)基桩的压曲验算由于桩、土的相互作用，使得压曲稳定问题变得十分复杂，它受下歹|li者因素的影响:(1)桩侧土的约束。桩在压曲失稳前桩的侧向挠曲因受到土的侧向抗力约束，从而大大提高压曲临界荷载。侧向土抗力系数大小及其随深度的变化图式将影响压曲临界荷载值。(2)桩顶和桩端的约束条件。桩顶自由(较接)与桩顶刚接，其基桩的压曲计算长度不同o刚接使得压曲计算长度减小、临界荷载提高，桩端嵌入基岩也会起到类似的作用。(3)由多根桩组成的群桩与单桩基础的压曲条件不同。前者由于与刚性承台相连，当其中一根桩接近于压曲临界荷载时，其他桩将由承台对荷载起再分配作用而承担较多的荷载，使受力较大的桩免受压曲，从而提高整个桩基的压曲临界荷载。K.太沙基指出，压曲临界荷载一般远大于桩的极限荷载，除非桩侧土非常软弱，到目前为止还没有关于基桩在地面以下发生压曲破坏的记录。因此规定，仅对于自由长度较大的高承台桩基〈圄8.6-1)，桩周为液化土或地基承载力特征值小于25kPa(或地基土不排水抗剪强度小于10kPa)的超软土时，才考虑压曲影响。为简化计算，轴心受压构件的弹性屈曲，通常表示为对受压承载力乘以折减系数的形式，称其为稳定系数伊，故其抗压承载力可按下式验算:元地震作用时NζC"{Rd地震作用时NEk~C"{Rd/YI阳为设计方便，引人压曲计算长度lc概念，几何意义是构件屈曲时变形曲线反弯点间的距离，见图8.6-20中…中一牛一中一中中一中一+一中一命斗→申一十一中一今."电崎EI m乓x图8.6-1商承台桩基示意图图8.6-2计算长度示意图桩侧存在液化土，地震时土颗粒间有效应力大幅削弱或趋近于零，土体对桩侧的约束效应锐之减，当符合《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第5.3.12条所述条件时，液化影响折减系数。〈白<1.0。计算桩身压屈计算长度lc中的水平变形系数α时，应将桩侧土体水平抗力系数的朋系数m值乘以液化影响折叫札即α:;警311第8章桩墓E出抗震桩身压屈计算长度lc应根据桩顶的约束情况、桩身露出地面的自由长度lo、桩的人土长度h、桩侧和桩底的土质条件按表8.6-1确定。桩顶嵌入承台时，可按固端考虑。对于建筑桩基桩顶嵌人承台深度为50"""-"100mm，按固端考虑略偏于不安全;对于单柱单桩，桩顶无连梁时按伎接考虑。桩端约束条件应根据桩侧和桩底土质条件、人土长度等综合确定。桩顶佼接桩顶固接桩底支于非岩石土中桩底嵌于岩石内桩底支于非岩石土中桩底嵌于岩石内表8.6-1桩身压屈计算长度Lh<4.0α4.0h二三α4.0h<一一α4.0h￥αh<4.0α4.0h二zah<4.0α4.0h二三-一αo....崎 如乓oh、‘~o阳、~o阳、~5~河高了注表中α一/守当时土层被化影响折躏时，α="，卢菩勺仇为被化影响折减系数p一EI".:::::j.~-L.JAW<_n...>lY~rJJ，i1~H~,"-VEI2lo为高承台基桩露出地面的长度，对于低承台桂基，10=0;lc==1.0X(lo+h)lc=0.7X(lo十平)lc=0.7X(lo十的lc=0.7X(10十平)lc=0.7XClo十h)lc=o.5X(10+于)lc=0.5X(lo十的们=0.5X(lo+于)3当存在fak<25kPa的软弱土或土层榷化影响折减系数份工0时，不考虑土的侧限效应，按高承台桩计算。桩身稳定系数伊可根据计算长度lc与桩径d之比按表8.6-2确定。囊8.6-2桩身稳定系数ψlc/d~78.510.5lc/bζ81012rp1.00o.98O.95lc/d2122.524lc/b242628rp0.65O.60O.56lc/d34.536.538lc/b404244rp0.320.290.26注d为桩身设计直在b为短形桩短边尺寸。312121414160.920.87262830320.520.484041t546480.230.21 15.5180.8129.5340.444350O.1917192022O.75O.70313336380.400.368.6桩墓结向理载力抗震验算案例一:某工程抗震设防烈度为8度(0.2g)，土层分布如图8.6-3(α)所示?地面以下深度5m范围内全部为液化士~àN=0.70钢筋也凝土灌注桩，混凝土强度等级C40，纵筋为HRB335级，12尘16，桩径d=600mm，桩长22m，μ桩端持力层为卵石2X2=4桩承台，长宽均为3000mm，高度1500mm，承台底标高为→2mo被化土水平抗力系数的比例系数ml8MN/m4，非被化土水平抗力系数的比例系数mz"15MN/m40试计算主震时和震后(非地震时)的考虑压曲的桩身受压承载力。11-A13一一wr。。。。(α)(b)图8.6-3桩身计算宽度bo=o.9X(1.5d+o.5)=1.26mEc=3.0X104MN/m2,10=旦1=6.36×10-3m464桩身抗弯刚度E1=o.85Ec1ó=162MN.m2(1)主震时考虑压曲稳定的桩身受压承载力因承台底上、下均为液化土，故承台底土层液化影响折减系数的=0承台底至埋深5m处的地基土完全液化，所以水平抗力系数的比例系数ml=0埋深5m以下的的地基土未液化，水平抗力系数的比例系数m2.15MN/m45/mbo5(I5X1.26非液化土中桩的水平变形系数α-AI守^/J.0~I"~.t.JV=o.65(1/m)叩E1/1624.。因h"=19m>~一二6.15m，故桩身压屈计算长度:α/,",4.0 ,lc=O.5X/l"o十一)=0.5X(3十6.15)=4.57m飞α/桩身长细比lJd=4.57/0.6=7.6查表得桩身稳定系数伊句1.0故基桩考虑压曲的桩身受压承载力设计值:REd=伊((Tc!cAps十0.9!"yA"s)/YRE=1.0X(0.8X19.1X282780十O.9X300X2413)/0.8=6216kN(2)震后(非地震时)考虑压由稳定的桩身受压承载力承台底至埋深5m处的地基土完全液化，承台模式同主震，故桩身稳定系数伊.~1.0313第B章旺基础抗震俨基桩考虑压曲的桩身受压承载力设计值:Rd=伊((TcfcA仍十0.9j"yA"，)=1.0X(0.8X19.1X282780+O.9X300X2413)=4973kN案例二:某工程抗震设防烈度为8度(0.2g)，土层分布见图8.ι3(的，地表至地面以下3m为非液化土，地面以下深度3"-"""6m范围内为液化土，àN=0.70钢筋混凝土灌注桩，混凝土强度等级C40，纵筋为HRB335级，12~16，桩径d=600mm，桩长22m，桩端持力层为卵石;2X2=4桩承台，长宽均为3000mm，高度1500mm，承台底标高为-2m。第一层土水平抗力系数的比例系数ml=10MN/m4;第二层液化土水平抗力系数的比例系数m2=6MN/m40试计算主震时和地震后(非地震时)考虑压曲的桩身受压承载力。(1)主震时考虑压曲的桩身受压承载力因承台底上、下分别有1.5m、1.Qm非液化土，且àI=0.7，由表8.3-1，埋探3，-....，6m的土层液化影响折减系数的=1/3，折减后的水平抗力系数的比例系数mF2口的m2=1/3X6=2MN/m4承台底儿=2(d+1)=3.2m范围内，存在两种土层，那么桩侧土水平抗力系数的比例系数m1hr十m"2(2h1+h2)h210X1十2X(2X1十2.2)X2.2=2.78MN/m4h~十3.22?百5f2.78X水平变形系数α音叫1/62-L."""V=O.46ni一1h=22m>生旦二8.61mα1由表8.6七液化土中桩身压屈计算长度:←0.5X(4~10)=0.5X8.61=4.30m桩身长细比lc/d=4.30/0.6=7.17查表8.6-2得桩身稳定系数伊::::::::;1.0故单桩考虑压曲的桩身抗震受压承载力设计值R田=伊(V;cfcAps十O.9f"yA~，，)/YRE=1.0X(0.8X19.1X282780+0.9X300X2413)/0.8=6215kN(2)震后(非地震时)考虑压曲的桩身受压承载力位于埋深2，-，...3m处非破化土桩的水平变形系数 α1JEJ1oX1.26zAMl1^vEI^v162品晶晶4.0nnM/"T~4.0~.=6.67(m)h1=1m<一一UlUl震后埋深3，-....，6m的土层液化影响折减系数的=0位于6m以下非液化土中桩的水平变形系数α2=O.6rrc1生旦=6.67ma2hz=18m>旦U21,,,",4.0、lc=0.5XrhJ十l"o十一一1=0.5X(1十3+6.67)=5.33m飞α2/故液化土中桩身压屈计算长度:桩身长细比lc/d=5.33/0.6=8.88查表8.6-2得桩身稳定系数伊=0.98故单桩考虑压曲的桩身受压承载力设计值:3148.6桩事结坷草辈辈辈力抗震盟篝Rd=叭叭fcAps+O.9f"yA"s)=0.98X(0.8X19.1X282780十O.9X300x2413)=4872kN2.水平地震作用下桩身的受剪、受弯、压弯承载力的抗震验算实例1)非液化土层中受剪、受弯、压弯承载力的抗震验算案例一:如图8.6-4所示，为一拱基础详图。承台长×宽为18X18m，高1.8m;钢筋混凝土灌注桩，桩径d=600mm，桩长7m，桩端持力层为岩石，单轴饱和抗压强度标准值frk二13MPa，混凝土强度等级C30，桩数7X7=49o纵筋采用日RB335级钢筋。传至承台顶面的地震作用效应与荷载效应的基本组合为竖向力N=3268kN，水平力于Hy=2180kN，绕z轴弯姐Mx=270kN.m;水平力Hx二4128kN，绕y轴弯矩My=82kN.mo000∞一00∞-∞E-OORh!1000图8.6-4(a)例1计算桩顶效应的荷载简图coc。00叫OCON000廿000寸OCCNOCON000 图8.6-4(b)例一计算模型平面图3,15第8章桩事础抗震(1)采用5.3节推荐的简化方法计算①计算群桩基础基桩水平承载力桩侧为稍密细砂，注浆加固处理，取地基土水平抗力系数的比例系数:m=20MN/时;桩身计算宽度bo=O.9X(1.5d十0.5)=1.26mπd4Ec二3.0X104MN/m2"10=一~=6.36X10-"3m464桩身抗弯刚度E1=0.85Ec1o=162MN.m2~J础。512oX1.26桩的水平变形系数α二r抨二Jm..,T:;-=O.67m-1飞EI叩162MN.mah二4.68>4.0(按弹性长桩计算)查表5.2-3，Vx=O.940基桩纵筋配筋率达0.8%，水平位移允许值取μ6mm，故估算单桩水平承载力特征值(iE1^",..,,."O.673Rho二O.75一一一Y二0~"75Xv.V~:X~~J1.6V2ù,X/O.006m=233kN阳U儿归O.940群桩基础的基桩水平承载力特征值:Rh二轧Rha因上述荷载组合包含地震作用效应，不汁承台底土的水平摩阻力，取轧二o，故轧=T}iTJr十币查表5.3-1，轧=2.05nl=n2=7,Sa/d=3.75IS、O.015n2刊.4.5飞dJ桩的相互影响效应系数:轧二O.15飞l二O.57承台计算宽度B"c二Bc十1二19m承台计算高度:hc=1.8mmχ也B"Ch~承台侧向土水平抗力系数:哥Z二O.242η1ηiRrl1l群桩综合效应系数:轧Z轧轧+TJI=O.57X2.05十0.24=1.41群桩基础基桩水平承载力特征值:Rh二轧Rha=1.41X233=329kN②水平承载力验算Hx=2180/49=44kN,Hy=4128/49=84kNH=max(F丸，Hy)=84kN。、=:!.I.o且n1o0OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOO。OOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOoOOOOOOOCOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOoOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOO。」||↓47500sax=(L-1.O)/(nx-l)=4"6.5/23二2.Om,say=(B-1.0)/(问-1)=32.9/17二1.94m。④其他计算参数地下室外墙、桩侧地基土水平抗力系数的比例系数m二6MN/m4，桩端地基土水平抗力系数的比例系数m--15MN/时，地下室埋深hn=6.5m，桩轴力传递系数取0.50(2)关于液化影响折减系数的取值 场地土层分布复杂，为简化计算，将液化土层分布简化为z承台底面以上2m及以下2m范围内为②2层粉砂液化土，桩身7.5，......，12.5m(地面下15----20m)范围为③3层粉砂液化土。本工程为挤土桩，平均桩距Sax<4d、Say<4d，且桩数η>5X5，可考虑成桩挤土加密效应对消除、减弱桩间液化的影响，验算桩基的竖向承载力。挤土桩的面积置换率ρ=Aps/(SaxXSay)=5%对于②2层粉砂，成桩前的标准贯入锤击数..TlpI=11.2成桩后桩间土标贯击数N1=Np1十100p(l-e-川Np1)标准贯入锤击数临界值Ncr1=No[0.9十O.l(ds-dw)J汀/Pc二10X[0.9+O.1X(0.5-6.5)l/3/3=15图8.6-9简化桩基布置平面图=11.2十5X(1-e-3.36)=16.0àN1=走;>10对于③z层粉砂，成桩前的标准贯人锤击数Np1二19.5成桩后桩间土标贯击数:N1=Np1十100p(1-e---D.叫1)=19.5十5X(1_e-5.85)=24.5标准贯人锤击数临界值Ncr2=No(2.4-0.1dw)汀7瓦=10X(2.4-0.1X0.5),;373=23.53248.6桩墓结何jJ(载刀抗震监重àN2=是>1.0故考虑成桩挤土的加密效应后可消除粉砂液化，可按非液化土计算基桩承载力。(3)基桩内力及桩顶位移验算考虑成桩挤土的加密效应后可消除粉砂液化，仅验算低承台桩基地震时基桩承载力及桩顶位移。由于承台底面以上存在液化粉砂土和泥炭质土，这部分土体施工中不能挤密，故不能考虑承台侧壁土体对结构提供的水平抗力，即取mc=Q;此外根据《建筑抗震设计规范))GB50011，不计入承台底面与地基土之间的摩擦力，即取μ=0，轧-:--0。承台底地基土水平抗力系数的比例系数ms=6MN/m4①X方向:将相应参数输入程序，计算结果如图8.6-10(a)所示。"-‘~内剧唱·四嗣再唱"哩回....-……………………匾盔、..-~、~啕(a)F~甲!II!!"面回~同………·四…………矗崎·‘』‘回IZZr!!22Ft÷ji」....ru-I!z....R!~.I旦旦」:,…白气阳jIZEicE11.-=-::-:::~-=""::-L.__~呵"二二二L二"11就..R事..，.眼λ...廖噩噩.rl撑起眩犀阳.---:I描SF}F「it:j，.iá-一一ι二ι『二←...嗣「一..11.....;巳"(...11..明「气 ‘..1:<<..".翩翩翩-;;.....e:L"&UB同『一:帕伽仲e匣二";011惕...:归allq帽厂..&a.蜡蝴圄4:"…~---二届亩--;tt.~l巴巴_.-.阿~ZZL，二一?4322:22:←二m啤旷EJ:乙::ZF~拟出:仁mg出~[..il"咄碑阳市UU..IIC叫"ft一(b)图8.6-10地震时桩身内力及位移(a)X方向(b)Y方向325第8草桩基础抗震稳定地面处Hx=35kN，M=-52kN.m,N=1646kNMmax=52kN.mγ=7.40m，故桩身压屈计算长度lc=0.5X(/71""0十,一4.)0、=0.5X(2+7.40)飞曰/二4.70m桩身、长细比lcld=4.70/0.6-7"183查表得桩身稳定系数cp=0.99考虑压曲效应的桩身结构抗震承载力设计值(未计人纵筋承载力):R曰:仲"cfcAps/YI阻=0.9~XO.8X14.3X282扭。;0.R4002kN桩顶压力设计值N=172416(4+4)~ì6h椒、，，~8n20如/100X]29.9047S"(4十4)1">16十21>16电(4+4玲16‘、495胁飞甲归/60悔/100回国且、"试验破坏模式见囹8ó7:::~-~其中X}试件仅承台表面混凝圭脱落，"!."1)~~i就仔的承台和柱根舍hfc;表面混凝土脱落，露出箍筋:"~~";K;1~试件在核心区左侧形成典型斜剪裂缝、沽侧形成典型弯曲裂缝，破坏严重;各模型滞回曲线见罔"8.7-9，滞回曲线饱满度Xl>Ml>MPMU!可见配置弯起钢筋和加密箍筋的X1试件具备更好的耗能能力，仅加密箍筋的M~次之，箍筋未加密且纵筋面积最小的M3耗能能力最差。问~X[图8.7-8模型破坏特征5.承台(或地下室外墙)与基坑侧壁的回填要求承台(或地下室外墙)与基坑侧壁问隙，应采用灰土、级配砂石、压实性较好的素土分层穷实，其压实系数不宜小于9.94;当间隙较小时，应灌注素混凝土或搅拌流动性水泥土。唐山大地震震害调查及日本数次震害调查均证明，压实的回填土能有效分担水平地震作用，从而减小桩顶剪力分担，减轻基桩破坏程度二对于其他受水平作用(如风荷载、拱结构的水平推力务)的桩基J国填土质量同样至关重要。月本关于桩基的抗震设计中将地下室外墙侧面土弹性抗力抵抗水平b作用置于很重要的位置q当地下室墙外土层标准贯入度N63:S二习，建筑有一层地下室时，外擂侧面土弹性抗力承受总地震水平作用的30%;两层地下室时，承受50%;三房地下室时，承受70%;四层及以上时，承受金部地震作用。当地下室墙外土层标准贯入度N63.5，注~.Q，建γ层地下室时，外墙侧面土弹性抗力承受总地震水平作用的70%; 两层地下室时，承受全部地震作用。833、第8章桩基础抗震H(kN)150MJlO-"H(kN)1514131211109s765432MJ叭"nυnvnvovnvnunvnvnunvovh4句3句41Anunyoo吁，正UF3A『句JH(LIl(l-}lAU匀，"AV句、d叫H(kN)1601150XI图8.7-9模型捕回曲线随着城市建设发展，建设场地极为狭小，导致施工空间被压缩，致使施工难以对地下室外墙与基坑侧壁间回填土进行压实。根据近年调查，对肥槽回填质量不进行控制的工程，在地表水作用下湿陷，导致地面散水破坏;湿陷的土体对地下室外墙产生负摩阻力，致使防水破坏，也为桩基结构抗震留下安全隐患;另外结构设计将地下室顶板假定为嵌固端时，若回填土未压实，那么此假定难以满足。因此，施工空间允许时，回填土应采用灰土和压实性较好的素士分层穷实，压实系数不应小于0.94; 当施工空间过窄时选用搅拌流动性水泥土(用现场挖出的土和水泥按一定比例掺水搅拌)回填;也可采用低强度等级混凝土浇筑振实。搅拌流动性水泥土宜选用粉细砂、粉士或粉质稀土，土灰比可取10:1.-.-10:2;由于土的3348.7桩基抗震相适擂腼含水量变异性大，宜通过现场试搅拌确定掺水量，以达到水泥土呈流塑状为佳，回填时宜分层浇灌振捣。本章参考文献[1J建筑桩基技术规范JGJ94-2008[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2008.[2J建筑抗震设计规范GB50011-2001(2008年版)[SJ.北京:中国建筑工业出版社，2008.[创建筑蜡基基础设计规范GB50007-2002[町.北京:中国建筑工业出版社，2002.[4J构筑物抗震设计规范GB50191-93[S].北京:中国计划出版社，1993.[5J郑永来等编著.地下结构抗震[MJ.上海:嗣济大学出版社，2005年.[6J陈国兴著.岩土地震工程学[MJ.北京:科学出版社，2007年.[7J顾晓鲁等主编.(<地基与基础))(第三版)[MJ.北京:中国建筑工业出版社，2003.[8J刘恢先主编.唐山大地震震害(第一册)[MJ.北京:地震出版社，1985年.[9]阪神曾是路大地震调查报告编集委员会.阪神淡路大震灾调查报告l[RJ.1998年[10J阪神谈路大地震调查报告编集委员会.阪神谈路大震灾调查报告4[RJ.1998年.[l1J国家建委建筑科学研究院地基基础研究所.地基基础震害调查与抗震分析(唐山地震调查报告)[MJ.北京:中国建筑工业出版社，1978.[12J冯远等著.来自汶川大地震亲历者的第一手资料一→结构工程师的视界与思考[MJ.北京:中国建筑工业出版社，2009.[13J魏硅主编.高层及多层钢筋握凝土建筑抗震设计手册[MJ.北京:地震出版社，1990年.[14JNi1sson1.H.EandLosbergA.ReinforcedConcreteConnersandJointsSubjectedtoBendingMoment[1].JournaloftheStructuralDivision,ASCE,V.102,No.ST6,June1976,pp.1229-1254.[15JIoannisA.Tegos&.AlexxanderG.Tsonos.Seismicresistanceofshortbeampilecape[J].EarthquakeResistantConstructionandDesign,1990.[16J戴国莹，王亚勇主编.房屋建筑抗震设计[MJ.北京:中国建筑工业出版社，2005年.335f第9章桩基施工9.1概述电、…从1994年出版的《建筑桩基技术规范))JCJ94-94到2008年出版的《建筑桩基技术规范》JCJ94…2008的十几年间，桩基施工技术有了长足的进步。桩基施工技术新发展主要体现在一些新工法的研发、桩工机械能力的提升和施工管理水平的提高。桩基施工技术的这些新发展，使 得占建筑基础形式近半的桩基更好地适应了建设工程快速发展的需要，为铁路、公路和超高层建筑等重大复杂工程的基础设计与施工提供有力的保障。桩基施工的某些新技术已先于理论研究和规范指导而在工程中推广，传统工法在技术上有所提升，((建筑桩基技术规范))JCJ94-2008在充分调研和分析总结的基础上，对传统工法进行了补充完善，对实际工程中己广泛应用的新技术提出了规范性的指导意见。修改调整的内容有:钻孔灌注桩孔底沉渣厚度控制标准芯预应力混凝土管桩的沉桩等;新增内容有:灌注桩后注浆施工工艺、长螺旋钻孔压灌混凝土后插钢筋笼灌注桩施工方法和旋挖钻机施工等。好的设计要靠好的施工技术水平和管理才能实现。《建筑桩基技术规范))JCJ94-，-2008中有关桩基施工的规定，其最终目的是为保证桩基安全可靠，符合设计要求卡实现预定功能。9.2灌注桩施工灌注桩(cast-in-placepile、cast-in-situpile、fil1ingpile)，顾名思义，指通过人力或机械钻挖成孔，就地灌注混凝土而成的桩。是与预制桩相对应的一类桩的统称。由于灌注桩与预制桩相比，具有低噪声、低振动，对环境影响小，直径可调范围大等优点，使其成为桩基工程中的主要桩型。但灌注桩施工工艺复杂，质量控制环节更多，施工过程更长。灌注桩最大成孔深度可达250m，工程应用最大桩长已超过100m，桩径最大达5m。同时，因场地条件和技术经济等因素，机械成孔和人工挖孔灌注桩将长期共存(图9.2-1)。图9.2-1施工完成的混凝土灌注桩桩头3:369.2灌注桩躏工根据施工机械和工艺的不同，灌注桩又可分为泥浆护壁正反循环成孔灌注桩、旋挖成孔灌注桩、冲击成孔灌注桩、沉管灌注桩、内奔沉管灌注桩、干作业成孔(机械成孔和人工挖孔)灌注桩和长螺旋钻孔压灌桩等多种类型，其施工特点也各不相同。9.2.1灌注桩施工的共性问题各类灌注桩施工需要注意的共性问题主要有以下三个方面。1.施工前的准备施工前准备内容主要包括:施工资料、施工机械选择和施工场地。1)施工资料施工资料准备主要包括:施工图及施工组织设计;施工场地的岩土工程勘察报告;有关荷载、施工工艺的试验资料;施工现场及邻近区域内的地下管线、地下构筑物、危房、精密仪器车间等情况;主要施工机械及其配套设备的技术性能资料;水泥、砂、石、钢筋等原材料及其制品 的质检报告;施工工期及环境条件等。其中重点环节:图纸会审、施工组织设计，会审纪要连同施工图等应作为施工依据，并应列入工程档案。施工组织设计应根据工程特点、场地地质条件、工期、施工环境等因素编制，应有针对性地制定相应的保证工程质量、安全生产和季节性施工的技术措施。2)施工机械选择施工机械选择应根据桩型、土层情况、钻孔深度泥浆排放及处理条件综合确定;成桩机械必须经鉴定合格，不得使用不合格机械;用于施工质量检验的仪表、器具的性能指标?应符合现行国家相关标准的规定。其中重点环节为:审查施工机械的产品合格证;了解施工机械的最佳适应条件和机械性能。3)施工场地开工前施工场地准备包括，施工用的供水、供电、道路、排水、临时房屋等临时设施，施工场地平整处理，保证施工机械正常作业;基桩轴线的控制点和水准点设置应确保不受施工影响，开工前，经复核后应妥善保护，施工中应经常复测。其中重点环节为:检验施工场地能否满足施工机械的行走和移动;基桩轴线的控制点和水准点的保护和桩位点的测量复核。4)桩基施工过程，对安全、劳动保护、防火、防雨、防台风、爆破作业、文物和环境保护等方面应按有关规定执行。2.成孔1)成孔的控制深度根据桩的承载特性应符合下列要求:(1)摩擦型桩:摩擦桩应以设计桩长控制成孔深度;摩擦端承桩必须保证设计桩长及桩端进入持力层深度。当采用锤击沉管法成孔时，桩管入土深度应以标高控制为主，以贯人度控制为辅。(2)端承型桩:当采用钻、冲、挖成孔时，必须保证桩端进人持力层的设计深度;当采用锤击沉管法成孔时，沉管深度控制以贯人度为主，以设计持力层标高对照为辅。2)灌注桩的垂直度、孔径和孔底沉渣(虚土)(1)垂直度《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008与《建筑地基基础工程施工质量验收规范))GB502022002对灌注桩成孔施工的允许偏差的规定均为应满足表9.2-1的要求。(2)孔底沉渣(虚土)《建筑桩基技术规范))JGJ94→2008中规定灌注:昆凝土之前孔底沉渣厚度指标规定端承型桩337第9章桩基脑工三三50mm，摩擦型桩~100mm，这是根据多年灌注桩的施工经验确定的。近年对于桩底不同沉渣厚度的试桩结果表明，沉渣厚度大小不仅影响端阻力的发挥，而且也影响侧阻力的发挥值。故对原规范关于摩擦桩沉渣厚度~300mm修订为不应大于100mm。钻孔达到设计深度，灌注泪凝土 之前，孔底沉渣厚度应符合表9.2-2规定。表9.2-1灌注桩成孔施工允许偏差桩位允许偏差(mm)成孔方法桩往偏差垂直度允许1~3根桩、条形桩基沿条形桩基浩轴线(mm)偏差c%)垂直轴线方向和群方向和群桩桩基础中的边桩基础的中间桩泥浆护壁dζ1000mm士50d/6且不大于100d/4且不大于1501钻、挖、冲孔桩d>1000mm::t::50100+0.01H150十O.OlH锤击(振动)沉管d""-ó二500mm70150-201振动冲击沉管成孔d>500mm100150螺旋钻、机动鸪旧铲干作业成孔灌注桩-20170150一÷人工挖孔桩现浇1昆凝土护壁土50O.550150长钢套管护璧::t::20l100200一二注桩径允许偏差的负值是指个别断面;2H为施工现场地面标高与脏顶设计标高的距离d为设计桩径。表9.2-2灌注桩成孔底沉渣允许偏差脏型端承型桩摩擦型桩抗拔、抗水平力桩3.钢筋笼的加工和混凝土的灌注1)钢筋笼沉渣厚度允许值ζ50mm~100mm~200mm检查方法沉渣{义或重锤测量(1)钢筋采用HPB235、HRB335级钢筋，其质量应符合《钢筋氓凝土用钢第1部分:热轧光圆钢筋))GB1499.1-2008、《钢筋混凝土用钢第2部分:热轧带肋钢筋))GB1499.2二2007及相关规范的规定。(2)焊条应采用与主体钢材强度相适应的型号，并应符合现行标准。(3)钢筋笼可整段或分段制作。分段制作的钢筋笼，其接头宜采用焊接或机械式接头(钢筋直径大于20)，并应遵守国家现行标准《钢筋机械连接技术规程))JCJ107、《钢筋焊接及验收规程))JGJ18和《棍凝土结构工程施工质量验收规程>>GB50204。在同一截面内的钢筋接头不得 超过主筋总数的50%，两个接头的竖向间距为35d(d为主筋直径)，且不应小于500mm，焊接长度为双面焊时，单面焊10d，并应符合《混凝土结构工程施工质量验收规程))GB50204的规定。《建筑桩基技术规范))JG]94-2008与《建筑地基基础工程施工质量验收规范))GB50202-2002对灌注桩钢筋笼加工质量要求见表9.2-301i昆凝土的灌注要求见表9.2-40表9.2-3钢筋笼制作允许偏差项目允许偏差(mm)检查方法主筋间距士10箍筋间距土20用钢尺钢筋笼直径士10钢筋笼长度士1003389.2灌注旺服工2)混凝土(1)混凝土质量控制应符合《混凝土质量控制标准>>GB50164的规定。(2)当钻孔灌注桩处于二类(a)环境时，混凝土最大水灰比为0.60，最小水泥用量为250kg/时，最低1昆凝土强度等级为C25，最大氯离子含量为0.3%，最大碱含量为3.Okg/m3;当钻孔灌注桩处于二类(b)环境时，混凝土最大水灰比为0.55，最小水泥用量为275kg/时，最低混凝土强度等级为C30，最大氯离子含量为0.2%，最大碱含量为3.Okg/m30《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008与《建筑地基基础工程施工质量验收规范))GB50202-2002对灌注桩混凝土及灌注要求见表9.2-40表9.2-4混凝土灌注要求项自要求检查方法水下灌注直为180~220mmI昆凝土墙落度于作业宜为70~lOOmm拥落度仪桩顶?昆凝土灌注高度至少高出桩顶设计标高O.5m测绳、混凝土充盈系数>1计量实际灌注量混凝土试件留取数量单桩?昆凝土体积>25m3时，每根桩留1组试件(3件)标准试件模具单桩?昆凝土体积ζ25时时，每个灌注台班留1组试件(3件)棍凝土强度设计要求i式{牛报告或钻芯取样相骨料拉径不大于钢筋最小净间距的1/3.水下灌注时且应小于40mm检验报告9.2.2泥浆在灌注桩施工中的应用泥浆在灌注桩施工中的应用广泛，主要用于地下水位以下灌注桩成孔过程中的护壁和排渣。根据有关统计资料，泥浆护壁灌注桩占灌注桩总量的90%以上。泥浆护壁灌注桩胞工中泥浆对 成孔、混凝土灌注质量及基桩承载力都有显著影响o1.泥浆的作用《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008对泥浆护壁成孔灌注桩中泥浆的制备及使用有明确要求，采用该工艺时，施工技术人员应对相关规定给予足够重视。泥浆护壁成孔灌注桩中泥浆的作用分为两种，一种是单纯的护壁功能，另一种是兼具护壁和循环排渣的功能。使用抓斗取土时，泥浆的作用仅为护壁;使用其他钻削、冲凿等形式的成孔工艺时，泥浆的作用除护壁外，还兼有排渣载体的作用;并分为正循环和反循环两种排渣方式。1)护壁功能灌注桩施工，在天然地基中钻、冲孔会破坏土体的原有平衡，孔壁往往容易发生明塌o干成孔时，可采取刚性护壁(混凝土或钢护筒等);地下水位以下成孔时，贝Ij多用泥浆护壁。泥浆的护壁功能主要通过静止侧压力和泥皮(不透水膜)的作用实现(图9.2-2)0(σ(b)图9.2-2泥浆护壁作用及泥皮形成(a)泥皮形成过程Cb)护壁作用示意339第9章怔基施工(1)静止侧压力泥浆充满了被挖掘的空间，由于泥浆的密度大于水，故孔内泥浆对孔壁的静止侧压力大于水压力，能够抵抗孔壁受到的向内土压力和水压力，维护孔壁的稳定。泥浆对孔壁的静止侧压力随泥浆的密度增大而增大。(2)泥皮(不透水膜)孔内泥浆在渗入桩孔周围地基土中时，泥浆中的膨润士颗粒对孔壁外围一定范围的土具有胶凝作用，而使其稳定性提高;同时，更主要的是在孔壁表面积聚形成具有低透水性的泥皮，防止孔壁的剥落，并使泥浆的静止侧压力更有效地作用在孔壁上，以保护孔璧不明塌。(3)((建筑桩基技术规范))JGJ94--2008有关泥浆护壁的规定施工期间护筒内的泥浆面应高出地下水位1.0m以上，在受水位涨落影响时，泥浆面应高出最高水位1.5m以上;在清孔过程中，应不断置换泥浆，直至浇筑水下混凝土;浇筑泪凝土前，孔底500mm以内的泥浆相对密度应小于1.25;含砂率不得大于8%;教度不得大于28s;在容易产生泥浆渗漏的土层中应采取维持孔壁稳定的措施。2)排渣功能使用非钻斗或抓斗钻具成孔时，钻出的渣土?昆在泥浆中，通过与地面以上的泥浆正、反循环而被携带出地面o 3)泥浆与成孔机具从上述泥浆的作用可看出，钻具与泥浆之间也是相互作用的。一方面是钻具对护壁泥皮的影响z经验表明回转式钻机对护壁泥皮影响不大;但冲击式或抓斗式钻机，由于成孔过程中，钻具在孔内上下运动，容易将孔壁表面的泥皮刮掉，当土层为蒙古性小的土层时，泥皮若被连续大面积刮掉时，后续泥皮形成的时间就会加长，孔壁蚂塌的可能性增大。另一方面是泥浆对钻机成孔效率的影响:如果泥浆不能很好地悬浮钻渣，渣土不能迅速排出，则会降低钻头的功能;同时泥浆中的渣土量增多，则会导致泥浆的循环阻力增大，进一步降低成孔效率。对于在坚硬岩层中钻进，泥浆主要对钻具起冷却作用，这时不存在护壁问题。2.泥浆的配制为满足泥浆的上述功能，泥浆需具有物理稳定性、化学稳定性、合适的密度和流动性。泥浆的物理稳定性是指泥浆在静置状态下，保持其性质不变的能力。泥浆在使用过程中，混人其他物质(如水泥、地基土中的阳离子等)时，是否发生性质变化及变化程度等特性，称为泥浆的化学稳定性。为使泥浆有效地发挥作用，泥浆还需具有合适的密度和流动性。《建筑桩基技术规范》JGJ94-2008规定:除能自行造浆的教性土层外，均应制备泥浆。泥浆制备应选用高塑性勃土或膨润土。泥浆应根据施工机械、工艺及穿越土层情况进行配合比设计。《建筑桩基技术规范》JGJ94←2008规定:清孔后要求测定的泥浆指标有三项，即相对密度、含砂率和勃度。它们是影响混凝土灌注质量的主要指标，根据工程经验，施工过程中主要泥浆指标选择范围可参考表表9.2-5主要泥柴指标选择范围项目性能指标检测方法相对密度1.02~1.25泥浆比重计蒙古度1O~50s漏斗事古度计含砂率<8%含砂率测定器pH7~9pH试纸」3409.2灌注桩施工1)泥浆性质参数的选择不同的地基土和施工设备对泥浆的性能要求是不同的，泥浆性质参数选择应综合考虑地基土特性、施工机械类型、可获得的造浆材料、是否添加外加剂等因素来确定配合比。