[热点探讨]设计反思录 [复制链接]

设计反思录 KdY3  
一、所有关于基础的问题 #U45;idp  
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9cm， 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。 'zCJ
K~x`x  
  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 : 7zo)t1H1  
  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10cm。 vH/<!jtI  
  2. 建筑物的体量。 显然体量越大， 沉降控制要求应该越严。 :U)>um34e  
  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。 [SGt ~bRJ  
  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。 eFDhJ  
二、对地质勘察报告的正确判读问题 c&r8q]u  
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。 PkA_uDhw  
  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m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30m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。 ^%l~

|w  
  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。 +]Ca_`  
  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。 09z%y[z  
三、上海地区复合桩基历史点滴 >^}nk04  
《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。 L".Qf|b*  
    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。 -;pZC}Nd3  
    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。 "^E/N},%u5  
    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。 #eSVFD5ZU  
    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。 vJ5`:4n"  
    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19x260m。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。 ^2Sa_.  
    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。 B;xw @:H  
四、天然浅基础沉降计算准确度 <Y~?G:v6+  
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。 .2?txOKh  
  现举出部分工程实测数据试图说明之。 [<SM*fQ>t  
  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）； W:D'k^u  
  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； @i'24Q[6  
  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； @V{s'V   
  4.上海康乐大楼，箱形基础，12层，计算沉降21cm，实测推算最终沉降为16cm； #;FHyKx  
  5.上海四平大楼，箱形基础，12层，计算沉降21cm，实测推算最终沉降为12cm； %zj;~W;qPH  
  6.上海华盛大楼，箱形基础，12层，计算沉降19.2cm，实测推算最终沉降为24cm； *V+6409m  
  7.上海胸科大楼，箱形基础，10层，计算沉降49. 2cm，竣工时沉降已达35cm； H.`>t  
  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； _/;k;$gDp  
  9.上海衡器厂，片筏基础，三层厂房，计算沉降37cm，竣工时沉降6cm，且数年后回访目测发现沉降无明显增加； 9Fb|B  
  10.上海部分浅层粉土地区（粉土厚6～9m，下卧层为软土），六～七层住宅采用天然浅基础，实测沉降量明显小于计算沉降。 &'`q&U1x  
  由上述工程实例可知，相当部分的天然浅基础计算沉降与实测推算最终沉降还是符合得较好的。 YI05?J}  
  有的工程如上海衡器厂的实测沉降明显小于计算值，原因有二：该厂房建于单层厂房旧址上，地基土已经固结；其次，该工程的基底附加压力为56kPa，小于软弱下卧层淤泥质粘土的结构强度（60kPa）。可见实测值小于计算值并非事出无因。 ^.bYLF  
  浅层粉土地区多层建筑的计算沉降远小于实测值一事，据《上海岩土工程勘察规范（DBJ08-37-94）》介绍，与该地区土层的应力历史对粘性土压缩性的影响有关。该规范还提供一套分别用于正常固结土，超固结土，欠固结土计算沉降的公式，并通过一些工程实例验算，证实计算沉降与实测值较为接近。 Z* eb  
  总之，只要掌握了土层的应力历史，计算沉降还是能够反映实际情况的。即使计算值有所偏差，也是偏于保守。因此不能说天然浅基础的沉降计算没有实用价值。比如“设计反思录一 : 软土地区低层建筑的沉降计算”所述的余姚某三层联体式住宅，若事先计算出未乘以经验系数的沉降值为45cm，那么即使经验系数取为0.5，则最终沉降还将达到20多cm。由此就应觉得该工程采用片筏基础的风险太大，可以考虑选用箱形基础或复合桩基了。 Zwy8SD'L  
五、中短桩复合桩基的经验与教训 5sJi- ^  
