设计反思录

设计反思录一：软土地基的沉降计算

为了少走弯路 , 大家都希望吸取自己和他人的经验与教训 . 现拟逐步将自己收集的一些工程实例和数据公之同行(其中他人设计的工程多是偶然碰到的) ,亟望抛砖引玉 .

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 .

设计反思录二：对地基勘察报告的正确判读问题

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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。

以上所述的几点教训，希望对同行有所帮助。

设计反思录三：上海地区复合桩基历史点滴

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

《复合桩基设计和施工指南》（龚晓南主编，20xx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 19xx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 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。

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。设计反思录四：天然浅基础沉降计算准确度

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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。设计反思录五：中短桩复合桩基的经验与教训

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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0.2x0.2x16m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八米长桩接起来的十六米长桩了。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。

设计反思录六：沉降计算有关的上海地质情况简介

设计反思录六：明特林解沉降计算经验系数所参照的上海地质情况简介

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《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。

设计反思录七：“上硬下软”土层桩基沉降计算（一）

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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。

设计反思录八：“上硬下软”土层桩基沉降计算（二）

设计反思录八：“上硬下软”土层的桩基沉降计算问题

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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。

设计反思录九：上海一例成功的复合桩基实践

设计反思录九：上海一例成功的复合桩基实践为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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。

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。

设计反思录十：水泥搅拌桩基的沉降问题

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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》（19xx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》（19xx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。设计反思录十一：浙江一例成功的复合桩基实践

设计反思录十一：浙江一例成功的复合桩基实践为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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0.426x12m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%。

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。

设计反思录十二：上海二例有缺陷的复合桩基实践

设计反思录十二：上海二例有缺陷的复合桩基实践为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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0.2x0.2x16m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。

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0.25x0.25x20m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。

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。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。

设计反思录十三：应用“上海规范法”的窍门

设计反思录十三：应用“上海规范法”计算沉降的窍门

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

《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19xx年通过上海市科委鉴定，19xx年列入《上海市地基处理技术规范（DBJ08-40-94）》，19xx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0.2x0.2x16m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。

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。

设计反思录十四：沉降计算软件的选择与测试

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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》20xx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。

由附图可发现几点不明白之处：

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。

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。

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“Pile 2000” 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？

设计反思录十五。桩土分担比的一些数据

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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=0.2x(∑ 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，19xx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。

设计反思录十六。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

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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。

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？下一篇准备结合一例高层桩基承台板设计介绍如何进行合理设计的体会。

设计反思录十七。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

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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》20xx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509350 kN，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。下一篇准备介绍带悬挑地下室的高层桩基承台板设计。

设计反思录十八。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

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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。

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226560 kN，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，地下室底板厚二米。经过四年使用底板完好，无渗漏迹象，达到设计的预期效果。

设计反思录十九。汽车坡道设计方法探讨

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。

设计反思录二十：纯地下车库设计探讨

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。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。

设计反思录二十一：抗拔桩与锚桩设计体会

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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。

设计反思录二十二：有意思的多层住宅墙面裂缝

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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。设计反思录二十三：预应力管桩压力注浆的实践

设计反思录二十三：预应力管桩压力注浆的实践

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

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！

设计反思录二十四：多层仓库荷载折减问题

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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0.45x0.45x25m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（1x1.2m），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。

设计反思录二十五：高架仓库基础设计讨论（一）

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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土层基本构造“B”（参看“设计反思录六”），其特点是地面2m以下有一层11m厚的浅埋粉性土，压缩模量Es=6.8~8.6Mpa。综合楼位置存在一片深达2~3m的暗浜。设计人员先后考虑了三种基础方案，简述如下。

基础方案一：室内地坪采用砂石垫至要求的标高，为解决高填土的附加沉降问题，填土

以下采用水泥搅拌桩加固。（点评：仅需4~5m长的水泥搅拌桩就可进入浅埋粉性土，若水泥搅拌桩能在粉性土中成型，效果肯定不错，但水泥搅拌桩需增加几十万元费用，被业主否定。是为中策。）

基础方案二：室内地坪采用400mm高槽形板架空在地垄墙上，墙下采用天然浅基础，并且单层库区与三层综合楼的基础也连在一起。（点评：充分利用表层厚硬土层的承载力，降低造价，思路对头。但以恒载为主的综合楼恰好位于暗浜区，而2~3m深暗浜的换土垫层极易受施工因素影响。这是个风险较大的方案。是为下策。）

基础方案三：室内地坪采用400mm高槽形板架空在地垄墙上，墙下桩承台梁下设置0.2x0.2x6~8m短桩，桩端持力层为砂质粉土。（点评：这是个相当经济、可靠的基础方案。参照上海地区已有采用浅埋粉性土为桩端持力层的多层住宅成功实例，该仓库的沉降肯定很小。是为上策。）

由于设计人员对于上海地区浅埋粉性土特性毫无概念，难以理解个人经验以外的信息，最后按风险最大的基础方案二设计。建成后尚未投入使用，库区地面发现少量裂缝，而库区与综合楼连接处则出现较多裂缝，宽达10mm。估计该工程库区满载后地面裂缝可能增多，但不会影响仓库使用；最大问题在库区与综合楼连接处的裂缝是否继续发展并延伸到墙上？其原因显然是暗浜换土垫层的施工质量有较大问题，且难以纠正。

上海地区暗浜除非小且浅，否则若采用换土垫层法一直有较大风险，常用的倒是短桩加固。本工程地下存在浅埋粉性土，此乃天赐良机，若整个工程采用短桩基础，暗浜问题就迎刃而解。一般总以为天然浅基础造价最低，岂不知有时短桩基础造价甚至可能略低于天然浅基础。设计人员不愿接受自己知识范围以外的“新”事物（其实只是上海地区使用了几十年的旧事物），甘冒风险，出此下策，惜哉！

设计反思录二十六：高架仓库基础设计讨论（二）

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上海外高桥保税区某单层高架仓库（B），室内地坪高出室外1.3m。平面图与地质报告见附图。

该仓库分成库区和装载区两大块。库区设固定货架（平面尺寸为1.2x1.1m），货架自重0.6吨，载货60吨。每条货架排共30个货架，长66,82m。由此可得货架区对于基础的活载为每平方米27kN。装载区30吨堆货的平面尺寸为1.2x1.1m，故其对于基础的活载为每平方米22.7kN。

室内地坪设架空板（4米跨），按货架与货物对4米单向板的各种荷载组合可得活载为每平方米40kN。

该仓库的货架高14.38m。叉车举高十余米，因此对地面挠度和倾斜的要求较高。根据地质条件，决定采用31.5m长桩。这样一来，该工程的决定因素就成为室内地坪的架空板结构方案了。

初步设计的基础方案：架空板采用现浇梁板式，沿货架支座设主梁，货架荷载通过主梁、柱直接传至基础承台梁。（点评：现浇梁板距自然地面仅高一米左右，梁板浇筑后模板的拆除十分困难；且梁板一旦成型后，货架无法重新布置，这不适合市场经济要求。果然被业主否定。）

施工图基础方案：每4x4m布置一根桩，支承一根柱，柱顶放置一块4x4x0.08m预制板作为底模板，上浇筑0.3m厚的钢筋混凝土板，且单桩承台间不设双向基础连梁。（点评：一米高的柱群浇筑完后，吊车将无法开进去，每块预制模板重达3.2吨，没有吊车如何

吊放？单桩单柱的定位要求很高，误差大了预制模板可能无法就位。单桩承台不设基础连梁违反规范规定。这是个风险很大的基础方案。）

修改施工图基础方案：参照单层冷库基础做法，架空层按4m间距设桩承台梁，承台梁下布置0.35x0.35x31.5m长桩，承台梁上设地垄墙，架设130mm厚预制板，上浇筑100mm厚后浇层形成叠合板。（点评：施工方便，结构合理，架空板上又可以灵活调整货架位置，只要活载不超过每平方米40kN就行。）

施工图基础方案采用4x4m单桩单柱无梁楼盖式架空板，施工难度大不说，仅长桩就比修改施工图基础方案多106根0.35x0.35x31.5m桩，桩砼量409立方米；地面板由0.38m改为0.23m，按库区面积5600平方米计算可减少钢筋砼量840立方米。若按每立方米钢筋砼800元计，修改施工图基础方案比施工图基础方案降低造价一百万余元。由此可见，单桩单柱无梁楼盖式架空板方案确实是个造价既高而风险又大的奇特基础方案。要是当时直接投入使用，恐怕会被施工单位“枪毙”的。因为该方案既要求他们在“柱森林”中靠人工抬着3.2吨重的4米见方预制板就位，又要求预制桩的就位精度不得超过100mm。其难度之高之奇，实在会成为笑柄了。

设计反思录二十七：设计前的现场踏勘

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所谓“踏勘”，愚以为除了现场观察外，尚可包括向当地技术人员收集信息。眼见为实，至少可以不用重复前人的错误，却能借鉴前人的经验。尤其到陌生地方，向当地技术人员请教是再合理不过的事，他们在那儿呆了几十年，对当地地基情况当然最有发言权。特别是质量监督站的资深工程师更是一宝，因为他们见过的工程太多了，既有成功的也有失误的，尤其是他们见过各个设计院的设计，又常听到业主的说法，心中自有一杆秤。现在介绍几项工程的踏勘时的收获。

1．浙江余姚某住宅小区。地下20米内均为软土。业主指出仅隔一条小街的另一刚竣工的住宅小区中六层住宅均采用天然浅基础，故希望本工程也参照之。首先陪业主到那个小区转一圈，然后指出多数六层住宅的五~六层窗下角已出现“八字形”细裂缝，不注意找还真不太容易发现。但这是典型的不均匀沉降引起的裂缝，且很可能随着时间的流逝而继续发展。业主认为即使外墙出现裂缝也肯定无法接受，遂决定采用桩基。

2．上海第二服装厂。17米厚淤泥质粘土以下才是粉砂层。当时的设计中尚无沉降量控制的概念。业主认为周围的建筑没有一家打桩的，故也想采用天然浅基础。可是一圈转下来情况就很清楚了，那些建筑物外墙上均有明显的裂缝，室外地坪已明显低于周围道路，一下雨积水严重。最不好的是临街一商店由于不均匀沉降，导致街面大玻璃窗也爆裂了。拖着业主看过这些工程后，他们也只得增加几十万元打8米短桩。虽然竣工实测沉降已达25厘米，但沉降较均匀，数年后墙面仍未发现裂缝。这也是当时情况下的一种妥协。此后，隔壁的香海美容品厂就吸取上海第二服装厂的教训，改用桩端进入粉砂层的21米桩复合桩基。

3．浙江台州路桥某商住楼。六层，呈“L”形。该地区40余米内无坚硬土层。当地质监站资深工程师介绍，根据他们多年经验，当地五、六层的工程，采用30米长桩，沉降情况均不错。于是并未按地质报告推荐的那样用22米桩，而选36米长桩。建成后使用数年，情况较理想。

4．江苏常熟某多层商住楼。当地5~6米以下均为粉性土。业主的顾问根据南京地区经验，认为预制桩太贵，应采用夯扩桩。第一次到江苏。当然全盘接受。但当地质监站和施工队技术人员介绍，数年前几家大设计院在这儿试验夯扩桩，均发现扩大头夯不出来。其次，本地锤击桩入土很容易，且最后贯入度常高达20多厘米/10击，但单桩承载力却随时间流逝而增长明显。业主的顾问显然对常熟地区地质条件也不熟悉，最后商量下来采用预制桩，沉桩

情况良好。可是不管工程大小设计人员都要现场踏勘，十分费时费功夫，而且多半得不到具体数据。因此最希望能有一个包含当地已建工程的地质条件、基础情况、沉降数据与基础造价比较等信息的数据库，那就不用再靠个人的力量去摸索了

设计反思录二十八: 杭州旧基础数据库简介（一）

设计反思录二十八。杭州旧基础数据库简介（一）

――带有挑出地下室的高层建筑桩基承台板设计

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19xx年，杭州城建科研所对杭州的基础选型及地基处理提出一份调研报告，并建立了一个开放型的数据库，期望通过不断补充新的数据以便供设计人员参考、为业主的投资控制提供依据。此后似乎就此沉寂。十五年过去了，事过境迁，但是调研报告中有些数据可能还有点参考价值，现择要介绍之。

（一）总报告。将杭州市区工程地质大致分成五个区域：

1．淤积软土区，位于运河以北，由西湖向东北方向延伸。淤质土层厚15~35米，Es=1.8~4.5MPa.。

2．冲积粉土区，位于市区东部和东南部，以中山路为界，东至钱塘江边。粉土、粉砂层厚6~16 米， Es=9~12MPa.；其下为淤质土层，Es=2.5~5MPa.。

3．人工填土区，位于西湖东南、城区西部即中山路以西区域，基本处于古城墙内，人工填土层厚达3~6米，其下为粉质粘土硬壳层，以下淤质土层厚2~14米。

4．陆相粉土区，位于莫干山路北大桥西北区域。硬壳层下为2~9米淤质土层；其下为2~10米粘土层，Es=6~10MPa.；其下为3~9米淤质土层；再下为粘土层，Es=8~12MPa。

5．丘陵山麓区。

（二）桩基础。

1．沉管灌注桩：通过位于淤积软土区的某住宅小区和林家浜小区沉管灌注桩基础的统计，发现对于六层住宅，凡桩长小于等于13米的，竣工沉降均大于100mm；凡桩长大于13米的，竣工沉降均小于100mm。

2．夯扩桩：适用于冲积粉土区和湖东旧城区，桩长4~14米。其造价略高于相似地质条件下天然浅埋条形基础。调研报告给出了五十一幢采用夯扩桩建筑的概况，其中最高达十层。可惜未给出这些建筑的沉降情况，而夯扩桩基础的沉降计算好象至今仍是难题，解决问题的第一步恐怕还是先收集实测沉降数据。五十一幢采用夯扩桩建筑的概况见附图。设计反思录二十九，杭州旧基础数据库简介（二）

（三）天然地基与复合地基：

1．天然浅埋条（筏）基和整体平板式基础：淤积软土区采用天然浅埋条（筏）基和整体平板式基础的住宅沉降均较大，最大可达100厘米，现在仅具反面价值。冲积粉砂区多层建筑天然浅埋条（筏）基础的情况却未列入。