2)造浆材料组成泥浆的主要材料有水、膨润土和外加剂。(1)水:水是泥浆中用量最多的一种材料，水中的杂质和pH值对泥浆性质有很大影响。对于膨润土泥浆，适宜使用pH 值为中性的水，且钙离子和销离子浓度不宜大。自来水均可满足上述要求，但随着水资源的紧缺，配制泥浆用水经常使用地下水、河水，甚至海水等，在使用性质不明的水配制泥浆时，应事先作配制试验，并检测相应的泥浆指标。(2)膨润土:又称斑脱岩、膨土岩等，膨润士的主要矿物成分是蒙脱石，含量为85%"""-"90%，膨润土的一些性质也都是由蒙脱石所决定的。膨润土的质量因产地、出厂时间及粉末的粒径大小等不同而有较大差异。膨润土用于制浆的适应性可通过其产浆率、在重力下的稳定性、过滤试验和化学稳定性等指标判定(图9.2-3)0(3)外加剂:不同的地层性质及施工条件对泥浆性能的需要是不同的，通常在泥浆中加人外加剂调节泥浆的性能。常用的外加剂图9.2-3膨润土原矿有分散剂(数度减小齐11)、增教剂、加重剂、防漏剂、盐水泥浆剂等。常用外加剂的主要作用见表9.2-60表9.2-6常用外加剂的主要作用外加剂种类常用类型作用-、A吨俨复合磷酸盐类:六甲基磷酸纳、三(聚)磷酸铀通过置换和化学反应，降低饷离子、镜离子等对泥浆分散剂碱类:碳酸锅、碳酸氢铺性能的不利影响木质素磺酸盐类:铁棚木质素磺酸铀(泰尔纳特FCL)增强泥浆性能的稳定性改善泥水分离性提高泥皮的形成性能增蒙古剂铀殷甲基纤维素(简称CMC)增强孔壁的稳定性防止水泥及盐分对泥浆性能的不利影响加重剂重晶石、铁砂、铜矿渣等鸣r增加泥浆相对密度，提高地层稳定性防漏剂锯末、稻草、水泥等防止泥浆在地基土中的漏失"乞、(4)常用泥浆配比为满足泥浆的使用功能，泥浆需要有合适的相对密度、教度等特性，针对不同的地质条件，有代表性的泥浆配比见表9.2-70表9.2-7常用泥浆配合比土层膨润土c%)CMCC%)分散剂c%)其他霜性土6~8O~O.02。~0.5在j、{)~8O~O.05O~O.5砂砾8~12O.05~O.1O~O.5二防漏剂(引自史佩栋主编的《桩基工程手册》第581页)(5)泥浆性质检测重要的泥浆指标有三项，即比重、含砂率和勃度。现场常用的检测工具如图9.2-4所示。341第9章桩事施工据最杯‘黯码 一主-25011止、hs/。/aE飞、(b)(c)图9.2-4泥浆性质检测工具(α)泥浆比重计Cb)漏斗霜度计(c)含砂量测定器3.漏浆处理所谓漏浆是指在成孔过程中，泥浆快速渗流到孔周围地层的现象。在粗砂、砾砂及卵砾石层中，泥浆容易在其孔中流动而难以发生凝胶化，泥浆会大量渗流到距孔壁较远的范围，既不经济，也不利于孔壁的稳定。《建筑桩基技术规范))]G194-2008第6.3.2第4款规定:在容易产生泥浆渗漏的土层中应采取维持孔壁稳定的措施。在泥浆中加入防漏剂是防止漏浆的有效措施，一般根据成孔过程中的泥浆漏失情况确定防漏剂的掺加浓度，工程应用中可参照表9.2-8选用。表9.2-8防漏荆的混合及播加1*-度的实例漏失规模|防捕剂的由合及掺加推度小的漏失|粉末状[商品名:特尔斯拖普(粉)Jo.5%~1%粉末状f特尔斯托普(粉)J和纤维状[玛特希尔]各1%中等漏失l粉末状〔特尔斯托普(粉):]和拉状[特尔希如]各1%粉末状[特尔斯托普(粉)J和粒状[特尔斯托普(粒)J各1%大的漏失|多种混合[特尔斯托普(粉)(粒)、马特希尔、特尔希尔]最大用到5%(寻|自史佩栋主编的《桩基工程手册》第582页)44.浆渣处理《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008第6.3.3规定:废弃的浆、渣应进行处理，不得污染环境。不经处理的泥浆如果直接排放到农田与河流，将会对环境7造成污染。随环保意识的提高，对废弃泥浆、渣土的处理越来越重视。目前市场上尚无国产的泥浆处理设备，而是采取沉淀法进行重力分离处理。一些进口泥浆分离处理设备的原理如图9.2-5所示。29.2.3泥浆护壁钻、冲孔灌注桩泥浆护壁正、反循环钻孔和旋挖成孔灌注桩宜用于地下水位以下的蒙古性土、粉土、砂土、填土、碎石土及风化岩层;泥浆护壁冲孔灌注桩主要用于穿透旧基础、建筑垃圾填土或大孤石等障碍物。图9.2-5泥浆处理设备原理l一一管道2振动筛3一主储槽4自动调节系统5一泵6一旋流器7-一次储槽3429.2灌注桩施工 1.泥浆护壁正、反循环钻孔灌注桩正、反循环钻成孔均用泥浆护壁，区别在于正循环钻成孔时，泥浆循环方向为泥浆池、泥浆泵、钻杆而由钻头进入孔内，在完成护壁功能的同时将渣土悬浮带出地面，再靠量力作用流回泥浆池，在渣土泥浆油中沉淀后，经重新稀释后再注人孔内。反循环钻成孔时，泥浆的循环方向正好与上述相反，泥浆从孔壁与钻杆间的空隙注入孔内，携带渣土的泥浆由泵或空气(气举法)经钻杆排出孔外至沉淀池，经处理符合要求后，再流回孔内。反循环钻进按孔内和钻杆内冲洗液动力来源与工作原理不同分为:泵吸反图9.2-6正循环回转钻进成孔示意图循环钻进、气举(压气)反循环钻进和喷射1钻头2…泥浆循环方向3沉洼地及沉渣4-呢浆油及泥浆;(射流)反循环钻进等三种方式，如图9.2-5泥浆泵6水龙头7一铀杆8一钻机回转装置6、图9.2-7所示。正循环钻成孔受其排渣方式的限制，其成孔深度和所适用的地层都有一定限制，一般仅适用于粉砂、教士等细粒士，成孔深度一般在30，-....，40m。反循环成孔，对土层的适应范围较广，从软土、粉细砂到卵砾石层、岩石层，成孔深度已超过100m，最大孔径可达5m，是其他成孔工艺难以实现的。图9.2-7反循环方式钻进成孔示意图(α)泵吸反循环(b)射流反循环(c)气举反插环1…转盘2→钻头3反循环钻杆4一砂石泵(或射流泵);5一真空泵6…吊钩7一压缩空气8一汽水1昆合气;←喷嘴钻头选型、泥浆指标参数控制和清孔是泥浆护璧正反循环成孔灌注桩施工控制的关键环节。2.冲击成孔灌注桩冲击成孔工法是冲击式钻机或卷扬机将一定重量的冲击钻头提升到一定高度后，瞬间释放，利用钻头自由降落的冲击动能破碎地层，用掏渣筒或反循环法将钻渣排出而成孔。提升钻头的钢丝绳带有转向装置，冲击成孔过程中，使钻头在平面3600范围内均匀冲击形成规则的桩孔断面。343第9章桩事腼士冲击钻钻头有十字形钻头和管式钻头如图9.2-8所示。d冲击钻机示意图十字形冲击钻头示意图图9.2-8冲击钻钻机与钻头1)冲击成孔优点(1)冲击法在坚硬岩土和含有较大卵石层、漂砾石层中破碎效果好、成孔效率高。(2)设备简单，操作、移动方便，机械故障少，钻进参数容易掌握。 (3)靠抽渣筒抽渣，孔内泥浆一般只起护壁和浮渣作用，不循环，泥浆用量少。(4)设制斤需功率&lJ，仅在提升钻具时需要动力，钻头自由下落冲击地层不消耗步愣能源，能耗小。2)冲击成孔缺点(1)成孔过程中，提放钻头和掏渣占时比例较大，钻进效率较低，并随孔深加大而突显。(2)受冲击能量的限制，孔深和孔径比反循环钻成孔工法小。(3)容易出现孔斜、卡钻和掉钻等事故。(4)容易出现桩孔不圆的情况。(5)在岩溶发育地区应慎重使用，采用时，应适当加密勘察钻孔。3)冲击成孔灌注桩施工注意事项(1)在钻头锥顶和提升钢丝绳之间应设置保证钻头自动转向的装置。(2)冲击成孔质量控制应符合:开孔时，应低锤密击，当表土为淤泥、细砂等软弱土层时，可加勃土块夹小片石反复冲击造壁，孔内泥浆面应保持稳定;在各种不同的土层、岩层中成孔时，可按照表9.2-9的操作要点进行;进入基岩后，应采用大冲程、低频率冲击，当发现成孔偏移时，应回填片石至偏孔上方300~500mm处，然后重新冲孔;当遇到孤石时，可预爆或采用高低冲程交替冲击，将大孤石击碎或挤人孔壁;应采取有效的技术措施防止扰动孔壁、塌孔、扩孔、卡钻和掉钻及泥浆流失等事故;每钻进4，.-.....，5m应验孔一次，在更换钻头前或容易缩孔处，均应验孔;进入基岩后，非桩端持力层每钻进300-----500mm和桩端持力层每钻进100"-"""300m时，应清孔取样一次，并应做记录。表9.2-9冲击成孔操作要点项目操作要点在护筒刃脚以下2m范围内|小冲程1m左右，泥浆相对密度1.2~1.5，软弱土层投入蒙古土块夹小片石站性土层l中、小冲程1---2m，泵人清水或稀泥浆，经常清除钻头上的泥块344a项目粉砂或中粗砂层砂卵石层软弱土层或榻孔回填重钻飞1操J作J要点!中冲程2""""3m，泥浆比重1.2,.....,1.5，投入黠土块，勤冲、勤掏渣中、高冲程3，.....，4m，泥浆相对密度(密度)1.3左右，勤掏渣小冲程反复冲击，主加蒙古土块夹小片石，泥浆相对密度1.3，.....，1.5注土层不好时提高泥浆相对密度或加黠土块12防蒙古钻可投λ碎砖石。9.2灌注桩施工 续表4)排渣可采t用泥浆循环或抽渣筒等方法￥当采用抽渣筒排渣时，应及时补给泥浆。5)冲孔中遇到斜孔i弯孔、梅花孔、塌孔及护街周围冒浆、失稳等情况时，应停止施工，采取措施后方可继续施工。-6)大直径桩孔可分级成孔，第一级成孔宜径应为设计桩径的o.6~0.8倍主7)清孔宜按下列规定进行:(1)不易塌孔的桩孔，可采用空气吸泥清孔;(2)稳定性差的孔璧应采用泥浆循环或抽渣筒排渣，清孔后灌注混凝土之前的泥浆指标应满足规范要求;(3)清孔时，孔内泥浆面应符合本规范的规定;(4)灌注混凝土前，孔底沉渣允许厚度应符合本规范的规定o9.2.4旋挖钻机成孔灌注桩旋挖锚机成孔方法又名钻斗钻成孔法，该主法是20世纪20年代后期由美国.CALWELD公司开发的，英文名称为EárthDriI1(意为土层钻孔机或土钻)。我国对此工法有多种译名，音译名有"阿司特利法"气;意译名有"土钻法"气、"短螺螺、旋钻于托U锥"飞，气7‘"‘无循环钻ηi卢4嚼静哺态泥浆法宫配趴，纣t飞气、"咙旋挖式钻孔桩矿")二一一"旋挖桩"等。该工法回前基本统一称为旋挖钻机成孔灌注桩j近十年来在我国灌注桩工程中的应用快速增长，也太有取代泥浆护壁正、反循环钻成孔灌注桩之势。图9.2-9为旋挖钻机施工现场情景。旋挖钻机通过钻具的旋转，借助钻具的自重和钻机的加压系统，钻具边旋转边切削地层，并;通过钻具提升出土，多次反复而成孔。旋挖钻机3成孔根据地层情况?可不护壁i钢王若管护壁和泥浆护壁，钻头分为斗筒式钻头和短螺旋钻头两犬类，前者钻进中将土屑切削人斗筒内，通过斗筒将土提升至孔外而成孔;后者钻进中土进入钻头螺纹中，钻头提出孔口后，反向旋转，将土甩出而成孔。旋挖钻机钻头的具体型号、种类很多，可根据不同的地层性质，选择真钵合适的钻头(图9.2-11)。目前旋挖钻机成孔多在60111以内，深的可达100m。旋挖成孔灌注:桩宜用于蒙古"性土、粉土、砂土、填士、碎石土及风化岩层。1.优点旋挖钻机具有施工效率高、振动小、噪声低、工人劳动强度低，无泥浆或排浆量小，对施工周边环境影响小等优点，在欧洲和日本等国家被广泛应用。近年来，随着我国大规模基础工程项345第9章桩基掘工目的建设，旋挖钻机在国内应用发展迅速，在青藏铁路、哈-大高铁和京沪高铁项目中更是得到 了广泛应用。旋挖钻机结构示意如图9.乙10所示。图9.2-10旋挖钻机图9.2-11旋挖钻机钻头的种类2.缺点旋挖钻机成孔与泥浆护壁正、反循环成孔相比，除具有上述优点外，尚存在有旋挖钻机重量较大、机架较高、设备较昂贵，维修复杂，钻机行走对场地路面强度要求高等缺点。3.关于旋挖钻机成孔灌注桩施工的注意事项1)泥浆护壁旋挖钻机成孔应配备成孔和清孔用泥浆及泥浆池(箱)，在容易产生泥浆渗漏的土层中可采取提高泥浆相对密度、掺入锯末、增教剂提高泥浆蒙古度等维持孔壁稳定的措施。泥浆制备的能力应大于钻孔时的泥浆需求量，每台套钻机的泥浆储备量不应少于单桩体积。2)旋挖钻机施工时，应保证机械稳定、安全作业，必要时可在场地铺设能保证其安全行走和操你的钢板或垫层(路基板)。3)成孔前和每次提出钻斗时，应检查钻斗和钻杆连接销子、钻斗门连接销子以及钢丝绳的状况，并应清除钻斗上的渣土。4)旋窍钻机成孔应采用跳挖方式，钻斗倒出的土距桩孔口的最小距离应大于6m，并应及时清除。应根据钻进速度同步补充泥浆，保持所需的泥浆面高度不变σ5)旋挖钻机成孔，孔底沉渣(虚土)厚度较难控制町"目前积累的工程经验表明，采用旋挖钻机成孔时，应采用专用清孔钻头进行清渣，并采用桩端后注浆工艺保证桩端承载力。9.2.5沉管灌注桩和内穷管灌注桩1.沉管灌注桩沉管灌注桩又称套管成孔灌注桩，根据沉管方法可分为锤击沉管灌注桩、振动沉管灌注桩和振动冲击沉管灌注桩。沉管灌注桩的施工工法为采用锤奇、振动或振动冲击等方法将带封口桩尖的钢套管沉到预定标高，然后边灌注混凝土、边拨出钢管而成桩。1)优点(1)设备操作简单，施工方便。346(2)施工速度"快，工期短，造价低。2)缺点(1)振动大，噪声高。(2)桩径较小，单桩承载力不高。9.2灌注桩施工(3)由于挤土效应导致成桩质量很不稳定，包括断桩、缩径、桩土上涌等。因此，对于饱和秸性土中成桩时，一定要注意控制日成桩量以降低挤土效应的负面影响。3)适用范围沉管灌注桩适用于一般结性土、粉土、淤泥质土、淤泥、松散至中密的砂土及人工填土等地层，不宜用于标准贯入击数N大于12的砂土、N大于15的勃性土以及碎石土。对于松散填土、松散砂土经沉管挤土可收到加密效果。挤土沉管灌注桩用于淤泥和淤泥质士层时，应局限于多层住宅桩基Q4)施工注意事项(1)锤击沉管灌注桩施工①锤击沉管灌注桩施工应根据土质情况和荷载要求，分别选用单打法、复打法或反插法。 ②锤击沉管灌注桩施工应符合:群桩基础的基桩施工，应根据土质、布桩情况，采取消减负面挤土效应的技术措施，确保成桩质量;桩管、混凝土预制桩尖或钢桩尖的加工质量和埋设位置应与设计相符，桩管与桩尖的接触应有良好的密封性。③灌注混凝土和拔管的操作控制应符合:沉管至设计标高后，应立即检查和处理桩管内的进泥、进水和吞桩尖等情况，并立即灌注混凝土;当桩身配置局部长度钢筋笼时，第一次灌注混凝土应先灌至笼底标高，然后放置钢筋笼，再灌至桩顶标高。第一次拔管高度应以能容纳第二次灌入的混凝土量为限，不应拔得过高。在拔管过程中应采用测锤或浮标检测混凝土面的下降情况;拔管速度应保持均匀，对一般土层拔管速度宜为lm/min，在软弱土层和软硬土层交界处拔管速度宜控制在O.3,......,0.8m/mi川采用倒打拔管的打击次数，单动汽锤不得少于50次/min，自由落锤小落距轻击不得少于40次/min;在管底未拔至桩顶设计标高之前，倒打和轻击不得中断。④混凝土的明落度宜采用80"""-"100mm。混凝土的充盈系数不得小于1.0;对于充盈系数小于1.0的桩，应全长复打，对可能断桩和缩颈桩，应采用局部复打。成桩后的桩身混凝土顶面应高于桩顶设计标高500mm左右。全长复打时，桩管入士深度宜接近原桩长，局部复打应超过断桩或缩颈区1m以上。⑤全长复打桩施工时应符合:第一次灌注混凝土应达到自然地面;拔管过程中应及时清除粘在管壁上和散落在地面上的混凝土;初打与复打的桩轴线应重合;复打施工必须在第一次灌注的混凝土初凝之前完成。(2)振动、振动冲击沉管灌注桩施工①振动、振动冲击沉管灌注桩应根据土质情况和荷载要求，分别选用单打法、复打法、反插法等。单打法可用于含水量较小的土层，且宜采用预制桩尖;反插法及复打法可用于饱和土层。②振动、振动冲击沉管灌注桩单打法施工的质量控制应符合:必须严格控制最后30s的电流、电压值，其值按设计要求或根据试桩和当地经验确定;桩管内灌满混凝土后，应先振动5----10s，再开始拔管，应边振边拔，每拔出O.5~1.Om，停拔，振动5""-"10s;如此反复，直至桩管全部拔出;在一般土层内，拔管速度宜为1.2........1.5m/min，用活瓣桩尖时宜慢，争用预制桩尖时可适当加快;在软弱土层中宜控制在O.6"""-"0.8m/mino③振动、振动冲击沉管灌注桩反插法施工的质量控制应符合:桩管灌满1昆凝土后，先振动再拔管，每次拔管高度0.5"""-"1.Om，反插深度O.3，......，0.5m;在拔管过程中，应分段添加混凝土，保347 篝9草朝主革掘工外臂图9.2-12内开沉管灌注桩打桩设备持管内混凝土面始终不低于地表面或高于地下水位1.0-----1.5m以上，拔管速度应小于0.5m/mm;在距桩尖处1.5m范围内，宜多次反插以扩大桩端部断面;穿过加泥夹层时，应减慢拔管速度，并减少拔管高度和反插深度，在流动性淤泥中不宜使用反插法。2.内穷沉管灌注桩内秀沉管灌注桩也称穷扩桩，分为带钢筋混凝土预制桩尖至于扩桩和无桩尖穷扩桩。前者与美国西方基础公司的西方扩底桩(WesternPedestalPile)类似;后者近似于富兰克(Franki)桩。我国的内开沉管灌注桩在20世纪70年代后期起源于断江杭州，其构思来自于国外的富兰克(Franki)桩。内劳沉管灌注桩打桩设备为在沉管灌注桩设备基础上，增加内穷管。1)优点(1)内穷沉管灌注桩由于劳扩成型，在桩端处形成扩大头，桩端面积增大，同时桩端持力层被劳实挤密，与一般灌注桩相比，单桩承载力较高。‘(2)桩身混凝土因劳扩成型，避免和减少了桩身缩径的缺陷。(3)施工工期短，成本低。2)缺点(1)当地层中有硬夹层时，桩管很难沉入。(2)成桩长度和直径均较小，外管直径325~450mm，桩长一般15m左右，单桩承载特征值2000kN以内。(3)遇承压水时，成桩困难。(4)i由于有挤土效应，在淤泥层较厚的沿海、沿江和内陆软土地区不宜采用。(5)在元有效措施避免施工产生液化的粉土或砂土地基不宜采用。3)适用植围使用范围基本与沉管灌注桩相同，且在距地面4-----20m范围内有一层较硬的土层作为桩端持力居时较为适用。的《建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008关于内开沉管灌注桩施工的要求(主)当采用外管与内穷管结合锤击沉管进行穷压、扩底、扩径时，内穷管应比外管短100mm，内穷管底端可采用闭口平底或闭口锥底(图9.2-13)。3489.2灌注桩施工(2了外管封底可采用干硬性混凝土、无水混凝土配料，经穷击形成阻水、阻泥管塞，其高度可为100mm。当内、外管间不会发生间隙涌水、涌泥时"亦可不采用上述封底措施。(3)桩端穷扩头平均直径可按下列公式估算:一次穷扩Dl=dOA/H1十h1~C1(ω队9斗.川22乞川且-归1;Yh1川t二州训叫咱I二次穷扩D2=川H1十凡十卢2-C1-C2(9.2-2)式中Dl、D2一一第一次、第二次穷扩扩头平均直径.(xn,);:d。一一一外管直径(m); Hl、Hz一一第一次、第二次奈扩工序中，外管内灌注:昆凝土面从桩底算起的高度(m);h1、h2十一第一次、第二次奈扩工序中.外管从鞋底算起的上拔高度(m)，分别可取Hl/2，H2/2;二飞jC1、G一一第一次、二次劳扩工序中，内外管同步下沉至离桩底的距离生均可取为O.2m(图9.~-14)。图9.2-13内外管及管塞图9.2-14扩底端(a)平底内穷管(b)锥底内芳管(4)桩身混凝土宜分段灌注;拨管时内穷管和桩锤应施压于外管中的混提土顶面，边压边拔。(5)施工前宜进行试成桩，并应详细记录混凝土的分次灌注量哈哈外管上拔高度i内管穷击次数4双管同步沉人深度，井应检查外管的封底情况，有无进水、涌泥等，经核定后可作为施工控制依据。9.2.6干作业成孔灌注桩干作业成孔灌注桩主要是指在地下水位以上地层采用机械或人工成孔灌注混凝土而成桩。具体施工方法可细分为t长(短)螺旋钻成孔古多节扩孔、铀孔扩底、机动洛阳铲成孔和人工控孔等。L优点11)成孔质量便于检查、桩周及桩端土性易于判断飞桩身混凝土灌注质量稳定可靠等优点。2)机械成孔时，干成孔作业施工具有环境污染少4噪声低b349第9章旺墓施工3)人工挖孔时，设备简单，迸出场方便，垂直运输工具一般为手摇铲辘、电葫芦或卷扬机等吊土工具。上述小型设备或工具特别适用于施工狭窄、崎岖山间坡地等大型施工机械作业空间有限的情况。的人工挖孔时，成孔机具简单，扩孔可靠，清底干净。5)人工挖孔时，可以分组同时作业，施工工期短。2.缺点1)桩径较小时，工人在孔内的劳动条件差，劳动强度高。2)遇有松软地层及地下水时或安全管理疏漏时，工人在孔下作业易发生安全事故。3)挖孔抽水易引起附近地面沉降、房屋开裂或倾斜、混凝土离析等事故。3.适用条件干作业成孔灌注桩适宜地下水位以上施工，使用于人工填土层、勃土层、粉土层、砂土层、碎石土层和风化岩层，在一些特殊土层如黄土、膨胀土和陈土中适应性也较强。4.((建筑桩基技术规范))JGJ94-2008关于干作业成孔灌注桩施工的要求。钻孔(扩底)灌注桩施工(1)钻孔时应符合:钻杆应保持垂直稳固，位置准确，防止因钻杆晃动引起扩大孔径;钻进速度应根据电流值变化，及时调整;钻进过程中，应随时清理孔口积土，遇到地下水、塌孔、缩孔等异常情况时，应及时处理。(2)钻孔扩底时应符合:应根据电流值或油压值，调节扩孔刀片削土量，防止出现超负荷现 象;扩底直径和孔底的虚土厚度应符合设计要求。(3)灌注混凝土前，应在孔口安放护孔漏斗，然后放置钢筋笼，并应再次测量孔内虚土厚度。扩底桩灌筑混凝土时，第一次应灌到扩底部位的顶面，随即振捣密实;浇筑桩顶以下5m范围内?昆凝土时，应随浇筑随振动，每次浇筑高度不得大于1.5mo2)人工挖孔灌注桩施工(1)人工挖孔桩的孔径(不含护壁)不得小于0.8m，且不宜大于2.5m;孔深不宜大于30mo当桩净距小于2.5m时，应采用间隔开挖。相邻排桩跳挖的最小施工净距不得小于4.5m。(2)人工挖孔桩混凝土护壁的厚度不应小于100mm，海凝土强度等级不应低于桩身混凝土强度等级，并应振捣密实;护壁应配置直径不小于8mm的构造钢筋，竖向筋应上下搭接或拉接。(3)人工挖孔桩施工应采取的安全措施:孔内必须设置应急软爬梯供人员上下;使用的电葫芦、吊笼等应安全可靠，并配有自动卡紧保险装置，不得使用麻绳和尼龙绳吊挂或脚踏井壁凸缘上下。电葫芦宜用按钮式开关，使用前必须检验其安全起吊能力;每日开工前必须检测井下的有毒、有害气体，并应有足够的安全防范措施。当桩孔开挖深度超过10m时，应有专门向井下送风的设备，风量不宜少于25L/s;孔口四周必须设置护栏，护栏高度宜为0.8m;挖出的土石方应及时运离孔口，不得堆放在孔口周边1m范围内，机动车辆的通行不得对井壁的安全造成影响;施工现场的一切电源、电路的安装和拆除必须遵守现行行业标准《拖工现场临时用电安全技术规范))JGJ46的规定。(4)开孔前，桩位应准确定位放样，在桩位外设置定位基准桩，安装护壁模板必须用桩中心点校正模板位置，并应由专人负责。(5)第→节井圈护壁应符合:井圈中心线与设计轴线的偏差不得大于20mm;井圈顶面应比场地高出100;-，...，l8Drnrn，壁厚应比下面井壁厚度增加100"-""150mmo(6)修筑井圈护壁应符合:护壁的厚度、竖向拉结筋、环向配筋、混凝土强度等级均应符合3509.2灌注怔陋工设计要求;上下节护壁的搭接长度不得小于50mm;每节护壁均应在当日连续施工完毕;护壁混凝土必须保证振捣密实，应根据土层渗水情况使用速凝剂;护壁模板的拆除应在灌注混凝土24h之后;发现护壁有蜂窝、漏水现象时，应及时补强;同一水平面上的井圈任意直径的极差不得大于50mmo(7)当遇有局部或厚度不大于1.5m的流动性淤泥和可能出现涌土涌砂时，护壁施工的处理方法:将每节护壁的高度减小到300"""-"500mm，并随挖、随验、r随捆住f昆凝土;采用钢护筒或有效的降水措施。 (8)挖至设计标高F终孔后应清除护壁上的泥土和孔底残苗、积水，并应进行隐蔽工程验收。验收合格后，应立即封底和灌注桩身混凝土。(9)灌注桩身混凝土时，棍凝土必须通过溜槽F当落距跑过3m时，应采用串筒，串筒末端距孔底高度不宜大于2m;也可采用导管泵送;混凝土宜采用插入式振动器振实。(10)当渗水量过大时，应采取场地截水γ降水或水下耀注混凝土等有敢措施。严禁在桩孔中边抽水边开挖边灌注，包括相邻桩的灌注口9.2.7长螺旋钻孔压灌桩长螺旋钻孔压灌桩施工采用长螺旋钻机钻孔至设计标高，混凝土泵将混凝土泵压经桩管由钻头底端溢出，边压?昆凝土边拔管直到地表，然后用专用设备将钢筋笼插入成桩。成孔与成桩有机结合，一机一次完成单桩施工作业。这种成桩工艺己迅速推广应用于桩基施工。其施工流程如图9.2-15所示。管入锤娟笼动具筋筋振夹制铜(a)(b)(c)(d)(e)图9.2-15长螺旋钻孔压灌桩施工流程(a)长螺旋钻机成孔至设计标高(b)边拔钻边泵入1昆凝土成素:昆凝土桩;(c)钢筋笼就位(d)钢筋笼送至设计标高(e)拔出钢筋导人管成桩1.优点1)该工艺不受地下水位限制，钻进成桩过程中无需泥浆护壁钳渣随排出随装运，对环境污染小。2)成孔与成桩相结合，一机一次完成单桩施工作业，施工简便、快捷、高效。3)与泥浆护壁灌注桩相比，元桩身泥皮与孔底沉渣，极限侧阻力与端阻力相对较高。351第9章怔墨施工图9.2-16长螺旋钻孔压灌桩施工情景2.缺点二、1)成孔直径与深庭有限，目前，最大直径只能到800rpm，深度28m左右。2)中密以上卵石￥大粒径漂石层."成孔(桩)困难。3)后插钢筋笼的垂直度和保护层厚度不易控制。3.适用范围长螺旋钻孔压灌桩适用于素填土、蒙古性土、粉土、砂质土及粒径不大的砂卵石层。4.((建筑桩基技术规范))JGJ94-2008关于长螺旋钻孔压灌桩施工的要求1)为保证泵送混凝土的流动性，需严格控制混凝土的骨料粒径及水泥用量等，为使钢筋笼顺利插入，混凝土初凝时间不得太短，为控制保护层厚度，应在钢筋笼上设置控位器。2)当需要穿越老蒙古土、厚层砂土、碎石土以及塑性指数大于25的蒙古土时，应进行试钻。3)钻机定位后，应进行复检，钻头与桩位点偏差不得大于20mm，开孔时下钻速度应缓慢;钻进过程中，不宜反转或提升钻杆。4)钻进过程中，当遇到卡锚、钻机摇晃、偏斜或发生异常声响时，应立即停钻，查明原因， 采取相应措施后方可继续作业。5)根据桩身混凝土的设计强度等级，应通过试验确定混凝土配合比;混凝土拥落度宜为180"""-"220mm;粗骨料可采用卵石或碎石，最大粒径不宜大于30mm;可掺加粉煤灰或外加剂。6)混凝土泵应根据桩径选型，混凝土输送泵管布置宜减少弯道，混凝土泵与钻机的距离不宜超过60mo7)桩身混凝土的泵送压灌应连续进行，当钻机移位时，混凝土泵料斗内的混凝土应连续搅拌，泵送混凝土时，料斗内混凝土的高度不得低于400mm。8)混凝土输送泵管宜保持水平，当长距离泵送时，泵管下面应垫实。9)当气温高于300C时，宜在输送泵管上覆盖隔热材料，每隔一段时间应洒水降温。10)钻至设计标高后，应先泵入混凝土并停顿10"""-"20s，再缓慢提升钻杆。提钻速度应根据土层情况确定，且应与混凝土泵送量相匹配，保证管内有←定高度的混凝土。11)在地下水位以下的砂土层中钻进时，钻杆底部活门应有防止进水的措施，压灌混凝土应连续进行?3529.3灌注枉届洼援工法12)压攘桩的充盈系数宜为1.0，.".，.，1.轧桩顶了昆凝土超躏高度v不宜小于队8".，.，0.5m。13)成桩后;，应及时清除钻杆及泵.(软)管内残留混凝土。长时间停置时，-应采用清水将钻杆、安泵管、混凝土泵清洗干净。14)混凝土压灌结束后应立即旷将钢筋笼插至设计深度b钢筋笼插设宜采用专用插筋器。9.3灌注桩后注浆工法9.3.1~灌注桩后注浆工艺流程《建筑桩基技术规范))JGJ94→2008中的灌注桩后注浆施工技术工艺流程如固9.-3.:.1"所示。检查注浆导管|起吊沉放铜筋笼|;检查注丰阀及其质量i飞图9.3-1灌注桩后注浆施工工艺流程图9.3.2注浆装置的设置与要求注浆装置包括注浆导管、桩底和桩侧注浆阀及相应的连接和保护配件(图9.3-2)。1.注浆导管材料选用注浆导管一般采用焊接钢管。桩喻注浆导管公称口径~25(山i壁JJ3~Omm左右?桩侧注浆导管公称口径白o..(3/4Jf);壁厚2.75mmo注浆管的管壁不应太薄，、否则与注浆阀管箍连接易出现断裂。当注浆导管兼用于桩身超声波检测时，可根据检测j要求适当加大」2.注接导管的连接注浆导管一般采用管箍连接或套管焊接两种方式。管箍连接简单，易操作，适用于钢筋笼运输和放置过程中挠度不大、注浆导管受力很小的情况。否则必须来用套管焊接c1所采用的焊接套管公称口径较注浆导管高一级，一般取CP32，壁厚3.25mm。焊接必须连手、H住裴导管续密闭，焊缝饱满均匀，不得有孔隙、砂眼，每个焊点应敲掉焊渣检查焊接质量，符合要求后才能进行下一道工序。 3.注浆导管设置1)注浆导管数量桩端注浆导管数量宜根据桩径大小设定，对于直径不大于1200mm的桩，宜沿钢筋笼圆周对称设置2根，对于直径大于1200rimi桩，宜对称设置3根。每道桩侧注浆阀设置一根桩侧注浆导管。2)注浆导管设置要点(1)注浆导管直径与主筋接近时宜置于加劲箍一侧，直径相差较大时宜分置于加劲箍两侧。(2)注浆导管上端均设管箍及丝堵;桩端注浆导管下端以管箍或套图9;3-~单向注浆管焊与接桩端注浆阀相连;桩侧注浆导管下端设三通与桩侧注浆阀相连ι;闹示意图353第9章枉墓施工(3)注浆导管与钢筋笼固定采用铅丝十字绑扎固定方法，绑扎应牢固，绑扎点应均匀。付)注浆导管的上端宜低于基桩施工作业地坪下200mm(视具体情况可略作调整);桩端注浆导管下端口(不包括桩端注浆阀)与钢筋笼底端的距离视桩端持力层土质而定，对于秸性士、砂土，可与纵向主筋端部相平，安放钢筋笼后，注浆阀可随之插入持力层和沉渣中;对于砂卵石、风化岩层，注浆阀外露长度宜小于5cm(外露过长易折断)。(5)桩空孔段压浆导管管箍连接应牢靠。4.注浆阀构造要求与设置1)注浆阀的基本要求(1)注浆阀应能承受1MPa以上静水压力;管阀外部保护层应能抵抗砂石等硬质物的刮撞而不至使管阀受损;(2)注浆管阀应具备单向逆止功能。2)注浆阀安装和钢筋笼置放(1)注浆阀需待钢筋笼起吊至桩孔边垂直竖起后方可安装，与钢筋笼形成整体;(2)安装前应仔细检查注浆阀及连接管箍的质量，包括注浆阀内元异物、保护层完好、管箍无裂缝;(3)钢筋笼起吊至孔口后，应以工具敲打注浆管，排除管内铁锈、异物等;(4)桩端注浆阀和桩侧注浆阀在钢筋笼吊起人孔过程与注浆导管连接，并作到牢固可靠。(5)钢筋笼人孔沉放过程中不得反复向下冲撞和扭动。5.注浆装置与钢筋笼放置后的检测可采用带铅锤的细钢丝探绳沉放至注浆导管底部进行检测。检测可能出现以下几种情况:1)导管内无水、泥浆、异物，属于理想状态;2)导管底部有少量的清水，可能由于焊接口或导管本身存在细小的砂眼所致，可不做处理;3)注浆管内有大量的泥浆，此时应将钢筋笼提出孔外，修理后重新放入桩孔内。检验合格，用管箍和丝堵将注浆管上部封堵保护。桩灌注混凝土完毕孔口回填后，应插有明显的标识，加强保护，严禁车辆碾压。9.3.3灌注桩后注浆施工1.后注浆施工所用设备及要求1)后注浆机械设备注浆泵采用2~3SNS型高压注浆泵，额定压力不小于8MPa，额定流量50"-""75L/min，功率11，.-...，18kW。 2)监控压力表注浆泵控监测压力表为2.5级16MPa抗震压力表。3)液浆搅拌机液浆搅拌机为与注浆泵相匹配的YJ-340型液浆搅拌机，容积为0.34时，功率也W。4)输浆管注浆泵与桩顶注浆钢导管之间的输浆管应采用高压流体泵送软管，额定压力不小于8MPao2.后注浆时间及施工111页序1)注浆作业宜于成桩2天后开始;2)对于饱和土中的复式注浆顺序宜先桩侧后桩端;对于非饱和土宜先桩端后桩侧;多断面桩侧注浆应先上后下;桩侧桩端注浆间隔时间不宜少于2h;3549.4混凝土预制桩弓钢枉施工3)桩端注浆应对同一根桩的各注浆导管依次实施等量注浆。其目的是使浆液扩散分布趋于均匀，并保证注浆管均注满浆体以有效取代钢筋;的注浆作业离成孔作业点的距离不宜小于8""-"10m;5)对于桩群注浆宜先外围，后内部。3.后注浆参数的确定注浆参数包括浆液配比、终止注浆压力、流量、注浆量等参数，后注浆作业开始前，宜进行试注浆，优化并最终确定注浆参数。设计应符合下列要求:1)浆液的水灰比应根据土的饱和度、渗透性确定，对于饱和土宜为0.5""""-"0.7，对于非饱和土宜为O.7~0.9(松散碎石土、砂砾宜为O.5""""--"0.6);低水灰比浆液宜掺入减水剂;地下水处于流动状态时，应掺入速凝剂;2)桩端注浆终止工作压力应根据土层性质、注浆点深度确定，对于风化岩、非饱和教性土、粉土，宜为5"""""--"10MPa;对于饱和土层宜为1.5""""-"6MPa，软土取低值，密实秸性土取高值;桩假11注浆终止压力宜为桩端注浆的约1/2;3)注浆流量不宜超过75L/min;4)单桩注浆量的设计主要应考虑桩径、桩长、桩端桩恻li土层性质、单桩承载力增幅、是否复式注浆等因素确定，可按下式估算:Gc=αpd十αnd(9.3一1)式T飞、α5分别为桩端、桩侧注浆量经验系数，αp=1.5""""-"1.8，αs=0.5""""-"0.7;对于卵、砾石、中粗砂取较高值;密实土层取低值;η一一桩侧注浆断面数;d--一基桩设计直径(m);Gc-一注浆量，以水泥重量计(t)。独立单桩、桩距大于6d的群桩和群桩初始注浆的数根基桩的注浆量应按上述估算值乘以1.2的系数。4.后注浆的终止条件后注浆质量控制采用注浆量和注浆压力双控方法，以水泥注入量控制为主，泵送终止压力控制为辅。达到以下条件时可终止注浆: 1)注浆总量和注浆压力均达到设计要求;2)水泥压人量达到设计值的75%，泵送压力超过设定压力的1倍。5.后注浆过程若干问题的处理1)注浆压力长时间低于正常值或地面出现冒浆或周围桩孔串浆时，应改为间歇注浆，间歇时间宜为30"""""--"60，或调低水灰比。2)在非饱和土中注浆，出现桩顶上抬量超过，或地表出现隆起现象，此时应适当调高水灰比，或实施间歇注浆。3)当注浆压力长时间偏高、注浆泵运转困难时，宜采用掺入减水剂、提高水泥强度等级(细度增大)等提高可注性措施。9.4混凝土预制桩与钢桩施工9.4.1混凝土预制桩的制作预制混凝土桩包括预制钢筋混凝土实心方桩、预应力混凝土管桩和预应力混凝土空心方桩。355第9章桩基础工L预制钢筋混凝土实心方桩预制钢筋混凝土实心方桩简称预制钢筋混凝土方桩。从1910年日本人用振动法制造出350mmX350mmX6000mm的预制混凝土方桩至今已有近100年的历史了。这种桩型具有加工制作简单，施工机械简单、二施工快捷、可广泛用于各类的桩基工程等优点。