地基变形计算

地基变形计算5.3.1建第物的地基变形计算值，不应大于地基变形允许值。5.3.2地基变形特征可分为沉降量、沉降差、倾斜、局部倾斜。5.3.3在计算地基变形时，应符合下列规走:由于建筑地基不均匀、荷载差异很大、体型复杂等因秦弓I起的地基变形，对于砌体承重结构应由局部倾斜值控制；对于框架结构和单层排架结构应由相邻柱基的沉降差控制；对于多层或高层建筑和高耸结构应由倾斜值控制；必要时尚应控制平均沉降量.在必要情况下,需要分别预估建筑物在施工期间和使用期间的地基变形值，以便预留建疏物有关部分之间的净空，选择连接方法和施工顺序。5.3.4建筑物的地基变形允许值应按表5.3.4规走采用。对表中未包括的建筑物,其地基变形允许值应根据上部结构对地基变形的适应能力和使用上的要求确走。表53.4建筑物的地基变形允许值

变形特征 /地基土类别中.低压缩性土高压缩•性土砌体承重结构基础的局部倾斜0.0020.003桩架结构0.00210.0031砌体墙填充的边排柱0.000710.0011当基础不均匀沉降时不产生附加应力的结构0.00510.0051单层排架结构(柱距为0m)柱基的沉降^(mm)(120)200桥式吊车轨面的倾斜(按不调整轨道考虏)纵向0.004横向0.003多层和高层達筑的整体倾斜H产0.00424<H耳00.00360<Hg<1000.0025H>100g0.002体型简单的高层建筑基础的平均沉降量(mm)200高耸结构基础的倾斜00.0080.0065Q<Hg<1000.005100<H£<1500.004150<H二2000.003200<H<250g0.002高耸结构基础的沉积M(mm)H<100旷400lOOKHg^ZOO300200<H<250200注:1.本表数值为建筑物地基实际最终变形允许值；2.有括号者仅适用于中压缩性土；3.1为扌目邻拄基的中心距离(mm);Hg为自室外地面起算的建筑物高度(m);倾斜指基础倾斜方向两端点的沉降差与基距离的比值；局部倾斜指砌体承重结构j仔纵向6m~10m内基础两点的沉降差与其距离的比值。5.3.5计算地基变形时,地基内的应力分布,可采用各向同性均质线性变形体理论。其最终变形量可按下式进行计算：X=飒£誓也8—NiQ—i)i=]S， (5.3.5)式中：s——地基最终变形量(mm);s'——按分层总和法计算出的地基变形量(mm);屮s——沉降计算经验系数，根据地区沉降观测资料及经验确走，无地区经验时可根据变形计算深度范围内压缩模1勺当量值围内压缩模1勺当量值(Es).基底附加压力按表5.3.5取值;n——地基变形计算深度范围内所划分的土层数(图5.3.5);Po—应于作用的准永久组合时基础底面处的附加压力(kPa);ESI——基础底面下第i层土的压缩模量(MPa)『应取土的自重压力至土的自重压力与附加压力之和的压力段计算；z、Zi.i——基础底面至第i层土、第i・l层土底面的距离(m);aKai.i——基础底面计算点至第i层土、第卜1层土底面范围内平均附加应力系数『可按本规范附录K采用。图5图5・3.5基础沉降计算的分层示意1—天然地面标肓；2—基底标高;3—平均附加应力系数a曲线；4—i-1层；5—i层表5.3.5沉降计算经验系数屮§Ec(A!Pa)2.54.07.015.020.0基底附加压力PQ，ak1.4L31.00.40.2P灣7%1」1.00.70.40.25.3.6变形计算深度范围内压缩模量的当量值(EJ,应按下式计算:(5・3・5)式中：Ai——第i层土附加应力系数沿土层厚度的积分值。5.3.7地基变形计算深度zd图5.3.5),应符合式(5・・3刀的规走。当计算深度下部仍有较软土层时，应继续计算。△$△$；W0.025》f=l△J(5.3.刀式中：di——在计算深度范围内，第i层土的计算变形值(mm);△si——在由计算深度向上取厚度为二z的土层计算变形值(mm),4见图5.3.5并按表5.3.7确走。