岩土工程反思录

岩土工程反思录1．余姚某工程余姚某三层联立式住宅，共四幢。因靠近附近居民住宅而无法使用沉管灌注桩，故采用筏基。其中二幢建至二层时，最大沉降已达九厘米，沉降差已超过规范规定。现已采用锚杆静压桩补强。具体数据见附图。

按规范规定，该工程可不作沉降计算。但我们(我与浙江大学朱向荣)认为，低层建筑是否进行沉降计算，实际因素似还应包括:

1、虽然业主一般不会提出沉降要求，但对于联立式住宅等高档建筑，最终沉降似应小于十厘米。

2、建筑物的体量。显然体量越大，沉降控制要求应该越严。

3、压缩模量的大小与软土层的厚度。我们的初步想法是，较厚的流塑—软塑状软土，压缩模量Es小于3Mpa，似仍应计算沉降。

其实，沉降计算并非难事，算一下沉降总不会错的。主要困难可能还是在正式设计前，通过沉降计算来进行优化设计。如上述联立式住宅，因某些原因不能采用沉管灌注桩，则最合适的基础似应为箱形基础和沉降控制复合桩基(逆作法锚杆静压桩复合桩基)。由此可见，有时优化设计反而将增加造价，但降低了风险。

2．正确判读地质报告不能完全排除地质勘察报告数据出错或不够全面的可能，因此存在对地质勘察报告如何正确判读的问题。现举三例试说明之。

1、勘察报告未提供各种桩型的沉降估算。路桥某二层厂房，根据勘察报告建议采用21m长沉管灌注桩，静载试验合格。但建成后尚未投入使用，两边墙面已出现对称的贯通墙体的斜裂缝。而同一厂区采用三十余米长桩的六层办公楼则无恙。该地质监站工程师说，此地多层建筑采用三十米左右长桩较可靠。该工程设计人员事先未考虑收集本地经验，又未进行沉降计算，确乎有点象“盲人骑瞎马”了。

2、勘察报告符合规范规定，只是未建议对采用天然地基的低层住宅控制沉降。余姚某三层联体式住宅的勘察报告给出持力层的fk=80kPa，下卧层的fk=60kPa。并建议若由于靠近民居而不能打桩的话，则可采用天然基础。但建至二层时实测平均沉降已达70mm，最大沉降差37mm已超过规范规定。于是停下来采用锚杆静压桩按复合桩基补强。该工程设计人员对勘察报告判读失误的原因在于，未注意高档住宅的最终沉降应小于10cm，而当土的当量模量小于3Mpa时欲采用天然基础，仍应计算沉降以便判断能否采用天然基础。更何况该工程的基底附加压力62.2kPa已远远超过该处下卧层淤泥质粘土的结构强度了。

3、勘察报告的数据局部出错。上海松江某二层厂房，根据勘察报告提供的各土层桩侧摩阻力与桩端阻力计算得单桩承载力为500kN；但打完桩后静载试验所得单桩极限承载力仅为500与750kN。于是重新进场补桩。再由勘察报告提供的双桥静力触探数据，按“JGJ94-94桩基规范”的（5.2.7）式计算得到的单桩极限承载力为790kN，确与静载试验所得单桩极限承载力相近。由此可见勘察报告建议的各土层桩侧摩阻力与桩端阻力有误。然而勘察报告永远不会忘记指出，单桩承载力应以静载试验结果为准。何况勘察报告提供的双桥静力触探数据并未出错。该工程设计人员对勘察报告判读失误的原因在于，既然你为了满足业主抢进度的要求而同意先打桩后进行静载试验，那么为了规避由此而必然产生的风险，就必须采用各种方法去正确判读勘察报告提供的数据了。舍此别无良方。3．上海老建筑复合桩基实例《复合桩基设计和施工指南》（龚晓南主编，2003年，人民交通出版社）第262页指出，上海地区于廿世纪三、四十年代建造了包括上海外滩沿江建筑的一系列高大建筑物，其中许多采用桩基（大多数用洋松木桩）。而当时桩基础设计计算方法是：承台下土体承受每平方米八吨，余下的荷载由桩群允许承载力承担。与近年来许多“桩土共同工作”的研究者提出的种种方法相比，上海廿世纪三、四十年代设计方法的计算用桩量是最少的。这些已稳固地站立了六，七十年的老建筑的工程实践表明，问题可能是我们的设计理论不完全符合实际。

我幸运地接触过一些老建筑数据与老工程师的经验。为了不割断历史，现将偶然收集的上海地区三，四十年代复合桩基的四个工程实例提供给同行，希望有点用处。

1、上海沪南冷库一库，建于1932年，八层无梁楼盖，活载为10～15kN每平方米，片筏基础，采用18.288m长的洋松木桩共约650根，桩端位于Es=3.56Mpa的粘土层。该冷库一直使用到九十年代，现已改建为旅馆。基础图与地质报告见附图。

2、上海沪南冷库二库，六层，活载为20kN每平方米，条形基础，采用3.66m长的楔形木桩。使用情况一直良好。基础图见附图。顺便说，采用这样长度的短桩，现在简直难以想象。

3、上海东海大楼（即上海南京东路新华书店所在大楼），原名“迟淑大楼”，由著名犹太人哈同建于三、四十年代。六层，八十年代加二层。条形基础，采用6.1m长的木桩。又是一个现在难以想象的复合桩基。

4、上海河滨大楼，位于苏州河边，4.5万平方米，平面尺寸约为19×260m。八层商住楼，片筏基础，采用2000根15m长的木桩。上世纪八十年代还加建了三层。

复合桩基在上海地区有数十年成功与失败的经验，教训，再加上上海民用建筑设计院原软土研究室前辈们的多年默默努力，也就难怪沉降控制复合桩基的设计方法会产生在上海了。读俞调梅先生的《上海地区的基础工程》时，摘抄过以下一段话：上海在30～50年代，在桩基设计计算中，就曾考虑作用在基础底面全部面积上的地基承载力（早期为100Kpa，后来减小到80Kpa），有时也考虑基础的净面积，即全面积减去桩头的截面积。同时，当考虑桩间土的（或桩群间的土）的承载力时，把桩侧的摩阻力允许值（10Kpa）适当降低。书中还提到过许多早期的工程实例，还有当时工部局的设计经验。可见早期的设计思想虽然“简单、粗糙”。但是大量现存的老建筑足以证明，那些设计是成功的。还有一个著名的工程实例，就是著名的上海锦江饭店，当初设计的是26米的木桩，营造场老板偷材料，用13米的木桩代用，几十年了，建筑物的沉降虽然大一些，但结构还是安然无恙。还有更极端的例子，上海展览馆（中苏友好大厦），箱基，50年来已经沉降2米，当初援建的苏联专家虽然当时就受到处分，但这座著名的建筑至今仍然发挥着重要作用。4．天然浅基础沉降计算对天然浅基础沉降计算常闻异议，认为沉降计算经常不准，因此算出来没有什么实用价值。这除了有时因为竣工沉降不大而质疑计算沉降（这可能源于将竣工沉降与最终沉降搞混了），确实也反映了一个现实：即有时计算值确实明显大于实测值。同时请注意一个重要信息，实测值明显大于计算沉降的现象对于天然浅基础尚未听说过。

现举出部分工程实测数据试图说明之。

1、上海绢花厂，七层厂房，格筏基础，计算沉降55cm，实测推算最终沉降为59cm（沉降观测近八年）；

2、上海第五服装厂，格筏基础（按七层设计，先造五层），计算沉降（按五层）约70cm，建成后三年实测最大沉降已达48cm；

3、上海衬衫三厂，片筏基础（按七层设计，先造五层），计算沉降（按五层）72cm，建成后六年实测平均沉降已达35cm；

4、上海康乐大楼，箱形基础，十二层，计算沉降21cm，实测推算最终沉降为16cm；

5、上海四平大楼，箱形基础，十二层，计算沉降21cm，实测推算最终沉降为12cm；

6、上海华盛大楼，箱形基础，十二层，计算沉降19.2cm，实测推算最终沉降为24cm；

7、上海胸科大楼，箱形基础，十层，计算沉降49.2cm，竣工时沉降已达35cm；

8、温州华侨饭店，条形基础，虽然采用1.2m厚的砂垫层解决地基土的强度问题，但当然不可能解决沉降问题，实测沉降历时二十年，计算沉降130cm，实测推算最终沉降为113cm；

9、上海衡器厂，片筏基础，三层厂房，计算沉降37cm，竣工时沉降6cm，且数年后回访目测发现沉降无明显增加；

10、上海部分浅层粉土地区（粉土厚6~9m，下卧层为软土），六~七层住宅采用天然浅基础，实测沉降量明显小于计算沉降。

由上述工程实例可知，相当部分的天然浅基础计算沉降与实测推算最终沉降还是符合得较好的。

有的工程如上海衡器厂的实测沉降明显小于计算值，原因有二：该厂房建于单层厂房旧址上，地基土已经固结；其次，该工程的基底附加压力为56kPa，小于软弱下卧层淤泥质粘土的结构强度（60kPa）。可见实测值小于计算值并非事出无因。