目前国内这种桩型的强度可达C60，国外可达C100，沉桩深度可达60m以上。相关现行标准回集为《预制钢筋混凝土方桩))(04G361)，标准图集中有详细的制作标准及要求。2.预应力混凝土管桩预应力?昆凝土管桩分为预应力混凝土管桩(PC、混凝土强度等级C60)和预应力高强混凝土管桩(PHC、混凝土强度等级C80)。预应力?昆凝土管桩适用于软土、素占性土、粉土、砂土及全风化岩等地层条件，在建筑、桥梁、港口等工程中得到了广泛的应用。我国自从20世纪40年代开始引进研发预应力棍凝土管桩，到80年代末，预应力混凝土管桩的生产应用逐步增多，尤其是近十年来的推广应用，预应力管桩得到迅速发展。据不完全统计，目前我国有管桩生产厂约200家，主要分布在华南、华东、东北和西南地区，其中不少产品已达国际先进水平。日本、美国和欧洲使用预制棍凝土桩较多，其中，日本是当今世界混凝土管桩方面技术领先的国家。预应力混凝土大直径管桩(直径二三1.Om)简称预应力大管桩，预应力大管桩的管节成型工艺有复合法和立式法两类，现有产品的直径分1.0m、1.2m和1.4m三类，大多用于内河中小港口码头等工程。目前，在美国预应力混凝土大管桩的最大直径已达96英寸(约2.4m)。我国相关现行标准有《先张法预应力混凝 土管桩))c:.13476-2009、《先张法预应力混凝土薄壁管桩>>JC888-2001和标准图集《预应为混凝土管桩))(03出409)，标准图集中有详细的制作标准及要求。3.预应力混凝土空心方桩预应力?昆凝土空心方桩是一种较新桩型，截面形状为内圆外方，制作方法与预应力混凝土管桩类似，离心成型，先张法施加预应力。预应力混凝土空心方桩分为预应力混凝土空心方桩(PS)与预应力高强混凝土空心方桩(PHS)0混凝土强度等级分别为C60和C80。预应力混凝土空心方桩与预应力提凝土管相比，具有更适宜堆放，更有利于接桩施工等优点。相关标准有《预应力混凝土空心方桩))JG197-2006和标准图集《预应力提凝土空心方桩》(08SG360)，标准图集中有详细的制作标准及要求。4.<(建筑桩基技术规范>>JGJ94-2008有关混凝土预制桩制作的规定1)混凝土预制桩可在施工现场预制，预制场地必须平整、坚实。2)制桩模板宜采用钢模板，模板应具有足够刚度，井应平整，尺寸应准确o3)钢筋骨架的主筋连接宜采用对焊和电弧焊曾当钢筋直径不小于20mm时，宜采用机械接头连接。主筋接头配置在同→截面内的数量应符合:当采用对焊或电弧焊时，对于受拉钢筋，不得超过50%;相邻两根主筋接头截面的距离应大于35dg(主筋直径)，并不应小于500mm;必须符合现行行业标准《钢筋焊接及验收规程))JGJ18和《钢筋机械连接技术规程))JGJ107的规定。的预制桩钢筋骨架的允许偏差应符合表9.4-1的规定。表9.4-1预制桩钢筋骨架的允许偏差项目允许偏差(mm)项~目允许偏差(mm)主筋间距::1:::5吊环露出桩表面的高度::1:::10桩尖中JL"线10主筋距桩顶距离士5箍筋间距~螺旋筋的螺距土20桩顶钢筋网片位置士10吊环沿纵轴线方向士20多节桩桩顶预埋件位置士3吊环措垂直于组轴线方向::1:::203569.4渥踞主预制旺弓钢怔施工5)桩的单节长度应符合:满足桩架的有效高度、制作场地条件、运输与装卸能力;避免在桩尖接近或处于硬持力层中时接桩。的灌注1昆凝土预制桩时，宜从桩顶开始灌筑，并应防止另-端的砂浆积聚过多。锤击预制桩的骨料粒径宜为5~40mm。7)重叠法制作预制桩时应符合:桩与邻桩及底模之间的接触面不得枯连z上层桩或邻桩的浇筑，必须在下层桩或邻桩的混凝土达到设计强度的30%以上时，方可进行;桩的重叠层数不应超过4层。的混凝土预制桩的表面应平整、密实，制作允许偏差应符合表9.←2的规定。表9.4-2混凝土预制桩制作允许偏差(ITllll)桩型项目允许偏差(mm) 横截面边长土S桩顶对角线之差<5卜一一一一一一一一保护层厚度土5钢筋?昆凝士实心桩桩身弯曲矢商不大于1%。桩长且不大于20桩尖偏心~10桩端面倾斜<0.005桩节长度土20直径+5长度士0.5%L管壁厚度-5保护层厚度+10,-5钢筋1昆凝土管桩￡桩身弯曲(度)矢高L/IOOO桩尖偏"L"t<10桩头板平整度~2桩头板偏JL"主主29)预制桩钢筋骨架的允许偏差表中项次(7)和(8)应予强调。按以往经验，如制作时质量控制不严，造成主筋距桩顶面过近，甚至与桩顶齐平，在锤击时桩身容易产生纵向裂缝，被迫停锤。网片位置不准，往往也会造成桩顶被击碎。10)不宜在桩尖处硬层中接桩。这时如电焊连接越时较长，飞桩周摩阻得到恢复，使进→步锤击发生困难。对于静力压桩，则沉桩更困难，甚至压不下去。若采用机械式快速接头，叫可避免这种情况。11)根据实践经验，凡达到强度与龄期的预制桩大都能顺利打人土中，很少打裂;而仅满足强度不满足龄期的预制桩打裂或打断的比例较大。为使沉桩顺利进行，应做到强度与龄期双控。9.4.2混凝土预制桩的起吊、运输和堆放混凝土预制桩的起吊、运输和堆放是影响桩身质量的重要环节".如棍凝土强度未到或操作不当，都容易造成桩身损伤。混凝土预制桩的起吊、运输和堆放过程桩身易受弯，产生拉应力，规范中相关规定的基本原则是避免产生超过设计允许的桩身拉应力而使桩损伤。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008关于混凝土预制桩的起吊、运输和堆放作业要点如下:1)泡凝土实心桩的吊运:混凝土设计强度达到70%及以上方可起吊，达到100%方可运输p357第9章旺基施工桩起吊时应采取相应措施，保证安全平稳，保护桩身质量;水平运输时，应做到桩身平稳放置，严禁在场地上直接拖拉桩体。2)预应力混凝土空心桩的吊运:出厂前应作出广检查，其规格、批号、制作日期应符合所 属的验收批号内容;在吊运过程中应轻吊轻放，避免剧烈碰撞;单节桩可采用专用吊钩勾住桩两端内壁直接进行水平起吊;运至施工现场时应进行检查验收，严禁使用质量不合格及在吊运过程中产生裂缝的桩o3)预应力?昆凝土空心桩的堆放:堆放场地应平整坚实，最下层与地面接触的垫木应有足够的宽度和高度。堆放时桩应稳固，不得滚动;应按不同规格、长度及施工流水顺序分别堆放;当场地条件许可时，宜单层堆放;当叠层堆放时，外径为500"""-"600mm的桩不宜超过4层，外径为300"""400mm的桩不宜超过5层;叠层堆放桩时，应在垂直于桩长度方向的地面上设置2道垫木，垫木应分别位于距桩端0.2倍桩长处;底层最外缘的桩应在垫木处用木模塞紧;垫木宜选用耐压的长木彷或枕木，不得使用有棱角的金属构件。4)取桩:当桩叠层堆放超过2层时，应采用吊机取桩，严禁拖拉取桩;三点支撑自行式打桩机不应拖拉取桩。9.4.3混凝土预制桩的接桩?昆凝土预制桩的连接有焊接、法兰连接和机械快速连接(螺纹式、啃合式)三种方式。《建筑桩基技术规范ììJGJ94…-2008对不同连接方式的技术要点和质量控制环节作出相应规定，以避免以往工程实践中常见的由于接桩质量问题导致沉桩过程由于锤击拉应力和土体上涌接头被拉断的事故。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008关于1昆凝土预制桩的接桩的施工要点如下:1)焊接接桩:钢饭宜采用低碳钢，焊条宜采用E43;并应符合现行行业标准《建筑钢结构焊接技术规程>ìJGJ81要求。此外，下节桩段的桩头宜高出地面0.5m;下节桩的桩头处宜设导向箍。接桩时上下节桩段应保持)1顶直，错位偏差不宜大于2mm。接桩就位纠偏时，不得采用大锤横向敲打;桩对接前，上下端板表面应采用铁刷子清刷干净，坡口处应刷至露出金属光泽;焊接宜在桩四周对称地进行，待上下节桩固定后拆除导向箍再分层施焊;焊缝层数不得少于2层，第一层焊完后必须把焊渣清理干净，方可进行第二层施焊，焊缝应连续、饱满;焊好后的桩接头应自然冷却后方可继续锤击，自然冷却时间不宜少于8min;严禁采用水冷却或焊好即施打;雨天焊接时，应采取可靠的防雨措施;焊接接头的质量宜采用探伤检测，对于同一工程探伤抽样检验不得少于3个接头。2)法兰接桩:钢饭和螺栓宜采用低碳钢。3)机械快速螺纹接桩:安装前应检查桩两端制作的尺寸偏差及连接件，无受损后方可起吊施工，其下节桩端宜高出地面0.8m;接桩时，卸下上下节桩两端的保护装置后，应清理接头残 物，涂上润滑脂;应采用专用接头锥度对中，对准上下节桩进行旋紧连接;可采用专用链条式扳手(臂长1m卡紧后人工旋紧再用铁锤敲击板臂，)进行旋紧，锁紧后两端板尚应有1"""2mm的问隙。。机械啃合接头接桩:将上下接头级清理干净，用扳手将巳涂抹沥青涂料的连接销逐根旋入上节桩I型端头饭的螺栓孔内，并用钢模板调整好连接销的方位;剔除下节桩H型端头饭连接槽内泡沫塑料保护块，在连接槽内注入沥青涂料，并在端头银面周边抹上宽度20mm、厚度3mm的沥青涂料;当地基士、地下水含中等以上腐蚀介质时，桩端银板面应满涂沥青涂料;将上节桩吊起，使连接销与H型端头饭上各连接口对准，随即将连接销插入连接槽内;加压使上下节桩的桩头饭接触，接桩完成。3589.4混凝土预制桩与钢桩施工9.4.4沉桩预制混凝土桩的沉桩方法有振动阮桩法)静力压桩法和锤击沉桩法三类，其中振动沉桩法主要用于斜桩施工，常与射永沉桩结合;常用的沉桩方法主要有锤击z沉桩法和静力压桩法两种。1.锤击沉桩锤击沉桩法的设备与工艺较简单，施工速度快，在土层适合和桩身强度允许条件下，沉桩深度均可满足设计要求。锤击沉桩设备以筒式柴油打桩机为主，其设备出桩架、!行走机构及柴油锤三部分组成。打桩架有万能i1T桩架、榄杆式打桩架等形式，打桩架应有足够的稳定性，行走机构有走管式、轨道式、液压步履式和履带式等形式。关于锤击沉桩的施工;要点如下:1)沉桩前必须处理空中和地下障碍物，场地应平整，排水应畅通，并应满足打桩所需的地面承载力。2盯)桩打人时:桩帽或送桩帽与桩周围的间隙应为5~1川Omm;杏附设硬木、麻袋、草垫等弹性衬垫;桩锤、桩帽或送桩帽应和桩身在同~中心线上;桩插入时的垂直度偏差不得超过0.5%O3)打桩顺序:对于密集桩群，自中间向两个方向或u四周对称施打;当一侧毗邻建筑物时，由毗邻建筑物处向另一方向施打;根据基础的设计标高，宜先深后浅;根据桩的规格，♂宜先大后小，先长后短。4)桩终止锤击的标准:当桩端位于一般土层时，应以控制桩端设1.1标高为主，贯人度为辅;桩端达到坚硬、硬塑的黠性土、中密以上粉土、砂土γ碎石类主及」乱化岩时，应以贯人庭控制为主，桩端标高为辅;贯人度已达到设计要求而桩端标高未达到时，应继续锤击i阵".弄按:每阵10击的贯入度不应大于设计规定的数值确认J必要时".施工控制贯人应应通过试验确定;;预应力混凝土管桩的总锤击数及最后1.0m沉桩锤击数应根据当地工程经验确定J5)当遇到贯人度剧变，桩身突然发生倾斜、位移戚有严重回弹、桩顶或桩身出现严重裂缝、 破碎等情况时，应暂停打桩，并分析原因，采取相应措施。6)当采用射水法沉桩时:射水法沉桩宜用于砂土和碎石土;沉桩至最后1r--.-Zm时?应停止射水，并采用锤击至规定标高，终锤控制标准可按《建筑桩基技术规范))JGJ94~2008第7.4.6条有关规定执行。7)施打大面积密集群桩时:对预钻孔沉桩，预钻孔孔径可比桩径(或方桩对角线)小50r--.-100mm，深度可根据桩距和土的密实度、渗透性确定，宜为桩长的1/3r-.1/2;施工时应随钻随1T;桩架宜具备钻孔锤击双重性能;应设置袋装砂井或塑料排水板。袋装砂井直径宜为70r-.../80mm，间距宜为1.0----1.5m，深度宜为10"-""12m;塑料排水板的深度、间距与袋韩砂井相同。为消减挤土效应对相邻市政设施、建筑物的影响，可设置隔离板桩或地下连续墙或开挖地面防震沟，并可与其他措施结合使用。防震沟沟宽可取O.5r--.-0.8m，深度按土质情况决定;应限制打桩速率;沉桩结束后，宜普遍实施一次复打;沉桩过程中应加强邻近建筑物、地下管线等的观测、监护。8)锤击沉桩送桩:送桩深度不宜大于2.0m;当桩顶打至接近地面需要送桩时，应测出桩的垂直度并检查桩顶质量，合格后应及时送桩;送桩的最后贯人度应参考相同条件下不送桩时的最后贯入度并修正;送桩后遗留的桩孔应立即回填或覆盖。当送桩深度超过2.0m且不天手ιOm时，打桩机应为主点支撑履带自行式或步履式柴油打桩机F桩帽和桩锤之间应用竖纹硬木或盘圆层叠的钢丝绳作"锤垫"，其厚度宜取150r-.../200mm。9)送桩器及衬垫设置:送桩器宜做成圃筒形，并应有足够的强度、国导度和耐打"险。送桩器359器B量量桩矗掘工长度应满足送桩探度的要求，弯曲度不得大于1/1000;送桩器上下两端面应平整，且与送桩器中心轴线相垂直;送桩器下端面应开孔，使空心桩内腔与外界连通;迭桩器应与桩匹配。套筒式送桩嚣气F端的套筒深度宜取250"""-"350mm，套管内径应比桩外在大2.o""--J30mm，插销式送桩器下端的插销长应宜取200----300，mm，杆销外径应比(管)桩内径小20-----30rnmo对于腔内存有余浆的管桩，不宜采用插销式送桩器;送桩作业时，送桩器与桩头之间应设置1----2层麻袋或硬纸板等衬挚。内填弹性衬垫压实后的厚度不宜小于60mmo,10)施工现场应配备桩身垂直度观测仪器(长条水准尺或经纬仪)和观测人员随时量测桩身的垂直度。打λ桩(预制混凝土方桩、预应力混凝土空心桩、铜:桩)的桩位偏差，应符合表9.4-3规定。斜桩倾斜度的偏差不得大于倾斜角正切值的15%(倾斜角系桩的纵向中心线与铅垂 线间夹角)。表9.4-3打入桂桩位的允许偏差(mm)项目带有基础梁的桩(1)垂直基础梁的中心线(2)沿基础梁的中心线桩数为1~3棍桩幕中的桩桩数为4~16根桩基中的桩桩挝大于16根桩基中的桩(1)，最外坞的桩(2)中间桩i允许偏差HH-i11川UAU-n-un1Eu+dhiuO+UAU1001/3桩径或边长1/3桩径或边长1/2桩程或边长注H为施工现场地面标高与桩顶设计标高的距离。11)桩锤的选用应根据地质条件、桩型、桩的密集程度、单桩竖向承载力及现有施工条件等因素确定，也可按表9.4-A选用。表9.4-4镖重选择襄柴油幢(1)锤型025D35045D60D72D80D100冲击部分质量(1),2.53.54.56.07.28.010.0总质量(1)6.57.29.615.018.017.020.0锤的动力20002500400050007000性能冲击力(kN)----2500--...-4000".....5QOO----7000~10000>10000>12000常用冲程(m)1.8--2.3预制方桩、预应力管桩的350----400----450~500----550~600以上600山上边长或直径(mm)400450500550600也铜管桩直程(mm)400600900900----1000900以上，"900以上‘J黠性一般进入深度(rn)1.5----2.0~2.5----3.0"":-"3.0"""2.53.03.54.05.0粉土静力触探比贯人阻力"P"平拣力层均值(MPa)45>5>5>5,一般进入深度(m)0.5--....1.0--1.5,-....2.0,-....2.5,-....4.0--5.0....... 砂土J1.52.02.53.03.55.06.0i标准贯人告费~N63.5(未修20----30---40---45""-"50>50>50:,1正)30404550锤的常肩控制贯人度(cm/10击)2---33.......,54----85----107----123000民叶耻耻』蓝眼面战力(k~)""16001"----4000‘""""50005000----7000""10000>10000>10000注本表仅供选锤用;2本在适用于撞墙进入硬土摆一定探度的长度为2.----60m的钢筋混凝土预制桩及长度为4b----60m的铜管桩。B6D日.4混黯土预制桩弓倒在施工2.静压沉桩静压沉桩是通过压桩机自重及桩架上的配重作为反力将预制桩压人土中的一种沉桩工艺。压桩设备有绳索式压桂机和液压式压桩机。绳索式应桩机主要由桩架、压梁、桩帽、卷扬机、钢丝绳与滑轮组等组成，此种压桩机的压桩能力不大?最大仅为lOOOkN左右。液压式压桩机由桩架、行走机构、夹具、配重、千斤顶及液压动力系统等组成f目前被压式压桩机最大压桩力可达10000kN左右。静压沉桩对桩的传力方式分为顶压式和抱压式两种，目前多为抱压式，夹具根据桩截固不同，分为方桩夹具与圆桩夹具。图9，/4-1、回9.4-2为绳索式压桩机和液压式压桩机的示意图，表9.4-5为几种典型压桩机的性能对比"6，图9.4-1绳索式压桩机图9.令2被压式压桩机表9.4-5几种典型压桩机的性能对比桩机型号最大压桩力最大压桩速度，装机功率性能功率比fCkN)UCm/min)NCkw)KC统一单位).?YZY16017001.8700.72DYZ3203200O.94550.89日本桩机22500,555。，4ZYJ18018002.1441.56ZYJ24024002.1"441.87ZYJ320~2002.:.1442.,49注:其中K=只J/N，为"性能功率比日本桩机"系日本的→种压桩装置。仔|自史佩栋主编《搓器工程手册>>P662)《建筑桩基技术规范>)JGJ94←2008中关于静压沉桩施工的要求如下:1)采用静压沉桩时，场地地基承载力不应小于压桩机接地压强的1~2倍，"il场地应平整。2)选择压桩机的参数应包括:压桩机型号、桩机质量(不含配重λ最大压桩力等;压桩机的外形尺寸及拖运尺寸P 压桩机的最小边桩距及最大压桩力;长、短船型履靴的接地压强;夹持361第9童旺墓瞄了机构的形式;液压油缸的数量、直径，率定后的压力表读数与压桩力的对应关系;吊桩机构的性能及吊桩能力。3)压桩机的每件配重必须用量具核实，并将其质量标记在该件配重的外露表面;液压式压桩机的最大压桩力应取压桩机的机架重量和配重之和乘以0.904)当边桩空位不能满足中置式压桩机施压条件时，宜利用压边桩机构或选用前置式液压压桩机进行压桩，但此时应估计最大压桩能力，减少造成的影响。5)当设计要求或施工需要采用引孔法压桩时，应配备螺旋钻孔机，或在压桩机上配备专用的螺旋钻。当桩端持力层需进入较坚硬的岩层时，应配备可入岩的钻孔桩机或冲孔桩机。的最大压桩力不得小于设计的单桩竖向极限承载力标准值，必要时可由现场试验确定。7)静力压桩施工的质量控制应符合:第一节桩下压时垂在度偏差不应大于0.5%;宜将每根桩一次性连续压到底，且最后一节有效桩长不宜小于5m;抱压力不应大于桩身允许侧向压力的1.1倍。8)终压条件应符合:应根据现场试压桩的试验结果确定终压力标准;终压连续复压次数应根据桩长及地质条件等因素确定。对于人土深度大于或等于8m的桩，复压次数可为2"""-"3次;对于人土深度小于8m的桩，复压次数可为3"""-"5次;稳压压桩力不得小于终压力，稳定压桩的时间宜为5，-....，10so的压桩顺序宜根据场地工程地质条件确定，并应符合:对于场地地层中局部含砂、碎石、卵石时，宜先对该区域进行压桩;当持力层埋深或桩的人土深度差别较大时，宜先施压长桩后施压短桩。10)压桩过程中应测量桩身的垂直度。当桩身垂直度偏差大于1%的时，应找出原因并设法纠正;当桩尖进人较硬土层后，严禁用移动机架等方法强行纠偏。11)出现下列情况之一时，应暂停压桩作业，并分析原因，采取相应措施:(1)压力表读数显示情况与勘察报告中的土层性质明显不符;(2)桩难以穿越具有软弱下卧层的硬夹层;(3)实际桩长与设计桩长相差较大;(4)出现异常响声;压桩机械工作状态出现异常;(5)桩身出现纵向裂缝和桩头混凝土出现剥落等异常现象;(6)夹持机构打滑;(7)压桩机下陷。12)静压送桩的质量控制应符合:测量桩的垂直度并检查桩头质量，合格后方可送桩，压、送作业应连续进行;送桩应采用专制钢质送桩器，不得将工程桩用作送桩器;当场地上多数桩的有效桩长L小于或等于15m或桩端持力层为风化软质岩，可能需要复压时，送桩深度不宜超过1.5m;除满足本条上述规定外，当桩的垂直度偏差小于1%，且桩的有效桩长大于15m时，静 压桩送桩深度不宜超过8m;送桩的最大压桩力不宜超过桩身允许抱压压桩力的1.1倍。13)引孔压桩法质量控制应符合:引孔宜采用螺旋钻;引孔的垂直度偏差不宜大于0.5%;引孔作业和压桩作业应连续进行，间隔时间不宜大于12h;在软土地基中不宜大于3h;引孔中有积水时，宜采用开口型桩尖。14)当桩较密集，或地基为饱和淤泥、淤泥质土及教性土时，应设置塑料排水板、袋装砂井消减超孔压或采取引孔等措施。在压桩施工过程中应对总桩数10%的桩设置上涌和水平偏位观测点，定时检测桩的上涌量及桩顶水平偏位值，若上涌和偏位值较大，应采取复压等措施。15)对于预制混凝土方桩、预应力?昆凝土空心桩、钢桩等压人桩的桩位允许偏差，应符合表3629.4混凝土预制桩与钢桩施工9.4-3的规定。9.4.5钢桩施工1.钢桩的种类1)钢管桩20世纪30年代欧洲开始大量采用钢管桩作为桥梁、高层建筑~海港码头的基础。由于具有较高的竖向和水平向承载力及抗锤击能力，且易于贯穿坚硬土层、桩的长度调节方便、沉桩时挤土效应小等优点，随着技术、经济的发展，钢管.....----咱…._~桩的应用数量与日俱增。从20世纪70年代末开始，我国沿海地区部分大型钢厂、发电厂房及设备基础、深水码头和高层建筑开始运用钢管桩作为基础。近20年来，大型石油平台、海上巨型桥梁及深水码头的建设促进钢管桩的直径与深度往更大更深的方向发展。目前，欧美及日本的钢管桩长度已达100m以上，直径超过了2500mm。钢管桩可分为常规钢管桩和异形钢管桩(主要用作围堪、码头、护岸的挡土、挡水)，常规钢管桩国内已有多家厂家生产，异形钢板桩国内尚无厂家生产(图9.4一3)。2)钢桩的防腐钢桩元论在大气中，还是在岩土或水中，均图9.4-3钢管桩会受到不同程度的腐蚀，永久性工程中，必须考虑钢桩的防腐问题。钢桩的防腐方法主要有:增加腐蚀余量(牺牲厚度法)、防腐涂层、有(元)机物防腐层和电气防腐蚀。2.钢桩的制作钢桩制作偏差不仅要在制作过程控制，运到工地后在施打前还应检查，否则沉桩时会发生困难，甚至成桩失败。这是因为出厂后在运输或堆放过程中会因措施不当而造成桩身局部变形。此外，出厂成品均为定尺钢桩，而实际施工时都是由数根焊接而成，但不正好是定尺桩的组合，多 数情况下，最后一节为非定尺桩，这就要选行切割。因此要对切割后的节段及拼接后的桩进行外形尺寸检验。关于钢桩的制作应符合下列规定:1)制作钢桩的材料应符合设计要求，并应有出广合格证和检验报告。2)现场制作钢桩应有平整的场地及挡风防雨措施。3)用于地下水有侵蚀性的地区或腐蚀性土层的钢桩，应按设计要求作防腐处理。4)钢桩制作的允许偏差应符合表9.4-6的规定，钢桩的分段长度同混凝土预制桩的规定，且不宜大于15m。表9.4-6钢桩制作的允许偏差项目允许偏差(mm)外径或断面尺寸桩端部士0.5%外径或边长桩身土0.1%外径或边长长度>0矢高ζ1%。桩长端部平整度至二2(H形桩~l)端部平面与桩身中心线的倾斜值三三2363第9章桩基施工3.钢桩的焊接焊接是钢桩施工中的关键工序，必须严格控制质量。关于钢桩的焊接成符合下列规定:1)必须清除桩端部的浮锈、油污等脏物，保持干燥;下节桩顶经锤击后变形的部分应割除;上下节桩焊接时应校正垂直度，对口的问隙宜为2"-""3mm;焊接应对称进行;应采用多层焊，钢管桩各层焊缝的接头应错开，焊渣应清除;2)焊丝(自动焊)或焊条应烘干。如焊丝不烘干，会引起烧焊时含氢量高，使焊缝容易产生气孔而降低其强度和韧性，因而焊丝必须在200，-...，3000C温度下烘干2小时。据有关资料，未烘干的焊丝其含氢量为12mL/100gm，经过3000C温度烘干2小时后，减少到9.5mL/100gm。3)当气温低于OOC或雨雪天，无可靠措施确保焊接质量时，不得焊接。现场焊接受气候的影响较大，雨天烧焊时，由于水分蒸发会有大量氧气混入焊缝内形成气孔。大于10m/s的风速会使自保护气体和电弧火焰不稳定。雨天或刮风条件下施工，必须采取防风避雨措施，否则质量不能保证。4)每个接头焊接完毕，应冷却1min后方可锤击。焊缝温度未冷却到一定温度就锤击，易导致焊缝出现裂缝。浇水骤冷更易使之发生脆裂。因此，必须对冷却时间予以限定且要自然冷却。有资料介绍，1分钟停歇，母材温度即降至3000C，此时焊缝强度可以承受锤击应力。5)H形钢桩或其他异型薄壁钢桩，接头处应加连接板，可按等强度设置。H形钢桩或其他 薄壁钢桩不同于钢管桩，其断面与刚度本来很小，为保证原有的刚度和强度不致因焊接而削弱，一般应加连接板。6)外观检查和无破损检验是确保焊接质量的重要环节。焊接庚量应符合国家现行标准《钢结构工程施工质量验收规范))GB50205和《建筑钢结构焊接技术规程))JGJ81的规定，每个接头除应按表9.4-7规定进行外观检查外，还应按接头总数的5%进行超声或2%进行X射线拍片检查，对于同一工程，探伤随机抽样检验不得少于3个接头。超声或拍片的数量应视工程的重要程度和焊接人员的技术水平而定，((建筑桩基技术规范))JGJ94-2008提供的数量，仅是一般工程的要求。表9.4-7接桩焊锺外观允许偏差项目允许偏差(mm)项目允许偏差(mm)上下节桩错口:哎边探度(焊缝)0.5①铜管桩外在二三70ümr丑3加强层高度(焊缝)。"""-"2②铜管桩外径<7üümm2加强层宽度(焊缝)。"-"3H形铜桩14.钢桩的运输和堆放钢管桩出厂时，两端应有防护圈，以防坡口受损;对H形桩，因其刚度不大，若支点不合理，堆放层数过多，均会造成桩体弯曲，影响施工。关于钢桩的运输与堆放应符合下列规定:1)堆放场地应平整、坚实、排水通畅;2)桩的两端应有适当保护措施，铜管桩应设保护圈;3)搬运时应防止桩体撞击而造成桩端、桩体损坏或弯曲;4)钢桩应按规格、材质分别堆放，堆放层数CP900的钢桩，不宜大于3层;向00的钢桩，不宜大于4层;归00的钢桩，不宜大于5层H形钢桩不宜大于6层。支点设置应合理，钢桩的两侧应采用木模塞住。3649.5京台胞工5.钢桩的沉桩钢桩的沉桩方法与预制混凝土桩的沉桩方法类似，分为静力压桩法和锤击沉桩法。由于技术进步和环保等要求，静力压桩法是发展趋势。《建筑桩基技术规范))JGJ94ι2008关于钢桩的沉桩有如下规定和建议:1)对敞口钢管桩，当锤击沉桩有困难时，可在管内取土助沉。钢管桩内取土，需配以专用抓斗，若要穿透砂层或硬土层，可在桩下端焊一圈钢箍以增强穿透力，厚度为8，-....，12mm，但需先试沉桩，方可确定采用。2)H形钢桩，其刚度不如钢管桩，且两个方向的刚度不一，很容易在刚度小的方向发生失稳，因而要对锤重予以限制。锤击H形钢桩时，锤重不宜大于4.5t级(柴油锤)，且在锤击过程中桩架前应有横向约束装置。在刚度小的方向设约束装置有利于顺利沉桩。3)H形钢桩送桩时，锤的能量损失约1/3----4/5，故桩端持力层较好时，H 形钢桩一般不宜送桩。的大块石或混凝土块容易嵌入日形钢桩的槽口内，随桩一起沉入下层土内。当地层中有大块石、混凝土块等回填物时，不仅造成成桩困难，甚至继续锤击导致桩体失稳，应先行探明后清除。9.5承台施工桩基承台在结构体系中起着承上启下的关键作用，其形式有独立承台、梁式承台、夜形承台和箱形承台(图9.5一1)。随着地下空间开发利用的日益增多，承台埋置深度越来越大。同时，为了充分发挥地基土的承载作用，增强地基士、桩与上部结构的共同作用和整体性，高层建筑及超高层建筑桩基多采用筷式承台，且使板一般均较厚。承台施工涉及基坑开挖、承台混凝土浇筑和承台周边的回填，承台施工是桩基施工的重要组成部分，承台施工质量与进度，直接影响整个桩基工程的质量与进度，有时甚至起控制作用。9.5.1基坑开挖和四填1.基坑开挖目前大型基坑越来越多，且许多工程位于建筑群中或闹市区。基坑开挖涉及的土方、支护和降水等系列问题，本身就是系统工程，有相应的行业和地方规范标准。完善的基坑开挖方案，对确保邻近建筑物和公用设施(燃气管线、上下水道、电缆等)的安全至关重要。《建筑桩基技术规范))JGJ94-2008中关于基坑开挖的有关部分条款，仅对基坑工程中的关键环节和易发生问题的工序给出原则性的建议和规定，工程实际中，应根据基坑支护设计和有关基坑安全和基坑监测标准制定周详的实施方案。具体要求如下，其中黑体字为强制性条文。1)施工方案桩基承台施工顺序宜先深后浅。当承台埋置较深时，应对邻近建筑物及市政设施采取必要的保护措施，在施工期间应进行监测IJ0基坑开挖前应对边坡支护形式、降水措施、挖土方案、运土路线及堆土位置编制施工方案。先成桩后开挖基坑的软土场地，当基桩为挤土和部分挤土桩时，应在成桩后15，-....，30d后，待超孔隙水压力基本消散后开挖。2)降水当地下水位较高时，基坑开挖前应根据周围环境情况采用截水帷幕内降水或内外同时降水措施。外降水可降低主动土压力，增加边坡的稳定性。基坑开挖结束后，应在基坑底做出排水盲沟及集水井，如有降水设施仍应维持运转。365第9章桩基脑工(a)(b)(c)(的白 (f)图9.5-1承台形式(α)强立承台(b)条形承台(c)环形承台(d)交叉梁承台(e)侥形承台(1)箱形承台3)挖土挖土应均衡分层进行，对流塑状软土的基坑开挖，富差不应超过1mo软土地区基坑开挖分层均衡进行极其重要。某电厂厂房基础，桩断面尺寸为450mmX450mm，基坑开挖深度4.5m。由于没有分层挖土，由基坑的一边挖至另一边，由坑中坑的土压力引起桩体发生很大水平位移，有些桩由于位移过大而断裂。类似的由于基坑开挖失当而引起的事故在软土地区屡见不鲜。因此对挖土顺序必须合理适当，严格均衡开挖，挖出的土方不得堆置在基坑附近。对已成桩须妥善保护，不得让挖土设备撞击;对支护结构和已成桩应进行严密监测。机械挖土时必须确保基坑内的桩体不受损坏。2.四填承台和地F室外墙与基坑侧壁间隙的回填质量往往不受重视，填料不加选择，密实度不符合要求，使用期间受水浸泡而温陷，导致散水破坏、周边管线的受损等事故时有发生。尤其是地震设防区承台和地下室外墙的侧向土抗力对减小水平地震作用对结构体系和基桩的影响效果明显。因此，承台和地下室外墙与基坑侧壁间隙的回填质量至关重要。在承台和地下室外墙与基坑侧壁间隙回填土前，应排除积水，清除虚土和建筑垃圾，填土应按设计要求选料，分层穷实?对称进行。9.6灌注桩施工常见问题与处理灌注桩施工中的常见事故有很多，总的来说分为成孔事故、灌注事故与机械事故三大类。9.6.1干作业螺旋钻孔灌注桩常遇问题与处理干作业螺旋钻成孔适用于地下水位以上的填土层、教性土层、粉土层、砂土层和粒径不大的3669.6灌注桩施工常见问题与!lb理砂砾层，对于含建筑垃圾的杂填土层、大卵石层，成孔难度大。干作业螺旋钻孔灌注桩按成孔方法可分为长螺旋钻成孔和短螺旋钻成孔。成孔后，在孔中放置钢筋笼或插筋，然后灌注棍凝土，成桩。干作业螺旋钻孔灌注桩常遇问题与处理方法见表9.6-1。表9.6-1干作业螺旋钻孔灌注握常遇问题与处理方法常盟问题主要原因处理方法场地不平保持地面平整，桩架导杆不竖直调整导杆垂直度钻机缺少调平装置钻机应有底盘调平装置钻杆弯曲将姑忏调直桩孔倾斜 钻具连接不同心调整结具使其同心钻头导向尖与钻杆轴心不同心!悔理帖;头长螺旋钻孔未带导向国作业，钻具下端自由摆动必须加无导向圈钻头底两侧土层软硬不均钻进时应藏轻钻庄，、控制铀进速度遇地下障碍物、孤石等nf录用简A钻去再钻进钻.~l~fL位p如障碍物位置较浅，请#最后事土遇坚硬土层换站头遇地下障碍物(石块、混凝土块等)飞障碍物理深擒，清除后再钻;障碍物埋深大时，移位重钻钻进困难控制钻进速度。对示饱和站"性土层可采用慢速高钻进速度太快造成憋钻扭矩方式钻孔。在硬土层中钻孔时，可适当往孔中加水钻机功率不够i钻头倾角和转速选择不合适根据工程地质条件，选择合适钻机、钻头和转速地表水通过地表松散填土层流窜入孔内疏干地表积存的天然水尽量选用其他有效成孔方法，塌JL处理采取投入在流塑搬泥质士夹层中成孔，孔壁不能直立而黄土及灰土，捣实后重新钻进。也可先铀至塌孔;塌蔼以下1~2m，用1t!:等级捏凝土(C5~C10)填至塌孔以上1m，待混凝土韧凝后再钻至设计标高采用电捧井降水，先钻若干个孔，深)莹透过隔水塌孔局部有上层楠*惨痛层到砂层，在孔内填人级配卵石，让上居带水渗漏到桩孔下砂层后再钻孔I孔底部的砂卵石、卵石造成孔壁不能直立采用探钻方法，任其塌落，但要保证设计桩长钻具弯曲严格选配同心度高的钻具钻压不足，长时间空转虚钻，造成对稳定性壁的土层的强力机械扰动，由局部孔段超径而演化成孔正确选用成孔技术参数壁明塌在松散填土或含有大量炉灰、砖头、垃圾等杂填土层或在流塑淤据、松砂、砂卵石、卵石夹层中钻对不同工程地质条件，应选用不同的施工工艺孔，成孔过程中或成孔后土体容易拥落成孔后，孔口未放盖板，孔口土经扰动而回落成孔后及时在孔口放置盖桩，当天成孔必须当天孔底灌注1昆凝土钻杆加工不直，或使用过程中变形，或钻杆连中钻接法兰不平，使钻杆拼接后弯曲，由此钻进过程校直钻杆，垫平钻杆连接法兰孔底虚士过多杆晃动，造成局部扩径，提钻后士回落孔底放混凝土漏斗或放钢筋笼人孔时，孔口土墙孔壁竖直放置漏斗，或钢筋笼坚直地人孔土被碰撞掉入孔底成孔后未及时灌注、混凝土，被雨水冲刷或浸泡当天成孔，当天灌注1昆凝土钻头{顷角不合适不同孔底土层应采用不同倾角的钻头耐不同地质条件，采用不同提钻杆的方法，如多 施工工艺选择不当次投钻，或在原钻探处空钻，或钻至设计标高后边旋转边提钻杆367第9章旺墨施工续表常遇问题|主要原因处理方法钢筋笼放置顺序不妥。当钢筋笼未通长设置时，I!采用先放钢筋笼，后灌注1昆凝土的方法;孔口细如果采用先灌下部混凝土，盾放钢筋笼时操作不当，I|安置长度不小于1m的护孔捕斗使土掉落在先灌的海凝土顶部，造成桩身夹土|桩身夹土|骨料含泪量大，提凝土配比不当，泪凝土和易|性差l棚土阳密实出现蜂窝空洞按规m要求选用水泥和骨料，正确选择配合比桩顶以下4~5m范围内的提凝土必须用长振捣棒振实9.6.2泥浆护壁正反循环钻孔灌注桩施工常遇问题与处理1.成孔施工中应注意问题成孔是泥浆护壁灌注桩施工中的重要环节，控制不好，容易发生塌孔、缩径、斜孔等问题，直接影响钢筋笼的放置与棍凝土的灌注。对中、短长度桩及软士、含砂率较低的土，适用于正循环。反循环则适用于长桩，地质条件为砂、卵砾石层及嵌岩桩。钻头选型是否合理直接影响成孔效率。