表5.3.7心b(m)<22<b<44<b<8b>8△z(m)0.30.60.81.05.3.8当无相邻荷载影响，基础宽度在lm~30m范围内时，基础中点的地基变形计算深度也可按简化公式(5.3.8)进行计算。在计算深度范围内存在基岩时，Zn可取至基岩表面；当存在较厚的坚硬黏性土层，M孔隙比小于0.5、压缩模量大于50MPa,或存在较厚的密实砂卵石层，冥压缩模量大于80MPa时，z.可取至该层土表面。此时,地基土附加压力分布应考專相对硬层存在的影响，按本规范公式(6.2.2)计算地基最终变形量。Zn=b(2.5-0.41nb)(5.3.8)基础宽度(m)。

5.3.9当存在相邻荷载时，应计算相邻荷载引起的地基变形,其值可按应力叠加原理f采用角点法计算。5.3.10当建筑物地下室基础埋置较深时，地基土的回弹变形量可按下式进行计算：=也工告(心如—Ni_2i_l=也工告(心如—Ni_2i_l)匕ci(5.3.10)式中：s 地基的回弹变形量(mm);屮c——回弹量计算的经验系数，无地区经验时可取1.0;pc一坑底面以上土的自重压力(kPa),地下水位以下应扣除浮力；E。——土的回弹模量(kPa),按现行国家标准《土工试验方法标准》GB/T50123中土的固结试验回弹曲线的不同应力段计算。5.3.11回弹再压缩变形量计算可采用再加荷的压力小于卸荷土的目重压力段内再压缩变形线性分布的假定按下式进行计算:i'+牡評侥*)]RqPci'+牡評侥*)]RqPc冬卫w仇(5.3.11)式中：s'c——地基土回弹再压缩变形量(mm);sc——地基的回弹变形量(mm);r'o—I缶界再压缩t匕率，相应于再压缩匕匕率与再加荷比关系曲线上两段线■!生交点对应的再压缩比率，由土的固结回弹再压缩试验确走；R'o——临界再加荷比,相应在再压缩t匕率与再加荷比关系曲线上两段线性交点对应的再加荷比,由土的固结回弹再压缩试验确走;"•=1—对应于再加荷比R'=1.0时的再压缩匕匕率，由土的固结回弹再压缩试验确走,其值等于回弹再压缩变形增大系数；P——再加荷的基底压力(kPa).5.3.12在同一整体大面积基础上建有多栋高层和低层建筑，宜考虑上部结构、基础与地基的共同作用进行变形计算。条文说明5.3变形计算5.3.1本条为强制性条文。地基变形计算是地基设计中的一个重要组成部分。当建筑物地基产生过大的变形时，对于工业与民用建疏来说,都可能影响正常的生产或生活,危及人们的安全,影响人们的心理状态。5.3.3F多层建筑物在施工^间克成的沉降量,对于碎石或砂土可认为其最终沉降量已主成80%以上，对于其他低压缩性土可认为已主成最终沉降量的50%~80%，对于中压缩性土可认为已完成20%~50%,对于高压缩彳生土可认为已主成5%~20%°5.3.4本条为强制性条文。本条规走了地基变形的允许值.本规范从编制1974年版开始，收隼了大量建筑物的沉降观测资料，加以整理分析，统计其变形特征值，从而确走各类建筑物能够允许的地基变形限制。经历1989年版和2002年版的修订、补充，本条规走的地基变形允许值已被证明是行之有效的。对表5.3.4中高度在100m以上高耸结构物（主要为高烟固）基础的倾斜允许值和高层建筑物基础倾斜允许值,分别说明如下：（一）高耸构氛物部分：（堵加H>100m时的允许变形值）国内外规范、文献中烟固高度H>100m时的允许变形值的有关规主：1）我国《烟冈设计规范》GBJ51-83（表8）表8基础允许倾斜值烟囱咼度H（m）基础允许倾斜值烟囱高度H（m）基础允许倾斜值100<H<150<0.004200<H<0.002150<H<200<0.003上述规走的基础允许倾斜值，主要根据烟冈筒身的附加弯矩不致过大。2）前苏联地基规范CHkin2.02.01-83（1985年）（表9）表9地基允许倾斜值和沉降值烟囱禺度H（tn）地旱允许倾斜值地基平均沉降量（m）100<H<2001/(2H)30Q200<H<3001/(2H)200300<H100