2．折板式补偿基础：调研报告认为折板基础用钢量高于平板式基础，但其明显的优点是沉降量小。报道说南京三十余万平方米住宅采用折板基础，沉降量未超过15厘米。可是《地基处理手册》（19xx年，中国建筑工业出版社）第428页报道，南京南湖新村的六层住宅（折板基础）沉降量已达37厘米 (看来寻找某种技术的负面数据一般只能到报道其他技术文章中去找) 。其实推想起来，有的折板基础沉降确实较小的原因可能有三点：（A）折板式补偿基础的基底附加压力可能小于软粘土的结构强度，此时实际沉降量远小于计算沉降；

（B）可能遇到超固结土，此时实际沉降量也小于计算沉降；（C）当时有人假设折板基础周边的反向基础梁限制基底软粘土的侧向位移从而减少了沉降。然而同济大学图书馆扩建工程，十一层，二层地下室，持力层为3.7~6米厚粉细砂，地下室周边采用16.5米深的地下连续墙封闭，限制基底软粘土的侧向位移，装完书时的沉降量仍达11.4厘米。由此可见折板基础周边的反向基础梁（一般不过1米左右）的作用恐怕微乎其微。折板基础现在已未闻有工程继续使用了。

3．石灰桩：调研报告指出其造价与沉管灌注桩不相上下，并列出8幢建筑物数据，竣工沉降30~130mm不等，一幢六层住宅二年实测沉降200mm。这种地基处理方法现在恐怕极少使用。

4．水泥搅拌桩：调研报告指出其造价比沉管灌注桩低20~50%，但未给出沉降数据。另据介绍，杭州某学院宿舍采用水泥搅拌桩，竣工时沉降已达700mm。而报道的较成功工程实例似乎位于老城区者居多。这种地基处理方法现在也较少使用。

5．振冲碎石桩：调研报告指出其经济效益不错，适用于冲积粉砂区。排污问题较棘手。设计理论还处于半理论半经验状态。

（四）高层建筑部分：

调研报告根据收集的试桩资料，认为大多数大直径钻孔灌注桩的荷载由侧摩阻力提供，桩端阻力未充分发挥，完全作为安全储备。从现在工程实践中遇到的情况看，仍有人坚持桩端进入基岩若干倍桩径，可见以上所说的仍具有现实意义。

顺便说，上海19xx年开发的“SRM型钻孔灌注桩”施工方法，其特点是成孔后的孔壁呈明显的不规则凹凸形，利用导管接高压泥浆二次清淤，导管超深度埋入混凝土中使混凝土挤入已被钻松的孔壁，从而使得钻孔灌注桩承载力提高40%，并已成为《上海市标准――钻孔灌注桩施工规程（DBJ08-202-92）》。但至今已十余年，似乎尚未听说浙江地区使用过这种施工技术。而浙江不少打桩队在上海多年，早已掌握了这种技术。因此只能假定“SRM型钻孔灌注桩”施工方法在浙江经过大规模试验，确实不适用于浙江的地质条件，只不过孤陋寡闻者从未在各种有关刊物上找到这类大规模试验的报道而已。

（五）降低地基基础造价途径：

天然浅基础、石灰桩、水泥搅拌桩等已如前述，兹不赘述。

复合桩基问题未作开展，也未提供工程实例。其实设计人员在业主的降低造价要求下，这几年仍有时暗中按“桩三板七”的旧思路设计基础；或在设计框架与底框住宅时，认为基础自重可由基底地基土承担，但计算书中不能反映出来，于是就有意不计入底层填充墙重，由于电算柱底荷载图上反映不出这一点，因此设计审查者也从未发现。

设计反思录三十: 绍兴地区多层桩基初步调查

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绍兴地区地基土表层硬壳层下的软土层厚达10~30米，其中压缩性最高的淤泥层的压缩模量仅1.4MPa。六、七层建筑多采用10~20米长沉管灌注桩。19xx年，由于某种机遇，曾试图对该地区多层建筑桩基情况作一调查，待收集到二十多份资料后发现这不是个人力所能及的。但既然当地各大设计院似未见公布自己的资料，现只能将已收集的数据按地块分类选有代表性的工程，提出来供有兴趣的同行看看。数据见表一。

由表一可见，这些工程的竣工沉降量均很小，沉降速率似也接近沉降稳定的标准

（0.016mm/天），当然此时活载尚未全部施加。不过即使按竣工时完成总沉降的20%计，这些建筑的最终沉降也不过17~64mm，离公认经济、合适的最终沉降100mm还相当远。若按沉降控制复合桩基理论取100 mm为控制值对上述建筑的桩基进行优化，可得结果见表二。由表二可知，能减少用桩量36~58%，占总造价的5%左右。参照“设计反思录十一”所述绍

兴兴文公寓的成功实例，从技术上说应该不存在多大问题，就是不知道这些降低的造价对业主是否有吸引力？

其实绍兴地区素有“桩土三七开”的设计传统。又曾有人提高基底土的分担比例以便减少用桩量，有成功的，也有沉降较大的。关键似在于其思路始终围绕着桩土分担比例打主意，然而即使某个比例成功了也顶多是某个局部地方的经验，换个地方或者建筑物体量变化就未必同样有效。岂不知无数实测数据早已证明桩土分担从不存在一个固定的比例，现阶段的沉降控制复合桩基设计方法正是撇开桩土分担比例问题，直接从沉降计算入手的。

设计反思录三十一：宁波地区多层基础的一些数据

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宁波工业设计院于19xx年对宁波市多层建筑浅基础作过调研（见《基础工程400例（上）》第721页）。“设计反思录一”中基于工程实践提出，不宜机械地遵守“地基基础规范”中关于可不作地基变形计算的建筑物范围规定，而宜视具体情况决定。宁波工业设计院的调研报告中有三十一例一至四层建筑物的沉降数据，可以补充说明这个问题，现摘出供参考，见附图表一。

宁波建筑设计院于19xx年调查了宁波市一百二十多幢多层建筑沉管灌注桩基础的情况（见“宁波市灌注桩调查报告”交流资料）。不过当时的着重点在单桩承载力，因此一百二十多幢多层建筑中只有三十一幢住宅有竣工沉降数据，见附图表二。表二中有四幢六层住宅采用七米纯摩擦桩加条基的复合桩基，竣工沉降为185~225mm；而同一小区中另十七幢采用条形基础的五层住宅，竣工沉降达202~354mm。这与“设计反思录五”所述上海中短桩复合桩基的情况相似。表二中其余二十七幢住宅桩长13.4~17米，桩端持力层为褐黄色硬土层或粘质粉土层，竣工沉降为10~76mm。

宁波江东区王隘建筑群中的丙1、丙2、丁型六层住宅曾进行长期沉降观测（见“浙江第六届土力学及基础工程学术讨论会论文集”第232页），该工程沉降量数据见附图表三。由王隘建筑群的沉降量―-时间曲线似可判断，表二所列二十七幢住宅的最终沉降很可能不会大于150mm。

宁波本地设计院在地基基础方面有着极强的科研力量和传统，宁波有本地区的桩基规范就是一个最好的例子。因此以上这点数据对于宁波本地设计人员来说可能不值一哂。但外地设计人员到宁波由于处于信息不对称的境地，在基础设计方面多半处于劣势，同时这种状况或许会影响他们对地质勘察报告的正确判读。因此上述那些对宁波本地设计人员来说属于“吃不饱”的数据，对外地设计人员也许就有点参考价值。同时也期望能引出宁波同行公布他们手头真正有价值的沉降数据来。、

设计反思录三十二，杭州浅埋粉土区桩基沉降计算问题

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“设计反思录八”中谈到杭州打铁关地区“上硬下软”土层的桩基沉降计算问题。当查到杭州基础数据库资料时，发现打铁关地区处于杭城冲积粉砂区。冲积粉砂区与陆相粉土区可统称为浅埋粉土区，其典型剖面见附图。杭州浅埋粉土区已建成采用夯扩桩基础的工程至今应该不下数百幢，且最高达十层（省供销社商品检验楼，位于体育场路、建国路口，建成至今达十七年以上）。可惜未见沉降数据。

明特林应力公式法计算桩基沉降一个始终未解决好的问题就是，对于桩端持力层为浅埋粉土而其下又存在软弱下卧层的情况，计算沉降有时会明显大于实测沉降。有同行认为应减小沉降计算的压缩层厚度。但假定8米厚浅埋粉土（下有软弱下卧层）上建六层、十层、廿层建筑物，上海地区实践证明，六层建筑物的沉降量肯定远小于10cm，十层建筑物的沉降量可能小于10cm，廿层建筑物的沉降量与明特林应力公式法计算值相符（参见“设计反思录

七”）。那么沉降计算压缩层厚度究竟应该如何取值呢？具体到杭州浅埋粉土区的情况，首先当然需要有桩基的长期沉降观测资料。温州技术人员可以对温州华侨饭店进行二十年沉降观测；宁波技术人员会对王隘建筑群作三年沉降观测；上海技术人员更是对近百幢建筑物进行六年以上的沉降观测，以至于全国地基规范的桩基沉降计算经验系数只能借助于上海地区的数据。杭州地区应该也有这类观测数据，只是不知道上哪儿去找。然而似乎也未听到浅埋粉土区建筑物沉降量较大的说法。

既然杭州浅埋粉土区已建工程最高达十层，再参考上海浅埋粉土区桩基的经验，那么就可以对“设计反思录八”中提出的问题作一初步回答：按打铁关某工程的地质条件，建筑物平面尺寸按59x45m，采用15m长夯扩桩，八层楼的计算沉降修正值约为16cm，十层楼的计算沉降修正值约为20cm。参照杭城浅埋粉土区数百幢建筑物桩基的情况，这个计算结果很可能偏于保守。

设计反思录三十三，相邻基础的设计

论坛上曾有同行出了个题目：“相邻基础的设计”，可能由于太空泛，无疾而终。其实这是个很实用的题目。谈一点个人的想法。

1．采用天然浅基础的两幢建筑物基底标高基本相同，新、老建筑物之间的影响。《上海地基规范》指出，相邻基础的净距大于10m时，可略去其影响。当两者距离较近时，容易引起老建筑不均匀沉降，非常麻烦。新建筑尽量考虑桩基。已建成多年的上海建筑五金公司仓库与旧二层砖混仅隔2米左右，仓库采用预制桩，控制沉桩流水和进度，获得成功。《上海地基处理技术规范（DBJ08-40-94）》第197页介绍，上海电子商厦（七层）位于上海南京东路，东临蔡同德药店，南靠南京路，西傍灯具总店，北挨居民楼，周围有纵横交错的地下管线。采用逆作法锚杆静压桩，考虑桩间土分担30%荷载，进行信息化施工，情况良好。

2．采用天然浅基础的两幢建筑物基底标高不同，新、老建筑物之间的影响。苏州曾有工程采用单排木桩密布隔离，获得成功。现在也有采用水泥搅拌桩的。这与造价、施工场地有关。钢板桩效果不错，但拔桩时可能损坏基础。

3．由沉降缝分开的相邻基础。对于《上海地基规范》关于“相邻基础的净距大于10m时，可略去其影响”的规定，愚以为仅适用于新、老建筑物和单层建筑中独立基础的情况，而不宜推广到同一工程中由沉降缝分开的相邻基础的设计。因为若计算时略去了净距大于10m的相邻基础影响，计算结果与实测沉降可能不符；而考虑相邻基础互相影响，还不如按整体基础计算更方便，也更符合实际。如温州华侨饭店（四层砖混），由沉降缝分成三单元。二十年的沉降观测结果见附图。该工程按整体计算沉降，可得计算沉降为1298mm，与实测平均沉降量1131mm（不是实测推算最终沉降）很接近。若按三单元单独计算同时考虑彼此影响，计算过程复杂得多，且建筑物两端的计算沉降应明显小于中间沉降；而实际端部的实测沉降（1104mm）已达到中部最大沉降（1285mm）的85.4%，差距并不大。

设计反思录三十四：多个桩端持力层的桩长选择

（一）

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

软土地区常遇见地基土中存在多个桩端持力层的情况。可以设想，此时应该存在一个既达到强度要求又满足沉降要求的最佳桩长。这其实并不太困难，只要计算几种桩长情况下的沉降即可求出这个最佳桩长。

然而由于多数设计人员似乎尽量避免进行沉降计算，设计审查人员好象也从未提出这类要求。于是设计人员常套用端承桩的概念，尽量将桩端置于较坚硬的土层中，从而避免可能出现的沉降问题；其次一般都是按地质报告的建议来选择桩长。可是地质报告建议的桩长仅考虑强度因素，并不可能在考虑沉降的条件下进行各种桩长的经济比较。这应该是地基工程

师的工作。

现介绍一些多个桩端持力层的桩长选择工程实例。

浙江?XX置业房地产公司锦江花园位于绍兴县，共八万余平方米多层住宅。地质报告建议采用以粉细砂为桩端持力层的 50米长预应力管桩。据称当地设计人员一般均按此桩长设计。地质资料与桩位图见附图。

然而只要进行一下 26~50米桩长的桩基沉降计算就可以知道，若将最终计算沉降限定在 15厘米以内，可采用的桩长有 32、38米（管桩直径400）与41、50米（管桩直径500）等。计算结果见附图的表一和“桩长与桩总造价曲线图”。可以很方便地知道，38米长的管桩为较佳桩长。

可惜设计人员拒绝进行沉降计算与经济比较，却直接按地质报告的建议采用造价最高的50米长管桩。这一来每平方米建筑面积增加桩造价约63.6元；整个小区八万平方米就将增加约五百万元造价。

可能由于浙江的房地产商暂时还不善于借助“外脑”对设计文件进行优化，于是设计单位仍能保持技术方面的话语权。然而设计审查制度的建立以后，业主可以名正言顺地获得设计计算书，于是设计单位就失去了技术垄断地位，业主与设计人员在技术层面上也处于平等的地位上，从而就多了一个选择的余地。而获得了技术知情权的业主必然为了达到合理的技术经济指标，逐步走向对工程设计文件再借助于技术咨询人员进行优化。接下来的事恐怕就是设计人员如何尽快去顺利地适应这种局面了。

下一篇拟介绍江苏房地产商借助于“外脑”对桩基进行优化的工程实例。

设计反思录三十五：多个桩端持力层的桩长选择（二）

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

现介绍一些多个桩端持力层的桩长选择工程实例。

江苏某二十六层高层建筑（一层地下室）位于江苏某市，基础为28x58m，约四万四千余平方米。地质报告建议采用以粉细砂为桩端持力层、直径1.2米、 93米长钻孔灌注桩。地质资料位图附图。

然而当初步设计决定采用1.2x93m的钻孔灌注桩后，业主发现桩造价竟占到整幢大楼结构造价的30%，于是请来上海地基专家组会审，立即建议改用直径0.6米、60米长的预应力管桩。因为两者相比，后者桩造价可降低四百万左右。见附图表一。