翼状和鱼尾状钻头适用于黠性土、粉土、砂土及砂砾层;筒式钻头适用于砂卵石层;牙轮式钻头适用于风化岩或岩层O2.水下灌注混凝土常遇问题与处理水下灌注1昆凝土常遇问题与处理方法见表9.6-2。表9.6-27.1<下灌注混凝土常遇问题与处理方法常遇问题主要原因处理方法隔水塞制作不合适(1)隔水塞直径过大，在导管内落不下去取出，重放隔水塞(2)隔水塞橡胶垫圈过大，隔水塞直径过小或长度不够取出，修整橡胶垫圈直径(3)在导管内翻转卡住导管如工质量差隔水塞卡在导管内(1)导管内径不统一(2)管内粗糙修理或更换(3)法兰上未设导正环(4)法兰焊接不正 (5)法兰平面与导管中心线不垂直遇物卡住用长杆冲捣或振捣，若无效提出导管，取出障碍物导管连接处密封不好(1)垫圄放置不平整检查后重新设置或更换(2)垫圈挤出或损坏提起导管重新均匀上紧法兰螺栓(3)法兰螺栓松动初灌量不足，未埋住导管，把浆涌入管内提出导管，清除草人的混凝土，重新开始灌注导管漏水若孔内巳灌注少量f昆凝土，应清除干净后，方导管提升过多，埋深太小，泥浆随浮雏涌入可灌注p灌人混凝土较多时，应暂停灌注，下一个比原孔径小一级的钻头钻进至一定深度起钻，管内用高压水将1昆凝土面冲洗干净，井将沉渣吸出，将导管下至中间小孔内恢复灌注混凝土配制不合理堵管(槐凝土(1)r昆凝土配合比不符合要求，水灰比或水泥按要求的配比重新拌合，并栓查明落"度堵塞于导管内)用量过小，明落度过，低，流动性差按规定要求选择粗骨料(2)粗骨料超出规定要求368常遇问题主要原因提凝土搅拌质量不得合要求混凝土拌制操作者技术不熟结或未按定量进料，或搅拌时间短，拌合物不均匀，或运输中严重离析灌注时间过长，表层混凝土已初凝(1)灌注工作准备不足，灌注时间延长(2)发生故障，灌注中途停顿9,6潭汪桩施工常见问题与胜理续表处理方法按规定要求拌合、运输各施工步骤应分工协调，确保灌在连续性，各种机械设备、电路及水路事先应严格检查墙管o昆凝土B_~_~~n_~~~&_~~_~~I上下提动导管吱振捣，使导管疏通;提出导管|导管内进水未及时发现，造成棍凝土离析，水~*--;.:::堵塞于导管内~;::~~~~;;;;~t-"lJ/~"""-/L.J，7~"""~ly~~~I~"VI"/..,1....I进行清理后再灌在用潜水泵或空气吸泥机，将管断桩夹泥缩颈|呢浆与砂石分离| l内泥浆等杂物吸除干净，继续灌注混凝土泌水离析严重管内结皮，形成堵塞(1)夏天气温高，1昆凝土中水分极易蒸发，加之导管发烫，未得到及时玲却，使1昆凝土粘结在导管内壁上，形成一层很厚的水把圈，阻碍?昆凝土下降(2)冬天在零度以下作业时，会形成一层坚硬的海凝土冻结圃，使、混凝土在管内产生堵塞灌注时导管提升过高，以致底部脱离混凝土层(1)管内棍凝土测深不准(2)操作不当，提升过量，将导管提出棍凝土面或埋深太、浅灌注质量差(1)灌注作业回故中断过久，表层混凝土失去流动性，而继续灌注的棍凝土顶破表层而上升，将有浮浆泥渣的表层覆盖包裹，形成断桩(2)灌入泪凝土质量不符合要求(3)出现堵管而未能及时排除造成断桩埋营深度不够，由人泥浆孔壁拥落物夹人?昆凝土内地层承压水对桩周j昆凝土侵蚀流塑状淤泥，由于泥嫂比重低，成孔过程发生缩颈在不增大水灰比的原则下，重新拌合夏天施工注意避开高温时段灌拉棍凝土，通常宜在下午四时以后灌注冬天施工可用喷灯或其他方法给导管加温或保温加强测深员的技术培训，细心探测棍睫土面，认真绘制棍凝土灌注曲线，正确指导导营的提升撞注中，严格遵守操作规程，导管提升应匀速平稳，慢慢提升理凝土灌注中严格遵守操作规程，灌注作业连续紧j妻重新确定埋管深度发现明孔，停止灌注，探测孔内棍凝土面位置，提出导管，换用干净泥浆清孔，清出明落物后下人导管继续灌注查清承压水的准确位置，使用专门护筒进行止水封幅，成桩后经验桩发现缩颈，如位置较主是可开挖进行补救;如位置较深，且缩霸严重，则应考虑补桩调整据辈相对密度 369第9章桩基胞工续表常遇问题主要原因处理方法导管漏水解决导管漏水混凝土配制不合理棍凝土严重离析(1)骨料级配不当选择合理级配(2)水灰比过大严格控制水灰比(3)使用水泥品种不当或失效选择适当的华泥品种和合格的水泥棍凝土搅拌不均严格检查，按规定要求拌合钢筋笼滑落(1)主要发生在非全桩长的钢筋宠的情况，由严格细致地下好钢简笼，并将其牢固地绑扎或于钢筋笼下放时操作不慎，钢筋宠未固定牢，而点焊于孔口下导管时，应使导管)1阪桩孔中心位置使其滑落而下;斜桩灌注时，导管的每个接头处应加装夕|、(2)下导管时挂住钢筋笼，将其刮落表光滑的罩子，避免挂住钢筋笼钢筋笼上浮(1)首批棍凝土灌入孔内时，产生上冲力，如钢筋笼移位果钢筋笼未在孔凝丰口固定住，则会上浮将钢酶宠牢固地绑扎或点焊于孔口(2)灌注:昆不连续，导致上部捏凝土韧凝确保?昆凝土连续灌桂抱住铜前笼一起上浑(3)提升导管时将钢筋笼挂起钢前笼偏靠一侧孔壁(1)钢筋笼焊接时上下未对正按规定要求焊接(2)钢筋笼定位器数量不足适当增加定位器或保护块(3)孔径过大，钢筋笼倒向一边严格对中9.6.3旋挖钻机成孔灌注桩施工常遇问题及处理旋挖钻机成孔灌注桩施工常见的胞工问题有:塌孔、卡钻、埋钻、斜孔、漏浆等;严重的事故有钻机倾覆、钢丝绳断裂等。1.成孔垂直度控制与钻头选择旋挖钻机的钻杆垂直度都能精确调整。伸缩式钻杆应根据使用情况经常检查其节间的配合公差是否符合要求，如节与节间的配合过松，成孔时钻杆晃动，会影响成孔的垂直度，并易使直径 扩大。钻头的选型应根据不同的土质条件确定。锅底式钻头适用于新性土、粉土、砂土;带刀刃的钻头适用于砂卵石层、岩)芸F锁定式钻头可以取出大块石、孤石。对于硬质泥灰岩、冻土层，可选用人岩锥型螺旋钻头;对于稳定勃性土、粉土、砂砾层等地层，可选用平底短螺旋钻头;对于软岩地层，粒径40""""-"50又无坚硬持力层时~.1I传递于桩端的荷载比率较小，实施扩底虽可使桂端~荷载分担比有所提高，但扩底会带来几方面损失b一是导致扩底起始截面以上的侧阻力遭损失【图』10.1-2(α)];二是扩底导致桩的中心距加大，对于柱下独立桩基承台的面积扩大，材料消耗增加;是因扩底而增加单桩的工时和材料用量。因此，应对扩底的得失进行分析比较后确定最终设计方案二(3)基岩持力层中的扩底模式设计不当多数嵌入基岩的扩底桩的扩底模式有设计不当现象，主要问题是将扩底部分在嵌岩部分设计为倒锥台形式〔图10.1-2(b)]，这样将导致嵌岩部分斜(b)阳lo~jl-2桂端扩底姓应?面上的侧阻力在受竖向荷载产生撤量沉降后消失，从而较大降低嵌岩段的承载力。正确的嵌者妒 底应保持嵌岩段呈竖直面以充分利用其较高的嵌岩侧阻力，嵌岩商制土里倒锥形斜固扩大j如图10.1-2(的下部实线所示。2.适于采用扩底灌注桩的条件可归纳为以下4种:(1)桩的长径比l/d<4Q""""-"50，且桩端有厚度不小于3倍扩底直径的坚破持力层。(2)穿过强风化基岩，桩长径比l/d<30且支承于强度低于1昆凝土强度的中风化、微风化基岩上的嵌岩桩o(3)柱下独立桩基的一柱-桩或桩数不超过3桩的群桩F墙下单排条形承台的桩基。(4)对于荷载很大的抗拔桩基，当桩端以上有职小于5d的较好。主层时，可采用扩底灌注桩。因当扩底端以上的土层强度较低时，抗拔桩的扩底增强效应不显著h【释义5】对于大直径扩底嵌岩灌注桩，根据岩石的物理力学指标确定单桩承载力时，是否需考虑但11阻力与端阻力的尺寸效应系数?大直径灌注桩侧阻力及端阻力尺寸效应系数主要对于霜性土、粉士、砂土和碎石类等土层，相对于岩石而言，内部结构应力较弱，可能由于桩成孔后应力释放较快，孔壁出现松弛变形，国内外的一些试验研究发现，大直径灌注桩的侧阻力与端阻力较中小直径灌注桩有所降低。而岩石的内部结构稳定，构成岩石的矿物颗粒之间结合力较土颗粒之间的结合力大得多，岩石的抗剪、抗压强度较士也高得多，因此岩石因桩施工成孔产生的应力释放较慢，故嵌岩桩可不考虑侧阻力与端阻力的尺寸效应系数。【释义6】上覆强风化层干良厚的花岗岩塌地，桂基如何合理设计?花岗岩的上覆强风化层往往很厚，有时厚达20----30m，其风化程度随探度而变化?由上层的砂、砾逐步过渡为碎石、大块石，其力学性质相应随深度增大而增强;当进入中等风化层，可钻芯取出完整单轴抗压试验柱体，其抗压强度frk可达30MPa以上γ达到较坚硬、坚硬岩水平。工377第10章桩事疑蓝问题释义程中多数高层建筑桩基的设计采取穿透深厚强风化岩将桩端嵌入中风化岩，白此导致桩长达30m以上，单桩极限承载力不是由桩恻桩端阻力控制，而是由桩身强度控制，成桩工时、材料消耗和造价随之大幅提高。深厚强风化层中的灌注桩，其承载变形具有两方面特点:一是碎石、大块石桩的强风化层具有很高的桩侧阻力和桩端阻力，穿越强风化花岗岩层的灌注桩，虽属摩擦型桩，但单桩极限承载力往往高于桩身极限受压承载力;当强风化层的厚度小于20m，承载力不足时，可采用后注浆使单桩竖向极限承载力提高80%以上。二是桩端虽未嵌入中风化花岗岩层，但桩端以下持力层的 压缩量很小，因而桩基沉降变形可控制在允许范围之内，远小于支承于土层中的桩基沉降量。因此，当花岗岩强风化层厚度超过15m时，应根据荷载、上覆土层、强风化层的具体条件分析计算灌注桩的承载力，确定其是否需嵌入中风化层。未嵌入中风化岩仅进入强风化岩层中的桩，不属于嵌岩桩。其承载力计算模式是采用风化呈碎石、砂砾状的承载力经验参数(qSik、qpk)而非单轴抗压强度(fik)确定。【释义7】为何《规范》未明确规定划分桩基的安全等级?《规范》第3.1.7条第5款规定:桩基结构安全等级、结构使用年限和结构重要性系数γ。应按有关建筑结构规范的规定采用，除临时性建筑外，重要性系数YO应不小于1.0。由桩基承台和基桩组成的桩基结构，其材料属性、破坏机理与上部结构相同或相似，其设计计算按混凝土结构相同原理和模式，采用分项系数表述的极限状态设计表达式进行设计。另外，桩基结构也是上部结构向下的延伸，两者相互关联，故《规范》规定采用与上部结构相同的结构安全等级。其重要性系数YO除临时性建筑外，不应小于1.0，这主要是考虑到地下桩基结构受损后修复困难。桩基的设计等级是根据建筑规模、功能特征、对差异变形的适应性、场地地基和建筑物体形的复杂性以及由于桩基问题可能造成建筑破坏和影响正常使用的程度划分的，包含甲级、乙级和丙级。桩基的设计等级反映了建筑上部结构、桩基、地基的共同作用影响，反映了桩基设计的理念、设计、措施的统一性要求。可以说桩基设计等级是科学地有区别地对待不同条件建筑桩基的需要，是涵盖安全、经济、适用目标的综合性基准。【释义"变刚度调平设计采取强化核心筒桩基支承刚度、弱化外围框架柱下桩基支承刚度，这样造成后者的荷载效应标准值超过基桩承载力特征值，是否安全?以框筒结构为例说明两种设计理念的区别。传统设计理念:按常规桩基设计，不计承台效应，只求桩的总抗力与荷载平衡，即:2.Nki<2:Ra按变刚度调平设计，核心筒按常规桂基设计，并予以强化，即:~R2:Nkc<2.Rac外围框架柱按复合桩基设计，并予以弱化，即:(10.1~1)(10.1-2)~w2:Nkfi<(2:Raf+1JcifakAci)(10.1由3)式中2:Nki一一作用于饶板上荷载效应标准组合值之和;三Nkc、2.Nkfi一一作用于核心筒、第i框架柱荷载效应标准组合值;Ra、Rac、Raf桩徨中单桩、核心简单桩、框架柱单桩的承载力特征值;弘、ACi--…第t框架柱下承台效应系数和承台净面积;fak←地基承载力特征值;~R.;."w→-分别为核心筒桩基强化系数、框架柱桩基弱化系数，根据核心筒荷载集度和面37810.1枉墓设计基本规."与原则积及其与框架柱的差异取值，.R=1.05~1.15",sw""."O.7，~O.Hò上述变刚度调平设计，外围框架柱按复合桩基设计并将其承载力l除以弱化系数岛，是否影 响安全?现从局部和整体两方面进行剖析。首先，外围框架柱复合桩基承载力特征值由单桩承载为特征值加承台敢应特征值(承台效应系数、地基承载力特征值、承台净面积2乘m棍儿A.:)可构成，其名义安全~数为2.0;T因f此未进行深宽修正，外围框架柱下地基土不存在塑性挤士问题，故实际安全系数大于2..00:其次，桩徨基础自身是一个具有足够刚度的整体，加上上部结掏的协同作用，其刚度和整体性进~步增强，其下的桩群和地基士实际上掏戚一个埋探足够大的部基础，其假限准载力远离于各单桩与地基极限承载力之和1欧酬提出的复合桩~基础(CPRF)设i十理论规定各单桩承载力可取极限值设计，即是从另一个角度考虑地摹土分担荷载的单台政应a故变刚度调平设计不存在地基土和基桩的局部塑性区开展问题，更不存在整体失膏、问题。变刚度调平设计的核心理念是根据荷载分布特点调整夜握之下的桩士支承刚度分布，真途径是通过强化荷载集度高、面租大的核心筒的支承刚度，弱化外围荷载集度低二面积小的框架柱下支承刚度，强弱结合，同IJ柔并济，促使沉降趋于均匀，反力趋于优化，承台内力减小。【释义9】桩属实测桩土反力量外缘大、内部小的马鞍形分布，为何变刚度调平设计强调弱化外围的宣承刚度?大量桩饶、电桩箱基础的实测表明，角、边桩的桩顶反力大于内部桩，其统计结果呈如下关系:Pc/P的=1.32"""-"1.50,Pe/P~v-"-1.05~1.42,Pi/Pav.0.40"""-"0.86Pc、Pc、Pi、Pav分别为角桩、边桩、内部桩和各桩平均反力。图;0.1-3为武汉某大楼均句布桩桩箱基础的实测桩顶反力分布，从中可看出，外缘桩反力为内部桩最小反力的1.8倍，呈马鞍形分布。这种内小外大的马鞍反力分布模式，必然导致箱、徨承台的整体弯矩加大，同时由于内部反力小，导致荷载集度高的核心筒对承，台形成很大的冲切力，这势必促使设计加大承台厚度和配筋斗O∞[斗"UFi|jd飞、11500卜叫.，.-~V|寸141820层--L寸(kN)图10.1-:3武汉某大楼实测桩顶反力分布实测桩徨基础的沉降变形表明，与上述反力分布相反，呈内大外小的碟形分布。表面看来，"反力小的内部沉降大，反力大的外缘沉降小"是一种相互矛盾而难以解释的反常现象。其实这 正好反映了半无限体在局部荷载作用下桩土应力场和变形场的本质现象，内部桩的相互影响导致变形的叠加强于外缘桩，导致竖向支承刚度降低、沉降加大、反力减小。于是，马鞍形反力分布和碟形沉降由此形成。有的科技工作者为了改变这种不利现象，"提出既然外缘反力大则应加强外缘桩，内部桩顶反379第10章怔基辑难问题解义力小则应削弱内部桩，其结果是导致马鞍形反力分布和碟形沉降更趋于严重，形成恶性循环。变刚度调平的原理就是"反其道而行之"，强化内部核心区弱化外围框架区，促使支承刚度与荷载集度、分布面积相匹配，实现反力分布优化，承台冲、剪、弯内力减小，沉降趋于均匀。因此要创新设计理念，首先要转变传统观念。【释义10】《规范》为何取消了《建筑桩基技术规范})JGJ94-94中玩营灌注桩的极限制，IJ阻力和极限端阻力经验参数?沉管灌住桩在我国工程中应用起始于20世纪60年代，首先应用于上海、北京等大城市，但也酋先在上海、北京的工程中发现这种桩的工程事故，导致施工完的基桩废弃，因而沉管灌注桩于20世纪70年代首先在上海、北京遭淘汰。由于这种桩型施工设备及工艺相对简单、造价低、无需排浆排渣、现场相对较文明，故颇受中小城市青睐，20世纪70年代很快在全国特别是南方风起云涌的推广开来，尤以广东、浙江最为盛行，当时拥有数千台振动、锤击沉管灌注桩成桩机。但工程中发生的这类桩的工程事故和质量问题极为普遍，严重者，整个工程的基桩报废，或已建工程倒塌，或差异沉降超标，或需加固方能使用等等。由此造成的经济损失和社会影响十分严重。为什么沉管7lH注脏会造成如此严重的后果?其核心问题是成桩过程的挤土效应，而这种挤士效应潜移默化累积发展，很难被现场施工人员发现。断桩、缩颈、侧移、露筋、吊脚等质量问题十分突出，耐地面只出现元法目测察觉的上涌变形;有的工程甚至经开挖才发现存在1;-....，2m厚找不到桩身混凝土的现象o工程事故警示了广大科技工作者，摒弃沉管灌注桩另谋中小桩径新桩型才是明智的选择。长螺旋压灌混凝土桩和预应力?昆凝土管桩由此应运而生。作为桩基设计施工技术的导向性文件《建筑桩基技术规范)>1GJ94~2008 不再将沉管灌注桩的承载力经验参数列入《规范》就是理所当然了。【释义11】工程设计中存在墙下布置单排桩，在核心筒下布置矩阵形或梅花形排列的群桩肘，桩的中心距出现小于《规范》最小桩距的情况，若满足《规范》最小桩距又将导致基桩外布，设计不合理，乃至遭审图不予通过，此时如何处理这一问题为好?《规范》表3.3.3关于基桩最小桩距的规定是基于基桩受力的最佳状态和避免挤土型桩挤土效应严重影响成桩质量两方面因素并综合工程经验和传统制定的。对于布桩设计出现桩距部分超标问题，一般应以不扩大布桩范围改变承台受力、不突破变刚度布桩为原则。处理方法可分为以下两方面:1.对于挤土型桩采取消减挤土效应措施对于部分挤土桩和挤土桩，当桩距小于最小桩距时，应采取引孔、消减成桩过程超孔压、严控沉桩速率等措施消除挤土效应，以确保成桩质量。2.对于桩距小于3d的基桩的侧阻力设计取值实施折减，即乘以侧阻折减系数群桩中任一基桩的承载力均受桩土相互作用的群桩效应的影响，群桩效应主要受制于桩距，土的类别和性质也对此产生一定的影响。桩的侧阻力群桩效应主要源于桩间土应力的重叠效应，一般当桩距大于等于3d时，其侧阻力的削弱效应可予忽略;桩的端阻力群桩效应由于相邻桩桩端士的侧向变形相互制约而增强。为简化计算，((规范》规定桩距不小于3d的群桩，其承载力取各单桩承载力之和占对于桩距小于3d的承载力取值归结为桩侧阻力的折减(见本章10.3.4条)。【释义12】《规范》第3.3.3条关于基桩最小中心距，对于端承桩是否可突破表列规定值?《规施》表3.3.3基桩最小中心距规定是根据两方面因素制定:一是成桩过程的挤土效应及38010.1桩事设计婴本规足与原则不同土质士"性、桩的排列和桩数对于挤主效应的影响;二是基桩中心距对于桩侧阻力和桩端阻力的影响即承载力的群桩效应。由于桩距大小只影响桩栩IJ阻力的有敢发挥值，对桩端阻力的有效发挥值不存在削弱效应(大量试验证实)，故从理论上而言，对于桩侧阻力小到可忽略不计的端承桩而言，表列最小桩距是可以突破的。可以突破到何限值?对于非挤土，端承桩，最小桂、距可以捕小到2.5d(当采用人工挖孔嵌岩桩时，d为护壁外尺寸)。对于挤士桩和部分挤土桩，其最小桩距不是受制于桩的工作状态和承载力的有效发挥，而是要考虑成桩过程挤土效应对施工质量的影响，因此，除非采取引孔等辅助措施有效降低挤土效应，否则表列最小桩距不可突破。【释义13】人工挖孔桩的设计桩径如何取值? 人工挖孔桩成桩过程一般烧筑厚度不小于100mm的t!t凝土护壁1分节长度一般为1m，上下节之间的竖向构造一般以弯钩吊揉式连接…，护壁各节之间只能传递竖向力而不能传递弯矩。《规范》规定"护壁混凝土强度等级不应俑于桩身混凝土强度等级，并应报捣密实JF对于人工挖孔桩的设计桩径如何取值成为设计者质蝇的个问题。现分轴向受压和水平受荷两种工跑进行分析。1.轴向受压设计桩径取值法→种是取包含护壁的全断面直径，另一种是取不含护壁的桩身断面直径。从桩顶受压后的桩土相对拉移飞桩侧剪切阻力发生机理分析，第一种设计桩径取值法是符合实际的。桩身?昆凝土与护壁握凝土之间虽存在二次浇筑冷缝，其结合强度相对较低，但其抗剪强度仍显著高于护壁外侧与土体间的强度，实际工程和试桩也从未发现桩身与护壁之间出现剪切破坏的迹象。因此，规定护壁混凝土强度等级要与桩身一致且应振捣密实;第飞5.3.6条中还规定"桩身周长U，当人工挖孔桩桩周护壁为振捣密实的混凝土时，桩身周长可按护壁外直径计算。"由于桩径大于800mm，应考虑乘以尺寸效应系数对侧阻力和端阻力进行折减。不计护壁的桩身直径计算法，其出发点是基于桩身护壁混凝土质量低劣和护壁与土体接触不紧密影响桩侧阻力的正常发挥。然而实际上，桩土剪切破坏面并不发生于护壁与桩身混凝土之间，因此只能认为这是对桩侧阻力的折减方式。当现场施工作业条件差，护壁质量无法控制，设计中这样处理可谓是一种权宜之计。但对于施工质量控制和管理，决不能因此而放松。有的对护壁材料强度不提出设计要求，甚至以砖砌体、竹笆等代替，势必导致桩侧阻力完全丧失，单桩承载力大幅降低。因此护壁质量控制是人工挖孔桩质量控制的重要环节。2.水平受荷鉴于在水平力作用下桩身产生弯矩和剪力，而挖孔桩的混凝土护壁仅配置少量悔不连续的纵向筋和环向筋，其抗弯、抗剪承载力主要靠桩身的纵向主筋和箍筋，因此对于基桩水平承载力特征值的计算应取桩身为设计直径，验算桩身受弯和受剪承载力时不计混凝土护壁。【释义14]为减小厂房地面堆载，对桩基产生的负靡阻力，宜乖取哪些措施?软土地区的厂房、仓库，由于地面大面积堆载引起地面超量沉降，对建筑物桩基产生负摩阻力而引发柱基偏况、:差异沉降f导致上部结构开裂、吊车不能运行，乃至屋盖明塌等工程事故，在我国沿海城市曾发生数起。为预防该类事故的发生，确保建筑物安全和正常使用，宜本着治本为先、综合处理、统筹兼顾的原则进行设计。1.对于高压缩性软土、新填土(含吹填、开山填海〉等应先采用真空预压、强旁等方法进 行加固，方可开始成桩、道路等施工，以避免地基土自重固结对桩身萨生负摩阻力以及管线等因地面沉降而断裂破坏。2.对室内地坪使用过程中由于大面积堆载引发的地坪沉降变形、对桩基产生的负摩阻力、381第10章桩基疑难问题程义侧向挤压、差异沉降等，应进行计算评估，制定有针对性的处理方案，包括室内地坪地基的进一步加固、柱下桩基外围的屏障隔离等。3.对建筑物的沉降、上部结构的变形、裂缝等进行系统监测，做到及时发现问题及时处理，杜绝房屋倒塌等重大安全事故的发生。【释义15】高层建筑主体与裙房(含纯地下车库)相连时，是否一定要在主裙之间设置沉降后浇带?主裙结构(含基础〉之间设置沉降后浇带的目的，是为了消除主裙连体结构在建造过程中由于荷载差异过大引起的差异沉降对于结构的不利影响。实际工程引起差异沉降的因素并不仅限于荷载，更与基础方案有关，如高层主体采用桩基础，其沉降量大幅减小，裙房采用天然地基或设置少量较短抗浮桩，在建造期主体建筑的沉降量并不大于或略大于裙房的沉降。从沉降的常规计算结果看，可能存在主体沉降远大于裙房的现象，因裙房荷载小于挖去的地下室土章，即为超补偿状态。但是计算中有一个有利于减小差异沉降的因素往往未予考虑，即基坑开挖的回弹再压缩。对主体桩基，基桩深度往往超过地基士回弹再压缩的下限深度，不论是软土地区先成桩后开挖基坑，还是非软土地区先开挖慕坑后成桩，回弹再压缩都因大量设置较长基桩而减小;对于裙房则不然，天然地基或设置少量较短抗浮桩的情况下，地基附加压力虽不大，但回弹再压缩沉降使得裙房沉降增大。这种有利效应导致主裙实际差异沉降减小。在这种情况下，通过计算分析评估，当主裙连体建筑差异沉降远小于允许值时可考虑不设沉降后浇带o表10.1-1高层建筑主裙之间未设沉降后浇带的工程实录主楼裙房主裙差异沉降工程名称高度(m)高度(m)埋深基坑面积地上/地下基础形式地上/地下基础形式(m)Cm2)Srr阻!:::.s/lo(层)(层)99.620天然地长青大厦桩在13.5152X144450.001526/34/3基徨板皂君庙80O天然地桩授12.590X50350.0012电信大厦18/30/2~3基~板表10.1-1所列2项主裙连体建筑，主楼均为~800后注浆灌注桩筷板基础，裙房均为天然地基役板基础，均未设置沉降后浇带，主楼最大沉降分别为45mm和35mm，主裙之间差异沉降均小于《规范》允许值!::"s/lQ;=o.2%cl。为主裙二沉降点之间的水平距离)0主裙之间不设沉降后浇带可收到技术和经济双重效益，既可避免后浇带处理不当产生的渗水隐患，又可节约投资，缩短工期γ还可缩短降水时间，节约水资掘。 【释义16】承台需要验算正截面抗裂和裂缝宽度么?在二类和三类环境中，承台是否需要验算正截面抗裂和裂缝宽度，根据承台形式分述如下。1.柱下独立桩基承台厚度常以冲切承载力控制，厚度大，弯矩作用下正应力小，故不用验算。2.夜形承台可能因开裂而渗水，但是直接控制裂缝宽度并不实际。首先，工程设计强调控制差异沉降(即相邻柱、墙之间沉降差小于2%0)来减小裂缝宽度;其次，在夜板底部和侧面均设有刚性和柔性防水，故→般不验算後形承台的截面抗裂和裂缝宽度。3.钢筋混凝土墙下条形承台梁与剪力墙构成整体，刚度极大，不可能开裂，因此不用验算。38210.1桩墓设计基本规定与原则4.砌体墙下条形承台梁与砌体墙形成整体，且梁下布桩间距不大?所以→般内力也不大，也不用验算。综合起来，在二类和三类环境中，承台可不验算正截面抗裂和裂姥宽度。k【释义17】区分非挤土桩、部分挤土桩、挤土桩的工程意义何在?按是否挤土对桩进行分类具有重要工程意义。桩基础工程事故调查表明石:挤坐的严重程度是造成质量事故的重要原因。挤土桩成桩时受到很大挤压应力，同时对先前施工的桩体产生挤压和上涌，造成破坏。因此，\规范》对挤土桩在以下诸方面进行了特别规定!①桩中心眼应适当加大;②饱和土中的挤土桩基沉降计算值应乘以增大系数1.3..-...-1.8;③施工中应严格监测桩圭水平位移和上涌σ【释义18】短肢剪力墙下布桩如何布置较为合理?小高层短肢剪力墙，当按承载力计算桩数较多时不能满足墙下布桩的条件，常形成回10.1-4(α)的布桩模式，致使承台受冲切、受剪切及受弯不利，且计算趋于复杂。eeli|叫L一一一一一一一」「一一-i局墙最莲至是南E一一一-一一一一→丁一一一否有3曾在百五届jt----一一一一--，oc;;-*二~二~C1r;;王?←ζr::::=ouUU11门桐D.Wt.1"11U.U.I(d)(e)图10.1-4短肢剪力墙的布桩(α)未优化设计(b)常规桩基(c)复合桩基(d)连接墙肢(无地下室);(e)延伸墙肢(有地下室)为避免这种情况可采取以下措施:(1)选择承载力更高的桩型。调查发现，出现上述情况多数为采用预应力管桩，管桂桩长有限，承载力低，需要桩数多，桩距要求也大，难以做到墙下布桩。因此选择描注桩~增加桩长，或用后注浆提高承载力，桩数减少，自然能墙下布桩，如圈10.1-4(b)所示。(2)按复合桩基设计。当地基土质较好，可考虑按复合桩基设计"如圈10二1-4(c)所示。如15层的剪力墙结构，荷载效应标准组合值225kPa，地基土承载力特征值140k岛，承台效应 系数取0.6，由此可减少桩数37%，原5桩可减为3"-"4桩，夜板厚度可相应减小。(3)补充底层结构墙肢，使原结构墙肢加长，便于墙下布桩。对于元地下室的小高层短肢剪力墙结构，可以在地面以下至承台底面高度范围加设墙体，将独立墙肢联系起来，如图10:1~4(的所示，兼具承台梁的作用，由于这类梁高通常达1.5"-"2m~;具存较大刚度γF完全可以作为承台使用，按连续深梁计算(一般按构造配筋均;可满足要求Yo.;x;t于设置地下室的短肢剪力墙结383第10章怔基疑难问题释义构，则可延长墙肢，留出洞口，如图10.1-4(e)所示，仍然可以墙下布桩。一般地下室高约2.5""""-"7m，而悬臂部分长1.2"""-"1.5m，按悬臂深梁分析(一般按构造配筋即可满足)。【释义19】当存在软弱下卧层时E桩端以下硬持力层厚度小于3d时如何解决?工程中应首先避免这类情况发生;如果无法避免，则应验算软弱下卧层承载力。当桩端以下一定深度内土层较差时，沉降观测表明其最终沉降量较大，所以应重视沉降计算，若沉降验算不满足时，则应加大桩长。【释义20】为设计确定单桩竖向承载力的静载试验桩是否可利用?试验桩与工程桩可否合并进行?要回答这两个问题，首先要搞清楚工程桩正式施工前，为设计确定单桩竖向承载力的静载试验与工程桩施工完成后作为桩基承载力验收的静载试验检测，两者间有何异同o《建筑基桩检测技术规范))JGJ106"--"-2003第4.1.3条-"为设计提供依据的试验桩，应加载至破坏;当桩的承载力以桩身强度控制时，可按设计要求的加载量进行"第4.1.4条"对工程桩抽样检测时，加载量不应小于设计要求的单桩承载力特征值的2.0倍"((建筑桩基技术规范》JGJ94-2008第5.3.1条"设计采用的单桩竖向极限承载力标准值应符合下列规定1设计等级为甲级的建筑桩基，应通过单桩静载试验确定"。从上述规定中可看出，除对于以桩身承载力控制极限承载力的静载试验外，其余试桩均应加载至破坏;而对于工程施工完成后的验收检测IJ的静载试验则要求加载至不小于单桩承载力特征值的2.0倍。这里指的破坏，是地基土对桩的支承阻力的破坏，卸载后桩的承载力因土受到压密而增强，不致对桩的正常使用造成不利影响。因此，当积累的经验较多时，可在工程桩设计桩位上施工试验桩(宜将桩身混凝土强度等级提高一级成桩)，试验后作为工程桩使用。当工程桩与试验桩成桩工艺一致且施工全过程元质量异常现象发生，可将设计用试验桩和工程验收用检测桩合并进行。10.2桩基构造【释义1]((规范》为何规定基桩至承台外缘的距离不宜小于O.5d并不应小于150mm?对于按深受弯构件设计的两桩承台是否可不受此限制?当承台紧临既有基础空间受限不能满足150mm外挑宽度时，如何处理?1.((规范》规定角、边桩边缘与承台外缘距离不应小于150mm，是基于两方面因素:一是 为使承台受角、边桩冲切的冲切锥体侧表面积能满足冲切承载力要求;二是由于承台为单面配筋，为使桩顶与承台连接形成嵌固端以承受水平剪力和弯矩作用下产生的桩顶弯矩，承台外挑宽度不应小于150mm。2.对于柱下两桩承台，由于跨高比lo/h<5.0cl。为承台梁的计算跨度，h为承台梁高度),需按《握凝土结构设计规范))GB50010深受弯构件配置下部纵向受拉钢筋及侧面水平分布筋和竖向分布筋，并验算受弯承载力和斜截面的受剪承载力。在这种情况下，无需验算柱和桩对承台的冲切承载力，对于桩边与承台梁外缘的距离无需满足150mm要求。3.在某些特殊条件下，由于相邻建筑物或设备基础的限制，承台挑出宽度无法满足150mm的要求，其处理原则是增强钢筋配置以满足承台受桩的冲切和斜截面受剪承载力及桩顶嵌固。其具体方法是在承台元挑出边的侧面类似于深受弯构件配置竖向分布筋和水平分布筋，其底部受拉钢筋垂直于无挑出边者应向上弯折，弯折段长度宜加大至25仇，平行于元挑出边150mm范围内的底部受拉铜崩1J"峦配置于边桩顶部(图10.2-1)。38410.2桩事何适图10.2-1承台无挑出构造示意坚向和水平51布嗣瞄下部壁挂铜筋【释义2】《规范》为何对柱下独立桩基承台的最小自己筋率、接形箱形承台下层钢筋的最小配筋率、承台梁的最小配筋率均作出相应规定?1.柱下独立桩基承台一般情况下只需单面配筋，其下部纵横向配筋量通过受弯计算确定。由于承台为体量较大的块体结构，截面模量大，计算配筋量小，而为避免受拉区1昆凝土开裂后受拉钢筋立即屈服，保持适当的最小配筋率防止脆"性破坏是必要的o因此规定最小配筋率为O.15环。2.对于德形箱形承台当仅考虑局部弯矩时，跨中底部拉应力为零，无需配筋;但实际上由于内外条件的变化可能产生整体弯矩和温度应力o因此规定纵横向两个方向的下层钢筋配筋率不宜小于0.15%03.对于柱下和砌体墙下的承台梁，其高度和宽度均远小于柱下独立桩基承台，其工作特点与上部结构中的梁并兀太大区别。因此，((规范》规定应符合《混凝土结构设计规范))GB50010中关于受弯构件单面纵向主筋最小配筋率不小于0.2%的要求。【释义现《规范》为何对于8度抗震设防区基桩未规定桩身需通长配筋?根据我国唐山地震和日本阪神地震震害调查结果表明，基桩震害主要表现于两个方面:一是桩顶与承台连接部位的弯、剪、压和拉脱破坏;二是软硬土(岩)层交界面因位移差异引起桩身 弯、剪应力突增而破坏。对于均匀土层中的基桩桩身由于位移与土层协调，井元破坏出现。因此，对于桩身配筋长度无需因抗震设防等级提高而加长，只需考虑土层性质的显著变化，包括出现软弱土层、液化土层和桩端嵌岩等现象，桩身主筋应穿过软弱土层、液化土层，进入稳定土层足够深度(~4.0/α)，对于嵌岩桩应人岩，且在软硬士(岩〉层交界面的桩身箍筋应与桩顶一样加密。对于软弱土层处于桩身下部和桩端嵌岩情况，自然就形成通长配筋。通长配筋不限于8度抗震设防区的上述地质条件，对于7度及以上抗震设防区也应予考虑。除地震作用之外，对于其他工作与荷载条件特殊导致桩身受剪、受弯、受拉波及桩身下部者均应通长配筋，((规范》第4~1.1条对此作了明确规定u【释义4】《规范》第4.1.13条关于桩端嵌入遇7.1<易软化的强凤化岩、全凤化岩的预应力混凝土闭口空心桩沉桩后采取灌注混凝土的防渗措施，是否也适用于敞口桩?预应力混凝土空心桩沉桩后，桩端嵌入强风化、全风化岩中，具有较高的承载力，随着水通过空心桩璧渗入后逐渐软化强风化岩、全风化岩啻端阻力大幅降低。这一现象在广州地区通过多次试验得到证实。因此，沉桩后随即采用微膨胀渴凝土灌注桩端以上2m高度，以堵绝渗入管内的水下渗至强风化或全风化岩层，引起软化现象。对于敞口桩，由于沉桩过程土芯进入管内无法灌注混凝土，可在内壁预涂防水材料以防渗。【释义5】如何理解"受水平荷载桩"和"受地震作用的基桩"两者的差异?受水平荷载桩是专门针对承受风荷载、拱脚推力、边坡支挡结构推力等，直接作用于桩顶的荷载而言的，可用m法按《规范》附录C计算桩身内力。受地震作用的基桩，一方面在桩顶承受上部结构反馈的惯性力，另一方面又承受桩侧士的强385第10章桩基提难问题释义迫位移，受力较为复杂，可用拟静力m法计算桩身内力，并配合相应构造措施以达到必要的抗震性能要求。【释义6】为何桩筷承台的最小厚度与筷板跨度无关?工程师在进行桩饺基础的徨板设计时，习惯按厚跨比值为1/6取值，这在桩基础设计中是不必要的。天然地基土的基础，厚跨比是个重要的参数。如独立基础要求台阶的宽高比不大于2.5;柱下条形基础梁的高度宜为柱距的1/4~1/8，役板基础的厚跨比不小于1/6。这是因为基础内力计算时假定基底反力均匀分布，为此基础必然要达到l→定的抗弯刚度;此外基础刚度对调整差异沉降有一定的贡献，因此有必要对岸跨比提出要求。桩基础则不然。饶板反力集中在桩顶，为减小径板内力要求基桩集中布置于柱下、墙h为减小差异沉降要求采用变刚度调平设计，其效果远好于用增加饶板厚度的 方式抵抗差异沉降的效果，因此在《规范》中对桩基徨板厚跨比不提出要求。【释义7】为何两桩承台应按深受弯构件而不是一般梁截面设计?两桩承台从受力机制上看，是两端支撑于桩顶、中间承受柱荷载的梁式构件(图10.2-2)，因其跨高比往往小于5，试验表明破坏时呈现深受弯掏件的特缸，因此宜按深受弯构件设计。