3）基础分析与设计（美）J.E.BOWLES（1977年）烟囱、水塔的圆环基础的允许倾斜值为0.004.4）结构的允许沉降（美）M.I.ESRIG（1973年）高大的刚性建筑物明显可见的倾斜为0.004.确主高烟囱基础允许倾斜值的依据:1） 影响高烟囱基础倾斜的因養风力；日照；地基土不均匀及相邻建魂物的影响；由施工误差造成的烟冈筒身基础的偏心。上述诸因養中风、日照的最大值仅为短时间作用，而地基不均匀与施工误差的偏心则为长期作用，相对的讲后者更为重要。扌艮据1977年电力系统高烟固设计问题讨论会议纪要，从已建成的肓烟固看,烟固简身中心垂直偏差，当采用激光对中找直后,顶端施工僞差值均小于H/1000,说明施工偏差是很小的。因此f地基土不均匀及相邻建筑物的影响是高烟冈基础产生不均匀沉降（即倾斜）的重要因素。确走高烟冈基础的允许倾斜值,必须考唐基础倾斜对烟冈筒身强度和地基土附加压力的影响。2） 基础倾斜产生的筒身二阶弯矩在烟固筒身总附加弯矩中的比率我国烟冈设计规范中的烟固筒身由风荷载、基础倾斜和日照所产生的自重附加弯矩公式为：式中：G——由筒身顶部算起h/3处的烟冈每米高的折算自重（kN）;h——计算截面至筒顶高度（m）;H——筒身总高度（R1）;1/Pw——简身代表截面处由风荷载及附加弯矩产生的曲率；Qhz——混凝土总变形系数；a—筒身日照温差,可按20°C采用；me——基础倾斜值；Yo——由简身顶部算起0.6H处的筒壁平均半径（m）.从上式可看出，当筒身曲率1/P、、，较小时附加弯矩中基础倾斜部分才起较大作用，为了研兖基础倾斜在筒身附加弯矩中的比率r有必要分析风、曰照、地基倾斜对上式的影响。在me为左值时，由基础倾斜引起的附加弯矩与总附加弯矩的比值为：咖/[(—¥)(£+黔)+圖|显然,基倾附加弯矩所占比率在强度阶段与使用阶段是不同的，后者较前者大些。现以高度为180m、顶部内径为6m、风荷载为50kgf/m2的烟囱为例：在标高25m处求得的各项弯矩值为总风弯炬Mw=13908.5t-m总附加弯矩Mf=4394.3t-m其中：风荷附加Mfw=3180.4曰照附加M=395.5地倾附加M厅=818.4(me=0.003)可见当基础倾斜0.003时，由基础倾斜引起的附加弯矩仅占总弯矩(Mw+Mf)值的4.6%,同样当基础倾斜0.006时,为10%。综上所述，可以认为在一般情况下,筒身达到明显可见的倾斜(0.004)时，地基倾斜在高烟冈附加弯矩计算中是次要的。但高烟固在风、地震、温度、烟气侵蚀等诸多因秦作用下工作，筒身又为环形蒲壁截面,有关刚度、应力计算的因養复杂，并考唐到对邻接部分免受损害,参考了国内外规范、文献后认为，随着烟冈高度的堵加.适当地递减烟肉基础允许倾斜值是合适的，因此,在修订TJ7-74地基基础设计规范表21时,对高度h>100m高耸构筑物基础的允许倾斜值可采用我国烟固设计规范的有关数据。(二)高层建筑部分这部分主要参考《高层建筑箱形与筏形基础技术规范》JGJ6有关规走及编制说明中有关资料走出允许变形值.我国箱基规走横向整体倾斜的计算值a,在非地震区宜符合asb/(100H)，式中，b为箱形基础宽度;H为建筑物高度。在箱基编制说明中提到在地震区a值宜用b/(150H)~b/(200H).对刚性的高层房屋的允许倾斜值主要取决于人类感觉的敏感程度，倾斜值达到明显可见的程度大致为1/250,结构损坏则大致在倾斜值达到1/150时开始。5.3.5该条指出

1.压缩模量的取值f考廉到地基变形的非线彳生性质，一律采用回走压力段下的Es值必然会引起沉降计算的误差，因此采用实际压力下的Es值，即Es=(l+e0)/a式中：eo一土自重压力下的孔隙比；a——从土自重压力至土的自重压力与附加压力之和压力段的压缩系数。2地基压缩层范围内压缩模量Es的加权平均值提出按分层变形进行Es的加权平均方法EsSAEgEsSAEgEsEs=-A?E衣式中：Es——压缩层内加权平均的Es值(MPa);Esi——压缩层内第i层土的巳值(MPa);Ai——压缩层内第i层土的附加应力面积(计)。