浅层粉土地区多层建筑的计算沉降远小于实测值一事，据《上海岩土工程勘察规范（DBJ08-37-94）》介绍，与该地区土层的应力历史对粘性土压缩性的影响有关。该规范还提供一套分别用于正常固结土，超固结土，欠固结土计算沉降的公式，并通过一些工程实例验算，证实计算沉降与实测值较为接近。

总之，只要掌握了土层的应力历史，计算沉降还是能够反映实际情况的。即使计算值有所偏差，也是偏于保守。因此不能说天然浅基础的沉降计算没有实用价值。比如“设计反思录一：软土地区低层建筑的沉降计算“所述的余姚某三层联体式住宅，若事先计算出未乘以经验系数的沉降值为45cm，那么即使经验系数取为0.5，则最终沉降还将达到20多厘米。由此就应觉得该工程采用片筏基础的风险太大，可以考虑选用箱形基础或复合桩基了。5．上海短桩复合桩基上海地区廿世纪五十年代后期起，多层建筑地基由强度控制，多采用天然浅基础。到了八十年代，因沉降较大影响使用，而开始注意控制沉降量；加之六、七层的住宅，其基底附加压力常超过软弱下卧层强度，于是开始另寻途径。

三、四十年代的老建筑多采用桩尖未达到暗绿色硬土层的“悬桩式”中短桩复合桩基，情况似乎都不错；老工程师又有“桩间土承担30%，桩承担70%”的传统经验，于是一些多层建筑逐步开始采用“悬桩式”中短桩复合桩基。近十年的实践，有经验也有教训。现介绍一些典型的工程实例：

1、上海新成五金厂与肇方塑料厂，二幢六层厂房，筏基加八米短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工时沉降约10cm，数年后目测沉降已超过20cm。

2、上海第二服装厂，五层厂房，筏基加八米短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工时沉降约20cm，数年后目测沉降已超过30cm。值得注意的是，该厂房长达80米，虽然沉降较大，但完全没有出现因沉降差引起的裂缝。而附近采用天然浅基础的厂房均有裂缝，无一例外。这说明短桩复合桩基能够调整沉降差。

3、上海东华皮件厂，四层厂房，筏基加八米短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工后三年实测沉降约25cm。

4、上海梅陇小区，六层住宅，筏基加八米短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工时实测沉降已达15cm。但其沉降差比同一小区内采用天然浅基础的五层住宅要小些，这可以从住宅墙面上裂缝的多少与大小看出来。

5、上海梅陇路仓库，三层，活载每平方米10~20kN，条基加六米短桩，桩端土为粉砂，下卧层为淤泥质粘土。竣工时实测沉降小于5cm，后期几乎未增加多少沉降量。

6、上海岚皋路5#、6#六层住宅，条基加七米短桩，桩端土为粉砂，下卧层为淤泥质粘土。实测推算最终沉降为4cm。

7、上海永兴路口琴厂八层商住楼，条基加6.5.米短桩，桩端土为粉砂，下卧层为粘土。竣工时沉降远小于5cm，多年来目测，沉降也没有多少发展。

8、上海苑南华侨新村六层住宅（三幢），十七米桩，桩端土为粉砂，下卧层为粉质粘土。实测推算最终沉降为6cm。

由以上工程可以看出，当桩端土为软土时，虽然短桩复合桩基解决了强度问题，但是沉降量还是相当大。当桩端土为上海的浅层粉土时，尽管下卧层仍为软土，但实测推算最终沉降均小于10cm，令人满意。

这与三，四十年代老建筑的实践经验似乎不同。但究其原因，首先由于未能收集到老建筑的实测沉降，因而并不能说明老建筑的沉降都较小；其次，老建筑似多位于老城区，可能其土层因为数百年旧建筑与人类活动的影响，属于超固结土。如前述沪南冷库一库，表层填土厚3.9m，其物理力学指标已接近上海的表土硬壳层，而且其下还没有淤泥质土。由此看来，部分老建筑的实际沉降量可能较小这一点还是完全可以解释得通的。

事实上，目前上海在多层住宅中经常采用的0.2×0.2×16m微型桩复合桩基就仍然是桩尖未达到暗绿色硬土层的“悬桩式”6．浙江规范桩基沉降计算经验系数《浙江地基规范（DB33/1001-2003）》对于桩基沉降计算给出两个方法：“实体深基础法”与“明特林应力公式法”。

“实体深基础法”的沉降计算经验系数直接套用《全国地基规范（GB50007-2002）》。但沉降计算经验系数的保证率可能只达到50%左右，且偏于不安全。见帖子“桩基沉降计算问题”。

对于明特林应力公式法的沉降计算经验系数，《浙江地基规范（DB33/1001-2003）》第275页指出，当采用明特林公式计算地基附加应力且类似上海地质情况时，沉降计算经验系数的取值可参照《上海地基规范（DGJ08-11-1999）》。这当然是浙江地区没有长期沉降观察数据之下的临时举措。然而《浙江地基规范（DB33/1001-2003）》既不作为附录列出明特林应力公式法的沉降计算经验系数，又没有列出上海地质的一般情况。按说这也不算难事，顶多借上海规范来复印一下有关章节就行了。但是有一点恐怕不是每一位注册结构工程师都知道的：上海地区（不含松江，崇明，南汇等原县城）的地质情况，据《上海地基规范（DGJ08-11-89）》条文说明，可分成四种类型；而且对于其中两种类型的土层，桩基沉降计算经验系数似乎至今也还未完全解决其偏离平均保证率的问题。如“D”类型土层的建筑，当桩尖未进入第八层粉砂时，沉降计算值可能偏小；又如“B”类型土层的建筑，当桩尖持力层为浅埋粉性土时，至少对于八层及八层以下的建筑，沉降计算值可能明显偏大，有时导致设计难以进行（这一点下文将另行讨论之）。

为了供未能得到《上海地基规范（DGJ08-11-89）》条文说明的同行参考，附图给出上海地质情况的简单介绍，以便大家参照着合适的土层选择合适的明特林解沉降计算经验系数。

由于无论全国地基规范还是浙江地基规范，其桩基沉降计算经验系数均直接参照上海地基规范的数据，由此可见熟悉上海的地质情况与桩基情况，对于桩基沉降计算经验系数就不再是知其然不知其所以然，而仅仅按照桩长去将上海的经验系数生搬硬套到浙江来了。这也是此前一直不厌其烦地介绍上海桩基情况的原因之一。

7．“上硬下软”土层沉降计算上海、杭州存在着所谓“上硬下软”土层（浙江其它地区是否存在不清楚），即6~20m左右处有一层3~10m厚的浅埋粉性土，其下又是软弱下卧层淤泥质土或粘土。现收集了上海二十幢和杭州一幢建筑的情况，见附图。

“上硬下软”浅埋粉性土中桩基沉降计算问题，自从“89年上海地基规范”中提出这个问题后，至今似乎仍未得到完全解决。从附图的表一可以看出，影响计算沉降与实测沉降相符程度的主要因素为：基底总压力和持力层厚度。可以判断与桩长的关系不大，因为无论7~8m桩或是15~19m桩的工程，均出现计算值远大于实测值的现象。本来下卧层的厚度似乎应是个影响因素，但恰好上海口琴总厂综合楼与永兴路高层仅隔一条马路（相距30~40m），两者的地质条件基本相同，唯一的不同之处是基底总压力相差一半以上。由此可以看出下卧层厚度不是主要影响因素。当初设计上海口琴总厂综合楼的工程师就是担心软弱下卧层影响沉降而坚持采用二十余米长桩，仅仅由于实在打不穿这十米厚的粉砂层而被迫修改设计，没想到实际情况比其最大胆的想象还要好。

又根据上海口琴总厂综合楼与永兴路高层的情况，我们推论，当基底附加压力小于某一数值时，沉降计算经验系数应该另行确定。按此设想去反推手头一些有地质资料的工程，计算沉降与实测值有所接近，且偏于安全。可惜表一所列上海另外十五幢建筑的数据与地质资料掌握在编写上海地基规范的专家手中，无缘一见。

限于篇幅，杭州打铁关某商住楼的沉降计算问题将另行讨论。

顺便说，这些工程若采用全国地基规范“实体深基础法”的桩基沉降经验系数来计算沉降，其保证率可能只有50%。附图还给出了永兴路高层与岚皋路高层的桩位图与地质资料，并给出沉降计算过程，有兴趣者不妨一试。计算结果如下：