该工程采用93米钻孔灌注桩，估算沉降为9.3厘米；而改用60米管桩，估算沉降为15.4厘米。两种桩基方案均符合规范规定。当然采用93米长桩设计人员更省心，因为基本不用考虑沉降计算问题。若遇上不太“精明”的业主，也就过去了；可一旦业主请来见多识广的地基专家，那就只能怪自己当初为何不按规范规定计算沉降和考虑造价了。

设计审查制度的建立以后，业主可以名正言顺地获得设计计算书，于是设计单位就失去了技术垄断地位，业主与设计人员在技术层面上也处于平等的地位上，从而就多了一个选择的余地。而获得了技术知情权的业主必然为了达到合理的技术经济指标，逐步走向对工程设计文

件再借助于技术咨询人员进行优化。接下来的事恐怕就是设计人员如何尽快去顺利地适应这种局面了。由上述工程实例可知江苏的房地产商很善于借助“外脑”对设计文件进行优化，从这方面看设计单位在技术方面的话语权似乎已丧失殆净。然而反过来看，若设计人员提前对自己的设计文件进行优化，使得业主请来的“外脑”劳而无功，岂不是会给业主留下更好的印象吗？

该工程设计尚在进行中，业主第二次请来的专家建议对上部结构进行优化，因为上部自重标准值达到每平方米18kN，而一般此类高层建筑的自重标准值为每平方米16kN左右。若有新进展，将继续介绍给诸位同行。

设计反思录三十六:多个桩端持力层的桩长选择(三)

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现介绍一些多个桩端持力层的桩长选择工程实例。

浙江平湖市某办公楼（主楼十二层，含一层地下室；裙房二层，无地下室），不设沉降缝。地质报告与桩位图见附图。该办公楼附近一、二百米外有一幢建于七年前的六层商住楼，采用20米长桩，实际沉降情况良好。考虑到这种情况，且本工程的计算沉降小于7厘米，于是决定主楼采用43米长钻孔灌注桩，裙房采用22米长钻孔灌注桩。目前工程已结构封顶，各点的实测沉降量均小于1厘米，沉降差也很小。这说明本工程的基础设计是较成功的。设计反思录三十七:地基土与桩基承载力"误区"

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在基础设计中无论是校审人员、设计审查人员还是工程师自己，一般均要求上部荷载与地基土（包括桩基）承载力完全匹配。然而这似乎是个误区。

J?E?波勒斯（美）在《基础工程分析与设计》（中国建筑工业出版社 19xx年）中指出；“地基承载力公式在大多数情况下是偏于保守的，而几乎在所有情况下所用的土参数估算值又均留有余地，所以由此得出的地基承载力极可能是相当低估的值。此外，在计算得很保守的承载力上现在又加上一个安全系数，以致于最后推荐的容许值将会是不很足够的概率是极低的。??????绝大多数设计人员趋向于把土工工程师所提供的承载力看作是不能超过的精确值。实际上，??????承载力几乎根本不是一个精确值。因此，如果我们超过所得的值达2到10kPa差别是很小的，除非所给的值低于50 kPa以下，此时我们不应希望超出推荐值达2kPa左右。”

又如上海地区的浅基础容许承载力号称“老八吨”。然而在上海，天然地基载荷试验的荷重最大达到每平方米350kPa，大面积堆场的荷重最大达到每平方米800kPa，而且紧靠江边，未发生地基滑裂破坏，只是沉降量很大（参见《软土地基与地下工程》第13页中国建筑工业出版社 19xx年）。这就可以作为波勒斯论点的极好注脚。

对于桩基也可作如是观。在土工工程师所提供的留有余地的土参数估算值基础上所得出的桩基承载力，当然不可能是不能超过的精确值。况且单桩承载力静载试验一般不会做到极限承载力（除非设计人员特别要求），于是设计人员确定的桩基承载力多半是偏于保守的。而单桩承载力特征值虽然一般取为单桩极限承载力的一半，但实际上它应该与沉降量有关。

比如某工程要求最终实际沉降量以毫米计（如卫星地面接收站的基础），则至少在软土地区的单桩承载力特征值就可能取为单桩极限承载力的五分之一甚至十分之一；又比如多层住宅复合桩基的最终实际沉降量只要求小于150毫米，于是单桩承载力就可能大于单桩承载力特征值甚至取用单桩极限承载力了。

总之，设计人员自己设定一个多半偏于保守的承载力指标，再要求上部荷载与承载力分毫不差，就有点“自讨苦吃”的味道了。

设计反思录三十八:对论文与规范例题的判读

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一．对于专业刊物或书籍上所刊登论文的论点，还是要进行必要的判读。因为审稿人对其计算结果未必都进行复算，主要还是“文责自负”，其论点不一定都“无懈可击”。现试举两个例子：

1．《浙江建筑》（总第111期）第78页论文“振冲碎石桩在软基处理中的应用”云，在绍兴市污水处理厂凝聚沉淀池地基处理中采用振冲碎石桩加固软土地基，比常规桩基降低造价21万元。文章未说明沉淀池是否埋在地下，但该文既然说“在施工前进行井点降水”，那么估计沉淀池多半埋在地下。如果以上猜想属实，则当水池中无污水时的抗浮问题如何解决，该论文就未作交待。由于碎石桩毫无抗拔能力，故我们若对埋于地下的水池采用振冲碎石桩加固软土地基，就应另行考虑水池的抗浮了。

2．《住宅科技》（20xx年7月）第25页论文“减沉桩设计原理及其工程实例”介绍十三层商住楼采用复合桩基的工程实例。请注意该文的图2与图3以及表2数据，160根桩复合桩基的桩顶计算最大沉降为100毫米，223根桩常规桩基的桩顶计算最大沉降反倒为154毫米。这么个结论除非得到实测数据的证实，否则是很难令人信服的。看了该文后的想法是，要么该文有误，要么该工程采用的计算软件有问题。

二．规范中常有些例题，其计算结果当然不会有问题。但若该例题的前提存在局限，则例题计算结果证明的论点就不甚可靠了。现也试举两个例子：

3．《浙江省标准――建筑地基基础设计规范（DB 33/1001――2003）》第207页给出一工程实例（这当然不是真实的工程，前提有问题），采用实体深基础法和明德林应力公式法计算沉降，认为由此证明两者相符。现请计算“软土地基桩土共同作用监测实例分析”（《中国土木工程学会――第五届土力学及基础工程学术讨论会论文选集》第433页）中工程实例的沉降，见附图一，就可知道“浙江地基规范”第97页“按实体深基础计算桩基沉降经验系数”的保证率可能只有百分之五十。详见“实体深基础法计算桩基沉降经验系数之探讨”（《建筑施工》20xx年3月）。

4．《上海市工程建设规范――地基基础设计规范（DGJ08――11――1999）条文说明》第238页给出一计算复合桩基的工程实例。然而该工程实例的建筑面积约2559平方米，上部结构传至地面的竖向荷载标准值为43500kN。也就是说，上部结构每平方米重量为17kN。这比一般砖混结构住宅每平方米重量15~16kN重多了。于是禁不住令人对该例题的计算结果产生一丝疑问了。

当然不是“草木皆兵”，但疑问确实存在，无法忽视。只能个人多加注意了。

设计反思录三十九：业主强制下的设计优化（一）

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地产商更精明，因为有不少工程实例恰恰是浙江商人在那儿进行投资的。杭州本地的设计单位可能较少遇到业主的这类要求，因为咨询公司的工程师与设计人员绕来绕去多半会搭上关系（如校友、师生、朋友等等），彼此很难板起脸来认真下去。如某咨询公司干了一两年后，在“受害人”的抱怨下，咨询公司工程师的老师发话：某人不要老是去挑别人的毛病了。于是关门了事。不过无论杭州还是上海、江苏等地区，对外地设计院在该地区的设计项目就没有这么“温良恭谦让”了。

现拟陆续列举一些所见所闻的工程实例，供同行们参考。

1．江苏某县的住宅小区，八度抗震设防。浙江投资商要求对已完成的设计文件进行优化，因为若按此图施工，业主将无利可图（该地区房价仅每平方米800~1000元）。当工程师认为无法再优化后，业主拒付设计费，并干脆另行委托当地工程师设计，而且确实降低了造价；

2．江苏苏州地区某县的住宅小区。浙江投资商根据当地设计审查人员的意见，要求对已完成的设计文件进行优化。由于有上述业主抽走工程的先例，工程师只得老老实实地进行修改，即使这样做意味着自打耳光；

3．杭州萧山某高层住宅，业主经过咨询，强制工程师修改已完成的设计文件，将钻孔灌注桩改为预应力管桩，降低造价约一百万元；

4．杭州市中心某宾馆院内拆造一幢七层商住楼（带一层地下室），4000余平方米，原设计采用桩端持力层为砾石层的三十余米长钻孔灌注桩，造价达一百余万元。由于此楼并非商品房，业主难以承受，另请咨询人员出设计方案，考虑到该地块原有建筑对地基土的压密作用，改用水泥搅拌桩，降低基础造价七十余万元。该商住楼使用至今已达六年，情况良好；

5． “设计反思录三十五”所述江苏某县的高层建筑基础的变更，就是房地产商借助“外脑”的力量，强制工程师进行设计优化的一个典型实例；

6． “设计反思录五、九、十一、十二、十八、二十、二十三、二十四、二十五”也是工程师在业主的要求下进行设计优化的一些工程实例。

小结：建筑设计方案（实际也就是建筑师的人选）现在已由业主（间接地代表市场）来选择；结构设计中尚未正式引入经济指标，因此业主也许没有多少选择权。但不少业主已在强制设计人员注重经济性。现在的问题恐怕在于今后设计人员是每次都被动地在业主的强制下多次修改设计文件呢，还是主动地应对这种挑战。

设计反思录四十:业主强制下的设计优化(二)

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近两年来，业主对设计文件的优化要求似乎在加强。以杭州为界，杭州以南地区的业主对工程师给出的设计文件一般都无太大异议，顶多说几句含钢率多少的话；杭州及以北地区的业主，则倾向于借助“外脑”的帮助要求对设计文件尤其是基础部分进行优化，以达到降低造价的目的，且确实成绩斐然。至于为什么会出现这种地区划分，现只能猜测是因为杭州以南地区房地产业的利润空间较宽松，而杭州及以北地区钱难赚罢。当然不至于认为那些地区的房地产商更精明，因为有不少工程实例恰恰是浙江商人在那儿进行投资的。杭州本地的设计单位可能较少遇到业主的这类要求，因为咨询公司的工程师与设计人员绕来绕去多半会搭上关系（如校友、师生、朋友等等），彼此很难板起脸来认真下去。如某咨询公司干了一两年后，在“受害人”的抱怨下，咨询公司工程师的老师发话：某人不要老是去挑别人的毛病了。于是关门了事。不过无论杭州还是上海、江苏等地区，对外地设计院在该地区的设计项目就没有这么“温良恭谦让”了。

上海青浦区某住宅小区，近八万平方米，为六层住宅与三层联体式别墅。地质报告见附图一，原设计基础图与优化后的基础图见附图1~9。地质报告建议采用边长250~300毫米的8~14米小桩，于是设计人员就选用0.25X0.25X10m的复合桩基（点评：把地质报告中

的建议直接拿来应用，而不进行优化分析，偷懒！！）。设计审查人员告诉业主，该工程基础部分尚有较大的改进余地。于是业主就坚持要求设计人员进行优化。无奈之下只得换手进行修改，改用0.2X0.2X10m的复合桩基，桩工程量仅为优化前的百分之四十三（点评：原设计的桩数比优化方案多出一半以上，确实离谱了点，也难怪设计审查人员一眼就看了出来！！）；加上条形基础的修改，基础造价总共降低约一百五十余万元，折合每平方米建筑面积21.1元，占到原设计方案基础造价的百分之三十五左右。

此外，其中有十八幢联体式别墅的基础偏心距竟达到规范规定值的两倍以上，这说明原设计文件中这部分计算有误或根本是假的。而设计审查人员当然不会去复算。不过我们以为，在某些特殊情况下，计算书中局部“造假”，也还是可以理解的。但首先应该偏于安全，其次必须自己心中有数。至少不能自己骗自己吧!!

该工程已进行了单桩静载荷试验，荷载达到单桩极限承载力时的最大累积沉降量仅为10.23毫米，远低于规范规定值。由此可见，该工程可采用8米长桩，即桩工程量至少还有百分之二十的余地。但由于事前已无时间进行现场调查与收集资料，加之第一次在该地区进行设计，对此处“上硬下软”土层的沉降特点把握不准，因此设计优化时的指导思想仍然是偏于保守的。然而就是这么着，也可以算是打了自己单位一个大大的“耳光”罢。个人也许很痛快，但是单位的形象就不太妙，成本也有所上升。

小结：建筑设计方案（实际也就是建筑师的人选）现在已由业主（间接地代表市场）来选择；结构设计中尚未正式引入经济指标，因此业主也许没有多少选择权。但不少业主已在强制设计人员注重经济性。现在的问题恐怕在于今后设计人员是每次都被动地在业主的强制下多次修改设计文件呢，还是主动地应对这种挑战？

设计反思录四十二：主裙楼一体桩基设计探讨

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“设计反思录十六、十七、十八、四十一”给出上海地区四例主裙楼一体桩基设计方案。尤其是“设计反思录四十一”所述工程实例，由于作过数次桩基调整并进行相应的底板内力计算，故弥足珍贵，值得详细介绍，并对主裙楼一体桩基在浙江与上海两地的不同思路说一点个人的想法。

“设计反思录四十一”所述工程实例的0.8x61.4m桩基原方案其实不是该文所述厚筏桩基，而是单柱多桩承台与三块多柱（含剪力墙）联合承台，见附图。这种桩基做法在浙江似乎是常规做法，只要有多柱（含剪力墙）联合承台的内力计算（合理与否另当别论），应该能够通过校对、审核与设计审查。

然而上海的设计审查人员却否定上述桩基方案，理由是上海地区多用厚筏桩基础，并根据考虑沉降差的计算结果进行设计。其实浙、沪两地对于桩端持力层非基岩的、主裙楼一体桩基设计的最大区别在于沉降差计算！因为浙江地区设计人员似乎先验性地认为这类桩基础不存在沉降差，于是就不必考虑由沉降差引起的附加应力。而上海地方规范《钢筋混凝土高层建筑筒体结构设计规程（DGJ08--31―2001）》第79页对承台板内力计算有明确规定，主要是应用基于明特林应力公式法计算桩基沉降的“弹簧常数法”来计算承台板内力。