显然，应用上式进行计算能够充分体现各分层土的Es值在整个沉降计算中的作用，使在沉降计算中Es克全等效于分层的Es。3根据对132栋建筑物的资料进行沉降计算并与资糾值进行对比得出沉降计算经验系教屮s与平均Es之间的关系，在编制规范表5.3.5时，考虑了在实际工作中有时设计压力小于地基承载力的情况,将基底压力小于O.75fak时另列一栏，在表5.3.5的数值方面采用了一个平均压缩模量值可对应给出一个屮s值，并允许采用内插方法,避免了采用压缩模量区间取一个屮s值.在区间分界处因屮s取值不同而引起的误差。5.3.7对于存在相邻影响情况下的地基变形计算深度，这次修订时仍以相对变形作为控制标准(以下简称为变形比法)。在TJ7-74规范之前，我国一直沿用前苏联HUTy127-55规范，以地基附加应力对自重应力之比为0.2或0.1作为控制计算深度的标准(以下简称应力比法),该法沿用成习，并有相当经验。但它没有考廉到土层的构造与性质，过于强调荷载对压缩层深度的影响而对基础大小这一更为重要的因養重视不足。自TJ7-74规范试行以来,采用变形比法的规走，纠正了上述的毛病,取得了不少经验，但也存在一些问题。有的文献指出，变形比法规走向上取计算层厚为lm的计算变形值，对于不同的基础宽度,其计算精度不等。从与实测资料的对比分析中可以看出，用变形比法计算独立基础、条形基础时，其值偏大。但对于b=10m~50m的大基础,其值却与实测值相近.为使变形比法在计算小基础时，其计算zn值也不至过于偏大，经过多次统计，反复试算，提出采用0.3(1+lnb)m代昔向上取计算层厚为lm的规走，取得较为满意的结果(以下简称为修正变形比法)。第5.3.7条中的表5.3.7就是根据0.3(1+lnb)m的关系，以更粗的分格给出的向上计算层厚-z值。5.3.8本条列入了当无相邻荷载影响时确走基础中点的变形计算深度简化公式(53.8)，该公式系根据具有分层深标的19个载荷试验(面积0.5m2~13.5m2)和31个工程实测资料统计分析而得。分析结果表明。对于一定的基础宽度,地基压缩层的深度不一走随着荷载(p)的堵加而览加。对于基础形状(如矩形基础、圆形基础)与地基土类别(如软土、日做土)对压缩层深度的影响亦无显著的规律，而基础大小和压缩层深度之间却有明显的有规律性的关系。图10为以实测压缩层深度Zs与基础宽度b之比为纵坐标,而以b为横坐标的实测点和回归线圏。实线方程zs/b=2.0-0.4lnb为根据实测点求得的结果。为使曲线具有更高的保证率,方程式右边引入随机项taipoS,取置信度l-a=95%时，该随机项偏于安全地取0.5,故公式变为：zs=b(2.5-0.4lnb)图10zs/b-b实测点和回归线图形基础；+—ff缰础；X—矩形基础图10的实线之上有两条虚线。上层虚线为a=0.05,具有置信度为95%的方程,即式（5.3.8）。下层虚线为a=0.2，具有置信度为80%的方程。为安全起见只推荐前者。此外,从图10中可以看到绝大多数实测点分布在Zs/b=2的线以下.即使最高的个别点，也只位于Zs/b=2.2之处。国内外一些资料亦认为压缩层深度以取2b或稍高一点为宜。在计算深度范围内存在基岩或存在相对硬层时，按第5.3.5条的原则计算地基变形时,由于下卧硬层存在,地基应力分布明显不同于Boussinesq应力分布.为了减少计算工作量,此次条文修订壇加对于计算深度范围内存在基岩和相对硬层时的简化计算原则。在计算深度范围内存在基岩或存在相对硬层时，地基土层中最大压应力的分布可采用K.E.叶戈罗夫帯式基础下的结果（表10）.对于矩形基础,长短边边长之比大于或等于2时，可参考该结果。表10带式基碉下非压缩性地基上面土层中的最大压应力系数zh非压缩性土层的埋深h=bh=2bh=5b1・01.0001・001・000・81.0090・990・820.61-0200-920.570・41.0240・840・440.21.0230-780.3701.022Q・76。