永兴路高层计算沉降14.0cm，实测沉降34.0cm

岚皋路高层计算沉降21.5cm，实测沉降39.7cm

计算值太小，保证率只有41~54%。若按此计算值去决定沉降控制标准，设计人员的风险未免太大了。讨论：恰好俺的论文课题是关于存在软弱下卧层的桩基设计，可惜没有得出很好的结果。我想探讨一下以下几点：

1、不要只看重沉降验算，变形与反力是不可脱离的。我认为，杨同新提出的存在软弱下卧层的桩基极限承载力的计算方法对设计工作有一定的意义。

2、软土地基一般较符合文克勒地基模型的变形规律，弹簧模型是没办法考虑软土层的厚度。实际上，软弱层的厚度并不是楼主认为那样重要。还有不明白的是，怎么把浅基础里面的基底总压力扯进来，是不是指桩尖处土体的附加应力还是指桩端处的。

3、按照实体基础进行沉降验算是针对群桩基础提出来的方法，这样子算不出现那么小的沉降量才奇怪呢。答复：1、由于地基土与单桩竖向承载力特征值的安全系数为2（见全国地基规范138页），故总能找出理论论证某个需要的承载力。

2、我的帖子原文是：“由此可以看出下卧层厚度不是主要影响因素”。故你的话落空了。

3、附加应力或基底总压力是一回事，可以互相转换。提到基底总压力是因为我们（我与浙江大学朱向荣）摸索出一套方法，可以由基底总压力判断计算沉降的折减，使之与实际情况较为接近。举个极端的例子，如永兴路廿层高层桩基沉降量为34cm；而在同一地区建八层住宅，也采用8m短桩，其实际沉降量必然远小于计算沉降。而《上海地基规范》对于桩长小于30m的桩基沉降计算经验系数均取1.1。这就是关键之所在。

4、“实体深基础法”的问题仅仅在于桩基沉降经验系数的大小，由《上海地基规范》的桩基沉降经验系数计算帖子所列的两幢高层，计算沉降与实测沉降较为接近。见本论坛中我的另一帖子“桩基沉降问题”。8．

杭州地区“上硬下软”土层的工程实例现介绍杭州地区一例位于“上硬下软”土层的工程实例：打铁关某商住楼。桩位图,地质条件,与明特林应力公式法计算沉降步骤见附图.

该工程设计时，无论哪级设计审查均未按规范规定要求计算沉降。同时，设计人员也未收集周围建筑的地质条件，桩长与实际沉降情况（其实哪怕是现场目测沉降也可作为参考），而仍按强度控制取浅埋粉性土作为桩端持力层，软弱下卧层为18m厚的淤泥质粘土，采用0.377x11m沉管夯扩桩。然而，该工程由于是二幢六层底框夹一幢一层框架，不设沉降缝的建筑物，故最终沉降不应超过10cm。而由附图的明特林应力公式法计算结果可以看出，按“浙江地基规范”推荐的经验系数，则计算沉降达26.5cm，大大超标了。

幸运的是，由于浅埋粉性土层厚达18m，与“设计反思录七”所述上海那些浅埋粉性土层上的多层建筑相比，地质条件要优越得多，因此根据我们的经验，该工程的计算沉降可修正为12cm，且几乎可以肯定偏于安全。

不知打铁关地区在类似“上硬下软”土层的条件下，采用浅埋粉性土层作为桩端持力层的已建工程，最高达多少层？实测沉降多大？请同行加以注意，对今后的设计很有参考价值。若能将数据公布出来，则功莫大焉。

要不是在工程的实际沉降方面吃足了苦头，大约谁也不会真正关心计算沉降与实际沉降之间的关系。因为即使沉降大些也很少对使用功能有较大的影响。举两个极端的例子；上海展览馆最终沉降达1.8m，温州华侨饭店最终沉降近1.2m，然而结构良好，使用至今。因此只要业主不响，设计人员很少会去关心计算沉降是否反映实际情况。

而设计审查人员的态度似乎是；只要进行过沉降计算，无论是手算还是采用如“启明星“等大牌软件计算，就不会去追究计算结果是否正确了。这恐怕与缺少快捷的手段去复核沉降计算结果有关。

倒是房产商由于事关切身利益，对此却十分注重，只是他们尚不大清楚如何去要求设计人员在控制沉降指标的前提下优化设计。据闻有的大房产公司对他们建设的住宅小区已经进行长期沉降观测，只可惜我们看不到这些极其有用的数据。似乎此次“浙江地基规范“编写时，也未加以收集。9．微型桩沉降控制复合桩基础上海大华二村毫康商住楼为两幢五~六层底框建筑，采用0.25×0.25×20m微型桩复合桩基础，桩位图，地质报告，沉降观测数据见附图。

该地区在地面以下4～5m处存在有3m厚浅埋粉性土，软弱下卧层为14m厚的淤泥质粘土和粘土；另一特点是第六层暗绿色硬土层距地面仅18~19m，在上海地区属于较浅的。设计前踏勘了周围已建成五年以上采用天然浅基础的多层住宅，发现一般目测沉降均不明显，墙面也基本未发现裂缝。这说明浅埋粉性土虽仅3m厚，但对沉降的影响还是较明显的。而同样采用天然浅基础的大华房产公司大楼（六层）与一层辅房之间却出现较大的沉降差。于是考虑到本工程为底层框架，根据以往经验，最终沉降量应控制在10cm以内，加之暗绿色硬土层埋藏较浅，决定采用桩端土为硬土层的微型桩沉降控制复合桩基础。

该工程的桩数仅为同样条件下常规桩基桩数的37.4%，应该说已达到了极限，因为有两根柱下均仅布置一根桩，无法再优化了。该工程的A幢由于业主提出的总体布置要求，在打完桩后又要求整体南移500mm。由于采用的是复合桩基，故修改设计时只要求补打16根树根桩，且已完成的桩中只有9根桩作废。

该工程结构封顶后因故停工三个月，因此沉降观测数据比一般竣工时的沉降观测值更能反映沉降趋势。实测推算最终沉降为59mm和65mm，与计算值较接近。应该说这是个十分成功的沉降控制复合桩基工程实践。业主对基础设计始终非常满意。

“上海地基规范（1999）”对于沉降控制复合桩基的桩端持力层要求是；“进入压缩性相对较低但不十分坚硬的持力层”，不过并未给出具体的数值要求。根据我们收集的一些工程实例（见附图表一），似可以得出这样一个初步结论：对于桩端持力层以下存在软弱下卧层的情况，已成功的实践经验是，可取压缩模量Es小于等于10Mpa的土层作为桩端持力层；对于桩端持力层以下无软弱下卧层的情况，已成功的实践经验是，可取压缩模量Es大于10Mpa的土层作为桩端持力层。此外，若欲以坚硬土层作为桩端持力层，可采用在桩顶与基础底面之间设置褥垫层的刚性桩复合地基。

10．水泥搅拌桩设计问题从对水泥搅拌桩帖子的点击率来看，关心这种复合地基的同行还不少。现将自己手头有关水泥搅拌桩沉降的资料选一些公诸同好。

温州某六层住宅，采用12.5m长的水泥搅拌桩，沿墙下单排布置，条基宽1.0m。地质资料为：1、粘土，厚0.7~1.2m，Es=2.9MPa；2、淤泥，厚6.3m，Es=1.12Mpa；3、粘土，厚1.0m，Es=3.5MPa；4、淤泥，厚17m，Es=1.36Mpa；5、粘土，Es=8.9Mpa。实测推算最终沉降为6.4cm。这是一例出乎意料的工程，主要是沉降量之小用现有规范的沉降计算公式无法计算的。我孤陋寡闻，不知温州地区对此经验的推广情况如何？类似工程的长期沉降观测结果如何？只是知道去年同属温州土的黄岩地区建议慎用水泥搅拌桩。

《地基处理手册》（1988年版）第424页报道，南京某小区六、七层住宅采用9m长水泥搅拌桩，地质资料为：1、人工填土，厚1.5~3m；2、淤泥质粘土，厚度大于30m，Es=2.09Mpa。使用一年半后实测沉降量10cm左右。长期观测结果未见报道。顺便说一下，《地基处理手册》（1988年版）第424页的沉降计算，是以整幢房屋条基中间的一条基础计算沉降，去代表整体的沉降计算值。这恐怕不符合规范规定，似乎有以计算值去凑合实测沉降之嫌。