于是就出现了一种有趣的现象：同样的主裙楼一体桩基设计方案（如附图所示），在浙江地区不计算沉降差与承台板附加应力就可以通过各级审查，到上海却不行。这就奇了怪了。然而应该承认，考虑沉降差的厚筏桩基设计思路更符合逻辑。高层建筑主楼与裙房若采用同样长度的桩基，由此而产生的沉降差并不会因为采用多桩承台就不存在，沉降差引起的附加应力无论在厚筏还是在地下室底板和承台连系梁中也同样存在。

也许有人会说，不考虑沉降差引起的附加应力的桩基，不也没出毛病吗？但愚以为，首先，这似乎不应该是一个工程师说的话，总不能糊糊涂涂地搞设计吧？其次，正由于心中无底，于是多柱（含剪力墙）联合承台的设计就常常明显偏于保守。如杭州某二十九层建筑的

筒体下厚筏承台就设计成3米厚，这在上海地区是用在四十多层高层建筑基础上的。据说浙江地区的大学里也有考虑沉降差的厚筏桩基计算软件，但据介绍该软件的桩基沉降计算是基于《建筑桩基技术规范（JGJ 94―94）》推荐的“等效作用分层总和法”，不是直接采用明特林应力公式法计算桩基沉降。然而已有论文证明“等效作用分层总和法”计算桩基沉降时存在较大缺陷，见《建筑施工》20xx年1月文：“关于桩基沉降计算方法的商榷”。现摘录一段：“??????计算结果证明，至少在某些情况下（如软土地基），采用[JGJ 94―94法]（此处指“等效作用分层总和法”）计算沉降，可能会出现随着桩数的增多而计算沉降反而变大的反常现象，虽然绝对值可能很小，但显然违反常识。最重要的是，[JGJ 94―94法]的计算与明特林应力公式法计算沉降是不相符的。”因此若采用该软件计算厚筏桩基，似乎宜与其它软件的计算结果进行比较后，再择善从之。

总之，上海地区因为有“弹簧常数法”来计算桩基沉降差以及承台板内力，因此对于主裙楼一体桩基设计，可以说是存在着一个相对统一的评判标准。反观浙江地区，由于缺少这一个基础，兼之设计人员一般连沉降计算都付诸阙如，更甭谈沉降差计算，于是在主裙楼一体桩基设计上就各显神通，校对、审核与审查都随心所欲了。

设计反思录四十一:业主强制下的设计优化(三)

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上海嘉定区某大厦，约四万平方米，为二十五层办公楼（裙房四层。地下室一层，且外扩至上部建筑以外二十米）。地质报告见附图。地质报告建议主楼与四层裙房均选择第8层“粉质粘土与砂质粉土互层”作为桩端持力层，外扩地下室选择第5层作为抗拔桩的桩端持力层。

1．初步设计方案对所有桩基均采用70米长钻孔灌注桩，主楼的桩直径为1.2米，其它部分的桩直径为0.8米。这一来桩工程量高达约14470立方米，若按每立方米800元计算，仅桩造价就达到11.57百万元。业主请来的咨询专家很容易就指出，初步设计的桩基方案不经济，主楼可采用50米长桩，裙房应采用30米左右的桩，以便控制主楼与裙房间的沉降差异。（点评：初步设计桩基方案完全不考虑经济因素，桩造价竟高达最终桩基础造价的2.4倍，即需多化6.74百万元的桩造价。咨询专家的这份咨询报告也太容易出了。）

2．施工图设计时主楼、裙房与外扩地下室以及汽车坡道仍坚持采用同样长度的钻孔灌注桩（61.4米）。地质报告、桩位图与地下室底板计算结果见附图“原设计桩位图与计算结果”（附图1~4）。桩工程量仍达约8590立方米，若按每立方米800元计算，桩造价仍达到6.87百万元.。经两次调整后仍达不到业主的预期目标，无奈之下只得换手进行优化。（点评：从底板计算结果可以看出，主楼与外扩地下室的8米柱距间的沉降差高达40毫米，故底板内力也较大。可见坚持采用同样长的桩反而可能导致不安全。由此造成桩造价仍高达最终桩基础造价的1.4倍，即需多化2.04百万元的桩造价。）

3．换手后施工图优化设计时决定主楼采用57米长钻孔灌注桩，裙房与外扩地下室采用32米长钻孔灌注桩，汽车坡道采用18米长钻孔灌注桩。地质报告、桩位图与地下室底板计算结果见附图“优化后设计桩位图与计算结果”（附图5~8）。桩群承载力标准值由优化前的1160，000kN降低到现在的742，000 kN ；桩工程量减为约6042立方米，若按每立方米800元计算，桩造价降至4.83百万元.。基本达到业主的预期目标。（点评：优化后的桩造价仅相当于初步设计方案桩造价的百分之四十二，相当于优化前施工图桩造价的百分之七十，降低造价二百万元，这个“耳光”够响亮的！应该说结果尚可。但从底板计算结果可以看出，主楼与外扩地下室的8米柱距间的沉降差仍高达30毫米，故底板内力仍较大，可见此次优化设计的桩基设计离理想状态尚有一定差距，比“设计反思录十七”所述的上海凯鹏大厦桩基设计退步了。这主要是因为规定的设计时间只有常规时间的三~四分之一，无力仔细推敲之故。又由于校对、审核人员的承受能力，外扩地下室的周边柱下仍布桩，比“设计反思录十八”所述的上海某大厦桩基设计也退了一大步。擎肘太多。遗憾。）

4．该工程的单桩静载荷试验（馒速法）已进行，当荷载加至预定值并达到稳定时，最大累积沉降量均小于20毫米，远小于上海规范规定的数值。这说明该工程的优化设计方案仍留有足够的余地。

设计反思录四十三:业主强制下的设计优化(四)

了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

该工程位于上海浦东，是两幢十四~十五层的高层住宅，剪力墙结构。地质报告见附图一。初步设计时对基础就考虑将41米长钻孔灌注桩布置于剪力墙下，地下室底板为400毫米厚，以便降低基础造价。业主请来的咨询专家提出一些优化建议，如：剪力墙选180毫米厚，并且在墙上留洞；钻孔灌注桩由直径600改为直径550等等。设计审查人员又对桩的布置提出一个原则：桩群的总承载力与上部结构重量、基础自重（扣除水浮力）之比，应控制在

1.1左右。可惜受制于自己单位校对、审查人员的陈旧观念，南楼的桩基经济指标为1.09，北楼的桩基经济指标仅为1.19。因此最后的审查意见是：“北楼桩基尚可优化。”

此外，在施工前又有三组咨询人员找到业主处，愿意对此工程的基础进行优化咨询。有的咨询人员认为可按他们的经验提高单桩承载力（这需要经过静载试验才行，将耽误工期，因此被否定）；另一组咨询人员建议改用预制桩，可降低造价约50万元（工程旁边道路下有“管道共同沟”，打预制桩则必须采取特殊围护措施，约需40余万元，故未采用此建议）。这么一个工程竟先后有五批人对该工程进行优化咨询可见上海地区对造价高低的注重。而我

们的基础设计还比较经济，幸不辱命。

设计反思录四十四:业主强制下的设计优化(五)

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浙江台州地区某高层住宅为四幢二十五层~ 三十二层的建筑，四幢楼的地下室相连。桩基采用50 多米长的钻孔灌注桩，桩端持力层为圆砾层。由于某种不可抗拒的原因，原设计单位在桩基基本上完成施工时退出该工程。这是个“烂摊子”！地下室顶板居然直接作为消防通道的道路地面，于是只得加大地下室埋深。最严重的是接手后在桩基静载试验时却发现有一半区域的单桩承载力只能达到设计要求的百分之六十五左右；与达到设计要求的另一半区域桩基施工工艺比较，可知出问题的原因是，虽然注浆的水泥用量达到试桩定下的标准，但桩端注浆压力未达到。

该工程为当地政府的动迁用房，因此上部建筑已不可能更改，无论是层数还是面积均不能动。由于某种不言自明的人际关系，也不大可能由施工单位正式承认桩基施工出了问题。因此补桩肯定是万不得已的最后一步。业主大约深知设计人员的保守习惯，于是就强制接手的人对原设计文件进行优化，看看能否不补桩。

幸亏根据原桩位图可以初步判断，原设计文件要求的单桩承载力能承受上部重量居然达到每平方米25kN左右，于是心中就有了底。果然，经重新计算上部结构，再扣除地下室的水浮力后，证明百分之六十五的原设计单桩承载力就能满足要求，只是裙房部分必须将原设计的屋顶花园改为不上人屋面。这可以说是完全满足了业主的最高要求，当然施工单位以及有关人员皆大欢喜。唯一不高兴的应该是原设计单位，不过他们已被迫撤出该地区，损失并不大。

其实这份功劳完完全全应该归功于原设计人员，不是他们这种出乎大家意外的“慷慨”，无论换谁也是束手无策的。但请不要认为这个工程的原设计人员特别保守，联想到“设计反思录四十”所述工程的桩经优化后减少百分之五十七，“设计反思录四十一”所述工程的桩群承载力标准值由优化前的1160，000kN降低到现在的742，000 kN（0.64），就可知此类现象并非罕见。这个工程若不是桩基施工有误，业主岂不仍然是个蒙在鼓里的“冤大头”吗？该工程建成至今已有三年，情况良好。

小结：建筑设计方案（实际也就是建筑师的人选）现在已由业主（间接地代表市场）来选择；结构设计中尚未正式引入经济指标，因此业主也许没有多少选择权。但不少业主已在强制设

计人员注重经济性。现在的问题恐怕在于今后设计人员是每次都被动地在业主的强制下多次修改设计文件呢，还是主动地应对这种挑战？

设计反思录四十五:业主强制下的设计优化(六)

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杭州某住宅小区为三幢九层小高层，约2.2万平方米，位于杭州古荡。地质报告见附图。该工程初步设计时采用283根0.6X32m、54根0.8X32m钻孔灌注桩，桩端持力层为强风化岩（须钻穿5~8m厚的圆砾层）。桩工程量为3429立方米，按每立方米800元计，桩造价约

2.74百万元。造价相当高。

根据业主要求，优化后的桩基方案采用预应力管桩，桩端持力层取圆砾层。共使用108根0.6X15m、283根0.8X14m预应力管桩，桩造价约1.23百万元，降低1.50百万元。预应力管桩方案仅相当于钻孔灌注桩方案的百分之四十五。

其实大家都知道预应力管桩比钻孔灌注桩造价低，然而该工程由于圆砾层下存在全风化凝灰岩软弱层，预应力管桩很难穿透5~8m厚的圆砾层，因此宁愿选择最保险的桩端持力层为强风化岩钻孔灌注桩的方案，至于钻穿5~8m厚圆砾层的艰难则是施工单位的事。但是只要算一下沉降量就可以知道，该工程的计算沉降约为15厘米，而且再参考杭州浅埋粉土区（粉土层下存在软土）桩端持力层为粉土的工程实例（参见“设计反思录三十二”），可知本工程的实际沉降量应该小于计算值。因此预应力管桩方案是可行的。

设计反思录四十六：业主强制下的设计优化（七）

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没有这么“温良恭谦让”了。

上海某住宅小区，均为六层砖混结构（另加一层半地下车库），约四万平方米。地质资料见附图。原设计采用0.5x12.5m的水泥搅拌桩，共6700余根，2.50百万余元（水泥搅拌桩按每立方米150元计）。业主认为造价太高，若能够较大幅度降低基础造价，则考虑换设计单位。

该地区在地面以下1.5m处存在有4m厚浅埋粉性土，软弱下卧层为10m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六层砖混住宅，发现一般目测沉降均不明显，墙面也基本未发现裂缝。但同样采用天然浅基础的六层办公大楼与一层辅房之间却出现较大的沉降差；另有一幢六层底框住宅（天然浅基础）实测沉降量已达35厘米，且不均匀，门窗因此而关不上。因此本工程仍决定采用桩基。

水泥搅拌桩基不但造价较高，且计算沉降为30厘米左右。现根据该地区暗绿色硬土层距地面仅18~19m的特点，决定采用0.2x0.2x10m的微型桩复合桩基，计算沉降小于12厘米。共需约1320根桩，按每立方米1300元计，桩基总造价为1.24百万元，仅相当于水泥搅拌桩基造价的一半，可降低造价1.26百万元。完全符合业主的期望。

该住宅小区的实际沉降情况可参见“设计反思录九”的工程实例。

设计反思录四十七:业主强制下的设计优化(八)

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杭州萧山某工程为两幢单层厂房，原设计相距20米，分别采用天然浅基础与桩基础。其中采用天然浅基础的单层厂房已完成基础施工。此时业主根据需要要求将两幢单层厂房连接起来，并愿意砸去有妨碍的已施工基础。

首先拿出来的方案一为：两幢单层厂房相邻柱下采用桩基，即合并后大厂房基础中有部分区域为桩基础与天然浅基础混用。对于深厚粉性土地区的单层厂房，采用桩基础与天然浅基础混用的基础形式，只要桩基础与天然浅基础之间的计算沉降差满足规范规定，并非绝对不行，但若能避免的话，还是不采用为妙。且此方案一需要砸去四个已施工的独立承台与部分基础梁，因此也并非最佳方案。

由于已施工的天然浅基础埋深为1.9米，这是一个可以充分利用的有利因素，于是方案二就是将后建厂房的桩基础“骑”在已施工的天然浅基础独立承台之上（见附图）。只要控制桩基础沉降量小于天然浅基础沉降量，两者之间就不会发生冲突。方案二不必碰已完成施工

的天然浅基础，只不过桩基施工时必须特别注意对天然浅基础独立承台的影响。施工时采用预钻孔静压桩工艺，这个问题就迎刃而解了。

该工程已施工完毕，情况良好。业主对此优化方案相当满意。

设计反思录四十八：业主强制下的设计优化（九）

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浙江绍兴某住宅小区，共八万余平方米六层框架住宅。地质报告建议采用以粉细砂为桩端持力层的 50米长预应力管桩。于是设计人员就按地质报告的建议，采用直径0.5m、51m长，单桩承载力标准值为1500kN的预应力管桩进行设计。可惜房产公司的总工程师是设计院出来的，他经过分析比较，认为可改用直径0.4m、35m长，单桩承载力标准值为700kN的预应力管桩。在业主的督促下，设计人员重新进行设计。典型的两幢住宅桩位图与地质报告见附图。两个设计方案相比较降低基础造价约三百五十万元，折合每平方米建筑面积减少40余元。