・36注：表中h为非压缩性地基上面土层的厚度，b为芾式荷载的半宽，z为纵坐标.5.3.10应该扌旨出高层建筑由于基础埋遥较深,地基回弹再压缩变形往往在总沉降中占重要地位,甚至某些高层建筑设置3层~4层（甚至更多层）地下室时,总荷载有可能等于或小于该深度土的自重压力，这时高层建筑地基沉降变形将由地基回弹变形决走。公式（5.3.10冲，&应按现行国家标准《土工试验方法标准》GB/T50123进行试验确走，计算时应按回弹曲线上相应的压力段计算。沉降计算经验系数屮c应按地区经验采用.地基回弹变形计算算例：某工程采用箱形基础，基础平面尺寸64.8mxl2.8m,基础埋深5.7m,基础底面以下各土层分别在自重压力下做回弹试验，测得回弹模量见表11。表11土的回弹模星土层层厚(m)回弹模l(MPa)E。-0.025EO.O25-0.05Eo.o5-oaE0.1-0.2③紛土1・828・730.249・1570④粉质黏土5.112.814-122.3280⑤卵石G7100(无试验资料'估算值)基底附加应力108kN/m2f计算基础中点最大回弹量。回弹计算结果见表12。表12回弹星计算表Z-1a.1zA-zi-lai-1Pz+Pcz(KPa)ECl(KPa)p(zaz.-a.JZE.▼c'ii"i~1i"rci01.00000——1.S0.9961.79284128.76・75mm4.90・9642.930811522.314・L7mm5・90.9500.8S141392800.34mm6.90・9250・77751612800・3mm合计21・56mm图11回弾计算示意1—③粉土；2—④粉质黏土;3—⑤卵石从计算过程及土的回弹试验曲线特征可知,地基土回弹的初期，回弹樟量很大,回弹量较小，所以地基土的回弹变形土层计算深度是有限的.5.3.11根据土的固结回弹再压缩试验或平板载荷试验卸荷再加荷试验结果,地基土回弹再压缩曲线在再压缩匕匕率与再加荷比关系中可用两段线性关系模拟。这里再压缩比率走义为：1)土的回结回弹再压缩试验「—(Cmax^ei)/(emaxYmin)式中：e-一再加荷过程中R级荷载施加后再压缩变形稳走时的土样孔除比;min——回弹变形试验中最大预压荷载或初始上覆荷载下的孔除比；max——回弹变形试验中土样上覆荷载全部卸载后土样回弹稳走时的孔隙比。2)平板载荷试验卸荷再加荷试验r'=^Srci/Sc式中：-srci——载荷试验中再加荷过程中，经第i级加荷,土体再压缩变形稳定后产生的再压缩变形量;Sc——载荷试验中卸荷阶段产生的回弹变形量。再加荷比走义为:土的園结回弹再压缩试验R‘=Pi/Pma.式中：Pmax—最大预压荷载,或初始上覆荷载；Pi——卸荷回弹主成后,再加荷过程中经过第i级加荷后作用于土样上的竖向上覆荷载。平板载荷试验卸^再加荷试验R'=Pi/Po式中：Po——卸荷对应的最大压力；Pi——再加荷过程中，经第i级加荷对应的压力.典型试验曲线关系见图，工程设计中可按图12所示的试验结果按两段线性关系确走门和Ro.中国建疏科学研究院滕延京、李建民等在室内压缩回弹试验、原位载荷试验、大比尺模型试验基础上，对回弹变形随卸荷发展规律以及再压缩变形随加荷发展规律进行了较为深入的研究。

0 0.2 0.4 0.6 0,8再加荷比图12再压缩比率与再加荷比关系图13、图14的试验结果表明，土样卸荷回弹过程中,当卸荷比R<0.4时，已主成的回弹变形不到总回弹变形量的10%;当卸荷比堵大至0.8时，已完成的回弹变形仅约占总回弹变形量的40%;而当卸荷比介于0.8~1.0之间时，发生的回弹量约占总回弹变形量的60%.图13、图15的试验结果表明，土样再压缩过程中,当再加荷量为卸荷量的20%时,土样再压缩变形量已接近回弹变形量的40%~60%;当再加荷量为卸荷量40%时，土样再压缩变形量为回弹变形量的70%左右；当再加荷量为卸荷量的60%时，土样产生的再压缩变形量接近回弹变形量的90%.回弹变形计算可按回弹变形的三个阶段分别计算:小于临界卸荷比时,其变形很小，可按线性模量关系计算；临界卸荷比至极限卸荷t匕段，可按log曲线分布的模量计算。工程应用时，回弹变形计算的深度可取至土层的临界卸荷比深度；再压缩变形计算时初始荷载产生的变形不会产生结构内力,应在总压缩量中扣除。