上海浦东金杨新村的十一幢六层住宅，采用11.5m长的水泥喷粉桩，地质资料为：1、填土，厚0.65m；2、粉质粘土，厚0.92m，Es=4.76Mpa；3、粘土，厚0.53m，Es=3.32MPa；4、淤泥质粘土，厚2.02m，Es=2.49Mpa；5、砂质粉土，厚1.15m，Es=6.06Mpa；6、淤泥质粘土，厚14.1m，Es=1.81Mpa；7、粉质粘土，厚5.02m，Es=4.02Mpa；8、粉质粘土，Es=6.56Mpa。由三家不同的施工队施工，结构封顶时，普遍沉降16cm，最大沉降20cm以上，且沉降率仍为1~2mm/天。以后未见长期沉降观测报道。设计单位称计算沉降为25cm，看来要超过了。以后上海地区规定水泥搅拌桩必须计算沉降，这一来等于让这种地基处理方法退出多层建筑的基础设计，因为沉降计算结果多半超出25cm。而浅埋粉性土区又无法采用水泥搅拌桩。

看来，水泥搅拌桩的“罩门”还是其沉降计算问题。而且确实有失败的工程实例。11．绍兴某复合桩基设计绍兴兴文公寓位于绍兴市区，由三幢六层砖混与两幢六层底框住宅组成。其中三幢砖混住宅采用沉降控制复合桩基础，两幢底框住宅采用常规桩基础。桩位图，地质报告见附图。

根据地质报告选用0.426×12m沉管灌注桩。而其中砖混住宅若采用常规桩基需布置253根桩。采用沉降控制复合桩基础后的1#,2#楼各布置142根桩，3#楼布置162根桩。沉降控制复合桩基的桩数平均为常规桩基的59%。

沉降控制复合桩基的计算沉降约为17cm。最初还在小区边打了一根12m长的桩作为基准桩，以便进行长期沉降观测。可惜基准桩在施工期间遭到破坏，从而导致沉降观测未能进行下去。但是该工程建成数年后，无论谁到现场去，都可以发现地坪,台阶并未因为住宅沉降而出现裂缝，这说明该工程的沉降确实不大。更明显的是，拿两幢常规桩基的底框住宅与三幢复合桩基的砖混住宅来比较，实在看不出二者的沉降量有多大区别。

该工程最大的特点是由浙江大学土木系组织了桩土应力测试，以便研究桩与承台分担上部荷载的比例关系，而且在工程竣工以后一直坚持了五~六年。最终得出的桩土分担比例约为11.9%左右。

12．上海复合桩基沉降计算上海某住宅小区与上海金桥出口加工小区某通用厂房均采用沉降控制复合桩基础，地质报告，见附图。

上海金桥出口加工小区某通用厂房，六层，长达80余m。采用0.2×0.2×16m微型桩复合桩基础，布置的桩数为常规桩数的58%。桩端土为压缩模量Es=2.40Mpa的粘土。竣工时（此时活载每平方米8kN尚未施加）实测沉降达8cm，更不利的是墙面已出现裂缝。而采用0.2×0.2×8m短桩筏基的上海第二服装厂，虽然沉降达到25~30cm，但墙面始终无裂缝。由此可见金桥通用厂房的沉降差比第二服装厂大。等厂房投入使用后，沉降与沉降差将进一步加大。该工程的计算沉降为33cm，看来实测推算最终沉降很可能超出设计值。因此这项沉降控制复合桩基础是个存在缺点的工程。

上海某住宅小区在设计前踏勘了周围二百米范围内的十余幢住宅。隔壁两幢六层住宅竣工三年以上，三幢七层底框住宅竣工一年以上；附近七幢六~七层住宅已竣工十年以上。发现一个规律，凡六层住宅的墙面均无明显裂缝，但目测沉降约为15cm（注意，这沉降未包含室外地坪施工完成前的实际沉降）；凡七层住宅均有“八”字形裂缝。于是决定四幢住宅均采用0.25×0.25×20m微型桩复合桩基础。其中两幢底框住宅按经验本应选取10cm作为沉降控制指标，但为了降低造价，业主坚持改用15cm。布置的桩数为常规桩数的40~60%。桩端土为压缩模量Es=3.21Mpa的粉质粘土。竣工时沉降情况尚可。可是一年多后房产商反馈回来的信息是，底框住宅的外墙出现由沉降差引起的典型斜裂缝。幸亏当时房价大涨，故住户也不敢抱怨了。但从结构师的角度来看，应该承认沉降较大是个不小的缺点。原因之一就是未能坚持以10cm作为沉降控制指标。

两项工程均按《上海地基规范》的沉降控制复合桩基计算方法计算，却发现计算值很可能小于实测值，于是回顾这两项工程，得出的经验之一是桩端应尽量进入压缩模量更大些的土层。如某住宅小区应采用0.3×0.3×25m桩，桩端土选用Es=6.76Mpa的硬土层；又如某通用厂房应采用0.3×0.3×25m桩，桩端土选用Es=5.76Mpa的硬土层。这样效果更好。此后的上海大华新村豪康商住楼与浙江绍兴兴文公寓等工程就是这一次反思后的成功实践。

反思的另一收获就是发现《上海地基规范》的沉降控制复合桩基计算方法另有奥妙，进而摸索出一些窍门来。限于篇幅，这一点将另文探讨。

13．复合桩基设计的上海规范法《全国民用建筑工程设计技术措施（结构）》第73页指出，沉降控制复合桩基“具体计算可参考上海《地基基础设计规范》（DGJ08-11-1999）”。（以下简称“上海规范法”）

“上海规范法”于1989年通过上海市科委鉴定，1994年列入《上海市地基处理技术规范（DBJ08-40-94）》，1999年列入《上海市地基基础规范（DGJ08-11-1999）》。《上海地基规范》（条文说明）第239页还给出一个工程实例（即上海康健新村十二街坊12#楼，沉降观测时间2202天）的计算过程。

该工程实际布置152根0.2×0.2×16m微型桩。但以上所述两本上海规范均只给出133根桩的计算过程。我在实际工程设计中屡次发现计算沉降有时可能小于实测沉降，于是按规范步骤计算152根桩的复合桩基沉降，并绘出桩数与沉降曲线图，见附图。

从附图可以看出，152根桩的计算沉降为101.3+38.4=139.7mm。既小于《上海地基规范》（条文说明）第264页给出的164.3mm，也小于实测推算最终沉降160mm。这并非太大问题，由于《上海地基规范》例题计算时取桩基沉降计算经验系数1.0，若按《上海地基规范》第73页表6.4.2规定取桩基沉降计算经验系数1.1，则可得计算沉降为150mm了。然而问题是桩数从133根到152根，仅增加19根（增加12.5%），计算沉降骤降29mm（减少20%）。如附图之图二,图三所示，桩数与沉降的曲线太陡了，尚未见到有资料表明这个结果得到实测数据的支持。难怪两本上海地基规范始终不给出152根桩的计算结果，因为无论如何都得不出预想中的桩数与沉降曲线图。

此外，该工程上部结构总重43500kN，建筑面积2559平方米，折合每平方米重17kN，似乎超出这类住宅（采用实心粘土砖）的一般重量（每平方米重16kN左右）。若按上部结构总重39000kN计算，则152根桩的沉降为111mm，比实测值160mm小多了。桩数与沉降曲线见附图之图四。

这么一来，以往设计中所遇到问题的症结找到了：当桩端土为上海地区第五层粘土（Es<6MPa）时，计算沉降确实可能偏于不安全。当桩端土为上海地区第六层硬土时，计算沉降与实测值可能较为接近。

总结一下，应用“上海规范法”进行沉降控制复合桩基计算的窍门是：

1、虽然《上海地基规范》第207页11.6.5条规定：“复合桩基桩数的确定，应先按11.6.4条所述沉降计算基本原则计算复合桩基中假定布有不同桩数时的沉降量，求得桩数与沉降量的关系”，并建议桩基沉降计算经验系数取1.0；但窍门是，在实际使用时只能先分别计算常规桩数与三分之一常规桩数的沉降量，然后按线性变化假定求得近似的桩数与沉降量关系，一定不可直接求出某一桩数的沉降量；

2、若桩端土的Es<6MPa，应考虑由窍门1得出的沉降量小于实测推算最终沉降量20%的可能性，即确定最终桩数时留点余地，或取桩基沉降计算经验系数为1.1甚至1.2。

当然，以上计算过程中存在着一个逻辑漏洞。由于整套计算方法是以常规桩数与三分之一常规桩数的沉降量，按线性变化假定求得两者之间任意桩数的沉降量，而能够这样做的前提是，常规桩数桩基与三分之一常规桩数复合桩基的计算沉降应经过实测沉降验证。常规桩数桩基计算沉降经过上海地区69幢建筑实测数据的验证，没有问题；然而三分之一常规桩数复合桩基计算沉降未得到实测数据的验证，并非不证自明的。好在“上海规范法”的实质仍是一种经验拟合的方法，因此上述逻辑漏洞并非关键，只要按实际情况加以调整，并留有余地，还是能够在工程中使用的。14．沉降计算软件计算精度劈头就说对大牌沉降计算软件应有所选择与对其计算精度进行测试，似乎有点狂妄吧？且看下文。《住宅科技》2001年7期文：“减沉桩设计原理及工程实践”给出一幢采用复合桩基的小高层，用“Pile2000”软件计算，得出桩数与沉降等值线图。见附图。