现在有不少有多年经验的设计人员进入房产公司，也许他们原先对设计优化并不太“感冒”，但一旦位置改变，其对雇主的最大及最方便的贡献多半是：对设计文件提出优化建议。设计人员惟有“扎紧篱笆”，否则有得“苦”吃了。

其实“设计反思录十一：浙江一例成功的复合桩基实践”中所述绍兴兴文公寓，六层住宅采用12米长的沉管灌注桩复合桩基，建成至今已六年以上，目测实际沉降情况良好。由于该工程的地质报告数据欠缺（主要是钻探深度不够与缺少e-p压缩曲线），故计算沉降远大于实际沉降。因此，这么一个成功的工程实例还难以对工程设计提出定量的建议。然而即使定性地看，浙江绍兴某住宅小区原先计划采用的51米长管桩，明显偏于保守；优化设计后的35米长管桩，仍能够保证足够的安全系数。

设计反思录四十九：业主强制下的设计优化（十）

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近两年来，业主对设计文件的优化要求似乎在加强。以杭州为界，杭州以南地区的业主对工

程师给出的设计文件一般都无太大异议，顶多说几句含钢率多少的话；杭州及以北地区的业主，则倾向于借助“外脑”的帮助要求对设计文件尤其是基础部分进行优化，以达到降低造价的目的，且确实成绩斐然。至于为什么会出现这种地区划分，现只能猜测是因为杭州以南地区房地产业的利润空间较宽松，而杭州及以北地区钱难赚罢。当然不至于认为那些地区的房地产商更精明，因为有不少工程实例恰恰是浙江商人在那儿进行投资的。杭州本地的设计单位可能较少遇到业主的这类要求，因为咨询公司的工程师与设计人员绕来绕去多半会搭上关系（如校友、师生、朋友等等），彼此很难板起脸来认真下去。如某咨询公司干了一两年后，在“受害人”的抱怨下，咨询公司工程师的老师发话：某人不要老是去挑别人的毛病了。于是关门了事。不过无论杭州还是上海、江苏等地区，对外地设计院在该地区的设计项目就没有这么“温良恭谦让”了。

杭州某二十八层建筑，五层裙房，一层地下室。设计人员根据地质报告建议采用476根直径0.6x42米的预应力管设计反思录四十九：业主强制下的设计优化（十）桩（静压施工），桩端持力层为卵石层。房产公司总工认为静压施工很可能无法使桩端到达卵石层。实际情况果然如此，即使改用锤击也无法完成设计要求。但好在四根桩的静载荷试验证明40米长桩的承载力就能达到设计指标。

其次，房产公司总工一看设计院的桩位图与计算结果就指出，主楼的布桩过于保守，且五层裙房与纯地下室完全可以采用直径0.5x40米的预应力管桩。他根据设计人员提供的计算结果重新布桩，共减少桩造价约一百八十万元。优化前后的桩位图与地质报告见附图。这位总工刚从设计院转入房产公司，没想到设计院未经认真推敲的桩位图恰好给了他一个极好、极容易的机会，轻轻一算，就为老板省下一、二百万投资。对于这位总工，这真是一个从天而降的“大礼包”！然而对于这家设计院而言，结果就是：这家房产公司从此再也没有来惠顾了。

其实回想起来，那位总工还是有点不为已甚的。若当时他提出五层裙房与纯地下室的桩基应根据沉降量的要求选择桩长，从而进一步降低造价，那也是合情合理的。可是设计人员就得再多费一番工夫了。

设计反思录五十：业主强制下的设计优化（十一）

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上海某大楼，主楼十一层，裙房四层，地下室一层，不设沉降缝。设计人员根据地质报告建议采用直径0.8x42m的钻孔灌注桩，共150根。桩群总承载力与上部结构加基础自重（扣

除水浮力）之比为1.256。看起来也不算离谱。

然而业主请来的专家却认为桩端持力层（砂质粉土）厚达22米以上，因此对于主楼和裙房完全可以考虑采用不同长度的桩进行布桩（仍均以砂质粉土为桩端持力层）。并且拿出一份优化后的桩位图。这比优化前的桩位图减少桩砼约1210立方米，按每立方米800元计算，可降低造价约一百万元。

这可“将了一军”。从桩基承载力看没有任何理由拒绝优化方案，总不能说出不会计算桩长不等桩基的沉降这个理由吧？实际上这就是业主强制下的设计优化，不接受的话业主就会抽走这个工程。只能先收下业主提供的优化桩位图，沉降计算的事再想办法了。

设计反思录五十一：优化设计的境界

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设计的优化当然也存在各级境界。个人总觉得自己顶多处于二等。现絮谈一位老工程师的故事。

（一）二十余年前，南方某屠宰加工区设计招标。该厂区位于一较平缓的山坡上。几家设计院的方案大同小异，

均计划在山坡上挖填出一块平地来布置厂区。这位老工程师提出的方案别出心裁，计划将厂区中的主要车间顺着山坡呈阶梯状布置。这除了可以节省大量挖填土方量与桩基工程量外，最妙的是，由于加工厂内的屠宰流水线也顺着山坡的坡度布置，因此流水线就可以借助悬挂在其上家畜的重量向下运转，从而节省了其运转的大部分动力。愚以为，这个方案似乎可以说是达到了优化设计的极致，其余的一切都只能算是枝节问题了。

（二）上世纪八十年代，上海某屠宰厂改造。建筑师将厂区大门朝向主要街道，其意图是方便家畜的运输。这位老工程师审核后只要求建筑师在晚上八点以后到现场去。大家一到哪儿立刻发现由于家畜此时才开始运进屠宰厂，鸡鸣猪嘶，主要街道对面的住宅区大受影响。于是建筑师回来后就很自然地将厂区大门改在远离住宅区的方向。只有熟悉屠宰厂工艺流程的人才能提出上述优化建议。

（三）冷库不能开窗，因此长期以来冷库的立面设计都以功能为主，很少考虑美观与否。还是上世纪八十年代，这位老工程师建议将电梯间与楼梯间集中到冷库的正面，这样既不影响冷库的使用功能，又使得其主立面为之一变。现在这种立面设计已成为冷库的标准做法，不足为奇，然而当年商业部是组织设计人员学习的。

（四）冷库底部必须架空。这位老工程师19xx年在设计上海某五万吨冷库时干脆将整个架空层抬高4米多，这样的建筑方案并未增加多少造价，但架空层可用来停车、堆料、检修。改革开放后，大型冷库的经济效益明显下滑，于是架空层就被用来作为速冻食品生产车间与贸易批发市场。妙就妙在上部冷库泄漏下来的冷气正好供速冻食品生产车间与贸易批发市场降温，可以大大降低运行费用。冷库经理认为这个架空层设计救了这座大型冷库的命。那当然是夸大其词，但一批原冷库职工转入生产车间与批发市场工作，避免了下岗的命运倒是真的。愚以为，这个设计思路也可以说是接近了优化设计的极致。

这就是传统意义上的“工程师”。他们总能充分发挥个人的主动，处处追求合理、经济的设计方案。这位老工程师曾在施工队呆过两年；六十年代后期又曾在屠宰厂干过，于是对屠宰厂的工艺流程了如指掌；学的虽然是工民建专业，但根据工作需要，通过自学，最终除了电气专业外，对于冷库设计中的建筑、结构、给排水、通风、概预算专业均能精通之，因此出外参加设计竞标时常常只出去一个人就够了。更重要的是，其优化思路涵盖冷库设计所有专

业，这也就难怪他的优化设计境界接近一等了。

这样的境界虽不能至，但仍心向往之。

设计反思录五十二 : 软土地区低层建筑的沉降计算(续)

设计反思录五十二 : 软土地区低层建筑的沉降计算的后续报告

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我们曾将“设计反思录一：软土地区低层建筑的沉降计算”补充整理成“软土地区低层建筑浅基础的沉降计算探讨”（以下简称“探讨”）投稿《建筑结构》杂志。编辑部回信认为 “探讨”一文“存在技术上的问题或错误“，并附上“外审专家”的意见（按，该“外审专家”似为“国家地基规范”编制者）。其意见对同行也许有参考价值，故公布于此。括号中为个人的意见：

1．“国家规范3。0。2条指出可不作变形验算的丙级建筑物的前提之一是这些建筑物是建在正常固结土层地基上，作者在实例中并未把软弱土层的应力历史说清楚。”（按，在“国家地基规范”中任何地方均未找到“正常固结土层”这一前提，或者如该 “外审专家”所设想，这一前提是不言而喻的？故愚以为设计人员自我保护的措施之一就是，若业主要求对软土地区低层建筑采用天然浅基础，则设计人员就要求勘探报告中提供该地区软弱土层的应力历史，以便判断是否属于欠固结土层地基。）

2． “表3。0。2中注2已说明地基主要受力层中如有地基承载力特征值小于130kPa的土层时，表中砌体承重结构的设计应符合本规范第7章的有关要求。7。3。3条，7。4。3条已说明应符合的条件。文中介绍实例并不符合这个条件，理应进行变形计算。”（按，“国家地基规范”第7。4。3条是针对砌体承重结构建筑物的，“探讨”所述工程实例为框架结构，完全符合“国家地基规范”关于可不作变形验算的丙级建筑物的规定。不过 “国家地基规范”第51页倒数第四行又有“当房屋的预估最大沉降量??????”一语，由此可见，一旦有事，完全可以说：“该建筑物按规范规定可不作变形验算，然而规范并没有规定可不作变形预估！”）

3．“国家标准可不作变形验算的丙级建筑物是国家几十年工程经验总结，但不能涵盖所有地区。上海、福建、天津地方规范的规定是地区经验，在上述地区设计应符合地方规范规定，与国标并不矛盾。”（按，有此一说，则“国家地基规范”就将永远立于不败之地矣！我们以前曾就“国家地基规范”第139页表R。0。3中“实体深基础计算桩基沉降经验系数”可能偏于不安全一事投稿《建筑结构》杂志，“外审专家”的回答如出一辙：由于此系数“应根据地区桩基础沉降观测资料及经验统计确定”，故“国家地基规范”提供的“实体深基础计算桩基沉降经验系数”之安全与否不必讨论。明乎此，今后再在“无瑕可击”的“国家地基规范”中发现任何疑问，唯一的办法就是朝风险小的方向走。）

顺便指出，“浙江地基规范”第139页第12。3。4条中，并无“当房屋的预估最大沉降量??????”一语，也就是说，“浙江地基规范”对于软土地区低层建筑浅基础的沉降计算或预估的要求比 “国家地基规范”更宽松些。然而 “探讨”所述工程实例恰恰就在浙江，虽然它完全符合“浙江地基规范”关于可不作变形验算的丙级建筑物的规定。

总而言之，设计人员设计软土地区低层建筑天然浅基础时，还是预估一下沉降量吧。规范规定并不能当作“护身符”，因为万一闹到请专家“三堂会审”追究责任时，前述“外审专家”的意见就是样板。自我保护才是硬道理！

设计反思录五十三 : 高层与外伸地下室一体工程实例

设计反思录五十三 : 高（多）层与外伸地下室一体工程实例（一）

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对于带外伸纯地下室的高（多）层建筑桩基，浙江地区工程师一般多采用纯地下室与主楼下布置等长度桩的做法，其主旨是减少绝对沉降量以便控制两者之间的沉降差。最近所见省级大院的设计图，以及“杭州结构与地基处理研究会”今年第一期会讯报道的青龙苑住宅小

区，均遵循这条思路。这条思路的起源似应为早期桩端进入岩层或砾石层故而不必考虑沉降量的高层建筑基础设计。然而纯地下室的计算沉降量至少从理论上来说是零，布置了与主楼等长度桩后，实际沉降量更应该是零，但主楼的沉降量很难假定为零。因此按这条思路设计其结果必然与设计人员的的预计相反：基础造价与风险同时增大，这恐怕是设计者始料不及的吧。

其实由上海高层建筑桩基历史就可以清楚地发现，上述思路实际上等同于上海工程界八十年代的水平。见表一的上海地区二十四幢高层建筑的桩基数据。当时对于不设沉降缝的高（多）层与外伸地下室一体工程均采用等长度桩桩基；而对于主楼与裙房间设沉降缝的工程，已有不少工程师按沉降计算采用不等长度桩桩基，并坚持进行长期沉降观测。这种严谨的态度到九十年代结出硕果，以致于国家地基规范的桩基沉降计算经验系数也不得不全部引用上海的沉降观测数据。从此上海工程界根据大量实测沉降数据发展了较成熟的桩基沉降计算方法，完全进入按沉降控制来设计高（多）层与外伸地下室一体工程桩基础的思路。

浙江工程界对于上述思路并无异议，这从我们按沉降控制设计的高（多）层与外伸地下室一体工程桩基础都能获得设计审查人员认可就能看出。只不过由于浙江的工程师一般均不进行沉降计算，故减少绝对沉降量以便控制沉降差的旧思路仍然大行其道。然而既然各级规范均将沉降计算列为强制性条文，那么具体实行也是早晚的事。比如上海19xx年地基规范给出桩基沉降计算方法后不久，上海建委就下达文件要求设计人员必须进行沉降计算；最近据说干脆要求在基础图上标明计算沉降量。

本文介绍的高（多）层与外伸地下室一体工程实例位于浙江嘉兴地区。有一个特殊之处是，该工程的业主就是“设计反思录四十一”所述上海嘉定区某大厦的投资商。他们既然在上海已经领略到“带外伸纯地下室高（多）层建筑”的按沉降量控制设计桩基的“精髓”，并清楚设计优化的力量，“开了窍”以后当然不会满足于基础造价与风险同时增大的等长度桩桩基设计。而见过世面的工程师确实也不可能再走老路了。于是，对于外伸纯地下室仅布置抗拔桩并注意使其桩端位于软弱土层；对于其它建筑物桩基的设计标准定为控制计算沉降量小于等于5~6厘米，顺理成章，多层建筑的桩长取18米，小高层建筑的桩长取19米，二十四层高层建筑桩长取44米。见附图。

地质勘测报告建议二十四层高层建筑可采用33米长预应力管桩，那个方案确实可比44米长钻孔灌注桩方案节约造价数十万元，但其计算沉降量达到10厘米左右。这个大底盘多塔楼结构若采用此桩基础方案，对于基础工程师来说风险大了一些，因为实在是没有当地关于实测推算最终沉降量与计算沉降量的对照数据来证明：二十四层高层建筑采用33米长预应力管桩，虽然计算沉降量为10厘米而最终沉降量却应该是5~6厘米。尽可能不去冒不必要的风险，自己一直牢记J?E?波勒斯在《基础工程分析与设计》中的话：“如果基础工程因为削减造价（实际是默认更高的风险）而引起事故，业主是会很快失去对暂时取得的经济利益的赞赏的。??????必须使所取安全系数产生的风险水平为公众与业主都能接受。设计反思录五十四：计算桩基沉降经验系数的保证率