需要注意的是，按深受弯构件计算的纵筋较按普通梁计算高出20%~30%。最大弯矩截面【释义8】桩顶嵌入承台50-100mm，边界约束是饺接图10.2-2两桩承白的深受弯模型示意还是刚接?桩顶嵌入承台50，......，100mm同时桩纵筋锚人承台不小于35dg，理论上承台对桩顶的约束介于侄接和刚接之间。但试验和震害表明在水平地震作用下桩头弯、剪破坏严重，因此分析中将桩顶约束假定为刚接更接近实际且偏于安全。10.3桩基竖向承载力"静【释义1】同一桩基中包含不同桩径、桩长的桩时，如何计算桩顶作用效应?第4章第1节4.1.2款对桩顶荷载效应传统计算式的推导作了说明，该传统计算式是基于4项基本简化假定得到的。该4项假定是:①承台为绝对刚性，受力矩作用时呈平面转动;②桩与承台为饺接连接，只传递轴力和水平剪力，不传递弯矩;③各桩的支承刚度和横向截面相等;④忽略承台变位时承台与土的接触法向力和切向力(摩阻力)。对于桩基中包含不同桩径、桩长时，与上述假定③不相符。这时可以基桩应力的基本公式为基础进行推导桩顶作用效应计算式。1.变桩径桩基图10.3-1所示变桩径桩基，其中第i桩(较大桩径)桩顶应力为:σFk十~~Mxk~坠一凡+~+比+~ykik一n一-一一工口7工UI一n一一一±工nZApjHXHY三~Apj~ApjYJ~ApjxJYiXi38610.3旺基坚闯京费力将上式两边乘以i桩截面积Api，便得i的桩顶荷载效应Ni&)(且土豆-L~1xky~-L"M~kXt.τ~一一ι-与rNK=AHI~(ZAp---"---jlnZAMYj~lZAd|(10.3-1)Z.变桩长桩基(图10.3-2)接桩基竖向支承刚度等效换算原理进行计算，长短桩(含大小截面桩)的桩顶反力(荷载效应)是与其支承刚度皇线性关系，相同位移下桩顶反力随支承刚度增大而增大。因此，可将长桩 的承载力特征值R~k与短桩的承载力特征值Rak之比àR=R"ru-/Rak代人等桩径桩顶反力计算式中求得长、短桩i的桩顶反力。fk丫FK+GKx今今战斗一图10.3-1变桩径桩基fky图10.3-2变桩长桩基FK十GkIMxkM卢Uik一二n=tn立二ZàRiApj~λRiApjY;~àRiApjx;YiXi将上式两边乘以àRiAp便得i的桩顶反力NikrFk土豆-LMXkY-LMμ~lx1n-Lη-Ln(10.3-2)也一阳l~.Ri三JA阳Y;~λRiX;J对于变桩径的桩基，同样可按上述支承刚度等效换算原理计算，即将大桩径承载力气特征值R~与小桩径承载力特征值Rak之比àR=R~k彼此代人等桩径桩顶反力计算式中，得到类似于式(10.3-2)的变桩径桩顶荷载效应计算式。【释义2】在验算建筑基桩承载力时为何不将桩的自重计入荷载?建筑桩基多为低承台桩基，桩身的实际长度即为基桩竖向承载力的有效长度。按经验参数法计算单桩承载力时所采用的极限侧阻力和极限端阻力参数是根据不另考虑桩身自重条件下统计而387第10草桩捏盹难问题释义得，即其中己包含桩身自重影响。按单桩静荷载试验法确定单桩极限承载力时也同样未将桩身自重作为荷载。因此，无论采用何种方法确定单桩极限承载力都不应将桩身自重计人荷载。只是对于抗拔桩，由于桩身自重是构成承载力的一部分，故其竖向抗拔承载力应计人桩身自重。对于桥梁、海洋平台等桩基，多属于高承台桩基，其桩身露出地面的长度变幅很大，故其承载力确定时应计入桩身自重。【释义3】为何《规范》将桩的极限侧阻力和极限端阻力作为基本承载力计算参散，而不采用侧阻力特征值和端阻力特征值作为计算参数?考虑到桩顶受与承载力特征值等值的荷载时，桂身上部的桩侧阻力的发挥值可能己经接近极限，而桩身下部的侧阻力和端阻力发挥值仍然很小，远未达到特征值水平。采用承载能力极限状 态原理设计，是以桩基承载力达到极限状态考虑荷载作用和抗力因素变异的分项安全系数或综合安全系数进行设计。无论是桩试验、检测和计算都应以承载力的极限值为目标。【释义4】由于桩平面布置受限，需突破桩距3d时，其承载力如何进行析;威?设计中出现由于平面受限，布桂桩距不得不小于3d，此时导致桩侧阻力因相互影响而降低，其基桩承载力特征值可将总侧阻力乘以侧阻折减系数后确定。侧阻折减系数按下列方法确定。1)单排桩1.0./0.5二相邻桩A、B，如图10.3-3(α)所示，当桩中心距为3d时，单桩极限侧阻力发挥值为Qsk;o23当A、B桩中Jl;距缩小至d时，由图10.3-3(ωs!d可知，基桩A总极限侧阻力发挥值降为:(α(b)Qu=÷二(时十2d)qsikli=2叫且kl;图10.3-3单排桩的相互影响总侧阻力削弱率为(时一2.57d)/7rd=O.182=18.2%对于单排桩基中任一基桩受左右相邻桩(端部桩除外)影响，桩距缩至最小时，总侧阻力的削弱率为36.4%，即侧阻效率降为r;sl二O.6360设距径比如/d二3时，侧阻效率为如=1.0;假定可"sl与Sa/d呈线性变化，表示于图10.3-3(b)中o由此得:单排桩侧阻折减系数$12om?十0.454ω3-3)单排桩中基桩总侧阻Qsu=r;slQsk(10.3-4)2)短阵形、梅花形排列的群桩一手口一由于其中的基桩受两个方向相邻桩影响，故|其侧阻为Qsu轧1弘2Qsk(10.3-5)式中，r;sl、市s2分别为两轴线方向受相邻桩影响(a)的侧阻折减系数。图10.3-4矩阵形、梅花形排列桩群的相互影响群桩中的内部桩:受同一轴线方向左、右侧桩的相邻影响vsl=01827十0.454"Y/s2=O.182S~+0.454群桩中的角桩:只受相互正交二轴线方向单侧桩的相邻影响388(10.3-6)00.3-7)才0.3枉墓竖同jJ;载力~如=om7十0.717(10.3-8)如=00917十队717(10ι群桩中的边桩:一个轴线方向受双侧相邻桩的影响，按式(10.3-5)确定如;另一轴线方向受单侧相邻桩的影响，按式(10.3-8)确定fJs20式中，Sal、Sa2分别为两轴线方向的桩中心距。 案例:某32层剪力墙结构高层住宅，地下室2层;基础底面以下各层依次为:淤泥质软土2m;粉质勃土10m;粉土6.5m;粉细砂8m;粉质稀土10m;地震7度设防，地基土均无液化。采用钻孔灌注桩，d=800mm，有效桩长L=20m，桩端持力层为粉细砂层，单桩极限承载力Q企=6800kN。基桩布置于墙下，条形承台高×宽=hXb=800mmX1600mm;条形承台之间设置厚500mm抗水板，上皮与承台齐平，由于承台底淤泥质甜土承载力低、灵敏度高，故不计承台效应，抗水板按水浮力ι=30kPa配筋。由于少量墙下荷载偏大，单排布桩桩距小于3d，若改为双排布桩，承台设置不合理;电梯和楼梯间荷载集度相对较大，采用局部榄板，板厚800mm，桩布于墙下，徨板中设墙下暗梁。按变刚度调平设计原则予以强化，桩进入持力层加长2m，单桩承载力特征值取值不变，桩距略小于3d。试对上述局部单排布桩桩距小于3d和电梯、楼梯间桩徨桩距小于3d的基桩承载力进行折减验算。(1)单排桩部分如图10.3-5所示，。轴与③、④轴线之间单排桩桩距Sa=1760mm<3d=2400mm;单桩极限承载力标准值Quk=7843kN，总极限侧阻标准值巴Qsk=6274kN，极限端阻标准值Qpk=1569kN;。轴与③、④轴段荷载效应标准值NK=15345kN,基桩承载力特征值R=7843/2工3922kN。由图10.3-5可知，a桩承载力的一半应计人③-③轴线以左的条基，故a、b、c、d、e这5根桩只能按4.5桩计算其承载力(图10.3-5)。由于其桩距Sal图10.3-5某住宅局部布桩工1760mm<3d=2400mm，需按式(10.3-3)、式(10.3-4)进行侧阻力折戚。1760平Is1:=;O.182X否OVOV+O.454.~O.854Q~u=fJslQsk=O.854X6274=5630kN到:;x45(QJQpk)=225〈5630十阳)=16198kN>凡=川削布5根桩经对侧阻力折减后满足承载力要求。(2)电梯、楼梯间桩饶如图1{l.3-6所示，荷载集度较高的局部桩榄桩距小于到~I3d，对其基桩承载力进行折减验算。电梯、楼梯间荷载效应oO~JI~;十|标准值Nk:=;63000kN，按基桩承载力悴征值R=3922kN，需引|布桩数n=63000/3922=16~4根，~-按墙下布，桩和布桩基本格局要求，布桩数为19根，此时无法满足桩距3d要求，横向桩距SaJ=2100mm<3d~2400mt11;纵向桩距Sa2=2200mm图10.3-6某住宅电梯楼梯布桩<3d=2400mm。因而需考虑桩侧阻力折减。内部桩，由式 389第10罩桩基疑难问题程〉过(10.3-5)、式(10.3-6)、式(10.3-8)有:2100弘1=0.182X""""..,-"-^v^v+0.454=O.9328002200加工0.182X一一一十0.454=0.955800Q~u二1/811/s2Qsk二O.932XO.955X5630=5011kN角桩，由式(10.3也)、式(10.3-9):21001/s1=O.091十0.717=0.9568002200如=0.091十0.717=O.967800Q~u轧1平Is2Qsk=O.956X0.967X5630=5205kN边桩，由式(10.3忑)--..，式(10.3-9):上、下侧边桩:左、右侧边桩:总承载力特征值t21001/81=0.182百丽百十0.454=0.9322200弘2二O.091"-"80"0"十0.717二0.967Q~ul二平"51可5zQsk=0.932XO.967X5630=5074kN2200轧1=0.1828丽百十0.454二0.9552100轧2二0.091"-"8""0"0"+0.717=0.956Q~U2二和平"szQsk=0.955XO.956X5630=5140kNZR=LZQulti二lGQsu十4Qu十吨ul十4Q~u2十1吨.k)中2二÷(5X川十4X5205+6X5074+4X5140+19X1削二专X126690=63345kN>63000kN(荷载效应标准组合匾)【释义5】在考虑承台效应计算复合桩基竖向承载力特征值时，其地基承载力特征值为何不进行深宽修正?在计算天然地基承载力fa时，应根据载荷板试验或原位测试、经验值等方法确定的地基承载力特征值fak按基础宽度和深度进行修正得到λ。进行修正的理由是考虑到基础下地基在工作状态下允许其出现局部塑性区，而该局部塑性区的形成首先出现于基础的边角部位，其开展范围 受制于边角线以下的主应力差，当基础理深大、超载高，导致水平向主应力增大，主应力差减小，由此临塑荷载提高。基础平面尺寸大，局部塑性区允许的开展深度也愈大，传统的户1/.，、户1/4承载力，即为塑性区开展深度为1/3或1/4倍基础宽度的承载力。故经修正的承载力随基础埋深和宽度增加而提高。对于复合桩基的承台效应仅涉及利用桩间土承载力的一部分，不必对地基承载力特征值进行深宽修正予以提高。其承台效应系数币c也是基于实测数据按f珠进行统计所得。因此，基桩承载力特征值R表述为:R=Ra十平"cfakAc(10.3-10)39010.3桩事坚向清载刀式中，Ra为单桩竖向承载力特征值;轧为承台效应系数fak为承台下1/2承台宽度且不超过5m深度范围内各层土的地基承载力特征值按厚度加权的平均值。【释义。考虑地震作用时，复合基桩承载力特征值中承台效应项为伺除以1.25?由于验算地震作用和荷载效应标准组合值轴心竖向力NEk作用下的复合基桩承载力一时，承载力要增大0.25倍(<<规范》第5.2.1条)，即N由主二1.25Ro而承台效应系数应乘以地基抗震承载力调整系数ζ，故将上式R中承台效应项先乘以Sa/1.25，即:R二Ra+占轧fakA(丁(10.3-11)从而得:NEl豆豆1.25Ra十".a7}cfakAc-(10.3-12)【释义7】为何《规范》对于复合桩基的承台效应不采用荷载分担比，而采用承台效应系数表述?由于影响承台效应的因素包含地基承载力特征值儿、桩的距径t~sa/d、承台宽度与桩长之比Bc/1以及布桩格局(单排桩条形承台、矩阵形布桩的柱下独立承台或彼形承台)，而荷载分担比(某一特定情况下承台所分担荷载与总荷载之比)是这些因素综合影响的结果。对于不同条件复合桩基的设计，fak、Sa/d、Bc!l、布桩格局均有所不同，需通过计算才能确定承台荷载分担比，不能规定统一的承台荷载分担比。因此《规范》规定以式(10.3-10)、式(10.3-11)计算承台效应，这样既方便设计又能简单清晰地表述其物理意义。【释义"为何《规范》特别提到对于高承台桩墓、桩身穿过液化土或不排水抗剪强度小于10kPa(地基承载力特征值小于2SkPa)的软弱土层的基桩，应考虑压曲影晌进行桩身受压承载力验算?1.对于高承台桩基，基桩露出地面长度10部分不受任何侧面约二束，使桩身压曲长度lc迅速 增大(由《规范》表5.8~4-1可看出这点)，而随计算长细比(lc!d、l~/b)增大，桩身稳定系数伊迅速降低(由《规范》表5.8.4-2可看出这点L故高承台、桩基应考虑压曲稳定性影响验算桩身受压承载力。2.对于液化土中的桩基，除应进行桩基的竖向承载力验算外，尚应考虑液化土层对桩身压曲稳定性影响进行桩身受压承载为验算-对于后者，应根据具体地层分布和土性特征，对液化土层的地震液化效应按《规范))5.3.12."条作出评估，确定土层液化影响折减系数白。当白=0时，取该土层的m=O;当的>0时，贝~~.才该土层的m值t进行折减，即取的m计算桩基的水平变形系数αz乒哥，按《规范》表5.8.4-1确定桩躯曲计算长度明按《规范》表5.8叫确定桩身稳定系数cp，然后验算·桩身受压承载力。具体验算方法见本书第8章桩基的抗震设计。3.对于不排水抗剪强度Cuu小于10kPa(地基承载力特征值儿<何+2)Cuu/2~25kPa)的软弱土层中的基桩，取该土层m=O，按《规范》表5.8.4-1确定桩身压曲计算长度lc和按《规范》表5.8.4-2确定桩身稳定系数cp，然后验算桩身受压承载力。对于不排水抗剪强度Cuu大于10kPa的软弱:土层中的基桩，则应通过试验或经验关系确定该土层m值，按以上相同方法确定桩身压曲计算长度lc和桩身稳定系数cp，然后验算桩身受压承载力。4.关于液化土层、软弱土层厚度及其竖向分布对桩身压曲计算长度lc的影响。(1)液化土层、超软弱土层(Cuu<10kPa)分布于地表f图10.3子(a汀，按《规范》表5.8.4-1确定lc时，将该土层厚度h1与1。相加，取ml=O确定lc。391第10章桩墓疑难问题释旦旦<:0....哈也，气_m[m-mm4(α)(b)图10.3-7准化土层、软弱土层竖向分布示意图(桩顶嵌固，桩端非嵌固)当h-hl<4.0/α时，lc=O.7Clo十h)(10.3-13)当h-h1~4.0/α时，lc=0.5Clo十h1十4.0/α),(10.3-14)(2)液化土层、超软弱土层(Cuu<10kPa)分布于地表土层下〔图10.3-7(b刀，按《规范》表5.8.4-1确定lc时，取mz=O确定lc。 当h<4.0/α时，lc=O.7Clo十h)(10.3-15)当h二三4.0/α时，lc=O.5Clo十4.0/α)(10.3-16)以上两种情况桩的水平变形系数为α^V/E需I1"其中的m值近似按如下方法确定:取hm=(2d+1)(m)为主要影响深度，该深度范围内的m值按下列公式确定。当仇深度内存在两层土时:"hLM一十一"hM一/飞7nm一十一"hHm一一m当仇深度内存在三层土时:(10.3-17)m=mlhr十mz(2h1十hz)hz+znm3(2h1十2hz十h3)h3"hM(10.3-18)对于第1种情况，ιl自第二层土起算〔图10.3-7(α汀，在计算hm深度内的m值时，由于ml=O，式(10.3-17)、式(10.3-18)中的ml以mz代人，m2以m3代人即可。对于第2种情况[图10.3-7(b汀，取mz=O，其余取ml、mg值代人式00.3-17)、式00.3-18)即可得所需m值。【释义9】为何对于端承型桩，不宜考虑承台效应按复合桩基进行设计?承台底受桩间土反力而分担荷载，是摞于桩间土的竖向相对位移。对于端承型桩，其桩端持力层刚度较大，桩的弹性压缩和塑性刺人变形很小，因而桩土之间的竖向相对位移较小。因此，在工作荷载下，承台分担的土反力较小，该部分承台效应对于桩基竖向承载力的贡献率一般不予考虑，作为安全储备。故《规范》规定，对于端承型桩不宜考虑承台效应。【释义10】《规范》表5.3.6-1干作业挖孔桩(清底干净，D=800mm)极限端阻力标准值经验值是否适用于钻孔桩?当桩长为S-6m时表中经验值是否偏高?《规范》表5.3.6-1与表5.3.5-2所列极限桩端阻力经验值，其统计样本不同，前者为干作业人工挖孔桩单桩静载试验结果。对于人工挖孔桩，其特点是清底较干净，而机械钻孔桩孔底存在少量虚土，因此前者极限端阻力值略高于后者。使用《规范》表5.3.6-1经验参数计算确定单桩极限承载力时，应注意以下几点。1.机械钻孔桩宜以表5.3.5-2为据，若因土的物理性质参数特殊，((规范》表5.3.5-2中缺失时，可参考《规范》表5.3.6-1，适当降低取值。2.<<规范》表5.3.6-1所列人工挖孔桩极限端阻力标准值qpk为桩径D=800mm的经验参数，对于桩径大于800mm者应进行尺寸效应修正。 3.当桩的有效长度较小时，应根据持力层土"性考虑桩的最小长径比因素调整取值。如对于可塑状黯性土的稍密状砂土、碎石类土持力层，当8.2m)D十1.5m(当D>2m)非饱和土、饱和非黠性土2:2D且4.0d2.0D且3.5d沉管穷扩二钻孔挤扩桩饱和军占性土2.5D且4.5d2.2D且4.0d注:1d一一一圆桩设计直径或方桩设计边长.D一一扩大端设计直径。2当纵横向桩距不相等时，其最小中JL"距应满足"其他情况"一栏的规定。3当为端承桩时，非挤土灌注桩的"其他情况"一栏可捕小至2.5d~41"8附录2排列基桩时，宜使桩群承载力合力点与竖向永久荷载合力作用点重合，并使基桩受水平力和力矩较大方向有较大抗弯截面模量。3对于桩箱基础、剪力墙结构桩饺(含平板和梁板式承台)基础，宜将桩布置于墙下。4对于框架-核心筒结构桩徨基础应按荷载分布考虑相互影响，将桩相对集中布置于核心筒和柱下;外围框架柱宜采用复合桩基，有合适桩端持力层时桩长宜减小。5应选择较硬土层作为桩端持力层。桩端全断面进入持力层的深度，对于蒙古性土、粉土不宜小于2d，砂土不宜小于1.5d，碎石类土不宜小于ldo当存在软弱下卧层时，桩端以下硬持力层厚度不宜小于3d。6对于嵌岩桩，嵌岩深度应综合荷载、上覆土层、基岩、桩径、桩长诸因素确定;对于嵌入倾斜的完整和较完整岩的全断面深度不宜小于0.4d且不小于0.5m，倾斜度大于30%的中风化岩，宜根据倾斜度及岩石完整性适当加大嵌岩深度;对于嵌入平整、完整的坚硬岩和较硬岩的深度不宜小于0.2d，且不应小于0.2mo 3.4特殊条件下的桩基3.4.1软土地基的桩基设计原则应符合下列规定:1软土中的桩基宜选择中、低压缩性土层作为桩端持力层;2桩周围软土因自重固结、场地填土、地面大面积堆载、降低地下水位、大面积挤土沉桩等原因而产生的沉降大于基桩的沉降时，应视具体工程情况分析计算桩侧负摩阻力对基桩的影响;3采用挤土桩和部分挤土桩时，应采取消减孔隙水压力和挤土效应的技术措施，并应控制沉桩速率，减小挤土效应对成桩质量、邻近建筑物、道路、地下管线和基坑边坡等产生的不利影响;4先成桩后开挖基坑时，必须合理安排基坑挖土顺序和控制分层开挖的深度，防止土体侧移对桩的影响。3.4.2湿陷性黄土地区的桩基设计原则应符合下列规定:I基桩应穿透湿陷性黄土层，桩端应支承在压缩性低的秸性土、粉土、中密和密实砂土以及碎石类土层中;2温陷性黄土地基中，设计等级为甲、乙级建筑桩基的单桩极限承载力，宜以浸水载荷试验为主要依据;3自重温陷性黄土地基中的单桩极限承载力，应根据工程具体情况分析计算桩侧负摩阻力的影响。3.4.3季节性冻土和膨胀土地基中的桩基设计原则应符合下列规定:1桩端进入冻深线或膨胀士的大气影响急剧层以下的深度，Ji挂满足抗拔稳定性验算要求，且不得小于4倍桩径及1倍扩大端直径，最小深度应大于1.5m;2为减小和消除冻胀或膨胀对桩基的作用，宜采用钻(挖)孔灌注桩;3确定基桩竖向极限承载力时，除不计人冻胀、膨胀深度范围内桩侧阻力外，还应考虑地基土的冻胀、膨胀作用，验算桩基的抗拔稳定性和桩身受拉承载力;4为消除桩基受冻胀或膨胀作用的危害，可在冻胀或膨胀深度范围内，沿桩周及承台作隔冻、隔胀处理。3.4.4岩溶地区的桩基设计原则应符合下列规定:1岩洛地区的桩基，宜采用钻、冲孔桩;4162当单桩荷载较大，岩层埋深较浅时，宜采用嵌岩桩;3当基岩面起伏很大且埋深较大时，宜采用摩擦型灌注桩03.4.5坡地、岸边桩基的设计原则应符合下列规定:附录1对建于坡地、岸边的桩基，不得将桩支承于边坡潜在的滑动体上。桩端进入潜在滑裂面以下稳定岩土层内的深度，应能保证桩基的稳定;2建筑桩基与边坡应保持一定的水平距离;建筑场地内的边坡必须是完全稳定的边坡，当有崩塌、滑坡等不良地质现象存在时，应按现行国家标准《建筑边坡工程技术规范>>GB50330的规定进行整治，确保其稳定性;3新建坡地、岸边建筑桩基工程应与建筑边坡工程统一规划，同步设计，合理确定施工顺序;4不宜采用挤土桩;5应验算最不利荷载效应组合下桩基的整体稳定性和基桩水平承载力。 3.4.6抗震设防区桩基的设计原则应符合下列规定:1桩进入液化土层以下稳定土层的长度(不包括桩尖部分)应按计算确定;对于碎石土，砾、粗、中砂，密实粉土，坚硬教性土尚不应小于(2~3)d，对其他非岩石土尚不宜小于(4"--""5)的2承台和地下室侧墙周围应采用灰士、级配砂石、压实性较好的素土回填，并分层奈实，也可采用素混凝土或搅拌流动性水泥土回填;3当承台周围为可液化土或地基承载力特征值小于40kPa(或不排水抗剪强度小于15kPa)的软土，且桩基水平承载力不满足计算要求时，可将承台外每侧1/2承台边长范围内的士进行加固;4对于存在液化扩展的地段，应验算桩基在土流动的侧向作用力下的稳定性。3.4.7可能出现负摩阻力的桩基设计原则应符合下列规定:1对于填土建筑场地，宜先填土并保证填土的密实性，软土场地填土前应采取预设塑料排水板等措施，待填土地基沉降基本稳定后方可成桩;2对于有地面大面积堆载的建筑物，应采取减小地面沉降对建筑物桩基影响的措施;3对于自重湿陷性黄土地基，可采用强穷、挤密土桩等先行处理，消除上部或全部士的自重湿陷;对于欠团结土宜采取先期排水预压等措施;4对于挤土沉桩，应采取消减超孔隙水压力、控制沉桩速率等措施;5对于中性点以上的桩身可对表面进行处理，以减少负摩阻力O3.4.8抗拔桩基的设计原则应符合下列规定:1应根据环境类别及水、土对钢筋的腐蚀、钢筋种类对腐蚀的敏感性和荷载作用时间等因素确定抗拔桩的裂缝控制等级;2对于严格要求不出现裂缝的一级裂缝控制等级，桩身应设置预应力筋;对于一般要求不出现裂缝的二级裂缝控制等级，桩身宜设置预应力筋;3对于三级裂缝控制等级，应进行桩身裂缝宽度计算;4当基桩抗拔承载力要求较高时，可采用桩侧IJ后注浆、扩底等技术措施。3.5耐久性规定3.5.1桩基结构的耐久性应根据设计使用年限、现行国家标准《混凝土结构设计规范))GB50010的环境类别规定以及水、士对钢、混凝土腐蚀性的评价进行设计。3.5.2二类和三类环境中，设计使用年限为50年的桩基结构握凝土耐久性应符合表3.5.2的规定。417附录表3.5.2二类和三类环境桩基结构混凝土耐久性的基本要求环境类别最大水灰比最小水泥用量、屁凝土最低最大氯离子含量最大碱含量(kg/m:l)强度等级(%)(kg/m3)aO.60250C25O.33.0一b0.55275C30O.23.0一O.50300C30O.13.0注氯离子含量系指其与水泥用量的百分率;2预应力构件1昆凝土中最大氯离子含量为0.06%，最小水泥用量为300kg/m3;t昆凝土最低强度等级应按表中规定提 高两个等级;3当混凝土中加入活性掺合料或能提高耐久性的外加剂时，可适当降低最小水泥用量;4当使用非碱活性骨料时，对混凝土中碱含量不作限制;5当有可靠工程经验时，表中棍凝土最低强度等级町降低一个等级。3.5.3桩身裂缝控制等级及最大裂缝宽度应根据环境类别和水、土介质腐蚀性等级按表3.5.3规定选用。表3.5.3桩身的裂缝控制等级及最大裂缝宽度限值钢筋混凝土桩预应力混凝土桩环境类别裂缝控制等级叫im(mrn)裂辑控制等级四lim(mm)a0.2(0.3)』叫。.-一b一0.24叫两O一一0.2一O川注水、士为强、中腐蚀性时，抗拔桩裂缝控制等级应提高-级;2二a类环境中，位于稳定地下水位以下的基桩，其最大裂缝宽度限值可采用括弧中的数值。3.5.4四类、五类环境桩基结构耐久性设计可按国家现行标准《港口工程棍凝土结构设计规范》JTJ267和《工业建筑防腐蚀设计规范)>GB50046等执行。3.5.5对三、四、五类环境桩基结构，受力钢筋宜采用环氧树脂涂层带胁钢筋。418附录4桩基构造4.1基桩构造I灌注桩4.1.1灌注桩应按下列规定配筋:1配筋率:当桩身直径为300"""-"2000mm时，正截面配筋率可取队65%~O.2%<小直径桩取高值);对受荷载特别大的桩、抗拔桩和嵌岩端承桩应根据计算确定配筋率，并不应小于上述规定值;2配筋长度21)端承型桩和位于坡地、岸边的基桩应沿桩身等截面或变截面通长配筋;2)摩擦型灌注桩配筋长度不应小于2/3桩长;当受水平荷载时，配筋长随尚不宜小于4.0/α(α为桩的水平变形系数);3)对于受地震作用的基桩，桩身配筋长度应穿过可液化土层和软弱土层，进入稳定土层的深度不应小于本规范第3.4.6条的规定;4)受负摩阻力的桩、因先成桩后开挖基坑而随地基土回弹的桩，其配筋长度应穿过软弱土层并进入稳定土层，进人的深度不应小于(2-----白的5)抗拔桩及因地震作用、冻胀或膨胀力作用而受拔力的桩，应等截面或变截面通长配筋。 3对于受水平荷载的桩，主筋不应小于8~12;对于抗压桩和抗拔桩，主筋不应少于6~10;纵向主筋应沿桩身周边均匀布置，其净距不应小于60mm;4箍筋应采用螺旋式，直径不应小于，6mm，间距宜为200..........300mm;受水平荷载较犬的桩基、承受水平地震作用的桩基以及考虑主筋作用计算桩身受压承载力时，桩顶以下5d范围内的箍筋应加密警间距不应大于100uun;当桩身位于液化土层范围内时箍篇应加密;当考虑箍筋受力作用时，箍筋配置应符合现行国家标准。昆凝土结构设计规范))GB50010的有关规定;当钢筋笼长度超过4m时，应每隔2m设~道直植不小于12mm的焊接加劲箍筋。4.1.2桩身混凝土及混凝土保护层厚度应符合下列要求:1桩身混凝土强度等级不得小于C25，t昆凝土预制桩尖强度等级td""f不得小于C30;2灌注桩主筋的混凝土保护层厚度不应小于35mm，水下灌注桩的主筋混凝土保护层厚度不得小于50mrn;3四类、五类环境中桩身?昆凝土保护层厚度应符合国家现行标准《港口工程混凝土结构设计规范))JTJ267、《工业建筑防腐蚀设计规范》GB50046的相关规定。4.1.3扩底灌注桩扩底端尺寸应符合下列规定(见图4.1.3)~1对于持力层承载力较高、上覆土层较差的抗压桩和桩端以上有一定厚度较好土层的抗拔桩，可采用扩底;扩底端直径与桩身直径之比D/d，应根据承载力要求及扩底端侧面和桩端持力层土性特征以及扩底守qAAAb因4.1.3419附录施工方法确定;挖孔桩的D/d不应大于3，钻孔桩的D/d不应大于2.5;2扩底端侧面的斜率应根据实际成孔及土体自立条件确定，α/hc可取1/4"""-"1/2，砂土可取1/4，粉土、黠性土可取1/3"""-"1/2;3抗压桩扩底端底面宜呈锅底形，矢高hb可取(0.15ι0.20)DoH混凝土预制桩4.1.4混凝土预制桩的截面边长不应小于200mm;预应力混凝土预制实心桩的截面边长不宜小于350mm。4.1.5预制桩的混凝土强度等级不宜低于C30;预应力混凝土实心桩的棍凝土强度等级不应低于C4"ü.j预制桩纵向钢筋的混凝士保护层厚度不宜小于30mm。 4:1.6预制桩的桩身配筋应按吊运、打桩及桩在使用中的受力等条件计算确定。v采用锤击法沉桩时，预制桩的最小配筋率不宜小于0.8%。静压法沉桩时，最小配筋率不宜小于0.6%"，主筋直径不宜小于14mm，打入桩桩顶以下C4"""-"5)d长度范围内箍筋应加密，并设置钢筋网片。4.1.7预制桩的分节长度应根据施工条件及运输条件确定;每根桩的接头数量不宜超过3个。4.1.8预制桩的桩尖可将主筋合拢焊在桩尖辅助钢筋上，对于持力层为密实砂和碎石类土时，宜在桩尖处包以钢板桩靴，加强桩尖。皿预应力混凝土空心桩4.1,9预应力混凝土空心桩按截面形式可分为管桩=空心方桩;按1昆凝土强度等级可分为预应力高强?昆凝土管桩CPHC)和空心方桩CPHS)、预应力混凝土管桩CPC)和空心方桩CPS)。离心成型的先张法预应力混凝土桩的截面尺寸、配筋、桩身极限弯矩、桩身竖向受压承载力设计值等参数可按本规范附录B确定。4~1.10预应力混凝土空心桩桩尖形式宜根据地层性质选择闭l口形或敞口形;闭口形分为平底十字形和维形。4.1.11预应力混凝土空心桩质量要求，尚应符合国家现行标准《先张法预应力混凝土管桩》GB"13476和《预应力混凝土空心方桩>>JG197及其他的有关标准规定。4.l~12预应力混凝土桩的连接可采用端板焊接连接、法兰连接、机械啃合连接、螺纹连接。每根桩的接头数量不宜超过3个。4.1.13桩端嵌入遇水易软化的强风化岩、全风化岩和非饱和土的预应力提凝土空心桩，沉桩后，应对桩端以上约2m范围内采取有效的防渗措施，可采用微膨胀混凝土填芯或在内壁预涂柔性防水材料。N钢桩4.1.14钢桩可采用管型、H型或其他异型钢材。4.1.15钢桩的分段长度宜为12"-"""15mo4.1.16钢桩焊接接头应采用等强度连接。4.1.17钢桩的端部形式，应根据桩所穿越的土层、桩端持力层性质、桩的尺寸、挤土效应等因素综合考虑确定，并可按下列规定采用:1钢管桩可采用下列桩端形式:1)敞口:J叮带加强箍(带内隔《板、4不带内隔板);不带加强箍(带内隔板、不带内隔板)。420附录2)闭口:平底P锥底。2H型钢桩可采用下列桩端形式:1)带端板;2)不带端板: 锥底;平底(带扩大翼、不带扩大翼)04.1.18钢桩的防腐处理应符合下列规定z1钢桩的腐蚀速率当元实测资料时可按表ι1.18确定;2钢桩防腐处理可采用外表面涂防腐患，1增加腐蚀余地及明极保护卜当钢管桩内壁同外界隔绝时，可不考虑内壁防腐。表4.1.18铜桩年腐蚀速率钢桩所处环境单面腐蚀率.(mtp}y)地面以上无腐蚀性气体或腐蚀性挥发介质0.05---0.1水位以上0.05生』地面以下水位以下0.03"‘2、水位波动区0.1"-"0.34.2承台构造4.2.1桩基承台的构造，除应满足抗冲切、抗剪切、抗弯承载力和上部结构要求外，尚应符合下列要求:1柱下独立桩基承台的最小宽度不应小于500mm，边桩中心至承台边缘的距离不宜小于桩的直径或边长，且桩的外边缘至承台边缘的距离不应小于150mm。对于墙下条形承台梁，d桩的外边缘至承台梁边缘的距离不应小于75mmo承台的最小厚度不应小于300mm。2高层建筑平板式和梁板式役形承台的最小厚度不应小于40dmm，多层建筑墙下布桩的街形承台的最小厚度不应小乎200mm。3高层建筑箱形i承台的构造应符合《高层建筑榄形与箱形基础技术规范))JGf6的规定。4.2.2承台混凝土材料及其强度等级应符合结构混凝土耐久性的要求和抗渗要求}4.2.3承台的钢筋配置应符合下列规定:1柱下独立桩基承台铜前应通长配置〔见图4.2.3(a)丁，对四桩以J上(含因桩)承台宜搂双向均匀布置，对三桩的三角形承台应按三向板带均匀布置，且最里面的主根钢筋围成~的主角形应在(a)t飞唱，1~j岛.,(b)与号址、~r图4.2，"，3"承台配筋示意(a)矩形承台配筋(b)三桩承台配筋(c)墙下承台梁配筋国,1i""4:I、 v"42理附录柱截面范围内〔见图4.2.3Cb)]。钢筋锚固长度自边桩内侧(当为圆桩时，应将其直径乘以0.8等效为方桩)算起，不应小于35dgCdg为钢筋直径);当不满足时应将钢筋向上弯折，此时水平段的长度不应小于25dg，弯折段长度不应小于10dg。承台纵向受力钢筋的直径不应小于12mm，间距不应大于200mmo柱下独立桩基承台的最小配筋率不应小于0.15%。2柱下独立两桩承台，应按现行国家标准《混凝土结构设计规范))GB50010中的深受弯构件配置纵向受拉钢筋、水平及竖向分布钢筋。承台纵向受力钢筋端部的锚固长度及构造应与柱下多桩承台的规定相同。3条形承台梁的纵向主筋应符合现行国家标准《氓凝土结构设计规范))GB50010关于最小配筋率的规定，主筋直径不应小于12tnm，架立筋直径不应小于lOmm，箍筋直径不应小于6mm[见图4.2.3Cc)]。承台梁端部纵向受力钢筋的锚固长度及构造应与柱下多桩承台的规定相同o4筷形承台板政箱形承台板在计算中当仅考虑局部弯矩作用时，考虑到整体弯曲的影响，在纵横两个方向的下层钢筋配筋率不宜小于0.15%;上层钢筋应按计算配筋全部连通。当夜板的厚度大于2000mm时，宜在板厚中间部位设置直径不小于12m.m、间距不大于300mm的双向钢筋网。5或台底面钢筋的混凝土保护层厚度，当有混凝土垫层时，不应小于50mm，无垫层时不应小于70mffi;此外尚不应小于桩头嵌入承台内的长度。4.2.4桩与承台的连接构造应符合下列规定:1桩嵌入承台内的长度对中等直径桩不宜小于50mm;对大直径桩不宜小于100mmo2混凝土桩的桩顶纵向主筋应锚人承台内，其锚人长度不宜小于35倍纵向主筋直径。对于抗拔桩，桩顶纵向主筋的锚固长度应按现行国家标准《混凝土结构设计规范))GB50010确定。3对于大直径灌注桩，当采用一柱一桩时可设置承台或将桩与柱直接连接04.2.5柱与承台的连接构造应符合下列规定:1对于一柱一桩基础，柱与桩直接连接时，柱纵向主筋锚人桩身内长度不应小于35倍纵向主筋直径。2对于多桩承台，柱纵向主筋应锚人承台不小于35倍纵向主筋直径;当承台高度不满足锚固要求时，竖向锚固长度不应小于20倍纵向主筋直径，井向柱轴钱方向呈900弯折。