由附图可发现几点不明白之处：

1、“Pile2000”软件的介绍称，该软件系根据上海《地基基础设计规范》（DGJ08-11-1999）的沉降控制复合桩基原理（以下简称“上海规范法”）编制的。然而上海《地基基础设计规范》（条文说明）第80页指出，“不能用这种方法计算建筑物的不均匀沉降，因为这种算法不考虑上部结构刚度。”“Pile2000”软件既然能够给出建筑物由中心到边缘的沉降等值线，那就说明它考虑了上部刚度的影响。这对于设计人员当然是好事。

2、由“设计反思录十三”的讨论可知，应用“上海规范法”只能先分别计算常规桩数与三分之一常规桩数的沉降量，然后按线性变化假定求得近似的桩数与沉降量关系。而“Pile2000”软件能够根据桩数直接算出相应的沉降量，那就是说明软件对“上海规范法”动了不小的手术。至于引入了什么假定，不得而知。

3、从附图之图一（223根桩的最大沉降154mm）与图二（160根桩的最大沉降100mm）所示结果看，桩数多的计算沉降反而比桩数少的计算沉降大，不知是否文章的笔误？若无误，则软件计算结果有违常理。采用该文的数据按“上海规范法”计算得常规桩基沉降为133mm，复合桩基沉降为137mm。当然该文未给出全部数据，故难以判断问题之所在。只能存疑。

4、由附图之图一、图二可以看出，对于常规桩数与复合桩基，小高层中心与边缘的沉降差分别为54mm与40mm，均远远超出规范规定的允许沉降差约24mm。由于一般在设计中，只要上部荷载与各个对应部位的桩抗力基本匹配，沉降差就应该不会太大的。因此，若“Pile2000”软件的计算结果未能得到实测数据的支持，则说明软件计算值可能夸大了沉降差，也就是说，建筑物中心与边缘的沉降中至少有一个是不可靠的。若在送审时将这份沉降等值线图和盘托出，虽然各级设计审查未必有力量追究其中疑问，但有这么个缺憾留着，万一有事对设计人员就是个祸胎。

由以上讨论可见对任何软件确实应该有个选择与测试的过程。选择其实可以不论，那是单位总工的事。对于设计人员来说，为了尽量保护自己，有几件事只要愿意可以很方便地做到：

A、无论计算软件由哪级机构认可推荐，只要它说是根据“上海规范法”原理编制的，就可以先以“上海康健新村”的数据（见“设计反思录十三”附图）用软件算一下，看看结果与上海《地基基础设计规范》的计算值差多少，然后就可以知道如何去修正或留多少余地了。

B、若发现软件计算的建筑物中心与边缘沉降差超出规范规定，只要自己设计的各局部桩抗力与上部对应荷载基本匹配（当然，桩端以下土层的均匀是不言而喻的前提），就删去边缘的沉降等值线，只保留中心的沉降等值线。否则万一被认真的校审者发现，就得无休止地调整各部位的桩数，以便凑出合适的沉降等值线来。其实调整后的实际效果未必理想。

总之，设计人员或许没有选择采用哪种沉降计算软件的权利，但可以设法保护自己。没有必要去承担那种由于软件编制者不同学术观点而产生的莫名其妙的风险。对不对？

15．桩土分担比的问题以往按强度为控制指标设计复合桩基时，设计人员最关心的是桩土分担比例，于是就有“三七开”，“二八开”的传统经验。现在复合桩基设计已转为同时以沉降量和强度为控制指标，但设计人员由于惯性思维首先关心的仍然是桩土分担比例。大量的实测数据已证明不存在一个固定的分担比。复合桩基设计的第一指标应该是沉降量。

然而关心桩土分担比本身并不错，因为复合桩基中的桩若布置于承台或承台梁下，则筏基底板或条基基础板的内力就应由桩土分担比得出了。但是由于现在还无法直接求得桩土分担比，因此这确实是个问题。现将收集的桩土分担比的一些数据给出，见附图。

多层建筑复合桩基的基础板内力，可根据《上海地基规范》（条文说明）第238页的假定得出：“应注意其承台与桩分担荷载关系是随荷载作用时间变化的特点，在建筑物竣工初期承台要承担较大外荷载（此时计算承台底面地基反力，可根据部分工程实测结果按经验去全部外荷载的50%考虑）。高层建筑的基础底板的内力（当桩布置于承台或承台梁下时）则似乎尚无正式规定。虽然一般较少将高层建筑设计成复合桩基，但从附图之表一、表二可以看出，基础底板仍可分担8~29%的上部荷载。上海地区关于高层建筑桩筏基础底板内力计算，以往有个经验公式，如下：

q=0.2×(∑N—-水浮力)+水浮力[引自《上海八十年代高层建筑结构设计》（上海科技普及出版社，1994年5月）第312页]

顺便指出，《上海地基规范》第205页的假定；“当作用在承台底面的荷载长期效应组合值大于各单桩极限承载力标准值之和时，桩分担相当于各单桩极限承载力标准值之和的荷载，承台下地基土分担余下之荷载”，仅仅是根据现场小规模桩—承台试验结果作出的假定，并未得到复合桩基实测桩土分担比的证实，见附图之表一、表二中多层建筑部分数据。即使《上海地基规范》（条文说明）第240页中作为例题的工程所在的上海康健新村，据报道共实测了两幢住宅的桩土分担比，而实测单桩反力也仅为142kN，比单桩极限承载力250kN小多了。

16．高层桩基承台板设计与优化（一）——不经济的高层建筑桩基承台板设计

从论坛的讨论看，不少同行对高层桩基，承台板基础的底板内力计算方法多有兴趣，众说纷纭。现介绍上海地区成熟的计算方法与一些工程实践。

上海地区对于高层建筑多采用桩－厚筏基础。其实只要桩布置得合理，桩－厚筏基础的造价并不一定高于桩－承台基础，且施工难度比桩－承台加反地梁要小得多，施工难度小实际上就意味着施工中不易出现问题。筏板的厚度可按上部结构每层折合60mm的筏板厚度估算。

《建筑结构》2002年5期文“高层建筑桩基承台板的简化计算法”指出，上海地方规范《钢筋混凝土高层建筑筒体结构设计规程（DGJ08-31）》采用的“弹簧常数法”，是将单桩简化为一个弹簧，承台板弯矩按支承于弹簧上的弹性平板来计算。该方法的关键——弹簧常数K近似地由沉降验算参数来计算。弹簧常数确定后，可用一般弹性有限元方法计算承台板内力与配筋。计算结果包括承台板单元的弯矩,各单桩的桩顶反力与沉降量。

工程实例：上海川沙某大楼，主楼十一层，裙房四层，地下室一层，不设沉降缝。核心区底板厚达1.3m，其余部分底板厚1.1m。地质资料，桩位图以及“弹簧常数法”计算的底板内力简图，桩顶反力及桩沉降量见附图。

由底板内力简图可以看出，最大弯矩（位于核心区）为1475kN，最小弯矩（位于裙房）为1kN，明显不合理，原因当然是桩的布置不妥。这还是先在上海申元岩土工程公司采用“弹簧常数法”计算过一次，修改桩位布置后第二次计算的结果。上海申元岩土工程公司的计算意见为：“1、底板内力分布不均匀，差值较大，较不经济，建议优化布桩并减小底板厚度；2、裙房桩顶反力较小，可进一步优化；3、由于车道板和基础底板连接位置受力及变形较复杂，存在许多不确定因素，建议将车道板和基础底板脱开。”

第二次计算结果出来后，认为仍有较大改进余地，试着调整桩位、桩长等，发现桩的工程量可减少1210立方米，底板改为900mm后可减少砼工程量375立方米，共可降低基础造价约120万元，折合总建筑面积每平方米降低92元。原拟去建议业主委托进行优化咨询，后因对方只肯支付一、二万元而作罢。房产商为了少出十万元咨询费而宁愿多花百万元造价，这未尝不是该工程设计人员和单位的好运气。但这种好运气会一直伴随着我们吗？《建筑结构》2002年5期文“高层建筑桩基承台板的简化计算法”指出，上海地方规范《钢筋混凝土高层建筑筒体结构设计规程（DGJ08-31）》采用的“弹簧常数法”，是将单桩简化为一个弹簧，承台板弯矩按支承于弹簧上的弹性平板来计算。该方法的关键——弹簧常数K近似地由沉降验算参数来计算。弹簧常数确定后，可用一般弹性有限元方法计算承台板内力与配筋。计算结果包括承台板单元的弯矩,各单桩的桩顶反力与沉降量。