设计反思录五十四：实体深基础计算桩基沉降经验系数的保证率

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《建筑地基基础设计规范（GB5007-2002）》第139页表R。0。3给出的实体深基础计算桩基沉降经验系数yp（以下简称“国家规范系数”），与“上海规范” 第74页表6。4。4推荐使用的实体深基础法的桩基沉降估算经验系数ys（以下简称“上海规范系数”）一样，均根据上海地区69幢建筑物的实测资料和工程计算数据确定的。浙江地基规范第97页表9。4。4则直接套用了“国家规范系数”。“上海规范系数”的计算条件之一是取荷载沿桩身扩散的角度为零，而“国家规范系数”的取值为。由逻辑推论，对于同一幢建筑，取“国家规范系数”计算所得沉降量应比取“上海规范系数”的结果略小；于是，同等条件下的“上海规范系数”应

该比“国家规范系数”略大一些才符合逻辑。又由于上海土层在30米之内的压缩模量绝大多数均小于15MPa，因此对于至少上海地区Es<15MPa与桩入土深度小于30米是等价的。见下表：

实体深基础计算桩基沉降经验系数yp

Es（MPa） Es<15 15<Es<30 30<Es<40

yp 0.5 0.4 0.3

不同保证率时的桩基估算沉降经验系数yS

入土深度（m）保证率 <20 30 40 50

50% 0.6 0.5 0.35 0.25

60% 0.65 0.55 0.44 0.3

80% 0.8 0.65 0.5 0.3

95% 1.0 0.8 0.6 0.4

比较Es<15MPa 的“国家规范系数” 与桩入土深度小于30米的“上海规范系数”，就可以发现情况恰恰相反，“上海规范系数”比“国家规范系数”大30%~60%。同样的数据，“国家规范系数”如此取值的依据何在？

最近见到〈“上部结构―桩―土相互作用研究及其设计方法”高级研讨会论文集〉（上海20xx年12月）第105页文章：“摩擦桩桩基础沉降的工程实用计算方法”，才知道“国家规范系数”来源于此文。唯一的区别是该文给出的系数按压缩层的加权压缩模量进行统计，而“国家规范系数”按压缩模量的当量模量。事实上两者相差很小，并不足以影响结果。而这篇论文也指出当ys为0.5时，保证率为50%。见上表。由此可见，“国家规范系数”的保证率应该也不回超过50%。

以前我们曾收集了上海地区公开发表的五十幢建筑物数据进行验算，确实证明“国家规范系数”的保证率约为50%，偏于不安全。该论文曾投稿《建筑结构》，然而《建筑结构》杂志的“外审专家”回答说，因为实体深基础计算桩基沉降经验系数yp应根据地区资料与经验统计确定，所以此文就没有发表的必要。后这篇论文发表于《建筑施工》20xx年2期。现附于在后面，也许其中的某些数据对同行有用。

不清楚《建筑地基基础设计规范（GB5007-2002）》为什么推荐保证率低于80%的“国家规范系数”。至少浙江地基规范并没有根据浙江地区资料与经验统计确定实体深基础计算桩基沉降经验系数yp，而是直接引用了“国家规范系数”。设计人员似乎有权知道这一点，否则一旦遇上实际沉降量达到计算值的两倍的情况时（可能性在50%左右），至少可以知道毛病出在哪里。“设计反思录六”曾给出上海地区四种类型土层的地质情况，见附图。愚以为，一旦遇上类似的地质条件，或在靠近上海地区的地方如嘉兴地区设计桩基，还不如干脆撇开浙江地基规范的系数，直接引用“上海规范系数”。对于明知道可能不安全，然而又不作出有说服力解释的数据，设计人员至少可以作些修正，以便保护自身的安全。

附录：

实体深基础法计算桩基沉降经验系数之探讨

林柏（浙江省工业设计研究院310003）

朱向荣（浙江大学310027）摘要：在建筑物桩基的初步设计与优化设计时，通常采用实体深基础法计算沉降，其计算准确性取决于经验系数的选择。《建筑地基基础设计规范

（GB5007-2002）》给出的实体深基础法计算桩基沉降经验系数系根据上海地区69幢建筑实际资料得到出，作者根据大量工程实际资料的分析与比较发现，如果不分条件一概采用该经验系数计算得出的桩基沉降将缺乏足够的保证率，因此在上海以外地区采用该系数需慎重。关键词：实体深基础法保证率沉降经验系数

Abstract: Deep foundation method is widely used in preliminary and optimum design stage.

The reliability of thedepends on the empirical coefficient. According to the measured data, it is found that the lower settlement assurance ratio is computed based on the coefficient in Code for design of building foundation (GB5007-2002). The coefficient was obtained from the measured data of 69 buildings in Shanghai. So it should be carefully when the coefficient is used in the regions out of Shanghai City.

1 .问题的提出

《建筑地基基础设计规范（GB5007-2002）》（以下简称“规范”）给出的计算桩基沉降的实体深基础法，可在仅知道上部荷载、地质条件与假定桩长的条件下计算桩基的沉降，特别适用于桩基的初步设计与优化设计。但是该法的可靠程度取决于经验系数的保证率，“规范”第234页指出：第139页表R.0.3给出的实体深基础计算桩基沉降经验系数yp是根据上海地区69幢建筑物的实测资料和工程计算数据确定的。上海市标准《地基基础设计规范（DGJ08-11-1999）的条文说明》（以下简称“上海规范”）第88页同样指出：“上海规范”推荐使用的实体深基础法的桩基沉降估算经验系数ys是依据上海地区69幢建筑物的实际资料确定的，ys的保证率为80%。“规范”与“上海规范”用实体深基础法计算桩基沉降的区别仅在于两者对荷载沿桩身扩散的角度取值和压缩层厚度的计算方法不同而已。本文的分析可以发现，至少在软土地区两者的不同对计算结果影响很小。本文将“规范”的经验系数yp与“上海规范”的经验系数ys代入上海的工程实例进行计算比较，以分析yp的保证率。 2 . 计算与分析

将“上海规范”第83页的工程实例分别采用不同的沉降经验系数进行计算，其结果如表1和表2示。

表1“上海规范” 83页工程实例计算结果

土层名称桩尖以下深度（m） L/b 2Zi/b Esi（MPa）

粉质粘土 7.0 6.48 1.4 6.2 0.1002 0.621

砂质粉土 12.0 2.4 16.0 0.0179 0.908

细砂 17.0 3.4 25.0 0.0081 1.110 0.346

基础长度L=64.8m，宽度b=10.0m ，桩长22m ，ys=0.77，承台底附加总荷载为95840kN，深基础底附加压力为179.9，压缩层底土自重应力为325.1 ，附加压力为62.2 ，。

表2“规范”83页工程实例计算结果

土层名称桩尖以下深度（m） L/b 2Zi/b Esi（MPa）

粉质粘土 7.0 5.6 1.17 6.2 0.1002 0.2298 8.08

砂质粉土 12.0 2.01 16.0 0.0179 0.2012

细砂 13.0 2.18 25.0 0.0081 0.1959

荷载沿桩身扩散角为10度基础长度Lo=64.8m，宽度bo=10.0m ，桩长22m，深基础的长度为66.72m，宽度为L=11.92m ，.b=11.92，承台底附加总荷载为95840kN，深基础底附加压力为152.5，yp=0.5 ，，。

表1给出的是“上海规范”实体深基础法计算结果，表2给出的是“规范”实体深基础法计算结果。两种不同的沉降系数有不同的保证率，“上海规范” ys的保证率为80%，根据“上海规范”第89页表6.4.4，“规范” yp的保证率只有50%左右。表3和表4给出了上海地区8幢建筑物桩基分别采用“规范”和“上海规范”方法的沉降计算结果及实测结果。

表3上海8幢建筑物桩基“规范”法计算结果与比较

序号工程名称实测推算最后沉降 “规范”实体深基础法

=S（mm） yp S（mm）压缩层厚度m 参考文献

1 永兴路高层住宅1号楼 342 6.4 279.4 9.1 0.5 139.7 203.3 0.41 20.0 12 2 2号楼 333 193.3 0.42

3 3号楼 346 206.3 0.40

4 岚皋路高层住宅 397 6.58 361.1 5.5 0.5 180.5 216.5 0.45 16.77 3

5 某冷库 323 2.5 264.7 17.3 0.4 105.9 217.1 0.33 26.2 4

6 某公寓 183 2.5 283.0 7.07 0.5 141.5 41.5 0.77 20.0 4

7 计划生育宣教中心大楼 87 2.5 75.7 23.5 0.4 30.3 56.7 0.35 17.5 5

8 某宾馆 66.6 3.77 147.8 31.8 0.3 44.6 22.0 0.67 28.7 8

由表3和表4的结果分析和比较可以发现：

1 “规范”实体深基础法计算沉降大多比实测推算的最终沉降小得多，而“上海规范”实体基础法计算沉降的保证率大部分达到80%。

2按“变形比法”计算所得压缩层厚度一般比按“应力比法”的结果小一些，但对沉降计算结果影响不大，因此可以认为这两种方法至少在软土地区工程设计中差别不大。

3“规范”法与“上海规范”法计算结果的误差主要在于经验系数ys、yp的不同，在软土地基上与荷载沿桩身扩散角的取值关系不大。

表4上海8幢建筑物桩基“上海规范”法计算结果与比较

序号工程名称 “上海规范”实体深基础法

测试日期测试的总天数桩端入土深度（m） =S（mm） S（mm）压缩层厚度m 参考文献

1 永兴路高层住宅1号

楼 1981.4~1985.12 1719d 10.0 332.2 0.8 265.8 76.2 0.78 26.0 12

2 2号楼 1981.4~1986.8 1927d 67.2 0.80

3 3号楼 1981.4~1987.12 2429d 80.2 0.77

4 岚皋路高层住宅 1984.6~1988.5 1370d 9.2 491.7 0.8 393.4 3.6 0.99 23.7 3 5 某冷库 27.0 351.9 0.69 244.6 78.4 0.76 38.4 4

6 某公寓 23.2 286.9 0.75 215.8 -32.8 1.18 17.0 4

7 计划生育宣教中心大

楼 1984.5~1988.5 1431d 30.0 89.0 0.65 57.9 29.1 0.67 16.5 5

8 某宾馆 1986.12~1991.9 1814d 60.0 201.6 0.3 60.4 6.2 0.91 26.7 8

为了进一步说明问题，作者将“规范”提及的上海地区69幢建筑物中已公开发表的42幢建筑[6]、[7]分别采用“规范”法和“上海规范”法进行计算分析。其结果如表5、6所示：综合表3、4、5、6可知：]

1上海地区50幢建筑物，用“规范”法计算的沉降比实测推算的最终沉降小90mm以上的

达29幢，占58%，小50~90mm的有7幢。计算沉降达到70%实测推算沉降的仅有12幢，其余的小于70%，大部分在50%左右，由此可以推测经验系数yp的保证率只有50%左右。

2 “上海规范”法计算沉降超过70%实测推算最终沉降的有39幢，占50幢的78%。

3 . 讨论

“规范”给出的经验系数yp与“上海规范”给出的经验系数ys不同。“规范”给出的经验系数yp是根据上海地区69幢建筑物的实际资料得到的，本文表3、4、5、6所列的50幢建筑物的数据是上海地基基础规范89版的工程实例和一些经常被引用的上海地区的工程实例。从以上分析可知，就表中这50幢建筑物而言，yp的保证率未达到80%。由此可见，“规范”法计算沉降，yp的保证率就本文所涉及工程而言大部分未达到80%，采用yp计算桩基的沉降应慎重。要求保证率达到80%左右是工程技术工作的基本要求，对于高层建筑物，其计算沉降和实际沉降均较小，保证率小些，其误差绝对值较小，引起的问题不大；对于桩端未达到坚硬岩土层的多层建筑物则情况大不相同，如果实际沉降超出15~20cm，则很可能会导致墙体的开裂，可见沉降计算的重要性，在这种情况下，经验系数的保证率若达不到80%，设计人员的风险、建筑物的安全隐患就会很大。因此，有必要研究选择合适的保证率，以确保建筑物的安全。

“上海规范”中69幢建筑物的数据对于尚未彻底查清楚本地区桩基情况的软土地区具有重要参考价值，因为不同地区计算沉降的不同之处仅在于经验系数的不同，而造成经验系数不同的原因可能在于深层土的压密性状不同，只要将这69幢建筑物数据象文献[6]第205页那样公布出来，对于缺乏可靠的本地区经验系数的设计人员，就可以根据上海地区的工程情况来选择合适的经验系数，这可以促进技术的应用、设计水平的提高，是一件很有意义的事情。表5上海42幢建筑物桩基“规范”法计算结果与比较

