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21、《建筑桩基技术规范》JGJ94-2008.pdf

的相关关系。直径为0.3m的嵌岩短墩试验，其嵌岩深度根据岩层软硬程度确定。 5.3.5根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系计算单桩竖向极限承载力，核心问 题是经验参数的收集，统计分析，力求涵盖不同桩型、地区、土质，具有一定的可靠性和 较大适用性。

：干作业钻孔桩（144根）极限承载力实测/计算频数分布

（1）大直径桩端阻力的尺寸效应。大直径桩静载试验Q－S曲线均呈缓变型，反映出 其端阻力以压剪变形为主导的渐进破坏。G.G.Meyerhof(1998)指出山水.阳光城17#18#楼局部压力灌浆施工组织方案，砂土中大直径桩的极限 端阻随桩径增大而呈双曲线减小。根据这一特性，将极限端阻的尺寸效应系数表示为

与桩径D关系计算与试验比较

与桩径D关系计算与试验比较

m一经验指数：粘性土、粉土m=1/5：砂土、碎石m=1/3。

闭口钢管桩的承载变形机理与混凝土预制桩相同。钢管桩表面性质与混凝土桩表面虽 有所不同，但大量试验表明，两者的极限侧阻力是可视为相等的，因为除坚硬粘性土外， 则阻剪切破坏面是发生于靠近桩表面的土体中，而不是发生于桩土介面。因此，闭口钢管 承载 力的计算可采用与混凝土预制桩相同的模式与承载力参数。 2散口钢管桩的端阻力 散口钢管桩的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。这是由于沉

As1 = 0.1f,，qs4 = 4h. qs

软质岩qs=0.12f,，s2=0.84s1，As3=0.6qs1，As4= qs1 4h

和嵌岩深径比的变化（引自PellsandTurner，1979） （2）端阻系数S Thorme(1997)所给端阻系数S，=0.25～0.75；吴其芳等通过孔底载荷板(d=0.3m)试验 得到s，=1.38～4.50，相应的岩石fk=1.2～5.2MPa，载荷板在岩石中埋深0.5～4m。总的 说来，S，是随岩石饱和单轴抗压强度f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S，如规范表5.3.9。 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：

称，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：

嵌岩深径比的变化（引自PelIsandTurner，1979）

5.3.11振动台试验和工程地震液化实际观测表明，首先土层的地震液化严重程度与土层 的液化指数元有关，2愈小液化愈严重；其二，土层的液化并非随地震同步出现，而显 示滞后，即地震过后若干小时乃至一二天后才出现喷水冒砂。这说明，桩的极限侧阻力并 非瞬间丧失，而且并非全部损失。因此，桩侧阻力根据液化指数乘以不同的折减系数

5.4特殊条件下桩基竖向承载力验算

5.4.1桩距不超过6d的群桩，当桩端平面以下软弱下卧层承载力与桩端持力层相差过大 （低于持力层的1/3）且荷载引起的局部压力超出其承载力过多时，将引起软弱下卧层侧向 济出，桩基偏沉，严重者引起整体失稳。对于本条软弱下卧层承载力验算公式着重说明四 点： （1）验算范围。规定在桩端平面以下受力层范围存在低于持力层承载力1/3的软弱下 卧层。实际工程持层以下存在相对软弱土层是常见现象，只有当强度相差过大时才有必 要验算。因下卧层地基承载力与桩端持力层差异过小，土体的塑性挤出和失稳也不致出 见。 （2）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而非1/2总 极限侧阻力。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基桩侧阻平均值 起接近于极限。 （3）桩端荷载扩散。持力层刚度愈大扩散角愈大这是基本性状，这里所规定的压力折 教角与《建筑地基基础设计规范》GB50007一致。 （4）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；考虑到承台底面以上土已挖除且可能和土体脱空，因此修 正深度从承台底部计算至软弱土层顶面。另外，既然是软弱下卧层，即多为软弱粘性土， 故深度修正系数取1.0。