浙江有人采用“启明星”计算每根桩的沉降量，再代入“PKPM”的筏板基础计算程序，计算出筏板的内力。此法忽略了由于计算沉降量的变化引起的桩顶反力变化，从而导致计算沉降量以及筏板内力的变化。这需要多次叠代才能获得较好的结果。楼主刚刚在楼上提到的“浙江有人采用”的方法，我推测并非先计算“每根桩的沉降量”，而是先计算每根桩的沉降“刚度”，然后将这些刚度值代入PKPM的JCCAD中的“桩－筏基础”的分析中（该程序提供了修改各根桩的竖向刚度的功能）。这样，就不存在“桩顶反力与筏板沉降无关”的问题了，当然也不必反复迭代了。

17．高层桩基承台板设计与优化（二）——合理的高层建筑桩基承台板设计

从论坛的讨论看，不少同行对高层桩基、承台板基础的底板内力计算方法多有兴趣，众说纷纭。现介绍上海地区成熟的计算方法与一些工程实践。

上海地区对于高层建筑多采用桩－厚筏基础。其实只要桩布置得合理，桩－厚筏基础的造价并不一定高于桩－承台基础，且施工难度比桩,承台加反地梁要小得多，施工难度小实际上就意味着施工中不易问题。筏板的厚度可按上部结构每层折合60mm的筏板厚度估算。

《建筑结构》2002年5期文“高层建筑桩基承台板的简化计算法”指出，上海地方规范《钢筋混凝土高层建筑筒体结构设计规程（DGJ08-31）》采用的“弹簧常数法”，是将单桩简化为一个弹簧，承台板弯矩按支承于弹簧上的弹性平板来计算。该方法的关键——弹簧常数K近似地由沉降验算参数来计算。弹簧常数确定后，可用一般弹性有限元方法计算承台板内力与配筋。计算结果包括承台板单元的弯矩,各单桩的桩顶反力与沉降量。

工程实例：上海凯鹏大楼，主楼二十八层，裙房三层，地下室一层，不设沉降缝。底板厚1.5m。地质资料，桩位图以及“弹簧常数法”计算的桩顶反力及桩沉降量见附图。另附上上海与浙江部分高层建筑桩筏基础底板厚度统计表。

底板最大弯矩不在核心区而在主楼的边柱，这相当合理，因为边柱受承台板面积限制，布桩只能向三个方向发展；底板最小弯矩当然在裙房。底板板面最大弯矩为2890kNm/m，底板板底最大弯矩为3060kNm/m，板面板底弯矩接近的情况是最理想的。最小沉降量86mm不位于裙房而在主楼的边柱下；最大沉降量100mm却在裙房处，这是因为左上角裙房的四根柱为了调整沉降有一根桩未布在柱下之故，看计算结果这种做法还是较合理的。核心区沉降量一般为91mm，较均匀，说明此处布桩合适。桩顶最大反力1641kN与最小反力1423kN641kN均位于边柱处，相差不大。

上部结构总重+地下室重-水浮力=467950kN，桩群总抗力为509350kN，于是509350/467950=1.088。连地下室共二十九层结构层，底板厚度仅为1.5m，可以说该工程的基础设计较合理。

该工程的设计步骤如下：先根据上部荷载初步布桩，再采用明特林应力公式法在不考虑上部刚度影响的条件下，分别估算主楼柱与裙房柱的沉降差，当沉降差小于20mm时，即可判断布桩是合适的。该工程经数次估算沉降差后，决定裙房布桩时的桩承载力取全额单桩承载力标准值，主楼布桩时的桩承载力取九折左右的单桩承载力标准值，最后效果良好。

18．高层桩基承台板设计与优化（三）—带有挑出地下室的高层建筑桩基承台板设计

从论坛的讨论看，不少同行对高层桩基,承台板基础的底板内力计算方法多有兴趣，众说纷纭。现介绍上海地区成熟的计算方法与一些工程实践。

上海地区对于高层建筑多采用桩,厚筏基础。其实只要桩布置得合理，桩,厚筏基础的造价并不一定高于桩,承台基础，且施工难度比桩,承台加反地梁要小得多，施工难度小实际上就意味着施工中不易问题。筏板的厚度可按上部结构每层折合60mm的筏板厚度估算。

《建筑结构》2002年5期文“高层建筑桩基承台板的简化计算法”指出，上海地方规范《钢筋混凝土高层建筑筒体结构设计规程（DGJ08-31）》采用的“弹簧常数法”，是将单桩简化为一个弹簧，承台板弯矩按支承于弹簧上的弹性平板来计算。该方法的关键——弹簧常数K近似地由沉降验算参数来计算。弹簧常数确定后，可用一般弹性有限元方法计算承台板内力与配筋。计算结果包括承台板单元的弯矩,各单桩的桩顶反力与沉降量。

工程实例：上海外高桥某办公楼，主楼十二层，裙房二层，地下室一层，且向东,西方向各挑出7米，向北方挑出6.3米，向南方挑出5.5米，挑出地下室的顶部就是室外地坪，不设沉降缝。底板厚1.0m。地质资料，桩位图以及“弹簧常数法”计算的桩顶反力，底板最大弯矩及桩沉降量见附图。

开始讨论基础方案时，有认为挑出地下室应沿每道轴线设置剪力墙以便承担挑出部分的荷载。但这一来地下车库简直无法使用。参照上海地区挑出地下室的经验，取底板厚度为1.0m（实际0.8m即够了）。挑出地下室最外边轴线下坚持不布桩，因为根据明特林应力公式法估算，此处一旦布桩，沉降差肯定无法控制在20mm以内。“弹簧常数法”计算结果表明，最小沉降在挑出地下室边缘（19mm），最大沉降在主楼柱下（43mm），沉降差不大。证明挑出地下室边缘不布桩的思路是正确的。桩位图上有五处在校审时被要求各增加一根桩，但从计算桩顶反力简图看，凡加桩处的桩顶反力均明显偏小，说明校审的干预并不成功。

上部结构总重+地下室重-水浮力=162674kN，桩群总抗力为226560kN，于是226560/162674=1.392，桩数稍偏多；最大板底弯矩为1025kNm/m，最大板面弯矩为323kNm/m，相差较大，桩位布置尚有调整余地；连地下室共十三层结构层，底板厚度可取0.8m，实际为1.0m；桩顶反力除了附图标明的五处外，与单桩承载力较为接近。可以说除了底板厚度与五处布桩偏多外（这是受到外力干扰），这项带有挑出地下室的基础设计较合理。

该工程的设计步骤如下：先根据上部荷载初步布桩，再采用明特林应力公式法在不考虑上部刚度影响的条件下，分别估算主楼柱与裙房柱的沉降差，当沉降差小于20mm时，即可判断布桩是合适的。

上海地区地下室挑出最大长度的是上海启华大厦，二十四层，一层地下室，不设沉降缝，地下室挑出最远端点与主楼相距十八米请教LINBAI前辈：

（1）能否较为详细的描述一下弹簧常数确定方法？本人常用方法是单桩承载力除以允许沉降值。但是，按照这种方法计算下来的沉降量必然是符合规范规定的。因为取刚度的前提条件就是“允许沉降值”。这种方法对于评价不均匀沉降可能有一定的借鉴之处，但是对于总体沉降来说并不适合。还望前辈将您的方法指点在下一二。

（2）一般弹性有限元方法计算承台板内力，通常会出现如下情况：柱子和剪力墙由于承受的竖向力相当大，经常会导致柱（墙）下局部弯矩非常大的情况，这是由于有限元计算中的局限性造成的，实际情况并非如此，请问，如何较为合理的处理这个“峰值”？（我计算的几个工程，有的柱下地板弯矩超过4000kNm），不修正，会导致极大浪费甚至根本无法配筋。忽略似乎有说不过去。

（3）按照上海规范计算基础沉降时，规范假设所有桩长都一样。本人现在计算的一个底板面积达到几万平米，由于地质条件复杂，有多种类型的桩，此时计算沉降规范已经不适用，请问，能否采用弹簧常数法计算沉降（当然，不同桩可以采用不同常数）？如果可以的话，需要注意些什么？敬请指教抱歉，“弹簧常数法”是上海申元岩土工程公司张耀庭（“上海地基规范”桩基部分的编写负责人）的技术，我只知道用其结果。不同长度的桩肯定能计算。峰值当然会修正。有了各点的沉降量，总体沉降量就呼之欲出。即使不同长度的桩，用“明特林应力公式法”仍能计算沉降。楼主提到的“弹簧常数法”应修正为“等效弹簧法”。即基桩桩顶荷载与该桩的桩顶沉降比值。这是因为在桩筏基础沉降计算分析中，一般采用迭代计算（筏板采用有限元法+等效桩弹簧，此时桩筏总体刚度为沉降的函数而不是常数）求解。群桩中基桩的沉降包括该桩本身的沉降+其它桩引起的沉降。桩的沉降分为：桩本身的压缩+桩端下土体压缩。桩端土体压缩量计算采用Geddes解答（基于Mindlin基本解)计算桩端下土体应力，然后按分层总和法计算沉降。在这种方法中，关键在于假定合理的端阻比（见国家规范和上海规范）。19．