3当有抗震设防要求时，对于一、二级抗震等级的柱，纵向主筋锚固长度应乘以1.15的系数;对于三级抗震等级的柱，纵向主筋锚固长度应乘以1.05的系数。4.2.6承台与承台之间的连接构造应符合下列规定:1一柱一桩时，应在桩顶两个主轴方向上设置连系粱。当桩与柱的截面直径之比大于2时，可不设连系梁。2两桩桩基的承台，应在其短向设置连系梁。3有抗震设防要求的柱下桩基承台，宜沿两个主轴方向设置连系粱。 4连系梁顶面宜与承台顶面位于同一标高。连系梁宽度不宜小子250mm，其高度可取承台中心距的1/10---1/15，且不宜小于400mm。5连系梁配筋应按计算确定，梁上下部配筋不宜小于2根直径12mm钢筋;位于同一轴线上的相邻跨连系梁纵筋应连通。4.2.7承台和地下室外墙与基坑侧壁间隙应灌注素混凝土或搅拌流动性水泥土，或采用灰土、级配砂石、压实性较好的素土分层劳实，其压实系数不宜小于O.940422附最5桩基计算5.1桩顶作用效应计算5.1.1对于一般建筑物和受水平力(包括力矩与水平剪力)较小的高层建筑群桩基础，应按下列公式计算柱、墙、核心筒群桩中基桩或复合基桩的极顶作用效应:1竖向力轴心竖向力作用下偏心竖向力作用下2水平力Nk写且土生nωN;iJkr==F一k一+←~→+十~~xk坦~i++一M-μ一2n2:;yJ2:;xy(6é.1.1..1)(5.1.1-2)Hik旦主(5.1.1-3)n式中Fk一一荷载效应标准组合下，作用于承台顶面的竖向力;~一-桩基承台和承台上土自重标准值，对稳定的地下水位以下部分应扣除水的浮力;Nk一一荷载效应标准组合轴心竖向力作用下，基桩或复合基桩的平均竖向力;Nik一荷载效应标准组合偏心竖向力作用下，第i基桩或复合酬的竖向力事M站、M此一→荷载效应都准组合下，作用于承台底面，绕通过桩群形心的X"Y主轴的力矩;岛、工j、Yi、Yi一一第i、j基桩或复合基桩至y、I轴的距离;Hk一一荷载效应标准组合下，作用于桩基承台底面的水平力;Hik一一荷载效应标准组合下，作用于第i基桩或复合基桩的水平力;n一-桩基中的桩数。5.1.2对于主要承受竖向荷载的抗震设防区低承台桩基，在同时满足下列条件时，桩顶作用效应计算可不考虑地震作用:1按现行国家标准《建筑抗震设计规范))GB50011规定可不进行桩基抗震承载力验算的建筑物;2建筑场地位于建筑抗震的有利地段。5.1.3属于下列情况之一的桩基，计算各基桩的作用效应、桩身内力和位移时，宜考虑承台(包括地下墙体)与基桩协同工作和土的弹性抗力作用，其计算方法可按本规范附录C进行:1位于8度和8度以上抗震设防区的建筑，当其桩基承台刚度较大或由于上部结构与承台协同作用能增强承台的刚度时; 2其他受较大水平力的桩基。5.2桩基竖向承载力计算5.2.1桩基坚向承载力计算应符合下列要求:423附录1荷载效应标准组合:轴心坚向力作用下Nk6三三0.4O.06~0.08O.14~0.170.22~0.26。专32"(""Q.38O.4~0.80.08~O.100.17----0.20。.26--0.30,D:i:3S--0.一4A>0.8O.10~0.120.20~0.220.30卢咀0.31O.44~O.500.50~0.80(地单排桩条O.15~0.180、25~0.30o.38~O..tjO."::;0-0.60形承台E‘Lφ注表中sa/d为桩中心距与桩径之比;Bc/l为承台宽度与桩长之比。当计算基桩为非正直市排列时，sai:=1.互7言，A为承台计算域面积，n为总挂数。2对于桩布置于墙下的箱、桂承台，在可~t(~排恒最形放台取{f(.3对于单排桩条形承台，当承台宽度;1斗1.5d时，联按非条形承台取值。4对于采用后注浆带注桩的最台，飞轨宜取低的5对于饱和麓"性土中的挤土桩基句软玉地基t的桩基承台，快宜取低值的0;，:8倍。5.3单桩竖向极限承载力I一般规定5.3.1设计采用的单桩竖向极限承载力标准值应符合下列规定:1设计等级为甲级的建筑桩基，应通过单桩静载试验确定;2设计等级为乙级的建筑桩基，当地质条件简单时，可参照地质条件相同的试桩资料，结合静力触探等原位测试和经验参数综合确定;其余均应通过单桩静载试验确定;3设计等级为丙级的建筑桩基，可根据原位测试和经验参数确定。5.3.2单桩竖向极限承载力标准值、极限侧阻力标准值和极限端阻力标准值应按下列规定确定:1单桩竖向静载试验应按现行行业标准《建筑基桩检测技术规范))JGJ106执行;2对于大直径端承型桩，也可通过深层平板(平板直径应与孔径一致)载荷试验确定极限端阻力;3对于嵌岩桩，可通过直径为0.3m岩基平板载荷试验确定极限端阻力标准值，也可通过直径为0.3m嵌岩短墩载荷试验确定极限1Wl阻力标准值和极限端阻力标准值; 4桩的极限侧阻力标准值和极限端阻力标准值宜通过埋设桩身轴力测试元件由静载试验确定。并通过测试结果建立极限侧阻力标准值和极限端阻力标准值与土层物理指标、岩石饱和单轴抗压强度以及与静力触探等土的原位测试指标间的经验关系，以经验参数法确定单桩竖向极限承载力。H原位测试法5.3.3当根据单桥探头静力触探资料确定混凝土预制桩单桩坚向极限承载力标准值时，如无当地经验，可按下式计算:4~5η附录Quk=Qsk十Qpk=u~qsikli+α户skAp当ρskl~户sk2时队kz÷(户skl+..Psk2)当Pskl>户sk2时Psk=户甜式中Qsk、Qpk一一分别为总极限侧阻力标准值和总极限端阻力标准值;U一一桩身周长;q缸k一一用静力触探比贯入阻力值估算的桩周第i层土的极限侧阻力;li一一桩周第t层土的厚度;α一一桩端阻力修正系数，可按表5.3.3-1取值;Psk一一桩端附近的静力触探比贯入阻力标准值(平均值);Ap一一一桩端面积;问1一一桩端金截面以上8倍桩径范围内的比贯人阻力平均值;(5.3.3-1)(5.3.3-2)(5.3.3-3)户sk2一一桩端全截面以下4倍桩径范围内的比贯人阻力平均值，如桩端持力层为密实的砂土层，其比贯入阻力平均值超过20MPa时，则需乘以表5.3.3-2中系数C予以折减后，再按式(5.3.3-2)、式(5.3.3-3)计算Psk;426卢一一折减系数，按表5.3.3-3选用。q"k(kPa)140125C10080p.J<(kpa)o60010002000300040∞5000600070∞图5.3.3qsk-户sk酣线注qsik值应结合土工试验资料，依据土的类别、埋藏深度、排列~序，按图5.3.3折线取值;图5.3.3中，直线③(线段gh) 适用于地表下6mft1围内的土层F折线画(线段。abc)适用于粉土及砂土土层山上(或无粉土及砂土土层地区)的黠性土;折线。(线段。deO适用于粉土及砂土土层以下的蒙古性士;折钱@(线段oeO适用于粉土、粉砂、细llT及中砂。2Psk为桩端穿过的中密~密实砂土、粉士的比贯人阻力平均值;归为砂土、柑土的下卧软土层的比贯人阻力平均值。3采用的单桥探头，圆锥底面积为15cm2，底部带7cm高滑套，锥角600。4当桩端穿过粉土、粉砂、细砂及中砂层底面时，折线@估算的qsik值需乘以表5.3.3-4中系数弘值。附录表5.3.3-1桩端阻力修正票数a僵α1<15O.7515ζfζ30AVF/肖→阳〈一队nu一叶、uv-桩长(m)注=桩长15m~l~30m，α值按1值直线内插为桩长(不包括桩尖高度)。表5.3.3-2系λ数C户sk2(MPa)20,.....,3035>40系数C5/6豆/31/2表5.3.3-3折咸菜数FPsk21ρ此I三三57.512.5二三15卢2/3k…5/61/2注:表5.3.3♂、表5.3.3-3可内插取值。囊"5.3.3";"4系数"在值卢skl户sl三三57.5TJs1.000.50洲-M5.3.4当根据双桥探头静力触探资料确定混凝土预制桩单桩竖向极限承载力标准值时，对于蒙古性土、粉士和砂土，如无当地经验时可按下式计算:Quk=Qsk+QPk=u~li..i.fsi+α.qc,.Ap(5.3.4)式中fsi一-第i层土的探头平均侧阻力CkPa);qc一一桩端平面上、下探头阻力，取桩端平面以上4dCd为桩的直径或边长)范围内按土层厚度的探头阻力加权平均值CkPa)，然后再和桩端平面以下ld范围内的探头阻力进行平均;α←→桩端阻力修正系数，对于蒙古性土、粉土取2/3，饱和砂土取1/2;且一一第i层土桩侧阻力综合修正系数，蒙古性土、粉土:.i=10.04Cfsi)→-飞砂土.i::;:;:: 5.05(fsi)-124-----4021"""-"3821~38软塑0.750.926---4624~4224----42柑土中密o.75~，e~O.946--6642-----6242--62密实e3066""-"8864----8664----86中密153074----9572--9412--94中密153095......,l1695月叫]1698----120 稍密515116r-138116---130112----130圆醋、角砾中密、密实N63.5>10160--200135---150135""-"150碎石、卵石中密、密实N63.5>10200,;,-,300140,..,..,170150----170全风化软质岩301O160-240140,;-,200140----220强风化硬质岩N63.5>10220"-"""300160,;,-,240160-260注对于尚未完成自重回结的填士和以生活垃圾为主的杂填土，不计算其侧阻力;2aw为含水比，aw=w/w[.w为士的天然含水量.Wl为士的谊限;:3N为标准贯人击数N63.5为重型圆锥动力触探击数p4全风化、强风化软质岩和全风化、强风化硬质岩系指其母岩分别为!rk"$.二15MPa、!rk>30MPa的岩石。表5.3.5-2桩的极限端阻力标准值q院(kPa)斗士:棍凝土预制桩桩长l(m)把浆护壁钻(冲)孔桩桩长l(m)于作业钻孔桩桩长l(m)士名称J499305ζ飞lI10，.::飞l15ζ飞"13030<101<151<30.------:-<10I<151015密实22003000450055007501.900110012001000190019002500~3600~14400~5-3G。但650--900~1200,-.....1500~1200~2000~2400~细1.、"1400050006000"7000850120015001800160024002700中密、4000.,l.,..,5500"....,6500-----;7500~850~lloo~1500~1900"""-"lSOO~2800--3600~中砂密实6000"7000"800090001050150019002160"240038004400N>151叫∞~5700~1500""";121."0~290-0;";":;4000""";4600""";粗砂飞75008500110000111000260012800l"360046005200砾砂6000~95009000--105001400~20002000-----32003500----5000角砾、圆砾N63.S>107000"""-"100009500----115001800"--"22002200~.36004000----5500…碎石、卵石N63.s>108000--1100010500--130002000-----30003000-----40004500~6500全风化软质岩30106000~9000f强风化硬质岩N63.5>107000"""-"110001800"""-"28002000"""-"3000 注砂土和碎石类土中桩的极限端阻力取值，宜综合考虑土的密实度，桩端进入持力层的深径比hi，/d，土愈密实，hb/d愈大，取值愈高;2预制桩的岩石极限端阻力指桩端进人强风化岩、软质岩一定深度条件下极限端阻力;3全风化、强风化软质岩和全风化、强风化硬质量f指其母岩分别为frk<.15岛iPa、!rk>30仇。a的岩石。5.3.6根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系，确定大直径桩单桩极限承载力标准值时，可按下式计算:Quk~Qsk十Qpk=u~CTsiqsμz十件qpkAbl;(5.3.6)式中qsik-"~"→桩侧第i层土极限侧阻力标准值，如无当地经验值时，可按本规范表5.3.5-1取值，对于扩底桩斜面及变截面以上2d长度范围不汁制阻力;qpk一→桩径为8∞mm的极限端阻力标准值，对于干作业挖孔(清底干净)可采用深层载荷板试验确定;当不能进行深层载荷板试验时，可按表5.3.6-1取值;化、4大直径桩侧阻力、端阻力尺寸效应系数，按表5.3.6-2取值。U一一桩身周长，当人工挖孔桩桩周护壁为振捣密实的棍凝土时，桩身周长可按护壁外直径计算。429阳最表5.3.6-1干作业捂孔桩(清底干净，D=800mm)极限端阻力标准值伽CkPa)土名称状态辈自性士o.254D时，qpk可相应取低、中、高值。2砂土密实度可根据标贯击数判定，N~10为松散，1030为密实。3当桩的长径比l/dζ8时，qpk宜取较低值。4当对沉阵要求不严时，但，k可取高值。表5.3.6-2大直径灌注桩但[IJ阻力尺寸效应系数冉、端阻力尺寸效应系数.v (0.8/d)1/5(0.8/D)1!1土一类-A一凡7在冒』「一、，，，一，、』/碎-M-m-QU-00二土一。一。砂一士类型民tif;p注当为等直径桩时，表中D=的2对于中、微风化和新鲜基岩，如、冉均取1.0。勃性土、粉土凹铜管桩5.3.7当根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系确定钢管桩单桩竖向极限承载力标准值时，可按下列公式计算:Quk=Q生十Qpk=u2::q此li十λpqpkAp当hb/d<5时，λp=0..16hb/d当hb/d注5时àp=0.8式中q甜、qpk一一分别按本规范表5.3.5-1、表5.3.5-2取与混凝土预制桩相同值;àp一一桩端土塞效应系数，对于闭口钢管桩àp=1，对于敞口钢管桩按式(5.3.7-2)、(5.3.7-3)取值;hb一一桩端进入持力层深度;d一一钢管桩外径。对于带隔板的半敞口钢管桩，应以等效直径de代替d确定(5.3.7-1)(5.3.7-2)(5.3.7-3)φ6。n=2n=4n=9àp;de=d/币;其中η为桩端隔板分割数(见图5.3.7)。V混凝土空心桩5.3.8当根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系确定敞口预应力混凝土空心桩单桩竖向极限承载力标准值时，可按下列公式计算:图5.3.7隔板分割Quk=Qsk十Qpk=u~q地li十qpk(Aj+λpAp1)(5.3.8-1)430附录当hb/d1<5时，λpO~16hb/dl叭(5.3.8-2) 当hb/d1二三5时àp-9~..~军二(5.3.8-3)式中qsik...qpk一一分别按本规范表5.3.5-1、表5.3.5-2取与混凝土预制桩相同值;Aj一一空心桩桩端净面积:管桩:Aj=?ω-dD;空心方桩:Aj=b2.?di;Ap1一空心桩敞口面积:Ap1..,:dr:;àp一→-桩端土塞效应系数;d、b一→空心桩外径、边长;d1一一空心桩内径。币1嵌岩桩5.3.9桩端置于完整、较完整基岩的嵌岩桩单桩竖向极限承载力，由桩周土总极限侧阻力和嵌岩段总极限阻力组成。当根据土的物理指标和岩石单轴抗压强度确定单桩竖向极限承载力标准值时，可按下列公式计算:Quk=Qsk十Qrk(5.3.9-1)Qsk=u~qsμ(5.3.9-2)Qrk=~rfrkAp(5.3.9-3)式中Qsk、Qrk一二分别为土的总极限侧阻力标准值、嵌岩段总极限阻力标准值;qsik一一桩周第t层土的极限侧阻力，无当地经验时，可根据成桩工艺按本规范表5.3.5-1取值;frk一一岩石饱和单轴抗压强度标准值，勃土岩取天然湿度单轴抗压强度标准/值;二一一桩嵌岩段侧阻和端阻综合系数，与嵌岩深径比hr/d、岩石软硬程度和成桩工艺有关，可按表5.3.9采用;表中数值适用于泥浆护壁成桩，对于干作业成桩(清底干净)和泥浆护壁成桩后注浆，~r应取表列数值的1.2倍。嵌岩深径比hr/d极软岩、软岩较硬岩、坚硬岩垃极软岩、软岩指frk~15MPa，较硬岩、坚硬岩指frk>30MPa，介于二者之间可内插取值。2hr为桩身嵌岩深度，当岩面倾斜时，以坡下方嵌岩深度为准;当hr/d为非表列值时，ι可内插取值。W后注浆灌注桩5.3.10后注浆灌注桩的单桩极限承载力，应通过静载试验确定。在符合本规范第6.7节后注浆技术实施规定的条件下，其后注浆单桩极限承载力标准值可按下式估算:Q咏-:-Qsk+Qgsk十Qgpk=u~qsjklj十u~.siqsμgi十A，qpkAp(5.3.10)式中Qsk一一后注浆非竖向增强段的总极限侧阻力标准值;43l附录Qgsk一一后注浆坚向增强段的总极限侧阻力标准值; Qgpk一一后注浆总极限端阻力标准值;U一一桩身周长;tj后注浆非竖向增强段第j层土厚度;19i后注浆竖向增强段内第t层土厚度:对于泥浆护壁成孔灌注桩，当为单一桩端后注浆时，竖向增强段为桩端以上12m;当为桩端、桩侧复式注浆时，竖向增强段为桩端以上12m及各桩侧注浆断面以上12m，重叠部分应扣除;对于干作业灌注桩，竖向增强段为桩端以上、桩侧注浆断面上下各6m;q盯k、qsjk、qpk分别为后注浆坚向增强段第i土层初始极限侧阻力标准值、非竖向增强段第j土层初始极限侧阻力标准值、初始极限端阻力标准值;根据本规范第5.3.5条确定;.si、A十一分别为后注浆侧阻力、端阻力增强系数，元当地经验时，可按表5.3.10取值。对于桩径大于800mm的桩，应按本规范表5.3.6-2进行侧阻和端阻尺寸效应修正。表5.3.10后注浆侧阻力增强系数Psil端阻力增强系数且土层名称淤泥辈自性土粉在!、中砂粗砂砾石全风化岩淤泥质土粉土细砂砾砂卵石强风化岩.si1.2~1.31.4~1.81.6,-....,2.01.7~2.12.0,-....,2.52.4~3.01.4,-....,1.8.p2.2~2.52.4~2.82.6~3.03.0~3.53.2~4.02.0~2.4注:干作业钻、挖孔桩，卢p按表列值乘以小于1.0的折减系数。当桩端持力层为蒙古性士或粉土时，折减系数取0.6;为砂土或碎石土时，取O.805.3.11后注浆钢导管注浆后可等效替代纵向主筋。vm液化效应5.3.12主震作用下，对于桩身周围有液化土层的低承台桩基，当承台底面上下分别有厚度不小于1.5m、1.0m的非液化土或非软弱土层时，可将液化土层极限侧阻力和水平抗力系数的比例系数m值乘以土层液化影响折减系数计算单桩竖向承载力和水平承载力。土层液化影响折减系数白可按表5.3.12确定。表5.3.12土层液化影晌折减宗教ifJ1自地面算起的液化λN的NNcr土层深度dL(m)dL~10O1/3àN~O.610;1时，取币L3中性点深度ln应按桩周土层沉降与桩沉降相等的条{牛计算确定，也可参照表5.4.4-2确定。表5.4.4-2中性点深度ln持力层性质|黠性土、粉土|中密以上砂|碍石、卵石|基岩中性点深度比JJol0.5~0.6|0.7~0.8ltIOJ|1.O注1ln、10一一分别为自桩顶算起的中性点深度和桩周软弱土层下限深度;2桩穿过自重温陷性黄土层时，ln可按表列值增大10%(持力层为基岩除外);3当桩周土层固结与桩基沉障同时完成时，取Ln=0;4当桩周土层计算沉降量小于20mm时，ln应按表列值乘以O.4~0.8折减。1皿抗拔桩基承载力验算5.4.5承受拔力的桩基，应按下列公式同时验算群桩基础呈整体破坏和呈非整体破坏时基桩的 抗拔承载力:Nk~Tgk/2十Ggp占(5.4.5一1)Nk~Tuk/2十Gp(5.4.5-2)式中Nk一一按荷载效应标准组合计算的基桩拔力;T出→一群桩呈整体破坏时基桩的抗拔极限承载力标准值，可按本规范第5..4.6条确定;Tuk一一群桩呈非整体破坏时基桩的抗拔极限承载力标准值，可按本规范第5.4.6条确定;G即→一群桩基础所包围体积的桩土总自重除以总桩数，地下水位以下取浮重度;G二一基桩自草，地下水位以下取浮重度，对于扩底桩应按本规范表5.4.6-1确定桩、土柱体周长，计算桩、土自重二5.4.6群桩基础及其基桩的抗拔极限承载力的确定应符合下列规定:1对于设计等级为甲级和乙级建筑桩基，基桩的抗拔极限承载力应通过现场单桩上拔静载荷试验确定。单桩上拔静载荷试验及抗拔极限承载力标准值取值可按现行行业标准《建筑基桩检测l技术规范))JGJ106进行。2如无当地经验时?群桩基础及设计等级为丙级建筑桩基，基桩的抗拔极限载力取值可按下列规定计算:1)群桩呈非整体破坏时，基桩的抗拔极限承载力标准值可按下式计算:Tuk.=~àiq啤Udi(5.4.6-1)式中Tuk一-基桩抗拔极限承载力标准值;Ui一→桩身周长，对于等直径桩取U土π的对于扩底桩按表5.4.6-1取值;qsik一一桩侧表面第i层土的抗压极限侧阻力标准值，可按本规范表5.3.5-1取值;九一一抗拔系数，可按表5.4.6-2取值ρ表5.4.6-1扩鹿桂蘸挥表面周长均Ui自桩底起算的长度li>C4---10)dπd注li对于软土取低值，对于卵石、砾石取高值;li取值按内摩擦角增大而增加。表S.4.6-2气抗拔系数λ土类砂土A值土类勃性土、粉土-「L|lA值0.50---0.700.70"":"0..80注:桩长t与桩径d之比小于20时，à取小值。435附录2)群桩呈整体破坏时，基桩的抗拔极限承载力标准值可按下式计算:式中Ul桩群外围周长。Tgk二ittJ2Atqsμzn5.4.7季节性冻土上轻型建筑的短桩基础，应按下列公式验算其抗冻拔稳定性: (5.4.6-2)fjfqfUZo~Tgk/2十NG十Ggp(5.4.7-1)平"fqfUZo~Tuk/2十NG十Gp(5.4.7-2)式中研一←冻深影响系数，按表5.4.7-1采用;的一切向冻胀力，按表5.4.7-2采用;Zo一二季节性冻土的标准冻深;Tgk一一标准冻深线以下群桩呈整体破坏时基桩抗拔极限承载力标准值，可按本规范第5.4.6条确定;Tuk一-标准冻深线以下单桩抗拔极限承载力标准值，可按本规范第5.4.6条确定;NG一一基桩承受的桩承台底面以上建筑物自重、承台及其上土重标准值。表5.4.7-1冻深影晌系数ηr值标准晦深(m)1"}fZO三三2.02.015%)<1020~3040~80注表面粗糙的灌注桩，表中数值应乘以系数1.1~1.3;2本表不适用于含盐量大于0.5%的蹄土。ZQ>3.0O.8特强陈胀120~15090~2005.4.8膨胀土上轻型建筑的短桩基础，应按下列公式验算群桩基础呈整体破坏和非整体破坏的抗拔稳定性:U~qeil臼~Tgk/2十NG+Ggp(5.4.8一1)U~qei1ei~Tuk/2十NG十Gp(5.4.8一2)式中Tgk-一群桩呈整体破坏时，大气影响急剧层下稳定土层中基桩的抗拔极限承载力标准值，可按本规范第5.4.6条计算;Tuk群桩呈非整体破坏时，大气影响急剧层下稳定土层中基桩的抗拔极限承载力标准值，可按本规范第5.4.6条计算;q臼←二大气影响急剧层中第i层土的极限胀切力，由现场浸水试验确定;lei大气影响急剧层中第i层土的厚度。5.5桩基沉降计算5.5.1建筑桩基沉降变形计算值不应大于桩基沉降变形允许值。5.5.2桩基沉降变形可用下列指标表示:1沉降量;2沉降差5 436附录3整体倾斜:建筑物桩基础倾斜方向两端点的沉降差与其距离之比值;4局部倾斜:墙下条形承台沿纵向某一长度范围内桩基础两点的沉降差与其距离之比值。5.5.3计算桩基沉降变形时，桩基变形指标应按下列规定选用:1由于土层厚度与性质不均匀、荷载差异、体形复杂、相互影响等因素引起的地基沉降变形，对于砌体承重结构应由局部倾斜控制;2对于多层或高层建筑和高耸结构应由整体倾斜值控制;3当其结构为框架、框架一剪力墙、框架『核心筒结构时，尚应控制柱(墙)之间的差异沉降。5.5.4建筑桩基沉降变形允许值，应按表5.5.4规定采用。表5.5.4建筑桩基沉降变形允许值变形特征允许值砌体承重结构基础的局部倾斜0.002各类建筑相邻柱(墙)基的沉降差(1)框架、框架帽E剪力墙、框架一核心筒结构0.002/0(2)砌体墙填充的边排柱0.0007/0(3)当基础不均匀沉降时不产生附加应力的结构0.005/0单层排主E结构(柱距为6m)桩基的沉降量(mm)120桥式吊车轨面的倾斜{按不调整轨道考虑)纵向0.004横向0.003Hg~24。.004241000.002Hg~200.00820j一一桩端平面第j块荷载作用面至第i层土、第i-1层土底面的距离(m);町、a(i-Dj桩端平面第j块荷载计算点至第i层土、第i-1层士底面深度范围内平均附加应力系数，可按本规范附录D选用。5.5.7计算矩形桩基中点沉降时，桩基沉降量可按下式简化计算:s=功·Y-Je.5"=4.Y-J.Y-Je·户。~Ziai二Zi一lαt1(5.5.7)全1E式中户。一-在荷载效应准永久组合下承台底的平均附加压力;ai、ai-l一平均附加应力系数，根据矩形长宽比α/b及深萨比Z一i一二2z一iZ二"-1=笠且，可按本bBc"b规范附录D选用O5.5.8桩基沉降计算深度Zn应按应力比法确定，即计算深度处的附加应力4与土的自重应力σc应符合下列公式要求:σ~1;nh=1时，可按本规范式(5.5.14)计算;Co、G、Cz-一根据群桩距径ttsa/d、长径比!/d及基础长宽比LcI丘，按本规范附录E确定;438附景Lc、Bc、η一一分别为矩形承台的长、宽及总桩数。S.5.10当布桩不规则时，等效距径比可按下歹IJ公式近似计算:sa/d=JA;(Fn·d)Sa/d=0.886/互/(而.b)圆形桩方形桩式中A←-桩基承台总面积;h-一方形桩截面边长。5.5.11当元当地可靠经验时，桩基沉降计算经验系数￠可按表5.5.11选用。对于采用后注浆施工工艺的灌注桩，桩基沉降计算经验系数应根据桩端持力土层类别，乘以O.7(砂、砾、卵石)-----0.8(教性土、粉土)折减系数;饱和土中采用预制桩(不含复打、复压、引孔沉桩)时，应根据桩距、土质、沉桩速率和顺序等因素，乘以1.3，.-....，1.8挤土效应系数，土的渗透性低，桩距小，桩数多，沉桩速率快时取大值。(5.5.10-1)(5.5.10-2)表5.5.11桩基沉降计算经验系数V35O.50___.,_A;注Es为沉降计算深度范围内压缩模量的当量值，可按下式计算:Es=~A;/~E一牛，式中Ai为第i层土附加应力系数si洲一ω。-u民(MPa)￠沿土层厚度的和分值，可近制按分块面积计算;2功可根据Es内插取值。5.5.12计算桩基沉降时，应考虑相邻基础的影响，采用叠加原理计算;桩基等效沉降系数可按独立基础计算。5.5.13 当桩基形状不规则时，可采用等效矩形面积计算桩基等效沉降系数，等效矩形的长宽比可根据承台实际尺寸和形状确定。5.5.14对于单桩、单排桩、桩中心距大于6倍桩径的疏桩基础的沉降计算应符合下列规定:1承台底地基土不分担荷载的桩基。桩端平面以下地基中由基桩引起的附加应力，按考虑桩径影响的明德林(Mindlin)解附录F计算确定。将沉降计算点水平面影响范围内各基桩对应力计算点产生的附加应力叠加，采用单向压缩分层总和法计算土层的沉降，并计入桩身压缩Se0桩基的最终沉降量可按下列公式计算:szdEfAZz+se吨i=2:要[α儿十(1一α)Is.ijJ,..Qjlj5ρ=<::.一一--c气EcAp~2承台底地基土分担荷载的复合桩基。将承台底土压力对地基中某点产生的附加应力按Boussinesq解(附录D)计算，与基桩产生的附加应力叠加，采用与本条第1款相同方法计算沉降。其最终沉降量可按下列公式计算:E单桩、单排桩、疏桩基础(5.5.14-1)(5.5.14-2)(5.5.14-3)(5.5.14-4)(5.5.14-5)439S也可e2讪凡i=~αki.Pc.k附录式中m←一以沉降计算点为圆心，0.6倍桩长为半径的水平面影响范围内的基桩数;η一一沉降计算深度范围内土层的计算分层数;分层数应结合土层性质，分层厚度不应超过计算深度的0.3倍;σ到一一一水平面影响范围内各基桩对应力计算点桩端平面以下第i层土1/2厚度处产生的附加竖向应力之和;应力计算点应取与沉降计算点最近的桩中心点;σZCl二一承台压力对应力计算点桩端平面以下第i计算土层1/2厚度处产生的应力;可将承台板划分为U个矩形块，可按本规范附录D采用角点法计算;e.zi二一第i计算土层厚度(m);Esi一一第i计算土层的压缩模量(MPa)，采用土的自重应力至土的自重应力加附加应力作用时的压缩模量;Q一一二第j桩在荷载放应准永久组合作用下(对于复合桩基应扣除承台底土分担荷载入桩顶的附加荷载(kN);当地下室埋深超过5m时，取荷载效应准永久组合作用下的总荷载为考虑回弹再压缩的等代附加荷载;L-一第j桩桩长(m); Aps一一桩身截面面积;问-一第j桩总桩端阻力与桩顶荷载之比，近似取极限恙端阻力与单桩极限承载力之比pI川、I叫-一分别为第j桩的桩端阻力和桩侧阻力对计算轴线第i计算土层1/2厚度处的应力影响系数，可按本规范附录F确定;Ec-一桩身混凝土的弹性模量;户时-一第是块承台底均布压力，可按Pc.k=币。k.fak取值，其中?叫为第h块承台底板的承台效应系数，按本规范表5.2.5确定;fak为承台底地基承载力特征值;αh一一第h块承台底角点处，桩端平面以下第i计算土层1/2厚度处的附加应力系数，可按本规范附录D确定;Se一一计算桩身压缩;已一一桩身压缩系数。端承型桩，取己~1.0;摩擦型桩，当l/d<30时，取.e=2/3;l/d注50时，取.e=1/2;介于两者之间可线性插值;￠一一沉降计算经验系数，无当地经验时，可取1.0。5.5.15对于单桩、单排桩、疏桩复合桩基础的最终沉降计算深度Zn"可按应力比法确定，即L处由桩引起的附加应力冉、由承台土压力引起的附加应力凡与土的自重应力矶应符合下式要求:σz十凡=0.2σc(5.5.15)5.6软土地基减沉复合疏桩基础5.6.1当软土地基上多层建筑，地基承载力基本满足要求(以底层平面面积计算)时，可设置穿过软土层进入相对较好土层的疏布摩擦型桩，由桩和桩间土共同分担荷载。该种减沉复合疏桩基础，可按下列公式确定承台面积和桩数:式中Ac→-桩基承台总净面帜;Ac=夺F一kr+~IakFK十~-TjcfakAcn~Rafak一一-承台底地基承载力特征值;440(5.6.1"-1)(5.6.1-2)5一-承台可积控制系数，e~o.60;n一一一基桩数;轧一一桩基承台效应系数，可按本规范表5.2.5取值。5.6.2减沉复合疏桩基础中点沉降可按下列公式计算:S~功(s5十S~p)Ss=4户ob叭二214ISon"280:豆豆豆dτ}~s(sa/d)Z F-nR户。二平PAc式中s---桩基中心点沉降量;人一一由承台底地基土附加压力作用下产生的中点沉降(见图5.6.2);Ssp一由桩土相互作用产生的沉降;户。一一按荷载效应准永久值组合计算的假想天然地基平均附加压力(kPa);Esi一承台底以下第i层土的压缩模量，应J取自重应力至自重应力与附加应力段的模量值;附录(5.6.2-1)(5.6.2-2)(5.6.2-3)(5.6.2-4)m一-地基沉降计算深度范围的土层数;沉降计算深度按电=0.1σc确定，电可按本规范第5.5.8条确定;因5.6.2复合疏桩基础沉降计算的分层示意图qsu、Es一二桩身范围内按厚度加权的平均桩侧极限摩阻力、平均压缩模量;d一一桩身直径，当为方形桩时，d=1.27b(b为方形桩截面边长);Sa/d一-等效距径比，可按本规范第5.5.10条执行;Zi、Zi一l一-承台底至第i层"、第i-l层土底面的距离;ai、ai-l一-承台底至第i层、第i一1层土层底范围内的角点平均附加应力系数;根据承台等效面积的计算分块矩形长宽比alb及深宽比zjb=2zjBc"由本规范附录D确定;其中承台等效宽度Bc=jBAc/L;B、L为建筑物基础外缘平面的宽度和长度;F一-荷载效应准永久值组合下，作用于承台底的总附加荷载(kN);轧一-基桩刺人变形影响系数;按桩端持力层主质确定，砂土为1.0，粉土为1.15，辈占性土为1.30。￠一二-沉降计算经验系数?无当地经验时，可取1.0。5.7桩基水平承载力与位移计算I单桩基础5.7.1受水平荷载的一般建筑物和水平荷载较小的高大建筑物单桩基础和群桩中基桩应满足下式要求:Hik~Rh(5.7.1)44J附录式中Hik一一在荷载效应标准组合下，作用于基桩i桩顶处的水平力.Rh一-单桩基础或群桩中基桩的水平承载力特征值，对于单桩基础，可取单桩的水平承载力特征值Rhao5.7.2单桩的水平承载力特征值的确定应符合下列规定: 1对于受水平荷载较大的设计等级为甲级、乙级的建筑桩基，单桩水平承载力特征值应通过单桩水平静载试验确定，试验方法可按现行行业标准《建筑基桩检测技术规范))JGJ106执行。2对于钢筋混凝土预制桩、钢桩、桩身配筋率不小于0.65%的灌注桩，可根据静载试验结果取地面处水平位移为10mm(对于水平位移敏感的建筑物取水平位移6mm)所对应的荷载的75%为单桩水平承载力特征值o3对于桩身配筋率小于0.65%的灌注桩，可取单桩水平静载试验的临界荷载的75%为单桩水平承载力特征值。4当缺少单桩水平静载试验资料时，可按下列公式估算桩身配筋率小于0.65%的灌注桩的单桩水平承载力特征值:Rha=-mfjttWQo.(/11.2()r5""十I2()2()p_g)"((11:I::c~一N一N→~)(5.7.乙1)r飞---LYm!tAnJ式中α-一桩的水平变形系数，按本规范第5.7.5条确定;442Rha-一单桩水平承载力特征值，士号根据桩顶竖向力性质确定，压力取"十"拉力取"一.",儿一一一桩截面模最塑性系数，圆形截面Ym=2，矩形截面几=1.75;!t一-桩身混凝土抗拉强度设计值;Wo-桩身换算截面受拉边缘的截面模量，圆形截面为:WO=艺C归2问-l)pgd.]方形截面为Wo斗[b2十2(aE-1)pgb日，其中d为桩直径，d。