14再加菰比/卸荷比S64oO«.I> 1 > 14再加菰比/卸荷比S64oO«.亠-—e—2-92(200kPa)J-^-2-9~l(300kPa)^1^-10-2(400kPa)l-10-3(500kPa)•i1-10—l(100k卩町―2—9-l(300kPa) 1—iO—2(40()k)怡)—♦—1—1()—3(500kPa)_+・2—42(200跑注:图中虚线为土样的卸荷比■回弹比率关系曲线，实线为土样的再加荷比■再压缩比率关系曲线,以下各图相同•图13土样卸荷比•回弹比率.再加荷比•再压缩比率关系曲线（粉质黏土）回弹比率O O O‘4 4 &TT丁IJ1・1!1111 1——t--■一十 111111 1—1111111」・111•1111111o200.20.4^20.6O'OCFU

邑WF1.2TOC\o"1-5"\h\zfi i i i i0.2 ' 丄 1 f I i i i/ i i i i/ i i i iO 1 1 1 \o"CurrentDocument"0 0.2 0.4 0.6 0.8 1再加荷比图15载荷试验再压缩曲线规律工程计算的步骤和方法如下：进行地基土的固结回弹再压缩试验,得到需要进行回弹再压缩计算土层的计算参数。每层土试验土样的数量不得少于6个'按《岩土工程勘察规范》GB50021的要求统计分忻确走计算参数。按本规范第5.3.10条的规定进行地基土回弹变形量计算。绘制再压缩比率与再加荷比关系曲线，确走r'o和Ro.按本条计算方法计算回弹再压缩变形量。如果工程在需计算回弹再压缩变形量的土层进行过平板载荷试验,并有卸荷再加荷试验数据，同样可按上述方法计算回弹再压缩变形量。进行回弹再压缩变形量计算，地基内的应力分布，可采用各向同性均质线性变形体理论计算。若再压缩变形计算的最终压力小于卸载压力，心“。可取rR=a,a为工程再压缩变形计算的最大压力对应的再加荷比,as1.0。工程算例:1.模型试验模型试验在中国建筑科学研兖院地基基础研兖所试验室内进行，采用刚性变形深标对基坑开挖过程中基底及以下不同深度处土体回弹变形进行观测,最终取得良好结果。1&1&变形深标点布置图16,其中A轴上5个深标点所测深度为基底处，其余各点所测为基底下不同深度处由图17可知3号深标点最终测得回弹变形量为4・54mm,以3号深标点为例，对基地处土体再压缩变形量进行计算:1）确走计算参数根据土工试验，由再加荷比、再压缩比率进行分析，得到檯型试验中基底处土体再压缩变形规律见图2）计算所得该深标点处回弹变形最终量为5.14mm.3）确走门和Rd-5-5图173号刚住变形深标点变形时程曲线模型试验中,基底处最终卸荷压力为72.45kPa,土工试验结果得到再加荷比-再压缩比率关系曲线，根据土体再压缩变形两阶段线性关系,切线①与切线②的交点即为两者关系曲线的转折点,得到ro=0.42,R'o=0.25#见图19。亠土样IQOOkPa)卡-土样2(300貯曲

占土样3(400kPa)*土样4(500kPii)图18土工试验所得基底处土体再压缩变形规律谍出lffls4Hm極瞰任囂副処61啦二8・090寸O£ZO寸 C 一 OQ 9 寸。一UE86•寸釆删決制長出穆蜕喘隹怎燃決制列Kttlpm凤膛-・联堀层怵訓W毋徑。一UE98•寸采決制嘿出W番抵自怅Ins富離W回川1來尽驰0曲44、M+I氓制照出M归热理X5nsLn)科<<职最K胀二；对8。上」二.1采-"6080采去握吕©敷喘-§^^os^0、呈EmK田.舆睡眶吕趾膜區富表13再压缩变形沉降计算表工况序号□1§P3)5•PCRo.p<Ro)蠶IFKr+Of5).2--Id97•2o641x0.0.354-E94■8634-90.0<56•-E80•1111511560.064•1LE42680.263■1X-E-45•7214■552•O-42•O一6一11•9--6686•OE--4876•OE1154.