汽车坡道和地下车库的联接做法对于汽车坡道与地下车库连接处的做法，上海地区的思路是：由于车道板和基础板连接位置受力及变形较复杂，存在许多不确定因素，所以借鉴隧道沉管的变形缝做法（设一道永久埋置，一道可脱换的橡胶止水带），将车道与主体地下室用沉降缝脱开；且无论主体是否打桩，车道一般不打桩（一层地下室时）或设置真正意义上的抗浮桩（二层及以上地下室）。所谓真正意义上的抗浮桩是指布置细而多的桩，不需要进入硬持力层，因为桩端阻力对抗浮毫无意义。常用的车道板与地下室的沉降缝节点见附图。

连续式车道的汽车坡道与主体地下室间不设沉降缝，待主体基本完成后，才从地下室出口处开始浇筑车道。另一特点是车道下设置抗浮桩，且桩端一般均达到与主体桩端相同的硬持力层。脱开式车道和连续式车道的相同之处是，两者均在主体基本完工后才开始浇筑。浙江地区这两种方法并行不悖，但似乎连续式车道做法更多些。

其实认真分析一下连续式车道板的受力状况就可以发现其内在矛盾：主楼除非桩端持力层为基岩，均将产生沉降，且竣工后的沉降可能占总沉降量一半或更多。而车道无论是否打桩，沉降均可以认为等于零。因此车道与主体底板的连接处应该存在由于两者的沉降差导致的附加弯矩。而设计连续式车道板连接处时似乎一般并不考虑这个附加弯矩。如果说这么多工程均未见问题，那可能是因为主楼的沉降将持续多年，沉降速率很小，故混凝土的蠕变就能释放沉降差导致的附加应力；另一原因可能是车道板连接处较厚（一般为400mm），即使底面出现裂缝，只要裂缝不深到导致渗漏，一般也无法发现。

这一切说明，车道板抗浮长桩实际上只不过是为了控制车道沉降的桩，控制其不可能出现的沉降的桩。

或许有人认为打了肯定不会错，反正也就多花几万元钱。但是既然车道不沉，连续式车道连接处的附加应力客观存在，因此这些“抗浮桩”却很可能成为多花钱反而导致安全隐患的额外措施。这一切设计人员或许可以视而不见，但业主却不可不知道，否则就有点冤了。知道了至少可以要求将车道下的桩改为真正意义上的“抗浮桩”（即桩端不进入硬持力层）。

不过除非出现脱开式车道的省标，否则看来两者将一直并存下去。楼上说得很有道理。我觉得这个是理论上的问题。从理论上分析，是完全符合道理的。但是实际情况却是两种方法都没有多大问题。而设沉降缝的做法从施工上和使用上可能会比较麻烦。比如橡胶的老化导致止水带漏水等。而整浇的方法整体性好，不会有这些麻烦。同时沉降问题也不存在。因为地基的沉降不象理论上那么敏感，有很大的协调性。这种局部的很小范围的荷载差异不会导致不良结果。20．纯地下车库设计探讨

既然与地下车库相连的汽车坡道可以采用与主楼桩基等长的桩端进入硬持力层的桩，那么，纯地下车库当然也就采用同样的桩，只是同样改名为“抗浮桩”。其实真正意义上的，最经济的抗浮桩应是细长而数量多的桩群，且桩端不进入硬持力层，因为桩端阻力对抗浮无用。若抗浮能力不够，为业主着想，只要造价差不多，倒宁愿加厚地下室顶板、墙板和底板，对抗渗有利；或加厚底板面层，以便在面层中设排水沟，降低施工难度，较厚的面层对汽车行驶的磨损消耗也有利。打桩的思路，其实是借抗浮桩之名，行偷用承受竖向力桩之实。

最困难的倒是与主楼地下室相连的纯地下车库。据了解，浙江地区似多半采用与主楼等长的桩基。软土深厚的地区如上海地区，地下车库的持力层多为淤泥质土，主体的计算沉降常超过100mm以上，因此纯地下车库也采用长桩，但不一定选用同主体桩基一样的持力层，底板内力由“弹簧常数法”计算。

但若纯地下室持力层为粉性土，主楼沉降不大，纯地下室沉降接近零的情况，似应区别对待。因为纯地下室打了桩后更沉不下去，反而导致其与主体间的附加应力加大。此时或可考虑纯地下室不打桩，抗浮必要时布置真正意义上的抗浮桩，主要依靠后浇带解决沉降差的问题。

有趣的是，纯地下室下布置的“抗浮桩”，实际上却是正宗复合桩基中的桩，因为设计人员多半不会考虑由桩去承担全部地下室重量，而是假定地基土承担地下室自重，设置少量“抗浮桩”只是为了控制实际上不存在的“沉降”。但超出水浮力的地下室重量实际是由桩与地基土共同承担的。

工程实例：钱塘江南岸某住宅小区，三幢高层住宅的地下室与大面积纯地下车库相通，地下室底面为厚达4m以上的砂质粉土，地基承载力为每平方米160kN。主楼采用40m长桩，桩端持力层为砾石层。纯地下车库也采用40m长桩作为抗浮桩，共需一千四百万余元。其实当地二十年一遇洪水水位在地下车库顶板以下1.2m处。设计单位认为应该按五十年一遇标准取暴雨水位达到室外地坪（这没有错），按此标准计算下来设置一柱一桩的40m长抗浮桩，且桩端进入砾石层。在业主组织的论证会上，立即有人指出，既然按五十年一遇标准，那么计算书中漏算了地下车库的活载准永久值以及顶板上的梁重，柱重和底板面层重，这些漏算荷载加上后就可以不设抗浮桩。即使要设抗浮桩，桩端也根本不必进入砾石层。显然设计人员是想以此来协调主楼与纯地下车库的沉降，于是在计算书上做了点小小的手脚。按当地经验，桩达到砾石层后，主楼沉降较小，埋置于砂质粉土上的纯地下车库沉降也极小，完全可以通过后浇带解决沉降差的问题。一千四百万的抗浮桩，不是任何房产商都会毫无异议地扔下去的。１、未见规范有“抗浮计算活载取准永久值”的规定。

２、荷载规范2.1.9条：＂对可变荷载，在设计基准期内，其超越的总时间约为设计基准其一半的荷载值．＂

3、抗浮计算属于承载能力极限状态计算．

基于上述理由，抗浮计算不应当计及＂活载准永久值＂．21．抗拔桩与锚桩设计体会

论坛上曾讨论过抗拔桩的抗裂验算问题。正如一份帖子所说的，编写上海地基规范的专家指出，至少在上海地区不必考虑抗拔桩的裂缝宽度验算问题，因为桩身常年在地下水中，缺少氧气。这么看，只要在地下水位较高的软土地区也就可以参照上海地区的经验执行了。

但我以为抗拔桩似可分为两类，区别对待：

1、暂时承受上拔力的抗拔桩，就是工程中常用的抗拔桩，一旦完工后上拔力就消失。如前所述，不必验算裂缝宽度。

2、永久承受上拔力的抗拔桩，如两层或更多层地下室下设置的抗拔桩，上拔力将始终存在。对于这类抗拔桩，为了稳妥起见，似还是验算裂缝宽度更好些。也许最大裂缝宽度限值取大值。

锚桩其实就是暂时承受上拔力的抗拔桩，但设计荷载有所不同。上海一家大设计院总工说，他们的经验是，当单桩竖向静载荷试验的锚桩为四根时，上拔力只按三根桩同时受力计算；对于锚桩兼作工程桩的情况，受拉钢筋的强度不宜用足，可按0.7~0.8的钢筋强度设计值计算。我曾设计一利用锚杆作为抗拔桩的工程，总结有以下几点应注意：1、锚杆水灰比控制。2、锚杆钢筋计算应考虑最后满足试验要求。3、锚杆承载力应考虑水浮力和平衡荷载的修正。4、考虑永久承担荷载的锚杆和暂时承担荷载锚杆区别对待。22．有意思的多层住宅墙面裂缝