序号工程名称实测推算最后沉降 “规范”实体深基础法

=S（mm） S（mm）参考文献

1 某高层住宅 233 146 0.5 73 160 0.31 6

2 某高层住宅 337 257 0.5 128.5 208.5 0.38

3 某公寓 338 282 0.5 141 197 0.42

4 某医院 315 288 0.5 144 171 0.46

5 龙华冷库 238 301 0.5 150.5 87.5 0.63

6 某13层住宅 208 230 0.5 115 93 0.55

7 某16层住宅 415 366 0.5 183 232 0.44

8 焦化厂煤塔 317 252 0.5 126 191 0.40

9 焦化厂焦炉 383 332 0.5 166 217 0.43 7

10 某高炉 327 173 0.5 86.5 240.5 0.26

11 某书库 206 180 0.5 90 116 0.44

12 某饭店 95 29.3 0.4 11.7 83.3 0.12

13 救火会 185 69.2 0.5 34.6 150.4 0.19 7

14 金工车间 108 151.5 0.5 75.8 32.2 0.70

15 砖砌烟囱 161 70.5 0.5 35.3 125.8 0.22

16 混凝土烟囱 210 102 0.5 51 159 0.24 6

17 某饭店 257 221 0.5 110.5 146.5 0.43

18 某高层住宅 182 119 0.5 59.5 122.5 0.33

19 某冷库 272 339 0.5 169.5 102.5 0.62

20 某冷库 314 446 0.5 223 91 0.71

21 某俱乐部 215 323 0.4 129.2 85.8 0.60

22 某大楼 96 57 0.3 71.1 78.9 0.18

23 某宾馆 161 317 0.3 95.1 65.9 0.59

24 某局大楼 197 279 0.5 139.5 57.5 0.71

25 某公司 101 121 0.5 60.5 40.5 0.60

26 某公寓 72 102 0.3 30.6 41.45 0.43

27 某高层住宅 153 231 0.5 115.5 37.5 0.75

28 某大楼 127 271 0.4 108.4 18.6 0.85

29 某大楼 50 81 0.4 32.4 17.6 0.65

30 某高层住宅 104 200 0.5 100 4.0 0.96

31 苑南新村 60 134 0.5 67 -7 1.12

32 某高层住宅 136 322 0.5 161 -25 1.18

33 某饭店 79 257 0.5 128.5 -49.5 1.63

表6上海42幢建筑物桩基“上海规范”法计算结果与比较

序号工程名称 “上海规范”实体深基础法

测试日期测试的总天数桩端入土深度（m） =S（mm） S（mm） 1 某高层住宅 16.7 153 0.8 122.4 110.6 0.53

2 某高层住宅 16.9 270 0.8 216 121 0.64

3 某公寓 23.5 314 0.75 234.7 103.3 0.69

4 某医院 19.1 307 0.8 245.6 69.4 0.78

5 龙华冷库 20.5 343 0.79 271.8 -33.8 1.14

6 某13层住宅 18.0 270 0.8 216 -80 1.04

7 某16层住宅 18.0 401 0.8 320.8 94.2 0.77

8 焦化厂煤塔 23.0 321 0.75 242.4 74.6 0.76

9 焦化厂焦炉 24.0 423 0.74 313 70.0 0.82

10 某高炉 24.0 220 0.74 162.8 164.2 0.50

11 某书库 23.0 205 0.75 154.8 51.2 0.75

12 某饭店 27.0 45 0.69 31.3 63.7 0.33

13 救火会 25.0 77 0.73 55.8 129.2 0.30

14 金工车间 23.0 198 0.76 149.5 -41.5 1.38

15 砖砌烟囱 22.0 118.2 0.77 91.0 70.0 0.57

16 混凝土烟囱 22.0 171 0.77 131.7 78.3 0.63

17 某饭店 19.4 250 0.8 200 57 0.78

18 某高层住宅 1984.4~1987.4 1105 26.0 171 0.71 121.4 60.6 0.67 19 某冷库 20.5 381 0.79 301.9 -29.9 1.11

20 某冷库 17.3 469 0.8 375.2 -61.2 1.19

21 某俱乐部 1982.4~1986.2 1420 34.3 385 0.59 225.4 -10.4 1.05 22 某大楼 1983.5~1986.2 1010 43.6 83 0.43 35.5 60.5 0.37

23 某宾馆 1980.10~1986.9 2190 44.3 370 0.42 153.2 7.8 0.95 24 某局大楼 1981.10~1985.5 1300 27.1 297 0.70 206 -9.0 1.05 25 某公司 27.9 118 0.69 80.4 20.6 0.80

26 某公寓 1984.3~1987.4 1115 52.2 171 0.3 51.3 20.7 0.71

27 某高层住宅 24.1 302 0.74 223.0 -70.0 1.46

28 某大楼 39.4 304 0.51 154.7 -27.7 1.22

29 某大楼 32.2 135 0.62 83.3 -33.3 1.67

30 某高层住宅 1981.7~1986.4 1735 27.9 259 0.68 176.5 -72.5 1.70

31 苑南新村 18.0 137 0.8 109.6 -49.6 1.83

32 某高层住宅 1984.4~1986.4 724 26.4 413 0.70 290.8 -154.8 2.14

33 某饭店 27.0 324 0.70 225.2 -146.2 2.85

参考文献：

1 .地基处理 . 中国建筑工业出版社 . 19xx年8月 . 第十六页.

2 .冯克康等 . 上海某廿层高层住宅超短桩基础设计 . 建筑结构学报 . 19xx年10月 . 第68页.

3 .陈强华等 . 高层建筑下桩―箱共同作用原位测试研究 . 岩土工程师 .19xx年1月 . 第1页.

4 .黄绍铭等 . 用影响图预估桩基础沉降量 . 上海市民用建筑设计院软土工程研究室交流资料 19xx年.

5 .黄绍铭等 . 软土地基桩土共同作用监测实例分析 . 全国第五届土力学及基础工程学术讨论会论文选集 . 中国建筑工业出版社 . 19xx年2月 . 第443页.

6 .地基基础设计规范（上海市标准―DBJ08-11-89）条文说明及背景材料汇编 . 上海市工程建设标准化办公室内部发行 . 19xx年 . 第205页.

7 .黄绍铭等 . 软土中桩基沉降计算方法 .上海市民用建筑设计院软土工程研究室交流资料 .19xx年6月 . 第15页.

8 .赵锡宏等 . 上海高层建筑桩筏与桩箱基础设计理论 .同济大学出版社 . 19xx年6月 .第188页.

设计反思录五十五：关于设计审查的一点感想

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训

刚听说浙江地区实行设计审查时，还以为是将全省的工程集中到杭州、宁波、温州等设计技术水平较高的中心城市大院去进行审查。事态的发展实际上是各地区以至各县均成立设计审查中心，并且形成一个“尾大不掉”的利益集团，至于设计审查的质量则已经是第二位的事了。比如浙江某大院设计某县城的工程，恐怕当地的设计审查人员颇有“小鬼搏钟馗”的感觉吧。只好提几条不疼不痒的意见了事。由于自己眼界较窄而看不出设计毛病是个问题，但最麻烦的还是他们对自己不熟悉的设计思路一概排斥，以及搀杂着地方利益的无端刁难。比如江苏某地，八度抗震（设计基本地震加速度值0.3g）；当地设计审查人说外地设计人员的配筋偏小，而背地里却对业主说他们能够降低钢筋含量。外地设计人员被逼得找出当地的图纸反算，才发现其设计实际上是按八度抗震（设计基本地震加速度值0.2g）进行设计的。难怪了！原来他们的目的只是抢生意而已。识破秘密后，向业主讲清楚前因后果，请业主拒绝当地设计人员的“优化”咨询要求；我们按0.3g出一套图纸供审查，再按0.2g出一套图纸（不盖章）给业主施工。

又比如江苏某地设计审查人，对外地设计人员设计的带外伸地下室的小高层，提过几次审查意见后，再要求对主楼与外伸地下室分别进行沉降计算。这绝对符合规范规定。可是他们自己算过吗？我们采用明特林应力公式法给出的结果，他们看得懂吗？全国软土地区设计人员除了上海地区又有多少设计院执行了地基规范关于沉降计算的强制性条文规定呢？这给人的感觉明摆着就是无端刁难外来户。

这好象就能够说明他们对外省与本地的设计人员至少没有一视同仁。当然那也很正常，

饭碗之争嘛。

再比如浙江某地设计审查人，对四节桩、单桩抗拔力高达1000kN的抗拔预应力管桩设计居然通过，而不考虑端板的焊接要求是无法达到的。事实上，浙江某地一项采用预应力管桩抗拔、带外伸地下室的高层建筑，在施工阶段就因为井点降水出问题而导致地下室上浮二、三十厘米，底板与基础梁开裂。这恐怕就是预应力管桩的端板焊缝拉开之故，因为抗拔管桩与高层建筑的桩长度均为四十多米，计算抗拔力是足够的。

上海的软土地区桩基与复合桩基计算理论是比较先进的，全国地基规范桩基础这一章实际上就是完全按上海经验撰写的（虽然全国地基规范中表R.0.3的经验系数有误）。在上海地区，外地设计人员若不考虑基础设计的优化，设计审查人会提醒你；若你不买账，他就会告诉业主，这份设计的基础有多大的优化余地。

以上海为圆心，越靠近上海，基础设计的理念越接近上海的思路。比如嘉兴、杭州就是如此，哪怕他们自己不采用，至少也不反对。宁波地区的设计院早有一批地基方面的有心人；温州地区在地基方面有着坚强的力量，很早就开展复合桩基的研究（虽然思路不妥，但想法、经验与教训是有的）；因此这两个地区应该问题不大。

而离上海越远，地区的局限性似乎就越大，审查人员好象主要靠吃老本与死抠规范。比如浙江南部某设计审查人，对带外伸地下室的高层建筑基础设计，先是未注意设计人员考虑了地下水对地下室的浮力，认为大部分柱底桩数不够，当设计人员给出柱底水浮力值后，审查人被迫默认设计的布桩。接着又因为外伸地下室部分的抗浮桩与主楼的桩长不等，而要求对外伸地下室进行沉降计算（主楼已进行了沉降计算）。设计人员哭笑不得，只好给他们“上课”说：由于外伸地下室部分扣除地下水浮力与土自重应力后的基底附加压力小于零，故理论计算沉降也为零，于是主楼与外伸地下室之间的沉降差为5厘米左右。由于设置了后浇带，因此抗浮桩与主楼的桩长不等的设计思路“似乎”是可行的。审查人这次倒是“从善如流”，但最终的设计审查意见中仍保留着“部分柱底桩数不够”这一句，设计人员也就默契地回答曰：“已作调整”。显然该审查人自己从未进行过桩基沉降计算。这让设计人员如何能对他们保持真正的尊重呢？

更有些地区审查人要求设计人员将计算运行过程全部拷贝寄去，以便他们重新运行、校对一遍。设计人员普遍有一种受侮辱与厌烦的感觉。不少人干脆跟业主商量好不要本地审查，拿到中心城市去。

迫于业主降低造价的要求，还有一种规避的方法更麻烦些：若设计审查通过后再出的修改图不用审查中心盖章，那么就先按他们的老思路出一套图，给一个不值钱的“面子”；然后另出一套修改图，找回值钱的“里子”。

麻烦得很哪！只能寄希望于那些审查人“校正”一下自己的思路，别光吃老本。或者寄希望于那些审查人的自然更替了。

设计反思录五十六

设计反思录五十六：明特林应力公式法计算桩基沉降的经验系数

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

《建筑地基基础设计规范（DB 33/1001-2003）》（以下简称“浙江规范”）关于桩基沉降计算的部分相当有趣，似乎是个“急就章”。请看该规范第96页，表9。4。4完全照抄《建筑地基基础设计规范(GB50007―2002)》的实体深基础计算桩基沉降经验系数yp，而未提供浙江省自己的经验系数。但“设计反思录五十四”已经证明“浙江规范”表9。4。4给出经验系数的保证率很可能只有50%，偏于不安全。

关于明特林应力公式法计算桩基沉降的经验系数问题，“浙江规范” 第275页云：“当采用明特林应力公式计算地基附加应力且类似上海地质情况时， yp的取值可以参照上海市《地基基础设计规范（DGJ08-11-1999）》。”

这就更有趣了。首先，“浙江规范”未给出上海的一般地质情况，好象上海的地质情况对于浙江的工程师应该属于基本常识似的；其次，“上海规范系数”是根据桩尖入土深度统计的，因此直接套用到浙江省来，必然限制此系数的应用范围；复次，“浙江规范” 第208页给出的桩基沉降计算例题显然属于书斋里的“闭门造车”，实际工程中很少会出现这种形式的桩基；最后，也许是“浙江规范”的编制者要显示“浙江规范”与“上海规范”有所不同罢，第208页给出的桩基沉降计算例题的泊松比取0.35。其实简单地计算一下就可以知道，泊松比取0.3或0.4对计算结果的影响是很小的。

还要有趣的是，“浙江规范”既不给出明特林应力公式法手算用的表格，又不随规范附赠计算软件，这也就难怪浙江地区很少有人去理会“浙江规范”中关于桩基沉降计算的强制性条文规定了。谁让“浙江规范”不给出充足条件呢？

另外还请注意，上海地区的经验是，实体深基础法计算结果的误差要比明特林应力公式法计算结果大一些，于是“上海规范”规定实体深基础法只能用于初步设计。而且采用实体深基础法计算沉降时，桩数的多少与计算结果是无关的，因此实体深基础法不适用于复合桩基的计算。

由此可见，寻求基于变形计算范围内压缩模量当量值的、明特林应力公式法计算桩基沉降的经验系数这个问题是绕不过去的。

我们曾收集了上海地区24例工程数据进行计算，给出一个初步结果，发表于《第八届全国地基处理学术讨论会论文集》第50页。现将此文附上。

《“上部结构―桩―土相互作用研究及其设计方法”高级研讨会论文集》（上海 20xx年12月）第105页文章：“摩擦桩桩基础沉降的工程实用计算方法”，给出了按压缩层的加权压缩模量进行统计的明特林应力公式法计算桩基沉降的经验系数，见表一。

表一明特林应力公式法计算桩基沉降经验系数ym

Es（MPa） Es<15 15<Es<30 30<Es<40

Ym 0.8 0.7 0.65

然而由于上海地区30米深度内土层的压缩模量当量值一般均小于15Mpa，故与表二相比较，就可以看出表一沉降经验系数的保证率很可能只有50%或更低些。不知该文为何推荐保证率如此低的沉降经验系数？愚以为对此不宜盲目拿来应用。详见下文。

表二

入土深度（m）保证率 <30 40 50 70

50% 0.95 0.85 0.75 0.60

60% 1.05 0.9 0.8 0.65

80% 1.1 1.05 0.9 0.75

95% 1.4 1.3 1.1 0.85

明特林应力公式法计算桩基沉降经验系数之探讨

摘要《建筑地基基础设计规范(GB50007―2002)》中未给出明特林应力公式法计算桩基沉降的经验系数Ψp。本文根据对上海地区24例工程数据的计算分析，对“明特林应力公式计算桩基沉降经验系数Ψp”作一初步探讨。

一、问题的提出

《建筑地基基础设计规范(GB50007―2002)》以下简称“规范”)对于桩基沉降计算提供了“实体深基础法”与“明特林应力公式法”这两种方法，但是仅给出“实体深基础计算桩基沉降经验系数”，“文献(1)”已对该系数进行探讨，并提出―些改进意见，本文对“明特林应力公式计算桩基沉降经验系数Ψp”作一初步探讨。

除“规范”外，现有直接采用“明特林应力公式法”的规范有《上海市规范―地基基础设计规范(DBJ08-11-1999)》(以下简称“上海规范”)，其“桩基沉降计算经验系数Ψm”根据表―选用：