5.4.3桩周负摩阻力对基桩承载力和沉降的影响，取决于桩周负摩阻力强度、桩的竖向承 载类型，因此分三种情况验算。 1对于摩擦型桩，由于受负摩阻力沉降增大，中性点随之上移，即负摩阻力、中性点 与桩顶荷载处于动态平衡。作为一种简化，取假想中性点（按桩端持力层性质取值）以上 摩阻力为零验算基桩承载力。 2对于端承型桩，由于桩受负摩阻力后桩不发生沉降或沉降量很小，桩土无相对位移 或相对位移很小，中性点无变化，故负摩阻力构成的下拉荷载应作为附加荷载考虑。 3当土层分布不均匀或建筑物对不均匀沉降较敏感时，由于下拉荷载是附加荷载的 部分，故应将其计入附加荷载进行沉降验算。

5.4.4关于负摩阻力及下拉荷载的计算

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土的 有效应力有关，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。因此本规范规定如下有效应力法为负摩 阻力计算方法

qm = k.tgo'o, = S, o

式中r一等效圆半径（m)； d一桩身直径(m):

dq =(m? nd? OY 4 Yn 4

dq’ =(mr? Td OY. 4

q一单桩平均极限负摩阻力标准值（kP） m一桩侧土体加权平均重度（kN/m²）；地下水位以下取浮重度。 以群桩各基桩中心为圆心，以r为半径做圆，由各圆的相交点作矩形。矩形面积 A,=SS…与圆面积A.=mr?之比，即为负摩阻力群桩效应系数。

=A,/A。 3 ax 7n := = Sax · Say / d ( 元r

5.5.6～5.5.9桩距小于和等于6倍桩径的群桩基础，在工作荷载下的沉降计算方法，且目前

有两大类。一类是按实体深基础计算模型，采用弹性半空间表面荷载下Boussinesq应力解 计算附加应力，用分层总和法计算沉降；另一类是以半无限弹性体内部集中力作用下的 lindlin解为基础计算沉降。后者主要分为两种，一种是Poulos提出的相互作用因子法； 第二种是Geddes对Mind1in公式积分而导出集中力作用于弹性半空间内部的应力解，按叠 加原理，求得群桩桩端平面下各单桩附加应力和，按分层总和法计算群桩沉降。 上述方法存在如下缺陷：（1）实体深基础法，其附加应力按Boussinesq解计算与实际 不符（计算应力偏大），且实体深基础模型不能反映桩的长径比、距径比等的影响；（2）相 互作用因子法不能反映压缩层范围内土的成层性；（3）Geddes应力叠加一分层总和法对于 大桩群不能手算，且要求假定侧阻力分布，并给出桩端荷载分担比。针对以上问题，本规 范给出等效作用分层总和法。 1运用弹性半无限体内作用力的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一群桩中各桩的平均荷载； E，一均质土的压缩模量； d一桩径； wM一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：

WB= WE aE.

V1+m² + m V1+m² +1. WB = [ln + mln 4元 V1+ m² V1+m²

w,=(m+0.6336)/(1.1951m+4.6275)

相对弱化外围框架柱桩基竖向支承刚度的总体思路，核心简采用常规桩基，桩长25m，外 围框架

采用复合桩基，桩长15m。核心简桩端持力层选为第(13)层细一中砂，单桩承载力特征值 Ra=9500kN，桩距s。=3d；外围边框架柱采用复合桩基础，荷载由桩土共同承担，单桩承载 力特征值Ra=7000kN

由于变刚度调平布桩起到减小承台筱板整体弯距的作用，板厚可减少。核心筒承台采

用平板式，厚度h=2200mm；外围框架采用梁板式筏板承台，梁截面 b，×h=2000mm×2200mm，板厚h²=1600mm。与主体相连裙房（含地下室）采用天 然地基，梁板式片筱基础。

1.028 930.21 116.06 1046.27 169.79 150 0.46 1.040 714.80 114.80 829.60 170.56 150 1.09 1.060 473.19 112.74 585.93 171.84 150 1.30 1.080 339.68 110.73 450.41 173.12 150 1.01 1.100 263.05 108.78 371.83 174.4 150 0.85 1.120 215.47 106.87 322.34 175.68 150 0.75 1.14 183.49 105.02 288.51 176.96 150 0.68 1.16 160.24 103.21 263.45 178.24 150 0.62 1.18 142.34 101.44 243.78 179.52 150 0.58 1.2 127.88 99.72 227.60 180.80 150 0.55 1.3 82.14 91.72 173.86 187.20 18 18.30 1.4 57.63 84.61 142.24 193.60 B体版目 20