    海地区廿世纪五十年代后期起，多层建筑地基由强度控制，多采用天然浅基础。到了八十年代，因沉降较大影响使用，而开始注意控制沉降量；加之六，七层的住宅，其基底附加压力常超过软弱下卧层强度，于是开始另寻途径。 KWtLrZ(j  
    三，四十年代的老建筑多采用桩尖未达到暗绿色硬土层的“悬桩式”中短桩复合桩基，情况似乎都不错；老工程师又有“桩间土承担30%，桩承担70%”的传统经验，于是一些多层建筑逐步开始采用“悬桩式”中短桩复合桩基。近十年的实践，有经验也有教训。现介绍一些典型的工程实例。 Pw:(X0@  
  1.上海新成五金厂与肇方塑料厂，二幢六层厂房，筏基加八m短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工时沉降约10cm，数年后目测沉降已超过20cm。 .w5#V|  
  2.上海第二服装厂，五层厂房，筏基加8m短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工时沉降约20cm，数年后目测沉降已超过30cm。值得注意的是，该厂房长达80m，虽然沉降较大，但完全没有出现因沉降差引起的裂缝。而附近采用天然浅基础的厂房均有裂缝，无一例外。这说明短桩复合桩基能够调整沉降差。 "q@OMf  
  3.上海东华皮件厂，四层厂房，筏基加八m短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工后三年实测沉降约25cm。 &"GHD{ix  
  4.上海梅陇小区，六层住宅，筏基加8m短桩，桩端土为淤泥质粘土，竣工时实测沉降已达15cm。但其沉降差比同一小区内采用天然浅基础的五层住宅要小些，这可以从住宅墙面上裂缝的多少与大小看出来。 O%?TxzX;  
  5.上海梅陇路仓库，三层，活载每平方米10～20kN，条基加六m短桩，桩端土为粉砂，下卧层为淤泥质粘土。竣工时实测沉降小于5cm，后期几乎未增加多少沉降量。 @y:mj \J9  
  6.上海岚皋路5#、6# 六层住宅，条基加七m短桩，桩端土为粉砂，下卧层为淤泥质粘土。实测推算最终沉降为4cm。 .Rt_j  
  7.上海永兴路口琴厂八层商住楼，条基加6.5m短桩，桩端土为粉砂，下卧层为粘土。竣工时沉降远小于5cm，多年来目测，沉降也没有多少发展。 %-ih$ZY  
  8.上海苑南华侨新村六层住宅（三幢），17m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。 Kq!E<|yM  
  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。 `k y>M-  
  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。 vlYDhjZk#  
  事实上，目前上海在多层住宅中经常采用的0.2x0.2x16m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”中桩复合桩基，只是桩已改为由两根8m长桩接起来的16m长桩了。这也可以说是接受了短桩复合桩基沉降量仍然较大的教训。 '5xf?0@s.  
六、沉降计算有关的上海地质情况简介 +~, q
b1aZ  
《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”。 [pMJ9 d$  
  “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”。 FlJ(V  
  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）。 xbJ@z{  
  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。 !z@QoD  
  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。 PZ5BtDm  
七、“上硬下软”土层桩基沉降计算（一） =f'MiU!p6  
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。 
7tWt3  
  “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20余米长桩，仅仅由于实在打不穿这10m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。 i*34/  
  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。 mD}&
X7  
  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。 :&D>?{b0  
  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： iC-WQkQY  
            永兴路高层 计算沉降 14.0cm， 实测沉降 34.0cm 0l-m:6
 
            岚皋路高层 计算沉降 21.5cm， 实测沉降 39.7cm N<c98  
    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。 ghvF%-."1  
八、“上硬下软”土层的桩基沉降计算问题（二） ;#c|ZnX  
  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。 DVCO( fz  
  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。 oFt]q =EU  
  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。 ly`p)6#R=  
  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。 }#~@HM>6Z  
  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。 @Dc?fyY*o<  
  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。 1(!w xJ  
  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。
+C3IP  
九、上海一例成功的复合桩基实践 &4M0
S+.  