为扣除保护层厚度的桩直径b为方形截面边长，bo为扣除保护层厚度的桩截面宽度;何为钢筋弹性模量与海凝土弹性模量的比值;νM一桩身最大弯矩系数，按表5.7.2取值，当单桩基础和单排桩基纵向轴线与水平力方向相垂直时，按桩顶镜接考虑;pg一一桩身配筋率;πd2An--桩身换算截面积，圆形截面为:An=1-C1十(何一1)pgJ;方形截面为An==b2[1十(叫一l)pgJ~N←一桩顶竖向力影响系数，竖向压力取0.5;竖向拉力取1.0;N→-在荷载效应基本组合下桩顶的竖向力设计值(kN)。表5.7.2桩顶(身)最大弯矩系数VM和桂顶水平位移累数V"桩顶约束情况桩的换算埋深〈αh)νM4.0O.7683.5O.750位接、自由3.0O.7032.8O.6752.6O.6392.4O.601νx2.4412.5022.727 2.9053.1633.526附续表5.7.2桩顶的柬情况桩的换算埋深(αh)νMJ.""4.0O.9260.9403.5O.9340.970固撞3.00.9671.0282.80.9901.0552.61.0181.0792.41.0451.095注位接(自由)的νM系桩身的最大弯矩系数，因接的νM系桩顶的最大弯短系数12当叫>4时取αh=4.005对于混凝土护壁的挖孔桩，计算单桩水平承载力时，其设计桩径取护壁内直径。6当桩的水平承载力由水平位移控制，且缺少单桩水平静载试验资料时，可接下式估算预制桩、钢桩、桩身配筋率不小于0.65%的灌注桩单桩水平承载力特征值:a3EIRha=0.7577二XOa(5.7.2-2)式中EI一一桩身抗弯刚度，对于钢筋混凝土桩，EI=O.85Eclo;其中Ec为泪凝土弹性模量，10为桩身换算截面惯性矩t圆形截面为Io口Wodo/2;矩形截面为10=Wobo/2;XOa一一桩顶允许水平位移;νx桩血水平位移系数，按表5.7.2取值，取值方法同νMo7验算永久荷载控制的桩基的水平承载力时，应将上述2;---5款方法确定的单桩水平承载力特征值乘以调整系数0.80;验算地震作用桩基的水平承载力时，应将按土述2"-"5款方法确定的单桩水平承载力特征值乘以调整系数1.250H群桩基础5.7.3群桩基础(不含水平力垂直于单排桩基纵向轴线和力姬较大的情况)的基桩水平承载力特征值应考虑由承台、桩群、士相互作用产生的群桩效应，可按下列公式确定:Rh=7JhRha(5.7.3叶1)考虑地震作用且sald~6时:7Jh=7Ji7Jr十研(5.7.3-2)(去)。叫树45研=(5.7.3-3)O.15nl+O.10nz十1.9mXoaB"ch~"11二(5.7.3-4)2nlηzRhaχ。一且占a3EI(5.7.3-5)其他情况:?如1=7Ji7Jr十?如十可b(5.7.3-6)可It:，=μf>c n1n2Rha(5.7.3甲7)B"c=Bc十1(5.7.3-8)Pc=平"cfak(A仙4.ps)(5.7.3-9)式中轧一一群桩效应综合系数;轧桩的相互影响效应系数;443附录弘一一桩顶约束效应系数(桩顶嵌入承台长度50-----100mm时)，按表5.7.3-1取值;玩卢承台侧向土水平抗力效应系数(承台外国回填土为松散状态时取币=0);轧一-承台底摩阻效应系数;Sald一沿水平荷载方向的距径比;nl、ηz、n分别为沿水平荷载方向、垂直水平荷载方向每排桩中的桩数和总桩数;m承台侧向土水平抗力系数的比例系数，当元试验资料时可按本规范表5.7.5取值;如一←桩顶(承台)的水平位移允许值，当以位移控制时，可取χOa=10mm(对水平位移敏感的结构物取XOa=6mm);当以桩身强度控制(低配筋率灌注桩)时，可近似按本规范式(5.7.3-5)确定;B"c-一承台受侧向土抗力一边的计算宽度(m);Bc一-承台宽度(m);hc-一承台高度(m);μ承台底与地基土间的摩擦系数，可按表5.7.3-2取值;Pc一-承台底地基士分担的坚向总荷载标准值;轧一按本规范第5.2.5条确定;A承台总面积;Aps-桩身截面面积。表5.7.3-1桩顶约束效应系数"lr换算深度αh2.42.62.83.0.--位移控制2.582.342.202.13强度控制1.441.571.711.82注:U仔.h为桩…度。表5.7.3-2承台底与地基士间的摩擦系数μ土的类别可塑蒙古性土硬塑坚硬粉土密实、中密(稍温)中砂、粗砂、砾在!、碎石土软岩、软质岩表面粗糙的较硬岩、坚硬岩」3.5二三4.02.072.05 2.002.07摩擦系数μ0.25"-"0.30O.30~0.350.35"-"0.450.30"-"0.400.40----0.50O.40~0.600.40"""-"0.60O.65~0.755.7.4计算水平荷载较大和水平地震作用、风载作用的带地下室的高大建筑物桩基的水平位移时，可考虑地下室侧墙、承台、桩群、土共同作用，按本规范附录C方法计算基桩内力和变位，与水平外力作用平面相垂直的单排桩基础可按本规范附录C中表C.0.3-1计算。5.7.5桩的水平变形系数和地基土水平抗力系数的比例系数m可按下列规定确定:1桩的水平变形系数α(11m)α=厚(5.7.5)444式中m桩侧士水平抗力系数的比例系数;bo桩身的计算宽度(m);圆形桩:当直径d~lm时，bo=O.9(1.5d+O.5);当直径d>lm时，bo=O.9(d十1);方形桩:当边宽b豆1m时，bo=1.5b十0.5;当边宽b>lm时，bo=b十1;EI杭身抗弯刚度，按本规范第5.7.2条的规定计算。附录2地基土水平抗力系数的比例系数m，宜通过单桩水平静载试验确定，当元静载试验资料时，可按表5.7.5取值。表5~7.5地基土水平抗力系数的比例系数m值预制桩、钢桂灌注桩序号地基土类别相应单桩在地相应单桩在地mmCMN/m4)面处水平f立移CMN/m4)面处水平位移(mm)(mm)1世泥;恍泥质土;饱和据陷性黄土2----4.5]02.5----66~122流塑Ch>l)、软扭(0.75O.9粉土;松散粉细砂;松散、稍密填土 106~144----83可塑(0.25>GB50010执行。5.8.6对于打人式钢管桩，可按以下规定验算桩身局部压屈:1当t/d=占~击，倒OOmm，最大锤击压应力小于钢材强度设计值时，可不进行局部压屈验算;2当d>600mm，可按下式验算:t/d?f"y/O.388E(5.8.6-1)3当d二三9QOmm，除按(5.8.6-1)式验算外?尚应按下式验算:t/d;:f;./f"y/14.5E(5.8.6甲2)式中t、d一一钢管桩壁厚、外径;E、f"y一一一钢材弹性模量、抗压强度设计值。E抗拨桩5.8.7钢筋混凝土轴心抗拔桩的正截面受拉承载力应符合下式规定:N~二fyAs+fpyApy(5.8.7)式中N一一荷载效应基本组合下桩顶轴向拉力设计值;fy、fpy一一普通钢筋、预应力钢筋的抗拉强度设计值;As、Apy一-普通钢筋、预应力钢筋的截面面积。5.8.8对于抗拔桩的裂缝控制计算应符合下列规定:1对于严格要求不出现裂缝的一级裂缝控制等级预应力混凝土基桩，在荷载效应标准组合下泪凝土不应产生拉应力，应符合下式要求:内一马运o(5.8.8-1)2对于一般要求不出现裂缝的二级裂缝控制等级预应力混凝土基桩，在荷载效应标准组合下的拉应力不应大于混凝土轴心受拉强度标准值，应符合下列公式要求:在荷载效应标准组合下:σck一σpc运ftk二(5;8.8~2)在荷载效应准永久组合下:内-O"pc~0(5.8.8四3)3对于允许出现裂缝的三级裂缝控制等级基桩，按荷载效应标准组合计算的最大裂缝宽度447 附录应符合下列规定:Wmax~Wlirn(5.8.8-4)式中阳、内---荷载效应标准组合、准永久组合下正截面法向应力;σpc二扣除全部应力损失后，桩身混凝土的预应力;儿一-混凝土轴心抗拉强度标准值;Wmax按荷载效应标准组合计算的最大裂缝宽度，可按现行国家标准《混凝土结构设计规范))GB50010计算;Wlirn一-最大裂缝宽度限值，按本规范表3.5.3取用。司5.8.9当考虑地震作用验算桩身抗拔承载力时，应根据现行国家标准《建筑抗震设计规范))GB50011的规定，对作用于桩顶的地震作用效应进行调整。田受A平作用桩5.8.10对于受水平荷载和地震作用的桩，其桩身受弯承载力和受剪承载力的验算应符合下列规定:1对于桩顶固端的桩，应验算桩顶正截面弯矩;对于桩顶自由或饺接的桩，应验算桩身最大弯矩截面处的正截面弯矩;2应验算桩顶斜截面的受剪承载力;3桩身所承受最大弯矩和水平剪力的计算，可按本规范附录C计算;4桩身正截面受弯承载力和斜截面受剪承载力，应按现行国家标准<1.0时，取à=1.0;F一一不计承台及其上土重，在荷载效应基本组合作用下柱(墙)底的竖向荷载设计值;~QI:一→不计承台及其上土重，在荷裁效应基本组合下冲切破坏锥体内各基桩或复合基桩的反力设计值之和。3对于柱下矩形独立承台受柱冲切的承载力可按下列公式计算(图5.9.7):图5.9.7柱对承台的冲切计算示意Fl~2[.>xCbc十aoy)"+.>y(hc十αOx)JApftho(5.9.7-4)式中.>x、.oy一一由式(5.9.7-3)求得，àoxαOx/h口，àOYaoy闹。àOx、λOy均应满足O.25----1.0的要求;hc、bc一→-分别为z、y方向的柱截面的边长;aox、aoy一一分别为2、y方向柱边至最近桩边的水平距离。4对于桂下矩形强立阶形承台受上阶冲切的承载力可按下列公式计算(见图5.9.7):Fl~2[.lx(b1十aly)+.Iy(h1十αlx)JApfthlO(5.9.7-5)式中.Ix、.Iy一一由式(5.9.7-3)求得，à1x=alx/hlO,à1y=aly/h川à1x、à1y均应满足O.25----1.0的要求;h1、b1一一分别为z、y方向承台上阶的边长;451附录 alx....aly分别为工、y方向承台上阶边至最近桩边的水平距离。对于圆柱及圆桩，计算时应将其截面换算成方柱及方桩，即取换算柱截面边长bc=0.8dcCdc为圆柱直径)，换算桩截面边长bp=O.8d(d为圆桩直径)。对于柱下两桩承台，宜按深受弯构件Clo/h<5.0，lo=1.四J口，ln为两桩净距)计算受弯、受剪承载力，不需要进行受冲切承载力计算。5.9.8对位于柱(墙)冲切破坏锥体以外的基桩，可按下列规定计算承台受基桩冲切的承载力:1四桩以上(含四桩)承台受角桩冲切的承载力可按下列公式计算(见图5.9.8-1):Nl~[!3tx(C2十αly/2)+.tyCCl+alx/2)]A,pfthoA0.56,11x+0.2(5.9.8-1)(5.9.8-2)A=0.56(5.9.8-3)Y，11y十0.2式中Nl一一不计承台及其上土重，在荷载效应基本组合作用下角桩(含复合基桩)反力设计值;卢lx，.lY一一角桩冲切系数;alx、αly从承台底角桩顶内边缘引450冲切线与承台顶面相交点至角桩内边缘的水平距离;当柱(墙)边或承台变阶处位于该450线以内时，则取由柱(墙)边或承台变阶处与桩内边缘连线为冲切锥体的锥线(见图5.9.8-1);ho一承台外边缘的有效高度;，11x、，1}y角桩冲跨比，,11x=alx/ho,,11y=aly/ho，其值均应满足0.25--;1.0的要求。2对于三桩三角形承台可按下列公式计算受角桩冲切的承载力(见图5.9.8一2):底部角桩z顶部角桩:Nl~.11(2C1十α11)A,pt斗!thOA0.56-1-~+0.2Nl~.12队+a12)A,ptan号!thO0.56JJ12-，112十0.2口口口口lalo~E[ii了7口主巳咀!dL-.!!w丘止jalx(a)(b)(5.9.8-4)(5.9.8-5)(5.9.8-6)(5.9.8-7)、 、固5.9.ι1四桩以上(含四桩)承台角桩冲切计算示意(a)锥形承台;(b)阶形承台图5.9.8-2兰桩三角形承台角桩冲切计算示意452附录式中àll...à12一-角桩冲跨比，λ11=a11/ho,à12二a12/儿，其值均应满足0.25:"，，-，1.0的要求;a11、a12一一一从承台底角桩顶内边缘引45。冲切线与承台顶面相交点至角桩内边缘的水平距离;当柱(墙)边或承台变阶处位于该450线以内时，则取由柱(墙)边或承台变阶处与桩内边缘连线为冲切锥体的锥钱。3对于箱形、饶形承台，可按下列公式计算承台受内部基桩的冲切承载力:丁叫」(时「d叫」、‘，，JLUJt飞图5.9.8-3基桩对榄形承台的冲切和墙对畸形承台的冲切计算示意(a)受基桩的冲切;(b)受桂群的冲切1)应按下式计算受基桩的冲切承载力，如图5.9.8-3(a)所示:N]~2.8(bp十ho)i3hpftho(5.9.8-8)2)应按下式计算受桩群的冲切承载力，如图5.9.8-3(b)所示:~N]i~2[~x(by十αρ+~y(bx十aox)Ji3hpftho(5.9.8-9)式中~x、~y一二由式(5.9.7-3)求得，其中àOxaox/儿，λOy=aoy/ho，àox、λOy均应满足O.25----1.0的要求FN1、~Nli-一不计承台和其上土重，在荷载效应基本组合下，基桩或复合基桩的净反力设计值、冲切锥体内各基桩或复合基桩反力设计值之和。皿受剪计算5.9.9柱(墙)下桩基承台，应分别对柱(墙)边、变阶处和桩边联线形成的贯通承台的斜截面的受剪承载力进行验算。当承台悬挑边有多排基桩形成多个斜截面时，应对每个斜截面的受剪承载力进行验算。5.9.10桂下独立桩基承台斜截面受剪承载力应按下列规定计算:1承台斜截面受剪承载力可按下列公式计算(见图5.9.10-1):V三二i3hsαitbohoα-à+1s=(旦旦f/4(5.9.10-3)hoJ式中V不计承台及其上土自重，在荷载效应基本组合下，斜截面的最大剪力设计值; (5.9.10-1)(5.9.10-2)453附录ft一一混凝土轴心抗拉强度设计值;b。一一承台计算截面处的计算宽度;h。一一承台计算截面处的有效高度;α一一-承台剪切系数1按式(5.9.四-2)确定FA一一计算截面的剪跨比，人=ax/ho,ày=ay/儿，此处，仇，αy为柱边(墙边)或承台变阶处至y、Z方向计算一排桩的桩边的水平距离，当..1<0.25时，取A=0.25;当..1>3时，取..1=3;也一一受剪切承载力截面高度影响系数;当ho<800mm时，取ho=一「彪一口box图5.9.10-1承台斜截面受剪计算示意占?脏。口800mm;当ho>2000mm时，取ho=2000mm;其间按线性内插法取值。2对于阶梯形承台应分别在变阶处(A1-A1,Bl-B1)及柱边处(A2-Az,Bz-Bz)进行斜截面受剪承载力计算(见图5.9.10-2)。计算变阶处截面(A1-A1,B)-B1)的斜截面受剪承载力时，其截面有效高度均为hlO，截面计算宽度分别为by1和bx10计算柱边截面(A2-A2，Bz-Bz)的斜截面受剪承载力时，其截面有效高度均为hlO十h20,截面计算宽度分别为:又才A2-A2b耐by1.hlO十by2.h20一户hlO+h四bvn=bx1.hlO+bxZ.h剖一h10+h20对B2→B2(5.9.10-4)(5.9.10-5)3对于锥形承台应对变阶处及柱边处(A-A及B-B)两个截面进行受剪承载力计算(见图5.9.10-3)，截面有效高度均为儿，截面的计算宽度分别为:A。 品bx2bxJ图5.9.10-2阶梯形承台斜截面受剪i十算示意454「卢」bx1图5.9.10-3锥形承台斜截面受剪计算示意B附录对A-Ah酌"归唰阳『Ill-J、、11""r、1liyd川必一对b了。宵。一b一一咽"4咱tAJ""a"t‘飞、J，，，，‘飞、、缸"-h"何一-hF气υF「υon队一-TI41tLFIl--」FI---」一一一一归AMZbzO(5.9.10-6)X才B-B(5.9.10-7)5.9.11梁板式徨形承台的梁的受剪承载力可按现行国家标准《混凝土结构设计规范)>GB50010计算。5.9.12砌体墙下条形承台梁配有箍筋，但未配弯起钢筋时，斜截面的受剪承载力可按下式计算:vAsy~O.7ftbho+L25儿丁~ho(5.,9.12)式中V一-不if承台及其上土自重，在荷载效应基本组合下，计算截面处的剪力设计值;Asv一一配置在同一截面内箍筋各肢的全部截面面积;5一一沿计算斜截面方向箍筋的问距;fyv一一箍筋抗拉强度设计值;b一一承台梁计算截面处的计算宽度;ho-一一承台梁计算截面处的有效高度。5.9.13砌体墙下承台梁配有箍筋和弯起钢筋时，斜截面的受剪承载力可按下式计算: AV~O.7ft胁。十L25fyv于ho+O.8fyAsbSinas(5.9.13)式中Asb一~同一截面弯起钢筋的截面面积;fy一一弯起钢筋的抗拉强度设计值;αs→←斜截面上弯起钢筋与承台底面的夹角。5.9.14柱下条形承台梁，当配有箍筋但未配弯起钢筋时，其斜截面的受剪承载力可按下式计算:L75r..,rAV~一~f/ito+f一工ho(5.9.14)A十1Jt..，.~uIJyvS式中A一一计算截面的剪跨比，à=a/儿，α为柱边至桩边的水平距离~.，.t3时，取à=30N，局部受压计算5.9.15.对于柱下键基，当承台混凝土强度等级低于柱或桩的混凝土强度得极时，应验算柱下或桩上承台的局部受压承载力。V抗震验算5.9.16当进行承台的抗震验算胜于应根据.现行国家标准《建筑抗震设计规泡))GB50011的规定对承台顶面的地震作用效应和承台的受弯、受冲切、受剪承载力进行抗震调整。4Bi制景6灌注桩施工6.1施工准备6.1.1灌注桩施工应具备下列资料:1建筑场地岩土工程勘察报告;2桩基工程施工图及图纸会审纪要;3建筑场地和邻近区城内的地下管线、地下构筑物、危房、精密仪器车间等的调查资料;4主要施工机械及其配套设备的技术性能资料;5桩基工程的施工组织设计;6水泥、砂、石、钢筋等原材料及其制品的质检报告;7有关荷载、施工工艺的试验参考资料。6.1.2钻孔机具及工艺的选择，应根据桩型、钻孔深度、土层情况、泥浆排放及处理条件综合确定。6.1.3施工组织设计应结合工程特点，有针对性地制定相应质量管理措施，主要应包括下列内容:1施工平面图:标明桩位、编号、施工顺序、水电线路相临时设施的位置;采用泥浆护壁成孔时，应标明泥浆制备设施及其循环系统;2确定成孔机械、配套设备以及合理施工工艺的有关资料，泥浆护壁灌注桩必须有泥浆处理措施;3施工作业计划和劳动力组织计划;4机械设备、备件、工具、材料供应计划;5桩基施工时，对安全、劳动保护、防火、防雨、防台风、爆破作业、文物和环境保护等方面应按有关规定执行; 6保证工程质量、安全生产和季节性施工的技术措施。6.1.4成桩机械必须经鉴定合格，不得使用不合格机械。6.1.5施工前应组织图纸会审，会审纪要连同施工图等应作为施工依据，并应列入工程档案。6.1.6桩基施工用的棋术、..)供电二道路、排水、1随时房屋等临时设施，必须在开卫前准备就绪，施工场地应进行平整处理，保证施工机械正常作业。6.1.7基桩轴线的控制点和水准点应设在不受施工影响的地方。开工前，经复核后应妥善保护，施工中应经常复测。6.1.8用于施工质量检验的仪表、器具的性能指标，应符合现行国家相关标准的规楚。6.2一艘规定6.2.1不同桩型的适用条件应符合下列规定:1泥浆护壁钻孔灌注桩宜用于地下水位以下的妻自性土、粉土、砂土、填土、碎石土及风化岩层;2旋挖成孔灌注桩宜用于薪"性土、粉土、砂土、填土、碎石土及风化岩层;3冲孔灌注桩除宜用于上述地质情况外，还能穿透旧基础、建筑垃圾填土或大孤石等障碍嘉56附录物。在岩溶发育地区应慎重使用?采用时，应适当加密勘察钻孔手4长螺旋钻孔压灌桩后插钢筋笼宜用于黠性士、粉土、砂土施填土、非密实的碎石类土、强风化岩;5干作业钻、挖孔灌注桩宜用于地下水位以上的蒙古性土、粉土、填二tl中等密实以上的砂土、风化岩层36在地下水位较高，有承压水的砂土层、滞水层、厚度较大的流塑状淤泥、淤泥质土层中不得选用人工挖孔灌注桩;7沉管灌注桩宜用于蒙古性土、粉土和砂土;穷扩桩宜用于桩端持力层为埋深不超过20m.的中、低压缩性教性士、粉土、砂土和碎石类士。6.2.2成孔设备就位后，必须平整、稳固，确保在成孔过程中不发生倾斜和偏移。应在成孔钻具上设置控制深度的标尺，并应在施工中进行观测记录。6.2.3成孔的控制深度应符合下列要求:1摩擦型桩:摩擦桩应以设计桩长控制成孔深度;端承摩擦桩必须保证设计桩长及桩端进入持力层深度。当采用锤击沉管法成孔时，桩管人土深度控制应以标高为主，以贯人度控制为辅。2端承型桩:当采用钻(冲)、挖掘成孔时，必须保证桩端进入持力层的设计深度;当采用锤击沉管法成孔时，桩管人土深度控制以贯入度为主，以控制标高为辅06.2.4灌注桩成孔施工的允许偏差应满足表6~2.4的要求。表6.2.4灌注桩成孔施工允许偏差、桩位允许偏差(mm)桩径允许垂直度允成孔方法偏差许偏差1~3根桩1线、方条向形和群桩条形i桂基沿轴线方向和 (mm)c%)基沿垂直轴群桩基础的中间桩桩基础中的边桩d!6且不大于d!4丑不大于泥浆护壁d~1000mm士50l100150钻、挖、冲孔桩d>1000mm,土50100十O..OlH150+0.01H锤击(振动)沉管d运500mm70150振动冲击沉管成孔一201d>500mm100150,螺旋钻、机动洛阳铲干作业成孔一20170150现提1昆凝土护壁:士500.550150人工挖孔桩长铜套管护壁士201100200注桩径允许偏差的负值是指个别断匮.-2H为施工现场地商标高与桩顶设计标高的距离d为设计桩径ρ6.2.5钢筋笼制作、安装的质量应符合下列要求:1钢筋笼的材质、尺寸应符合设计要求，制作允许偏差应符合表6.2.5的规定;项目主筋间距箍筋间距表6.2.5"钢筋笼制作允许偏差:f:l0土20铜前笼长度l允许偏差(mm)土10士1002分段制作的钢筋笼，其接头宜采用焊接或机械式接头(钢筋直径大于20mrit)，并应遵守457附录国家现行标准《钢筋机械连接通用技术规程))JGJ107、《钢筋焊接及验收规程))JGJ18和《混凝土结构工程施工质量验收规范))GB50204的规定;3加劲箍宜设在主筋外侧，当因施工工艺有特殊要求时也可置于内侧;4导管接头处外径应比钢筋笼的内径小100mm以上;5搬运和吊装钢筋笼时，应防止变形，安放应对准孔位，避免碰撞孔壁和自由落下，就位后应立即固定。6.2.6粗骨料可选用卵石或碎石，其粒径不得大于钢筋间最小净距的1/3。6.2.7检查成孔质量合格后应尽快灌注混凝土。直径大于1m或单桩混凝土量超过25旷的桩，每根桩桩身混凝土应留有1组试件;直径不大于1m的桩或单桩混凝土量不超过25旷的桩，每个灌注台班不得少于1组;每组试件应留3件。 6.2.8在正式施工前，宜进行试成孔。6.2.9灌注桩施工现场所有设备、设施、安全装置、工具配件以及个人劳保用品必须经常检查，确保完好和使用安全。6.3泥浆护壁成孔灌注桩I泥浆的制备和处理6.3.1除能自行造浆的秸性土层外，均应制备泥浆。泥浆制备应选用高塑性蒙古土或膨润土。泥浆应根据施工机械、工艺及穿越土层情况进行配合比设计。6.3.2泥浆护壁应符合下列规定:1施工期间护筒内的泥浆面应高出地下水位1.0m以上，在受水位涨落影响时，泥浆面应高出最高水位1.5m以上;2在清孔过程中，应不断置换泥浆，直至灌注水下混凝土;3灌注混凝土前，孔底500mm以内的泥浆相对密度应小于1.25;含砂率不得大于8%;教度不得大于28s;4在容易产生泥浆渗漏的土层中应采取维持孔壁稳定的措施。6.3.3废弃的浆、渣应进行处理，不得污染环境。H正、反循环钻孔灌注桩的施工6.3.4对孔深较大的端承型桩和粗粒土层中的摩擦型桩，宜采用反循环工艺成孔或清孔，也可根据土层情况采用正循环钻进，反循环清孔。6.3.5泥浆护壁成孔时，宜采用孔口护筒，护筒设置应符合下列规定:1护筒埋设应准确、稳定，护筒中心与桩位中心的偏差不得大于50mm;2护筒可用4，.......，8mm厚钢板制作，其内径应大于钻头直径100mm，上部宜开设1"-"2个溢浆孔;3护筒的埋设深度:在勃性土中不宜小于1.Om;砂土中不宜小于1.5mo护筒下端外侧应采用薪土填实;其高度尚应满足孔内泥浆面高度的要求;4受水位涨落影响或水下施工的钻孔灌注桩，护筒应加高加深，必要时应打人不透水层。6.3.6当在软土层中钻进时，应根据泥浆补给情况控制钻进速度;在硬层或岩层中的钻进速度应以钻机不发生跳动为准。6.3.7钻机设置的导向装置应符合下列规定:458附录1潜水钻的钻头上应有不小于3d长度的导向装置;2利用钻杆加压的正循环回转钻机，在钻具中应加设扶正器。6.3.8如在钻进过程中发生斜孔、塌孔和护筒周围冒浆、失稳等现象时，应停钻，待采取相应措施后再进行钻进。6.3.9钻孔达到设计深度，灌注混凝土之前，孔底沉渣厚度指标应特合下列规定:1对端承型桩，不应大于50mm;2对摩擦型桩，不应大于100mm;3对抗拔、抗水平力桩，不应大于200mm。皿冲击成孔灌注桩的施工 6.3.10在钻头锥顶和提升钢丝绳之间应设置保证钻头自动转向的装置。6.3.11冲孔桩孔口护筒，其内径应大于钻头直径200mm，护筒应按本规范第6.3.5条设置。6.3.12泥浆的制备、使用和处理应符合本规范第6.3.1，-.....6.3.3条的规定。6.3.13冲击成孔质量控制应符合下列规定:1开孔时，应低锤密击，当表土为淤泥、细砂等软弱土层时，可加稀土块夹小片石反复冲击造壁，孔内泥浆面应保持稳定;2在各种不同的土层、岩层中成孔时，可按照表6.3.13的操作要点进行;3进入基岩后，应采用大冲程、低频率冲击，当发现成孔偏移时，应回填片石至偏孔上方300"""-"500mm处，然后重新冲孔;4当遇到孤石时，可预爆或采用高低冲程交替冲击，将大孤石击碎或挤入孔肆;5应采取有效的技术措施防止扰动孔壁、塌孔、扩孔、卡钻和掉钻及呢浆流失等事故;6每钻进4"""-"5m应验孔一次，在更换钻头前或容易缩孔处，均应验孔;7进入基岩后，非桩端持力层每钻进300，......，500mm和桩端持力层每钻进100""""-"300m时，应清孔取样一次，并应做记录。表6.3.13冲击成孔操作要点项目操作要点在护筒刃脚以下2m范围内小冲程1m左右，把浆相对密度1.2~1.5，软弱土层投入黠土块夹小片否幸自性土层中二小冲程1~2m，泵人清水或稀泥浆，经常清除钻头上的把块粉.、或中粗砂层中冲程2~:-3m，把浆相对密度1.2--1.5，投入黠土块，勤冲、勤掏渣砂卵石层中、高冲程3"-"""4m，泥浆相对密度1.3左右，勤掏渣软弱土层或塌孔回填重钻小冲程反复冲击，力日黠土块夹小片石，泥浆相对密度1.3~1.5注土层不好时提高泥浆相对密度或加勃土块;2防黠钻可投入碎砖石。6.3.14排渣可采用泥浆循环或抽渣筒等方法，当采用抽渣筒排渣时，应及时补给泥浆。6.3.15冲孔中遇到斜孔、弯孔、梅花孔、塌孔及护筒周围冒浆、失稳等情况时，应停止施工，采取措施后方可继续施工。6.3.16大直径桩孔可分级成孔，第一级成孔直径应为设计桩径的0.6，......，0.8倍。6.3.17清孔宜按下列规定进行:1不易塌孔的桩孔，可采用空气吸泥清孔;2稳定性差的孔壁应采用泥浆循环或抽渣筒排渣，清孔后灌注混凝土之前的泥浆指标应按459附录本规范第6.3.1条执行;3清孔时，孔内泥浆丽应符合本规范第6.3.2条的规定;4灌注混凝土前，孔底沉渣允许厚度应符合本规范第6.3.9条的规定。N旋挖成孔灌注桩的施工6.3.18旋挖钻成孔灌注桩应根据不同的地层情况及地下水位埋深，采用干作业成孔和泥浆护壁成孔工艺，干作业成孔工艺可按本规范第6.6节执行。6.3.19泥浆护壁旋挖钻机成孔应配备成孔和清孔用泥浆及泥浆池(箱)，在容易产生泥浆渗漏 的土层中叮采取提高泥浆相对密度，掺入锯末、增薪剂提高泥浆教度等维持孔壁稳定的措施。6.3.20泥浆制备的能力应大于钻孔时的泥浆需求量，每台套钻机的泥浆储备量不应少于单桩体积。6.3.21旋挖钻机施工时，应保证机械稳定、安全作业，必要时可在场地铺设能保证其安全行走和操作的钢板或垫层(路基板)。6.3.22每根桩均应安设钢护筒，护筒应满足本规范第6.3.5条的规定。6.3.23成孔前和每次提出钻斗时，应检查钻斗和钻杆连接销子、钻斗门连接销于以及钢丝绳的状况，并应清除钻斗上的渣土。6.3.24旋挖钻机成孔应采用跳挖方式，钻斗倒出的土距桩孔口的最小距离应大于6m，并应及时清除。应根据钻进速度同步补充泥浆，保持所需的泥浆面高度不变。6.3.25钻孔达到设计深度时，应采用清孔钻头进行清孔，并应满足本规范第6.3.2条和第6.3.3条要求。孔底沉渣厚度控制指标应符合本规范第6.3.9条规定。V水下混凝土的灌注6.3.26钢筋笼吊装完毕后，应安置导管或气泵管二次清孔，并应进行孔位、孔径、垂直度、孔深、沉渣厚度等检验，合格后应立即灌注混凝土。6.3.27水下灌注的混凝土应符合下列规定:1水下灌注混凝土必须具备良好的和易性，配合比应通过试验确定;明落度宜为180~220mm;水泥用量不应少于360kg/旷(当掺人粉煤灰时水泥用量可不受此限);2水下灌注混凝土的含砂率宜为40%~50%，并宜选用中粗砂;粗骨料的最大粒径应小于40mm;并应满足本规范第6.2.6条的要求;3水下灌注混凝土宜掺外加剂。6.3.28导管的构造和使用应符合下列规定:1导管璧厚不宜小于3mm，直径宜为200"""-"250mm;直径制作偏差不应超过2mm，导管的分节长度可视工艺要求确定，底管长度不宜小于4m，接头宜采用双螺纹方扣快速接头;2导管使用前应试拼装、试压，试水压力可取为0.6"""-"1.OMPa;3每次灌注后应对导管内外进行清洗。6.3.29使用的隔水栓应有良好的隔水性能，并应保证顺利排出;隔水栓宜采用球胆或与桩身棍凝土强度等级相同的细石混凝土制作。6.3.30灌注水下混凝土的质量控制应满足下列要求:1开始灌注混凝土时，导管底部至孔底的距离宜为300r-...-500mm;2应有足够的混凝土储备量，导管一次埋入混凝土灌注面以下不应少于O.8m;3导管埋人混凝土深度宜为2r-...-6m。严禁将导管提出混凝土灌注面，并应控制提拔导管速460附录度，应有专人测量导管埋深及管内外混凝土灌注面的高差，填写水下混凝土灌注记录;4灌注水下混凝土必须连续施工，每根桩的灌注时间应按初盘混凝土的初凝时间控制，对灌注过程中的故障应记录备案; 5应控制最后一次灌注量，超灌高度宜为0.8，-.....，1.Om，凿除泛浆后必须保证暴露的桩顶渴凝土强度达到设计等级。6.4长螺旋钻孔压灌桩6.4.1当需要穿越老黯土、厚层砂土、碎石士以及塑性指数大于25的秸土时，应进行试钻。6.4.2钻机定位后，应进行复检，钻头与桩位点偏差不得大于20mm，开孔时下钻速度应缓慢;钻进过程中，不宜反转或提升钻杆。6.4.3钻进过程中，当遇到卡钻、钻机摇晃、偏斜或发生异常声响时，应立即停钻，查明原因，采取相应措施后方叮继续作业。6.4.4根据桩身泪凝土的设计强度等级，应通过试验确定混凝土配合tt;混凝土胡落度宜为180----220mm;粗骨料可采用卵石或碎石，最大粒径不宜大于30mm;可掺加粉煤灰或外加剂。6.4.5混凝土泵型号应根据桩径选择，混凝土输送泵管布置宜减少弯道，混凝土泵与钻机的距离不宜超过60m。6.4.6桩身棍凝土的泵送压灌应连续进行，当钻机移位时，混凝土泵料斗内的混凝土应连续搅拌，泵送混凝土时，料斗内混凝土的高度不得低于400mm。6.4.7混凝土输送泵管宜保持水平，当长距离泵送时，泵管下面应垫实。6.4.8当气温高于300C时，宜在输送泵管上覆盖隔热材料，每隔一段时间应洒水阵温。6.4.9钻至设计标高后，应先泵人混凝土并停顿10，--...，.20s，再缓慢提升钻杆。提钻速度应根据土层情况确定，且应与混凝土泵送量相匹配，保证管内有一定高度的海凝土。6.4.10在地下水位以下的砂土层中钻进时，钻杆底部活门应有防止进水的措施，压灌混凝土应连续进行。6.4.11压灌桩的充盈系数宜为1.0"-"""1.20桂顶泪凝土超灌高度不宜小于0.3"""-"0.5mo6.4.12成桩后，应及时清除钻杆及泵管内残留混凝土。长时间停置时，应采用清水将钻杆、泵管、混凝土泵清洗干净。6.4.13混凝土压灌结束后，应立即将钢筋笼插至设计深度。钢筋笼插设宜采用专用插筋器。6.5沉营灌注桩和内穷沉管灌注桩I锤击沉管灌注桩施工6.5.1锤击沉管灌注桩施工应根据士质情况和荷载要求，分别选用单打法、复打法或反插法。6.5.2锤击沉管灌注桩施工应符合下列规定:1群桩基础的基桩施工，应根据土质、布桩情况，采取消减负面挤土效应的技术措施，确保成桩质量;2桩管、混凝土预制桩尖或钢桩尖的加工质量和埋设位置应与设计相符，桩管与桩尖的接触应有良好的密封性。6.5.3灌注混凝土和拔管的操作控制应符合下列规定z1沉管至设计标高后，应立即检查和处理桩管内的进泥、进水和吞桩尖等情况，并立即灌注混凝土; 461附录2当桩身配置局部长度钢筋笼时，第一次灌注泪凝土应先握至笼底标高，然后放置钢筋笼，再灌至桩顶标高。第一次拔管高度应以能容纳第二次灌人的混凝土量为限。在拔管过程中应采用拥11锤或浮标检测混凝土面的下降情况;3拔管速度应保持均匀，对一般土层拔管速度宜为lm/min，在软弱土层和软硬土层交界处拔管速度宜控制在O.3,-.....,0.8m/min;4采用倒打拔管的打击次数，单动汽锤不得少于50次/min，自由落锤小落距轻击不得少于40次/min;在管底未拔至桩顶设计标高之前，倒打和轻击不得中断。6.5.4t昆凝土的充盈系数不得小于1.0;对于充盈系数小于1.0的桩，应全长复打，对可能断桩和缩颈桩，应进行局部复打。成桩后的桩身混凝土顶面应高于桩顶设计标高500mm以内。全长复打时，桩管人士深度宜接近原桩长，局部复打应超过断桩或缩颈民lm~上。6.5.5全长复打桩施工时应符合下列规定:1第一次灌注混凝土应达到自然地面;2拔管过程中应及时清除粘在管壁上和散落在地面上的混凝土;3初打与复打的桩轴线应重合;4复打施工必须在第一次灌注的混凝土初凝之前完成。6.5.6混凝土的胡落度宜为80，-.....，100mm。H振动、振动冲击沉管灌注桩施工6.5.7振动、振动冲击沉管灌注桩应根据土质情况和荷载要求，分别选用单打法、复打法、反插法等。单打法可用于含水量较小的土层，且宜采用预制桩尖;反插法及复打法可用于饱和士层。6.5.8振动、振动冲击沉管灌注桩单打法施工的质量控制应符合下列规定:1必须严格控制最后305的电流、电压值，其值按设计要求或根据试桩和当地经验确定;2桩管内灌满混凝土后，应先振动5，-.....