软土地区多层住宅墙面裂缝多半由于沉降较大引起，也有部分温度裂缝。现介绍一起有意思的墙面裂缝。

上海大华新村一幢100多米长的七层底框住宅，呈锯齿形，采用天然浅基础，由沉降缝分成四段。粉刷完成后五个月时实测沉降量为90~160mm，但由沉降缝分开的每一段的沉降尚较均匀。该地区在地面以下4~5m处存在有3m厚浅埋粉性土，软弱下卧层为14m厚的淤泥质粘土和粘土；另一特点是第六层暗绿色硬土层距地面仅18~19m，在上海地区属于较浅的。周围已建成五年以上采用天然浅基础的多层住宅，一般目测沉降均不明显，墙面也基本未发现裂缝。这说明浅埋粉性土虽仅3m，厚，但对沉降的影响还是较明显的。由此可见，该住宅的最终沉降应该不会太大。

但粉刷完成后的第四个月忽然发现墙面出现裂缝。房产公司技术人员对裂缝是由于沉降还是由于温度引起争执不下，关键在无法采取应对措施。温度裂缝较易处理，若为沉降引起的裂缝则可能要等到沉降稳定下来才可采取措施。这势必影响销售。应业主邀请去现场，首先是观察，发现墙面裂缝的位置似乎不太有规律：1。跃层墙面多为水平裂缝；2。厨房与卫生间墙面出现斜裂缝，但哪间房间有裂缝却似乎很难捉摸；3。横墙上既有斜裂缝又有直裂缝，山墙和中间的横墙都发现有；4。阳台窗下角的墙面上有垂直裂缝，且东面、西面、南面都有。

也许正因为裂缝位置较奇特，因此无论是沉降裂缝派还是温度裂缝派，均不能真正说服对方。

观察了所有出现裂缝的房间后，找到了三条规律，符合规律的墙面可能出现裂缝，不符合规律的墙面肯定没有裂缝，无一例外：

1、只有阳光能够直接、长期照射到的厨房、卫生间墙面，才可能有裂缝，反之则肯定无；

2、只有直接晒到太阳的横墙，包括中间单元的横墙（由于整幢住宅呈锯齿形，故中间单元的横墙才可能晒到太阳），其墙面才可能出现裂缝，反之则肯定无；

3、无论东、西、南面，只有阳光能够直接、长期照射到的阳台窗下墙，其墙面才可能出现垂直裂缝，反之则肯定无。如中间单元凹阳台就没有裂缝。

规律找到了，再结合发现裂缝前上海恰好暴热半个多月的情况，墙面裂缝原因的结论就可以由业主自己做出。随后建议业主在每条裂缝上依次贴几块石膏饼，以便观察裂缝是否继续发展。一旦情况稳定了，可以在砖墙本身的裂缝中灌浆，重新粉刷即可。

此次经历自己也得到一个很有用的经验：在工地遇到意外情况，首先要做的不是发言，而是仔细观察，设法找到事故发生的规律。一旦摸清底细，问题的解决方案就呼之欲出了。23．预应力管桩压力注浆的实践

玉环某办公大楼，七层，局部二层，体型较复杂。若采用沉管灌注桩则布桩平面系数超出规范规定，风险较大。改用预应力管桩又使得基础造价高出当地类似建筑不少。业主希望基础造价与沉管灌注桩基本持平。于是决定采用预应力管桩桩端压力注浆技术，在桩端持力层砾石层中形成扩大头，充分发挥该层土承载力高的优势，减少桩数，使得基础造价与沉管灌注桩持平。地质报告、桩位图、柱底荷载与建筑立面见附图。

预应力管桩桩端压力注浆后，静载荷试验结果表明单桩承载力基本达到设计要求。办公楼建成后已使用数年，情况良好，实测沉降量小于50mm。而附近采用沉管灌注桩的大楼竣工实测沉降量已达100mm以上。管桩桩端注浆基础沉降较小的原因估计是砾石层在压力注浆时，部分水泥浆压入扩大头周围的砾石层，在每个承台下桩群的桩端形成一个较大的“胶结层”，这可能对沉降有所影响。

其实该工程设计伊始，沉降计算就是个大问题。这又是一个“上硬下软”的土层，计算沉降肯定较大，而复杂的体型又要求将沉降量控制在100mm以内。该工程仅仅是为朋友咨询，故未按以往习惯进行现场踏勘、收集当地沉降数据和向当地工程师请教。但通过询问业主得知，玉环当地采用砾石层作为桩端持力层的建筑一般沉降量尚可，也有沉降较大的。不知是否与该地区土层的应力历史有关？

不过采用预应力管桩桩端压力注浆技术并非全然盲目冒险。管桩桩端压力注浆在砾石层中形成扩大头，其受力状况类似于夯扩桩。尚未听说多层建筑采用夯扩桩基础有实测沉降较大的传闻（可惜很少有数据报道）。同济大学宰金璋文“层状土中扩底桩的沉降特性研究与工程实践”指出，沉降特性却是层状构造软土地基中扩底桩的工程性能优于普通（非扩底）桩的主要方面。……扩底短桩的沉降就近似于端承桩，其群桩沉降接近于单桩。可以根据单桩长期沉降来估计。

从概念上看，这个问题算是有了个说法，但从技术观点来看，沉降计算的难题仍未解决。可是这需要大量收集当地工程数据并分析，从而得出适用于扩底桩的沉降计算经验系数来。可是现在谁还在干这种“傻事”呢！24．多层仓库荷载折减问题

上海食品进出口公司罐头仓库，五层，活载每平方米20kN。平面图、地质报告等见附图。地质报告建议采用0.45×0.45×25m桩。附近吴淞肉类加工厂五千吨冷库（五层），采用25m桩，活载也为每平方米20kN，但沉降量较大；隔壁的可口可乐车间（二层），活载每平方米15kN，亦采用25m桩，穿堂处外墙开裂较严重，连贴面花岗岩也裂断了。由此可见以活载为主的工程，要么控制总沉降，要么控制以活载为主的库区和以恒载为主的穿堂区之间的沉降差。

由地质报告可知该地区土层属于上海地区土层基本构造类型“C”（参见“设计反思录六“），特点是地下50m内缺少足够厚度的硬持力层，计算沉降与实际沉降均较大。因此以控制总沉降来减少沉降差绝对值的代价就太高，必须考虑上部荷载对基础的折减问题。

对于库区楼面，通过实际布放罐头垫板（1×1.2m），并留出人行通道和叉车通道，得出活载折减系数为0.8。走行叉车的穿堂区活载为每平方米15kN，按规范取折减系数0.5对于该工程肯定不行，于是根据冷库的成熟经验取穿堂区活载为每平方米2.5kN，这相当于折减系数为0.125。这是个关键的系数。此外，再考虑到无梁楼盖与外墙脱开，以活载为主的楼面和纯恒载的外墙的基础若处理不当，极易产生沉降差异，隔壁的可口可乐车间穿堂处外墙裂缝就是现成的例子。为此将每根柱下的桩与临近外墙下的桩组合在同一承台下，互相牵制，互相“帮助”。

根据周围建筑桩基的情况，并进行三种桩长的经济比较（见附图表一），再考虑施工难度，决定采用30m长桩。又选取常用的现浇无梁楼盖、升板无梁楼盖、密肋楼盖、框架预制板、现浇梁板等八种楼盖进行经济比较，见附图表二。业主权衡利弊，选中我们推荐的方案一。

该工程设计方案中平面布置出现了二个较大失误：1。布置的八台电梯应将库区分为四间，但分成四间的话堆载将减少360吨。设计时经业主同意改用六台电梯；2。电梯间和仓库之间的叉车道设计成4.1m宽，但一般要6m宽才够两辆叉车交会。经解释后业主同意修改为六米，增加面积。

该工程沉桩采用4.5吨锤，单桩平均总击数为270击，贯入度平均为30cm/10击，说明桩端土确实较软。仓库建成后实测沉降小于100mm，无明显不均匀沉降，使用情况良好。这说明该工程选用30米长桩，并配合将穿堂活载作合理的折减，很好地保证了以活载为主的建筑的沉降差控制在要求的范围内。“于是根据冷库的成熟经验取穿堂区活载为每平方米2.5kN，这相当于折减系数为0.125”。这段文字应该怎么理解？请指教，而且希望你今后能给我更多的指教！

我曾做过冷库穿堂，根据GB50072-2001《冷库设计规范》表5.2.3，穿堂基础活载折减系数为0.5，表5.2.1穿堂活载标准值15KN，但是不知“2.5kN/m×2”这个取值是否有可靠依据，而且又如何导出“0.125”的折减系数？

25．高架仓库基础设计讨论（一）——有风险的基础方案

所谓“高架仓库”，就是指要求室内地坪高出室外1.2~1.3m的单层或多层仓库。软土地区室内地坪若采用高填土方案，由于高填土的附加沉降，地面很容易在使用中产生大量裂缝、沉陷，影响使用。故一般多采用架空板做法。其实冷库就是典型的高架仓库。

上海外高桥保税区某单层高架仓库（A），室内地坪高出室外1.2m，库区活载每平方米25kN，单层库区与三层综合楼相连。地质报告见附图。由地质报告可知该仓库土层属于上海地区