--43.T-8•O「9一0860.--3594•O需要说明的是,在上述计算过程中已同时进行了土体再压缩变形增大系数的修正,rR=0.8293=l.l系数的取值即根据工程最终再加荷痔况而确走。2.上海华盛路高层住宅在20世纪70年代,针对高层建筑地基基础回弹问题，我国昔在了惊、上海等地进行过系统的实测研究及计算方法分析,取得了较为可贵的实测资料。其中1976年建设的上海华盛路高层住宅楼工程就是其中之一,在此根据当年的研究资料,采用上述再压缩变形计算方法对其进行验证性计算。根据《上海华盛路高层住宅箱形基础测试研究报育》，该工程概况与实测情况如下：本工程系由南楼（13层）和北楼（12层）两单元组成的住宅建筑。南3匕楼上部女儿墙的标高分别为+39.80m和+37.00m.本工程采用天然地基，两层地下室，箱形基础。底层室内地坪标高为±0.000m，室外地面标高为-0.800m,基底标高为-6.450m.为了对本工程的地基基础进行匕俶全面的研究，采用一些测量手段对降水曲线、地基回弹、基础沉降、压缩层厚度、基底反力等进行了测量，测试布置见图20.在Gm和G/轴中间埋设一个分层标F2（基底标高以下50cm），以观测井点降水对地基变形的影响和基坑开挖弓I起的地基回弹；在邻近建筑物埋设沉降标，以研究井点降水和南匕楼对邻近建筑物的影响。基坑开挖前,在北楼埋设6个回弹标,以研究基坑开挖引起的地基回弹。基坑开挖过程中，分层标F2被碰坏，有3个回弹标被抓土斗扌穷卓.当北楼浇筑混凝土垫层后,在Gm和Gh轴上分别埋设两个分层标Fi（基底标高以下5.47m）、Fs（基底标高以下11.2m）,以研兖各土层的变形和地基压缩层的厚度。

©®®(n>©W)3沁900390039O)E3900?>©©®®®©®®(n>©W)3沁900390039O)E3900?>©©®®®3%03900390039003900$gc9a•.1-1F：3)B4TB2Bl◎亠回弹变形现捌点©-沉降观测点⑪一分层标图20上海华盛路局层住宅工程基坑回弹点平面位置与测点成果團1976年5月8日南北楼开始井点降水，5月19日根据埋在3潴基底标高以下50cm的分层标F2,测得由于降水引起的地基下沉1.2cm,翌曰北楼进行挖土,分层标被抓土斗碰坏.5月27日当挖土到基底时，根据埋在北楼基底标高下约30cm的回弹标H2和H4的实测结果，并考廉降水预压下沉的影响,基坑中部的地基回弹为4.5cm.1）确走计算参数根据工程勘察报告,土样9953为基底处土体取样，固结回弹试验中其所受固结压力为HOkPa,接近基底处土体自重应力,试验成果见图21.在土样9953固结回弹再压缩试验所得再加荷比-再压缩比率、卸荷比-回弹比率关系曲线上,采用相同方法得到再加荷比-在压缩匕应关系曲线上的切线①^切线②.

1.4再加荷比@21土样9953固结回弹试验成杲再压缩变形分析2）计算所得该深标点处回弹变形最终量为49.76mm.3） 确走确走门和Rd根据图22土样9953再压缩变形分析曲线,切线①与切线②的交点即为再压缩变形过程中两阶段线性阶段的转折点,则由上图取r'0=0.64,R'o=0.32,rzR=i.o=1.2.4） 再压缩变形量计算根据研究资料,结合施工进度，预估再加荷过程中几个工况条件下建筑物沉降量,见表14.如表中1976年10月13曰时当前工况下基底所受压力为113kPa本工程中基坑开挖在基底处卸荷量为106kPa,则可认为至此时为止对基底下土体来说是其再压缩变形过程。因沉降观测是从基础底板完成后开始的,故此表格中的实测沉降量偏＜R根据上述资料,计算各工况下基底处土体再压缩变形量见表15.由工程资料可知至工程实测结束时实际工程再加荷量为113kPa,而由于基坑开挖基底处土体卸荷量为106kPa,但鉴于土工试验数据原因f再加荷上匕取1.0进