，10s，再开始拔管，应边振边拔，每拔出0.5~1.Om，停拔，振动5，-.....，105;如此反复，直至桩管全部拔出;3在一般土层内，拔管速度宜为1.2----1.5m/min，用活瓣桩尖时宜慢，用预制桩尖时可适当加快;在软弱土层中宜控制在0.6"-"""0.8m/mino6.5.9振动、振动冲击沉管灌注桩反插法施工的质量控制应符合下列规定:1桩管灌满1昆凝土后，先振动再拔管，每次拔管高度0.5-----1.Om，反插深度O.3"-"""0.5m;在拔管过程中，应分段添加混凝土，保持管内海凝土面始终不低于地表面或高于地下水位1.0-----1.5m以上，拔管速度应小于0.5in/min;2在距桩尖处1.5m范围内，宜多次反插以扩大桩端部断面;3穿过淤泥夹层时，应减慢拔管速度，并减少拔管高度和反插深度，在流动性淤泥中不宜使用反插法。6.5.10振动、振动冲击沉管灌注桩复打法的施工要求可按本规范第6.5.4条和第6.5.5条执行。皿内弃沉管灌注桩施工6.5.11当采用外管与内穷管结合锤击沉管进行奔压、扩底、扩径时，内穷管应比外管短100mm，内穷管底端可采用闭口平底或闭口锥底(见图6.5.11)。 6.5.12外管封底可采用干硬性混凝土、元水棍凝土配料，经奈击形成阻水、阻泥管塞，其高度462附可为100mm。当内、外管间不会发生间隙涌水、涌泥时，亦可不采用上述封底措施。6.5.13桩端穷扩头平均直径可按下列公式估算:IH1+h1-C1一次开扩Dl工dOA/,...II"~l"-"1(6.5.13-1)叩h1IHl+Hz十hz-C}-CZ二次开扩Dz=dOA/......1I.......G1;~G~1"--"~(6.5.13-2)式中DI~Dz第一次、第二次穷扩扩头平均直径(m);dO一-外管直径(m);矶、Hz-----:一第~"次、第二次穷扩工序中，外管内灌注氓凝土面从桩底算起的高度(m);.h1、hz一一第一次、第二次穷扩工序中，外管从桩底算起的上拔高度(m)，分别可取H1/2,Hz/2;C1、Cz第一次、二次劳扩工序中，内外管同步下沉至离桩底的距离，均可取为O.2m(见图6.5.13L外管外臂内旁管内旁管寸1402(a)(b)图6.5.11内外管及管塞Ca)平庸内劳管1Cb)锥底内开管图6.5.13扩底端6.5.14桩身混凝土宜分段灌注;拔管时内开管和桩锤应施压于外管中的混凝土顶面，边压边拔。6.5.15施工前宜进行试成桩，并应详细记录混凝土的分次灌注量、外管上拔高度、内管穷击次数、双管同步沉入深度，并应检查外管的封底情况，有元进水、涌泥等，经核定后可作为施工控制依据。6.6干作业成孔灌注桩I钻孔(扩底)灌注桩施工6.6.1钻孔时应符合下列规定:1钻杆应保持垂直稳固，位置准确，防止因钻杆晃动引起扩大孔径;463附录2钻进速度应根据电流值变化，及时调整;3钻进过程中，应随时清理孔口积土，遇到地下水、塌孔、缩孔等异常情况时应及时处理。6.6.2钻孔扩底桩施工，直孔部分应按本规范第6.6.1、6.6.3、6.6.4条规定执行，扩底部位 尚应符合下列规定:1应根据电流值或油压值，调节扩孔刀片削土量，防止出现超负荷现象;2扩底直径和孔底的虚土厚度应符合设计要求。6.6.3成孔达到设计深度后，孔口应予保护，应按本规范第6.2.4条规定验收，并应做好记录。6.6.4灌注混凝土前，应在孔口安放护孔漏斗，然后放置钢筋笼，并应再次测量孔内虚土厚度。扩底桩灌注混凝土时，第」次应灌到扩底部位的顶面，随即振捣密实;浇筑桩顶以下5m范围内混凝土时，应随浇筑随振捣，每次浇筑高度不得大于1.5m。H人工挖孔灌注桩施工6.6.5人工挖孔桩的孔径(不含护壁)不得小于O.8m，且不宜大于2.5m;孔深不宜大于30m。当桩净距小于2.5m时，应采用间隔开挖。相邻排桩跳挖的最小施工净距不得小于4.5mo6.6.6人工挖孔桩混凝土护壁的厚度不应小于100mm，混凝土强度等级不应低于桩身混凝土强度等级，并应振捣密实;护壁应配置直径不小于8mm的构造钢筋，竖向筋应上下搭接或拉接。6.6.7人工挖孔桩施工应采取下列安全措施:1孔内必须设置应急软爬梯供人员上下;使用的电葫芦、吊笼等应安全可靠，并配有自动卡紧保险装置，不得使用麻绳和尼龙绳吊挂或脚踏井壁凸缘上下;电葫芦宜用按钮式开关，使用前必须检验其安全起吊能力;2每日开工前必须检测井下的有毒、有害气体，并应有相应的安全防范措施;当桩孔开挖深度超过10m时，应有专门向井下送风的设备，风景不宜少于25L/s;3孔口四周必须设置护栏，护栏高度宜为O.8m;4挖出的土石方应及时运离孔口，不得堆放在孔口周边1m范围内，机动车辆的通行不得对井壁的安全造成影响;5施工现场的一切电源、电路的安装和拆除必须遵守现行行业标准《施工现场临时用电安全技术规范>)JGJ46的规定。6.6.8开孔前，桩位应准确定位放样，在桩位外设置定位基准桩，安装护壁模板必须用桩中心点校正模板位置，并应由专人负责。6.6.9第一节井圈护壁应符合下列规定:1井圈中心线与设计轴线的偏差不得大于20mm;2井周顶面应比场地高出100""""-"150mm，壁厚应比下面井壁厚度增加100----150mmo6.6.10修筑井圈护壁应符合下列规定:1护壁的厚度、拉接钢筋、配筋、混凝土强度等级均应符合设计要求;2上下节护壁的搭接长度不得小于50mm;3每节护壁均应在当日连续施工完毕;4护壁混凝土必须保证振捣密实，应根据土层惨水情况使用速凝剂;5护壁模板的拆除应在灌注混凝土24h之后;6发现护壁有蜂窝、漏水现象时，应及时补强;7同→水平面上的井圈任意直径的极差不得大于50mm。464 附录6.6.11当遇有局部或厚度不大于1.5m的流动性淤泥和可能出现涌土涌砂时，护壁施工可按下列方法处理:1将每节护壁的高度减小到300~500mm，并随挖、随验、随灌注混凝土;2采用钢护筒或有效的降水措施o6.6.12挖至设计标高后，应清除护壁上的泥土和孔底残渣、积水，并应进行隐蔽工程验收。验收合格后，应立即封底和灌注桩身混凝土。6.6.13灌注桩身混凝土时，报凝土必须通过溜槽;当落距超过3m时，应采用串筒，串筒末端距孔底高度不宜大于2m;也可采用导管泵送;混凝土宜采用插入式振捣器振实。6.6.14当渗水量过大时，应采取场地截水、降水或水下灌注混凝土等有效措施。严禁在桩孔中边抽水边开挖，同时不得灌注相邻桩。6.7灌注桩后注浆6.7.1灌注桩后注浆工法可用于各类钻、挖、冲孔灌注桩及地下连续墙的沉渣(虚土)、泥皮和桩底、桩侧一定范围土体的加固。6.7.2后注浆装置的设置应符合下列规定:1后注浆导管应采用钢管，且应与钢筋笼加劲筋绑扎固定或焊接;2桩端后注浆导管及注浆阀数量宜根据桩径大小设置:对于直径不大于1200mm的桩，宜沿钢筋笼圆周对称设置2根;对于直径大于1200mm而不大于2500mm的桩，宜对称设置3根;3对于桩长超过15m且承载力增幅要求较高者，宜采用桩端桩侧复式注浆;桩侧后注浆管阀设置数量应综合地层情况、桩长和承载力增幅要求等因素确定，可在离桩底5~15m以上、桩顶8m以下，每隔6----12m设置一道桩侧注浆间，当有粗粒土时，宜将注浆阀设置于粗粒土层下部，对于干作业成孔灌注桩宜设于粗粒土层中部;4对于非通长配筋桩，下部应有不少于2根与注浆管等长的主筋组成的钢筋笼通底;5钢筋笼应沉放到底，不得悬吊，下笼受阻时不得撞笼、墩笼、扭笼。6.7.3后注浆阀应具备下列性能:1注浆阀应能承受1MPa以上静水压力;注浆阀外部保护层应能抵抗砂石等硬质物的刮撞而不致使注浆阔受损;2注浆阀应具备逆止功能。6.7.4浆液配比、终止注浆压力、流量、注浆量等参数设计应符合下列规定:1浆液的水灰比应根据土的饱和度、渗透性确定，对于饱和土，水灰比宜为0.45"""-"0.65;对于非饱和士，水灰比宜为O.7r-..-0.9(松散碎石士、砂砾宜为O.5r-....-0.6);低水灰比浆液宜掺入减水剂;2桩端注浆终止注浆压力应根据土层性质及注浆点深度确定，对于风化岩、非饱和布性土及粉土，注浆压力宜为3，-.....，10MPa;对于饱和土层注浆压力宜为1.2，-.....，4MPa，软土宜取低值，密 实蒙古性士宜取高值;3注浆流量不宜超过75L/min;4单桩注浆量的设计应根据桩径、桩长、桩端桩侧土层性质、单桩承载力增幅及是否复式注浆等因素确定，可按下式估算:Gc=αpd斗αsnd(6.7.4)式中αp、民分别为桩端、桩侧注浆量经验系数，αp=1.5r-....-1.8，αs=0.5"""-"0.7;对于卵、砾石、中粗砂，松散状态取较高值，密实状态取低值;465附录n一一桩侧注浆断面数;d一一基桩设计直径(m);Gc-注浆量，以水泥质量计(t)0对独立单桩、桩距大于6d的群桩和群桩初始注浆的数根基桩的注浆量应按上述估算值乘以1.2的系数;5后注浆作业开始前，宜进行注浆试验，优化井最终确定注浆参数。6.7.5后注浆作业起始时间、顺序和速率应符合下列规定:1注浆作业宜于成桩2d后开始;不宜迟于成桩30d后;2注浆作业与成孔作业点的距离不宜小于8，-....，10m;3对于饱和土中的复式注浆顺序宜先桩侧后桩端;对于非饱和土宜先桩端后桩侧;多断面桩惆Ij注浆应先上后下;桩侧桩端注浆间隔时间不宜少于2h;4桩端注浆应对同一根桩的各注浆导管依次实施等量注浆;5对于桩群注浆宜先外围、后内部。6.7.6当满足下列条件之一时可终止注浆:1注浆总量和注浆压力均达到设计要求;2注浆总量已达到设计值的75%，且注浆压力达到设计值的1.5倍。6.7.7当注浆压力长时间低于正常值或地面出现冒浆或周围桩孔串浆，应改为间歇注浆，间歇时间宜为30----60min，或调低浆液水灰比。6.7.8后注浆施工过程中，应经常对后注浆的各项工艺参数进行检查，发现异常应采取相应处理措施。当注浆章等主要参数达不到设计值时，应根据工程具体情况采取相应措施。6.7.9后注浆桩基工程质量检查和验收应符合下列要求:1后注浆施工完成后应提供水泥材质检验报告、压力表检定证书、试注浆记录、设计工艺参数、后注浆作业记录、特殊情况处理记录等资料;2在桩身混凝土强度达到设计要求的条件下，承载力检验应在注浆完成20d后进行，浆液中掺人早强剂时可于注浆完成15d后进行。466附录7混凝土预制桩与钢桩施工7.1混凝土预制桩的制作7.1.1混凝土预制桩可在施工现场预制，预制场地必须平整、坚实。7.1.2制桩模板宜采用钢模板，模板应具有足够刚度，并应平整，尺寸应准确。7.1.3钢筋骨架的主筋连接宜采用对焊和电弧焊，当钢筋直径不小于20mm 时，宜采用机械接头连接。主筋接头配置在同一截面内的数量，应符合下列规定:1当采用对焊或电弧焊时，对于受拉钢筋，不得超过50%;2相邻两根主筋接头截面的距离应大于35dgCdg为主筋直径)，并不应小于500mm;3必须符合现行行业标准《钢筋焊接及验收规程))JGJ18和《钢筋机械连接通用技术规程))JGJ107的规定。7.1.4预制桩钢筋骨架的允许偏差应符合表7.1.4的规定。表7.1.4预制桩钢筋骨架的允许偏差项次项目允许偏差(mm)项次项目允许偏差(mm)1主筋间距土56吊环露出桩表面的高度2桩尖中心线107主筋距桩顶距离3箍筋间距或螺旋册的螺距:f::204吊环沿纵轴线方向十208桩顶钢筋网片位置5吊环沿垂直于纵轴线方向土209多节桩桩顶预埋件位置7.1.5确定桩的单节长度时应符合下列规定:1满足桩架的有敖高度、制作场地条件、运输与装卸能力;2避免在桩尖接近或处于硬持力层中时接桩。7.1.6浇筑氓凝土预制桩时，宜从桩顶开始灌筑，并应防止另一端的砂浆积聚过多。7.1.7锤击预制桩的骨料粒径宜为5，---..，40mm。7.1.8锤击预制桩，应在强度与龄期均达到要求后，方可锤击。7.1.9重叠法制作预制桩时，应符合下列规定:1桩与邻桩及底模之间的接触面不得粘连;土10士5十10土32上层桩或邻桩的浇筑，必须在下层桩或邻桩的混凝土达到设计强度的30%以上时，方可进行;3桩的重叠层数不应超过4层。7.1.10混凝土预制桩的表面应平整、密实，制作允许偏差应符合表7.1.10的规定。表7.1.10混凝土预制桩制作允许偏差桩型项目允许偏差(mm)横截面边长士5桩顶对角线之差<5保护层厚度土5钢筋1昆凝土实JL"桩桩身弯曲矢高不大于1%0桩长且不大于20桩尖偏JL"<10桩端面倾制<0.005桩节长度士20467附录续表7.1.10桩型项目允许偏差(mm) 直径士5长度士0.5%桩长管壁厚度-5钢筋棍凝土管桩保护层厚度十10，--5桩身弯曲(度)矢高1%口桩长桩尖偏，心~10桩头板平整度~2桩头板偏JL."~27.1.11本规范未作规定的预应力混凝土桩的其他要求及离心混凝土强度等级评定方法，应符合国家现行标准《先张法预应力混凝土管桩))GB13476和《预应力混凝土空心方桩))]G197的规定。7.2混凝土预制桩的起吊、运输和堆放7.2.1混凝土实心桩的吊运应符合下列规定:1混凝土设计强度达到70%及以上方可起吊，达到100%方可运输;2桩起吊时应采取相应措施，保证安全平稳，保护桩身质量;3水平运输时，应做到桩身平稳放置，严禁在场地上直接拖拉桩体。7.2.2预应力提凝土空心桩的吊运应符合下列规定:1出厂前应作出厂检查，其规格、批号、制作日期应符合所属的验收批号内容;2在吊运过程中应轻吊轻放，避免剧烈碰撞;3单节桩可采用专用吊钩句住桩两端内壁直接进行水平起吊;4运至施工现场时应进行检查验收，严禁使用质量不合格及在吊运过程中产生裂缝的桩。7.2.3预应力混凝土空心桩的堆放应符合下列规定:1堆放场地应平整坚实，最下层与地面接触的垫木应有足够的宽度和高度。堆放时桩应稳固，不得滚动;2应按不同规格、长度及施工流水顺序分别堆放;3当场地条件许可时，宜单层堆放;当叠层堆放时，外径为500----600mm的桩不宜超过4层，外径为300~400mm的桩不宜超过5层;4叠层堆放桩时，应在垂直于桩长度方向的地面上设置2道垫木，垫本应分别位于距桩端1/5桩长处;底层最外缘的桩应在垫木处用木模塞紧;5垫木宜选用耐压的长木杭或枕木，不得使用有棱角的金属构件。7.2.4取桩应符合下列规定:1当桩叠层堆放超过2层时，应采用吊机取桩，严禁拖拉取桩;2三点支撑自行式打桩机不应拖拉取桩。7.3混凝土预制桩的接桩7.3.1桩的连接可采用焊接、法兰连接或机械快速连接(螺纹式、啃合式)。7.3.2接桩材料应符合下列规定:1焊接接桩:钢饭宜采用低碳钢，焊条宜采用E43;并应符合现行行业标准《建筑钢结构焊接技术规程))JGJ81要求。468附录2法兰接桩:钢饭和螺栓宜采用低碳钢。 7.3.3采用焊接接桩除应符合现行行业标准《建筑钢结构焊接技术规程))JGJ81的有关规定外，尚应符合下列规定:1下节桩段的桩头宜高出地面O.5m;2下节桩的桩头处宜设导向箍;接桩时上下节桩段应保持顺直，错位偏差不宜大于2mm;接桩就位纠偏时，不得采用大锤横向敲打;3桩对接前，上下端银表面应采用铁刷子清刷干净，坡口处应刷至露出金属光泽;4焊接宜在桩四周对称地进行，待上下桩节固定后拆除导向箍再分层施焊;焊接层数不得少于2层，第一层焊完后必须把焊渣清理干净，方可进行第二层(的)施焊，焊缝应连续、饱满;5焊好后的桩接头应自然冷却后方可继续锤击，自然冷却时间不宜少于8mi口;严禁采用水冷却或焊好即施打;6雨天焊接时，应采取可靠的防雨措施;7焊接接头的质量检查直采用探伤检测，同一工程探伤抽样检验不得少于3个接头。7.3.4采用机械快速螺纹接桩的操作与质量应符合下列规定:1接桩前应检查桩两端制作的尺寸偏差及连接件，无受损后方可起吊施工，其下节桩端宜高出地面O.8m;2接桩时，卸下上下节桩两端的保护装置后，应清理接头残物，涂上润滑脂;3应采用专用接头锥度对中，对准上下节桩进行旋紧连接;4可采用专用链条式扳手进行旋紧，(臂长1m，卡紧后人工旋紧再用铁锤敲击板臂，)锁紧后两端板尚应有1，-...，2mm的间隙。7.3.5采用机械啃合接头接桩的操作与质量应符合下列规定:1将上下接头银清理干净，用扳手将已涂抹沥青涂料的连接销逐根旋入上节桩I型端头级的螺栓孔内，并用钢模板调整好连接销的方位;2剔除下节桩E型端头银连接槽内泡沫塑料保护块，在连接槽内注人沥青涂料，并在端头饭面周边抹上宽度20mm、厚度3mm的沥青涂料;当地基土、地下水含中等以上腐蚀介质时，桩端饭板面应满涂沥青涂料;3将上节桩吊起，使连接销与E型端头饭上各连接口对准，随即将连接销插入连接槽内;4加压使上下节桩的桩头饭接触，完成接桩。7.4锤击沉桩7.4.1沉桩前必须处理空中和地下障碍物，场地应平整，排水应畅通，并应满足打桩所需的地面承载力。7.4.2桩锤的选用应根据地质条件、桩型、桩的密集程度、单桩竖向承载力及现有施工条件等因素确定，也可按本规范附录H选用。7.4.3桩打人时应符合下列规定:1桩帽或送桩帽与桩周围的间隙应为5"""-"10mm;2锤与桩帽、桩帽与桩之间应加设硬木、麻袋、草垫等弹性衬垫;3桩锤、桩帽或送桩帽应和桩身在同→中心线上;4桩插入时的垂直度偏差不得超过0.5%。7.4.4打桩顺序要求应符合下列规定:469 附录1对于密集桩群，自中间向两个方向或四周对称施打;2当一侧毗邻建筑物时，由毗邻建筑物处向另一方向施打;3根据基础的设计标高，宜先深后浅;4根据桩的规格，宜先大后小，先长后短。7.4.5打人桩(预制提凝土方桩、预应力混凝土空心桩、钢桩)的桩位偏差，应符合表7.4.5的规定。斜桩倾斜度的偏差不得大于倾斜角正切值的15%(倾斜角系桩的纵向中心线与铅垂线间夹角)。表7.4.5打入桩桩位的允许偏差项日允许偏差(mm)带有基础梁的桩(1)垂直基础梁的中心线100十O.OlH(2)沿基础梁的中心线150十O.OlH桩数为1~3根桩基中的桩100桩数为4~16根桩基中的桩1/2桩径或边长桩数大于16根桩基中的桩(1)最外边的桩1/3桩径或边长(2)中间桩1/2桩径或边长注H为施工现场地面标高与桩顶设计标高的距离o7.4.6桩终止锤击的控制应符合下列规定:1当桩端位于一般土层时，应以控制桩端设计标高为主，贯入度为辅;2桩端达到坚硬、硬塑的薪性土、中密以上粉士、砂土、碎石类土及风化岩时，应以贯入度控制为主，桩端标高为辅;3贯入度已达到设计要求而桩端标高未达到时，应继续锤击3阵，并按每阵10击的贯人度不应大于设计规定的数值确认，必要时，施工控制贯入度应通过试验确定。7.4.7当遇到贯人度剧变，桩身突然发生倾斜、位移或有严重回弹、桩顶或桩身出现严重裂缝、破碎等情况时，应暂停打桩，并分析原因，采取相应措施。7.4.8当采用射水法沉桩时，应符合下列规定:1射水法沉桩宜用于砂土和碎石土;2沉桩至最后1"""-"2m时，应停止射水，并采用锤击至规定标高，终锤控制标准可按本规范第7.4.6条有关规定执行。7.4.9施打大面积密集桩群时，应采取下列辅助措施:1对预钻孔沉桩，预钻孔孔径可比桩径(或方桩对角线)小50r--..-100mm，深度可根据桩距和土的密实度、渗透性确定，宜为桩长的1/3"""-"1/2;施工时应随钻随打;桩架宜具备钻孔锤击双重性能;2对饱和黠性土地基，应设置袋装砂井或塑料排水板;袋装砂井直径宜为70""--"80mm，间距宜为1.0.-.....1.5m，深度宜为10.-.....12m;塑料排水板的深度、间距与袋装砂井相同;3应设置隔离板桩或地下连续墙;4可开挖地面防震沟，并可与其他措施结合使用，防震沟沟宽可取0.5---0.8m，深度按土质情况决定;5应控制打桩速率和日打桩量~24小时内休止时间不应少于8h;6沉桩结束后，宜普遍实施→次复打; 7应对不少于总桩数10%的桩顶上涌和水平位移进行监测;8沉桩过程中应加强邻近建筑物、地下管线等的观测、监护。470附录7.4.10预应力混凝土管桩的总锤击数及最后1.0m沉桩锤击数应根据桩身强度和当地工程经验确定。7.4.11锤击沉桩送桩应符合下列规定:1送桩深度不宜大于2.0m;2当桩顶打至接近地面需要送桩时，应测出桩的垂直度并检查桩顶质量，合格后应及时送桩;3送桩的最后贯入度应参考相同条件下不送桩时的最后贯入度并修正;4送桩后遗留的桩孔应立即回填或覆盖;5当送桩深度超过2.0m且不大于6.0m时，打桩机应为三点支撑履带自行式或步履式柴油打桩机;桩帽和桩锤之间应用竖纹硬木或盘圆层叠的钢丝绳作"锤垫"，其厚度宜取150""""-"200mmo7.4.12送桩器及衬垫设置应符合下列规定:1送桩器宜做成圃筒形?并应有足够的强度、刚度和耐打性。送桩器长度应满足送桩深度的要求，弯曲度不得大于1/1000;2送桩器上下两端面应平整，且与送桩器中心轴线相垂直;3送桩器下端面应开孔，使空心桩内腔与外界连通;4送桩器应与桩匹配:套筒式送桩器下端的套筒深度宜取250----350mm，套管内径应比桩外径大20"""-"30mm;插销式送桩器下端的插销长度宜取200"""-"300mm，杆销外径应比(管)桩内径小20，-....，30mm，对于腔内存有余浆的管桩，不宜采用插销式送桩器;5送桩作业时，送桩器与桩头之间应设置1，-....，2层麻袋或硬纸板等衬垫。内填弹性衬垫压实后的厚度不宜小于60mm。7.4.13施工现场应配备桩身垂直度观油!IJ仪器(长条水准尺或经纬仪)和观测人员，随时量测桩身的垂直度。7.5静压玩桩7.5.1采用静压沉桩时，场地地基承载力不应小于压桩机接地压强的1.2倍，且场地应平整。7.5.2静力压桩宜选择液压式和绳索式压桩工艺;宜根据单节桩的长度选用顶压式液压压桩机和抱压式液压压桩机。7.5.3选择压桩机的参数应包括下列内容:1压桩机型号、桩机质量(不含配重)、最大压桩力等;2压桩机的外型尺寸及拖运尺寸;3压桩机的最小边桩距及最大压桩力;4长、短船型履靴的接地压强;5夹持机构的形式;6液压油缸的数量、直径，率定后的压力表读数与压桩力的对应关系;7吊桩机构的性能及吊桩能力。7.5.4压桩机的每件配重必须用量具核实，并将其质量标记在该件配童的外露表面;液压式压 桩机的最大压桩力应取压桩机的机架重量和配重之和乘以0.907.5.5当边桩空位不能满足中置式压桩机施压条件时，宜利用压边桩机构或选用前置式液压压桩机进行压桩，但此时应估计最大压桩能力减少造成的影响。7.5.6当设计要求或施工需要采用引孔法压桩时，应配备螺旋钻孔机，或在压桩机上配备专用的螺旋钻。当桩端需进入较坚硬的岩层时，应配备可人岩的钻孔桩机或冲孔桩机。471附录7.5.7最大压桩力不宜小于设计的单桩竖向极限承载力标准值，必要时可由现场试验确定。7.5.8静力压桩施工的质量控制应符合下列规定:1第一节桩下压时垂直度偏差不应大于0.5%;2宜将每根桩一次性连续压到底，且最后一节有效桩长不宜小于5m;3抱压力不应大于桩身允许侧向压力的1.1倍;4对于大面积桩群，应控制日压桩量。7.5.9终压条件应符合下列规定:1应根据现场试压桩的试验结果确定终压标准;2终压连续复压次数应根据桩长及地质条件等因素确定。对于人土深度大于或等于8m的桩，复压次数可为2"-"""3次;对于人士深度小于3m的桩，复压次数可为3"-"""5次;3稳压压桩力不得小于终压力，稳定压桩的时间宜为5"""-"10s。7.5.10压桩顺序宜根据场地工程地质条件确定，并应符合下列规定:1对于场地地层中局部含砂、碎石、卵石时，宜先对该区域进行压桩;2当持力层埋深或桩的人土深度差别较大时，宜先施压长桩后施压短桩。7.5.11压桩过程中应测量桩身的垂直度。当桩身垂直度偏差大于1%时，应找出原因并设法纠正;当桩尖进入较硬土层后，严禁用移动机架等方法强行纠偏。7.5.12出现下列情况之一时，应暂停压桩作业，并分析原因，采取相应措施:1压力表读数显示情况与勘察报告中的土层性质明显不符;2桩难以穿越硬夹层;3实际桩长与设计桩长相差较大;4出现异常响声;压桩机械工作状态出现异常;5桩身出现纵向裂缝和桩头混凝土出现剥落等异常现象;6夹持机掏打滑;7压桩机下陷。7.5.13静压送桩的质量控制应符合下列规定:1测量桩的垂直度并检查桩头质量，合格后方可送桩，压桩、送桩作业应连续进行;2送桩应采用专制钢质送桩器，不得将工程桩用作送桩器;3当场地上多数桩的有效桩长小于或等于15m或桩端持力层为风化软质岩，需要复压时，送桩深度不宜超过1.5m;4除满足本条上述3款规定外，当桩的垂直度偏差小于1%，且桩的有效桩长大于15m时，静压桩送桩深度不直超过3m;5送桩的最大压桩力不宜超过桩身允许抱压压桩力的1.1倍。7.5.14引孔压桩法质量控制应符合下列规定:1引孔宜采用螺旋钻干作业法;引孔的垂直度偏差不宜大于0.5%; 2引孔作业和压桩作业应连续进行，间隔时间不宜大于12h;在软土地基中不宜大于3h;3引孔中有积水时，宜采用开口型桩尖。7.5.15当桩较密集，或地基为饱和淤泪、淤泥质土及蒙古性土时，应设置塑料排水板、袋装砂井消减超孔压或采取引孔等措施，并可按本规范第7.4.9条执行。在压桩施工过程中应对总桩数10%的桩设置上涌和水平偏位观测点，定时检测桩的上浮量及桩顶水平偏位值，若上涌和偏位值较大，应采取复压等措施。7.5.16对预制混凝土方桩、预应力混凝土空心桩、钢桩等压人桩的桩位偏差，应符合本规范表4727.4.5的规定。7.6钢桩(钢管桩、H型桩及其他异型钢桩}施工I钢桩的制作7.6.1制作钢桩的材料应符合设计要求，并应有出厂合格证和试验报告。7.6.2现场制作钢桩应有平整的场地及挡风防雨措施。附最7.6.3钢桩制作的允许偏差应符合表7.6.3的规定，钢桩的分段长度应满足本规范第7.1.5条的规定，且不宜大于15m。表7.6.3铜桩制作的允许偏差项目容许偏差(mm)桩端部士0.5%外径或边长外径或断面尺寸桩身土0.1%外径或边长长度>0矢高<1%0桩长端部平整度<2(H型桩运1)端部平面与桩身中心线的倾斜值<27.6.4用于地下水有侵蚀性的地区或腐蚀性土层的钢桩，应按设计要求作防腐处理。E钢桩的焊接7.6.5钢桩的焊接应符合下列规定:1必须清除桩端部的浮锈、油污等脏物，保持干燥;下节桩顶经锤击后变形的部分应割除;2上下节桩焊接时应校正垂直度，对口的间隙宜为2-----3mm;3焊丝(自动焊)或焊条应烘干;4焊接应对称进行;5应采用多层焊，钢管桩各层焊缝的接头应错开，焊渣应清除;6当气温低于OOC或雨雪天及无可靠措施确保焊接质量时，不得焊接;7每个接头焊接完毕，应冷却1min后方可锤击;8焊接质量应符合国家现行标准《钢结构工程施工质量验收规范))GB50205和《建筑钢结构焊接技术规程))JGJ81的规定，每个接头除应按表7.6.5规定进行外观检查外，还应按接头总数的5%进行超声或2%进行X射线拍片检查，对于同一工程，探伤抽样检验不得少于3 个接头。表7.6.5撞桩焊缉外现允许偏差项目允许偏差(mm)项目上下节桩错口z咬边深度(焊缝)①铜管桩外在注700mm3加强层高度(焊缝)②钢管桩外径<700mm2H型钢桩加强层宽度(焊缝)7.6.6H型钢桩或其他异型薄壁钢桩，接头处应加连接板，可按等强度设置。E钢桩的运输和堆放7.6.7钢桩的运输与堆放应符合下列规定:允许偏差(mm)O.523473附录1堆放场地应平整、坚实、排水通畅;2桩的两端应有适当保护措施，钢管桩应设保护圈;3搬运时应防止桩体撞击而造成桩端、桩体损坏或弯曲;4钢桩应按规格、材质分别堆放，堆放层数~900mm的钢桩，不宜大于3层CT600mm的钢桩，不宜大于4层;归OOmm的钢桩，不宜大于5层H型钢桩不宜大于6层。支点设置应合理，钢桩的两侧应采用木模塞佳。凹钢桩的沉桩7.6.8当钢桩采用锤击沉桩时，可按本规范第7.4节有关条文实施;当采用静压沉桩时，可按本规范第7.5节有关条文实施。7;6.9对敞口钢管桩，当锤击沉桩有困难时，可在管内取土助沉。7.6.10锤击H型钢桩时，锤重不宜大于4.5t级.(柴油锤)，且在锤击过程中桩架前应有横向约束装置。7.6.11当持力层较硬时，H型钢桩不宜送桩。7.6.12当地表层遇有大块石、棍凝土块等回填物时，应在插入H型钢桩前进行触探，并应清除桩位上的障碍物。4748承台施工8.1基坑开挖和回填8.1.1桩基承台施工顺序、宜先深后浅。附录8.1.2当承台埋置较深时，应对邻近建筑物及市政设施采取必要的保护措施，在施工期间应进行监测。 8.1.3基坑开挖前应对边坡支护形式、降水措施、挖土方案、运土路线及堆土位置编制施工方案，若桩基施工引起超孔隙水压力，宜待超孔隙水压力大部分消散后开挖。8.1.4当地下水位较高需降水时，可根据周围环境情况采用内降水或外降水措施。8.1.5挖土应均衡分层进行，对流塑状软土的基坑开挖，高差不应超过1mo8.1.6挖出的土方不得堆置在基坑附近。8.1.7机械挖土时必须确保基坑内的桩体不受损坏。8.1.8基坑开挖结束后，应在基坑底做出排水盲沟及集水井，如有降水设施仍应维持运转。8.1.9在承台和地下室外墙与基坑侧壁间隙回填土前，应排除积水，清除虚土和建筑垃坡，填土应按设计要求选料，分层穷实，对称进行。8.2钢筋和混凝土施工8.2.1绑扎钢筋前应将灌注桩桩头浮浆部分和预制桩桩顶锤击面破碎部分去除，桩体及其主筋埋入承台的长度应符合设计要求;钢管桩尚应加焊桩顶连接件;并应按设计施作桩头和垫层防水。8.2.2承台混凝土应一次浇筑完成，混凝土入槽宜采用平铺法。对大体积混凝土施工，应采取有效措施防止温度应力引起裂缝。475附录9桩基工程质量检查和验收9.1一般规定9.1.1桩基工程应进行桩位、桩长、桩径、桩身质量和单桩承载力的检验。9.1.2桩基工程的检验按时间顺序可分为三个阶段:施工前检验、施工检验和施工后检验。9.1.3对砂、石子、水泥、钢材等桩体原材料质量的检验项目和方法应符合国家现行有美标准的规定。9.2施工前栓验9.2.1施工前应严格对桩位进行检验。9.2.2预制桩(混凝土预制桩、钢桩)施工前应进行下列检验:1成品桩应按选定的标准图或设计图制作，现场应对其外观质量及桩身混凝土强度进行检验;2"应对接桩用焊条、压桩用压力表等材料和设备进行检验ι9.2.3灌注桩施工前应进行下列检验:1r昆凝土拌制应对原材料质量与计量、混凝土配合比、胡落度、混凝土强度等级等进行检查;2钢筋笼制作应对钢筋规格、焊条规格二品种、焊口规格、焊缝长度、焊缝外观和质量、主筋和箍筋的制作偏差等进行检查，钢筋笼制作允许偏差应符合本规范表6.2.5的要求。9.3施工检验9.3.1预制桩(氓凝土预制桩、钢桩)施工过程中应进行下列检验:1打人(静压)深度、停锤标准、静压终止压力值及桩身(架)垂直度检查F2接桩质量、接桩间歇时间及桩顶完整状况;3每米进尺锤击数、最后1.0m进尺锤击数、总锤击数、最后三阵贯人度及桩尖标高等。 9.3.2灌注桩施工过程中应进行下列检验:1灌注1昆凝土前，应按照本规范第6章有关施工质量要求，对已成孔的中心位置、孔深、孔径、垂直度、孔底沉渣厚度进行检验;2应对钢筋笼安放的实际位置等进行检查，并填写相应质量检测、检查记录;3干作业条件下成孔后应对大直径桩桩端持力层进行检验。9.3.3对于沉管灌注桩施工工序的质量检查宜按本规范第9.1.1"-"9.3.2条有关项目进行。9.3.4对于挤土预制桩和挤土灌注桩，施工过程均应对桩顶和地面土体的竖向和水平位移进行系统观测;若发现异常，应采取复打、复压、引孔、设置排水措施及调整沉桩速率等措施。9.4施工后检验9.4.1根据不同桩型应按本规范表6.2.4及表7.4.5规定检查成桩桩位偏差。9.4.2工程桩应进行承载力和桩身质量检验。9.4.3有下列情况之一的桩基工程，应采用静荷载试验对工程桩单桩竖向承载力进行检测，检476附录测数量应根据桩基设计等级、施工前取得试验数据的可靠性因素，按现行行业标准《建筑基桩检测技术规范))JGJ106确定:1工程施工前已进行单桩静载试验，但施工过程变更了工艺参数或施工质量出现异常时;2施工前工程未按本规范第5..3.1条规定进行单桩静载试验的工程;3地质条件复杂、桩的施工质量可靠性低;4采用新桩型或新工艺。9.4.4有下列情况之一的桩基工程，可采用高应变动测法对工程桩单桩竖向承载力进行检测:1除本规范第9.4.3.条规定条件外的桩基;2设计等级为甲、乙级的建筑桩基静载试验检测的辅助检测。9.4.5:桩身质量除对预留混凝土试件进行强度等级检验外，尚应进行现场检测。检测方法可采用可靠的动测法，对于大直径桩还可采取钻芯法、声波透射法;检测数量可根据现行行业标准《建筑基桩检测技术规范>>JGJ106确定。9.4.6对专用抗拔桩和对水平承载力有特殊要求的桩基工程，应进行单桩抗拔静载试验和水平静载试验检测。9.5基桩及承台工程验收资料9.5.1当桩顶设计标高与施工场地标高相近时，基桩的验收应待基桩施工完毕后进行;当桩顶设计标高低于施工场地标高时，应待开挖到设计标高后进行验收。9.5.2基桩验收应包括下列资料:1岩土工程勘察报告、桩基施工图、图纸会审纪要、设计变更单及材料代用通知单等;2经审定的施工组织设计、施工方案及执行中的变更单;3桩位测量放线图，包括工程桩位线复核签证单;4原材料的质量合格和质量鉴定书;5半成品如预制桩、钢桩等产品的合格证;6施工记录及隐蔽工程验收文件; 7成桩质量检查报告;8单桩承载力检测报告;9基坑挖至设计标高的基桩竣工平面图及桩顶标高图;10其他必须提供的文件和记录。9.5.3承台工程验收时应包括下列资料:1承台钢筋、混凝土的施工与检查记录;2桩头与承台的锚筋、边桩离承台边缘距离、承台钢筋保护层记录;3桩头与承台防水构造及施工质量;4承台厚度、长度和宽度的量测记录及外观情况描述等。9.5.4承台工程验收除符合本节规定外，尚应符合现行国家标准。昆凝土结构工程施工质量验收规范))GB50204的规定。477网络下载说明本书第5章和第8章中提到的"网络下载"主要是考虑桩基稳定计算参数繁多、过程复杂，为方便使用将此过程用程序实现，附于网络下载中，以供读者参考使用。网络下载使用方法如下:1.请读者登录我社网站(www.cabp.com.cn)，点击，"图书服务"栏目下的"图书配套资源下载"链接。2.进入后，点击"((建筑桩基技术规范应用手册》配套资源"右侧的"下载"链接即可;或直接链接..http://www.cabp.com.cn/td/cabp19378.rar..下载(解压密码:19378)。3.如需网络下载中"桩基稳定"程序源代码的读者，可发邮件至qiumb@sina.com，与作者交流探讨。478'