上海大华二村毫康商住楼为两幢五～六层底框建筑，采用0.25x0.25x20m微型桩复合桩基础，桩位图， 地质报告， 沉降观测数据见附图。 VB6EM|bphl  
    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。 L~e\uP  
    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。 1Xy{&Ut\  
    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。 2q}M1-^  
    “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。 qh}M!p2  
十、水泥搅拌桩基的沉降问题 bz!9\D|h  
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。 g-^Cf  
  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。 hKq <e%oVH  
  《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。 3&Dln  
  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。 dm3cQ<
0  
  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。 ;0*T7l  
十一、浙江一例成功的复合桩基实践 Ju5<wjQR\  
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。 9y=$|"<(  
    根据地质报告选用0.426x12m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%。 >C""T`5]  
    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。 K"'W4bO#7  
    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 XVXiiQ^  
十二、上海二例有缺陷的复合桩基实践 &8!*u3  
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。 V[D[MZ  
  上海金桥出口加工小区某通用厂房，六层，长达80余m。采用0.2x0.2x16m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0.2x0.2x8m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。 i8R.Wl$l  
  上海某住宅小区在设计前踏勘了周围二百m范围内的十余幢住宅。隔壁两幢六层住宅竣工三年以上，三幢七层底框住宅竣工一年以上；附近七幢六～七层住宅已竣工十年以上。发现一个规律，凡六层住宅的墙面均无明显裂缝，但目测沉降约为15cm（注意，这沉降未包含室外地坪施工完成前的实际沉降）；凡七层住宅均有“八”字形裂缝。于是决定四幢住宅均采用0.25x0.25x20m微型桩复合桩基础。其中两幢底框住宅按经验本应选取10cm作为沉降控制指标，但为了降低造价，业主坚持改用15cm。布置的桩数为常规桩数的40～60%。桩端土为压缩模量Es=3.21Mpa的粉质粘土。竣工时沉降情况尚可。可是一年多后房产商反馈回来的信息是，底框住宅的外墙出现由沉降差引起的典型斜裂缝。幸亏当时房价大涨，故住户也不敢抱怨了。但从结构师的角度来看，应该承认沉降较大是个不小的缺点。原因之一就是未能坚持以10cm作为沉降控制指标。 BM bT:)%  
  两项工程均按《上海地基规范》的沉降控制复合桩基计算方法计算，却发现计算值很可能小于实测值，于是回顾这两项工程，得出的经验之一是桩端应尽量进入压缩模量更大些的土层。如某住宅小区应采用0.3x0.3x25m桩，桩端土选用Es=6.76Mpa的硬土层；又如某通用厂房应采用0.3x0.3x25m桩，桩端土选用Es=5.76Mpa的硬土层。这样效果更好。此后的上海大华新村豪康商住楼与浙江绍兴兴文公寓等工程就是这一次反思后的成功实践。 8joJe>9VJ  
  反思的另一收获就是发现《上海地基规范》的沉降控制复合桩基计算方法另有奥妙， A
br:UEG  
十三、应用“上海规范法”的窍门 Dw}8c
i'  
《全国民用建筑工程设计技术措施（结构）》第73页指出，沉降控制复合桩基“具体计算可参考上海《地基基础设计规范》（DGJ08-11-1999）”。（以下简称“上海规范法”） GE4d=;
5  
    “上海规范法”于1989年通过上海市科委鉴定，1994年列入《上海市地基处理技术规范（DBJ08-40-94）》，1999年列入《上海市地基基础规范（DGJ08-11-1999）》。《上海地基规范》（条文说明）第239页还给出一个工程实例（即上海康健新村十二街坊 12#楼，沉降观测时间 2202天）的计算过程。 :$Lu V5  
    该工程实际布置152根0.2x0.2x16m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。 Gy{C*m7Q  
    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。 =Ny&`X#F  
    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。 }'HJVB_  
    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。 zA+&V7bvy  
    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： >XzCHtEP  
    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； 0l#{7^e  
    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。 v4]7"7GuW  
    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。 jxA`RSY  
十四、沉降计算软件的选择与测试 Qx,?v|Xg  
《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“Pile 2000”软件计算，得出桩数与沉降等值线图。见附图。 O8BxXa@5  
由附图可发现几点不明白之处： ,EPs>#
d  
  1．“Pile 2000” 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。”“Pile 2000” 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。 z9mmZqhK\  
  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“Pile 2000” 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。 zt/p'khP3  
  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。。。。。。。。。。。。。