注：Z为承台底至应力计算点的竖向距离。

最终沉降量（mm） 30

5.6软土地基减沉复合疏桩基础

5.6.1软主地基减沉复合疏桩基础的设计应遵循两个原则，一是桩和桩间主在受荷变形过 程中始终确保两者共同分担荷载，因此单桩承载力宜控制在较小范围，桩的横截面尺寸 股宜选择200～g400（或200×200～300×300），桩应穿越上部软土层，桩端支承于相对 较硬土层；二是桩距s>5～6d，以确保桩间土的荷载分担比足够大。 减沉复合疏桩基础承台型式可采用两种，一种是筱式承台，多用于承载力小于荷载要 求和建筑物对差异沉降控制较严或带有地下室的情况；另一种是条形承台，但承台面积系 数（与首层面积相比）较大，多用于无地下室的多层住宅。 桩数除满足承载力要求外，尚应经沉降计算最终确定，

5.6.2减沉复合疏桩基础的沉降计算

对于复合疏桩基础而言， 是桩的沉降发生 望性刺入的可能性大，在受荷变形过程中桩、 体固结而使其在一定范围 变动，随固结变形逐渐完成而趋于稳定。 二是桩间土体的压缩固结受承台压力作用为主，

受桩、土相互作用影响居次。由于承台底面桩、土的沉降是相等的，桩基的沉降既可通过 计算桩的沉降，也可通过计算桩间土沉降实现。桩的沉降包含桩端平面以下土的压缩和塑 性刺入（忽略桩的弹性压缩），同时应考虑承台土反力对桩沉降的影响。桩间土的沉降包含 承台底土的压缩和桩对土的影响。为了回避桩端塑性刺入这一难以计算的问题，我们采取 计算桩间土沉降的方法。 基础平面中点最终沉降计算式为：S=(s，+S）。 1承台底地基土附加应力作用下的压缩变形沉降s，。按Bouissinesq解计算土中的 附加应力，按单向压缩分层总和法计算沉降，与常规浅基沉降计算模式相同。 时乘以刺入变形影响系数，对于粘性土n。=1.30，粉土n。=1.15，砂土n，=1.0。 2关于桩对土影响的沉降增加值Ssp。桩侧阻力引起桩周土的沉降，按桩侧剪切位移 传递法计算，桩侧土离桩中心任一点r的竖向位移为：

Vr m G G

桩对土的影响值ssp为单一基桩桩周位移体积除以圆面积元(rm一r。；另考虑桩距较 小时剪切位移的重叠效应，当桩侧土剪切位移最大半径r大于平均桩距s。时，引入近似 重叠系数元(r./s.），则

Sp=280m d E. E. (s. / d)?

280qs d 30(kPa) = 280x ×0.4(m)=47mm E. (s. / d)2 2(MPa) 36

3条形承台减沉复合疏桩基础沉降计算

3条形承台减复合疏桩基础沉降计

无地下室多层住宅多数将承台设计为墙下条形承台板，条基之间净距较小，若按实际 平面计算相邻影响十分繁锁，为此，宜将其简化为等效平板式承台，按角点法分块计算基 础中点沉降。

5.7.2单桩水平承载力特征值的确定

5.7桩基水平承载力与位移计算

n, = R, 1.25 R= x LRM n, =7 0.4 Mmax RM M max

1.25 P R= 中

ARn = xo.B"J K,(z)dz

按m法，K(2)=mz(m法)，则

按m法，K,(z)=mz（m法），则

ARu ==mxo B'ha

钢结构玻璃外墙施工工艺Xer m= b.(EI)

5.8桩身承载力与裂缝控制计算

与无约束混凝土应力一应变关系（引自Manderetal19

DB15／T 473-2010 内蒙古自治区公路路堑边坡设计规范.pdf2R, .f.A +0

R.=133 2R,

R.=1.35 2R R, =V.f.A.. +0.9f'A