表一桩基沉降计算经验系数Ψm

桩端入土深度（m） <30 40 50 70

Ψm 1.1 1.05 0.9 0.75

间接采用“明特林应力公式法”的规范有《建筑桩基技术规范(JGJ94―94)》(以下简称“桩基规范”)，其“桩基沉降计算经验系数Ψ”根据下列原则选用：

1、非软土地区和软土地区桩端有良好持力层时Ψ取1.0；

2、软土地区且桩端无良好持力层时，当桩长L≤25m时，Ψ取1.7,

桩长L>25m时，Ψ取(5.9L-20)／(7L-100)，

“上海规范”的与”桩基规范”的Ψ，两者的共同点是均根据桩长确定经验系数，但由于各地土层不一定都象上海那样稳定，显然上述方法不一定适用于上海以外的地区。

“规范”第234页指出，”实体深基础计算桩基沉降经验系数”是根据上海地区69幢建筑物的数据确定的，由此可见，“明特林应力公式计算桩基沉降经验系数Ψp”也应该可以根据这69幢建筑物的数据初步确定，而且，如前所述，Ψp根据压缩模量的当量值可能更合适些，因此只要根据那69幢建筑物的数据确定相应的，并与”上海规范”的相对照，即可得出符合“规范”要求的ΨP了。

“规范”第28页规定，变形计算范围内压缩模量的当量值 = ，由此推论，计算“明特林应力公式法”的时，

Ai的表示式应为：

二、经验系数的计算

上海地区69幢建筑物的工程地质情况与计算数据尚未见发表，现只能根据作者搜集到的二十四例工程数据进行计算，结果见表二：

表二 Ψm与Es的对照表

序号工程名称实测推算最后沉降量S∞(mm) 桩端入土深度(m) (MPa) 明特林解计算沉降S'（mm） Ψm S=S' (mm) 资料来源

1 上海永兴路高层住宅（三幢） 340 10.0 12.0 395 1.1 434 ②

2 上海岚皋路高层住宅 397 9.2 7.8 5l6 1.1 567 ③

3 上海岚皋路多层住宅（二幢) 40 8.5 6.5 218 1.1 240 ④

4 上海康健新村多层住宅 160 17.3 4.4 1.1 ⑤

5 上海鑫兴大厦 24.5 9.2 1.1 ⑥

6 上海X X 公寓 183 23.2 6.8 181 1.1 199 ⑦

7 上海X X 冷库 323 27.0 16.8 281 1.1 309 ⑦

8 上海大华新村豪康商住楼南楼 65 21.0 14.1 1.1 ⑧

9 上海大华新村豪康商住楼北楼 59 21.0 14.1 1.1 ⑧

10 上海计划生育宣教分中心大楼 87 30.0 16.6 80 1.1 88 ⑨

11 上海国顺路高层住宅 30.1 13.3 1.1 ⑩

12 上海凯鹏大厦 31.3 24.0 1.05 ⑩

13 上海政协大楼 33.3 27.9 1.05 ⑩

14 上海南泰大厦 39.3 55.3 1.05 ⑩

15 上海锦沧文华大酒店 41.5 31.5 1.05 ⑩

16 上海电信大楼 42.9 20.2 1.05 ⑩

17 上海百乐门大酒店 45.9 20.5 1.05 ⑩

18 上海瑞金大厦 50.2 50.8 0.9 ⑩

19 上海联谊大厦 55.2 40.0 0.9 ⑩

20 上海公安公寓 59.1 17.4 0.9 11

21 上海贸海宾馆 59.9 32.2 0.9 11

由表二可知，有时会出现上海公安公寓这类情况：桩端入土深度达59.1m，按“上海规范”规定应取Ψm=0.832；而按 =17.4MPa<30MPa,则又应取Ψp＝1.05，由于没有该工程的实测最终沉降值去与计算值进行比较以便确定Ψp的取值，因此只能建议先根据桩端入土深度与这两个参数确定“明特林应力公式计算桩基沉降经验系数Ψp”，见表三：表三明特林应力公式计算桩基沉降经验系数Ψp

桩端入土深度（m） <30 40 50

(MPa) <15 ≥15<30 >30

Ψp 1.1 1.05 0.9

更合理的基于的Ψp只能指望掌握着上海地区这69幢建筑物数据的专家们来提供了，由于不少地区尚未进行大规模的长期沉降观测，因此三~五年内未必能推出适用于本地区的经验系数Ψp来，如浙江地基规范就干脆直接采用“上海规范”的Ψp作为本地区的经验系数，这只能是无奈之下的过渡措施，但只要真正掌握上海地区土层的特点，再由压缩模量当量值确定Ψp，以避免由桩端入土深度确定经验系数带来的地方局限性，可能不失为在目前情况下―条可行的途径。

三 “等效作用分层总和法” 的探讨及其它

由于“桩基规范”推荐的“等效作用分层总和法”将明特林解与等代墩基布氏解之间建立关系，那么其计算结果应与“明特林应力公式法”计算结果相近，但作者发现对于同一建筑物采用“等效作用分层总和法”计算时，有时计算沉降反而会随着桩数的增加而增大，详细情况参见“文献(12)” 。

“桩基规范”给出的经验系数Ψ较为粗糙，尤其是桩尖无良好土层取Ψ＝1.7时，至少对上海地区而言，计算沉降常比实测值大得多，见表四：

序号工程名称桩类型桩数，桩规格桩端持力层 0.1~0.2 (MPa) 实测推算最终沉降S∞(mm) 明特林解计算沉降Sm(mm) Ψ ΨSm ΨSm/ S∞ Sm Sm/ S∞ 资料来源 1 焦化厂煤塔砼灌注桩 230XФ0.42X20.78m 灰色淤泥质粉质粘

土 3.5 317 313 1.7 532 1.68 344 1.09 13

2 焦化厂焦炉砼灌注桩 692XФ0.42X22m 灰色淤泥质粉质粘

土 3.5 383 420 1.7 714 1.86 1.l 462 1.21

3 医院木桩 710XФ0.26X16.8n 灰色粘

土 3.0 315 280 1.7 476 1.51 1.l 308 0.98

4 公寓木桩 288XФ0.28X18.3m 灰色粉质粘

土 4.0 335 269 1.7 457 1.36 1.l 296 0.88

5 钢筋砼烟囱木桩 53XФ0.25X20m 灰粉砂夹薄层粘

土 5.0 210 133 1.7 226 1.08 1.l 146 0.70

表四“等效作用分层总和法”计算沉降与实测沉降的对比

总之，在借助电子计算机采用“明特林应力公式法”计算桩基沉降相当方便的今天，而且“等效作用分层总和法”又不能用于复合桩基的沉降估算，看来再去改进和使用这种方法就没有太大必要了。

此外，即使如上海这样经过数十年的沉降观测与研究后才推出较合适的经验系数，使其保证率达到80%，但实际上据作者所知，至少有三种情况似乎尚未得到很好解决：

1、桩端持力层为浅层粉土时，计算沉降有时远大于实测值，偏离的程度与上部结构荷重及持力层的厚度有关，见表五，作者对此已有一个初步的想法，可惜手头的数据还是太少，这一点“上海规范”早巳作过讨论，但似乎还未得出有效的结论，

表五上海地区浅层粉土桩基工程计算沉降与实测沉降对比

序号工程名称持力层厚度 (m) 下卧层名称厚度(m) 桩规格(cm) 沉降量(cm) 资料来源

实测推算值明特林应力公式法

1 岚皋路六层住宅(5#楼) 11.0 淤泥质粘土 4.8 20X20X700 ~4.0 18.2 ④ 2 岚皋路六层住宅(6#楼) 11.0 淤泥质粘土 4.8 20X20X700 ~4.0 18.0 ④ 3 苑南华侨六层住宅(三幢) 5~6 可塑粉质粘土 5.3 40X40X1700 6.0 11.2 14 4 龙华冷库六层框架 6.4 可塑粘土，粉质粘土 11.9 40X40X1900 23.8 29.7 14 5 漕溪北路十三层住宅(六幢) 3.5 可塑粉质粘土夹

砂 >20 40X40X1650 20.8 19.3 14

6 永兴路廿层住宅(三幢) 9 软~流塑粉质粘土 8.5 45X45X800 34.0 30.3 ② 7 岚皋路廿层住宅(一幢) 9.9 软~流塑粘土 7.7 40X40X750 39.7 49.1 ③

2、当桩端土层的 <6MPa，但桩长>40米时，计算沉降可能远大于实测值，如上海电信大楼，计算沉降为290mm，而七年的实测平均沉降为155mm，且已趋于稳定，就是一例，见“文献(15)”

3、当桩端土层的 <6MPa，但桩长<20米时,计算沉降可能小于实测值，这是由“上海规范”条文说明中关于“沉降控制复合桩基”的工程实例(即上海康健新村十二街坊12#楼)引起的，限于篇幅，作者将另文探讨。

四、小结

总之，正如“上海规范”第73页强调指出的：经验系数“应根据类似工程条件下沉降观测资料及经验确定”，可是，“规范”据以确定经验系数Ψp的上海地区那69幢建筑物的工程地质情况与计算数据，据介绍就连参加“规范”起草工作的专家，似乎也不是人手一份，因此设计人员想得到“类似工程条件下沉降观测资料及经验”更是谈何容易，看来今后遇到上文所述三种情况时，还是只能向掌握这69幢建筑物沉降观测数据的专家咨询，以免多走弯路。幸运的是，第三节所述的三种情况中，遇到第一、二种情况，顶多是设计过于保守，至少是偏于安全的；至于遇到第三种情况，设计人员只能心中有数，设计时留有余地了。

参考文献

文献(1)：“实体深基础法计算桩基沉降经验系数之探讨”林柏等《建筑施工》20xx年5期文献(2)：“上海某廿层高层住宅超短桩基础设计” 冯克康等《建筑结构学报》第68页 19xx年10月

文献(3)：“高层建筑下桩-箱共同作用原位测试研究” 陈强华《岩土工程师》第1页 19xx年1月

文献(4)：“地下管道上住宅建筑物的基础设计实例”葛文浩等《建筑结构》19xx年10期文献(5)：《上海市规范--地基基础设计规范(DBJ08-11-1999)条文说明》

文献(6)：“上海鑫兴大厦基础设计” 贾宗元等《基础工程400例》中国科学技术出版社 19xx年4月

文献(7)：“用影响图预估桩基础沉降量” 第12页黄绍铭等 “上海市民用建筑设计院软土工程研究室交流资料”19xx年9月

文献(8)：“桩端持力层为硬土层的复合桩基设计”林柏等《浙江建筑》增刊20xx年2月文献(9)：“软土地基桩土共同作用监测实例分析” 黄绍铭等《全国第五届土力学及基础工程学术讨论会论文选集》第433页中国建筑工业出版社 19xx年2月

文献(10)：《上海八十年代高层建筑结构设计》上海科学普及出版社 19xx年5月

文献(11)：《上海高层建筑桩筏与桩箱基础设计理论》第25，第55页赵锡宏等同济大学出版社 19xx年6月

文献(12)：“关于桩基沉降计算方法的商榷――兼评《建筑桩基技术规范(JGJ94―94)》之?等

效作用分层总和法?” 林柏等《建筑施工》20xx年1期

文献(13)：“软土中桩基础沉降计算方法”第15页黄绍铭等“上海市民用建筑设计院软土工程研究室交流资料 19xx年6月

文献(14)：《地基基础设计规范(上海市标准--DBJ08-11-89)条文说明及背景材料汇编》第134页上海市工程建设标准化办公室内部发行 19xx年

文献(15)：《上海八十年代高层建筑结构设计》第206页上海科学普及出版社 19xx年5月

设计反思录五十七：“骤加荷载工程基础”设计探讨

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

“骤加荷载工程基础”是一个杜撰出来的名词，用来表达上部荷载在较短时间里施加在基础上的情况。其实在工程实践中这种情况并不少见，比如上海音乐厅与上海外滩天文台塔将上部建筑整体移位到旁边预设的基础上去，就是典型的 “骤加荷载工程基础”。又比如重型设备与油罐的基础也是“骤加荷载工程基础”。

以上所述的是狭义的、典型的“骤加荷载工程基础”。我以为活荷载明显大于或等于恒载的工程如冷库、大荷载的仓库应该属于广义的“骤加荷载工程基础”。因为一般来说，这类建筑物的活荷载的加载速率远快于建筑物恒载的加载速率，因此其基础就符合“骤加荷载工程基础”的定义。

“骤加荷载工程基础”的沉降特点与常规基础有所不同。其最大特点是：与同等荷载的常规基础相比，沉降值更大些，沉降速度也更快些。

《上海八十年代高层建筑结构设计》（上海科学普及出版社，19xx年5月）第396页介绍上海吴泾52000吨冷库（共四座冷库）中有两座完全相同的冷库。其中B库建成后按设计规定指标分期分批进货加载，从开始进货到加载至15000吨费时约600天，沉降速率较小，3年总沉降值为190毫米；C库在160天内一次加载就达到设计荷载的77%（13000吨），沉降速率有一个突变，总沉降值达到275毫米，卸载后沉降有回弹现象。见附图一。以上工程实例应该能够形象地说明了“骤加荷载工程基础”的沉降特点。由于“骤加荷载”导致基础沉降的加快与放大作用，因此对这类基础的设计似应加以注意。现介绍两例设计不妥当的“骤加荷载工程基础”：

工程实例一，杭州某公司的重型设备基础，地质报告与基础平面、剖面示意图见附图二。该工程的重型设备自重按每平方米16kN计算，实际上相当于十二层住宅。现在设计人员实际是在重型设备和周围的纯地下室下布置了同样长度的桩，这似乎是浙江地区常见做法，类似于带外伸地下室的高层建筑桩基础。但是这次设计人员忽略了一个重大区别，现略加分析：浙江地区带外伸地下室的高层建筑桩基础常采用同等长度的桩，这虽然不够合理，但由于一般桩均很长且桩端持力层下无软弱层，因此主楼与纯地下室之间的沉降差就很小；加之反正无人理睬地基规范关于沉降计算的强制性条文规定，因此很少听说出问题，也很少听说由于这个原因而被设计审查打回票的。可是本工程的不同之处有二。首先桩端持力层下有六~七米厚的淤泥质土，不知该工程设计者凭什么断定沉降将很小？其次本工程是典型的 “骤加荷载”，其对基础沉降的加快与放大作用很难忽略不计。果然不久该工程地下室即出现裂缝。修补以后情况就不明，但似乎无重大问题。不过无论如何，此工程的基础设计明显不妥，属于多化钱反而不安全的设计典型。

工程实例二，上海某公司的设备基础，地质报告与基础平面、见附图三。该工程的设备基础实际是一个敞口的地下室，布置有数个大小不等的设备。其特点是有设备处的荷载很大且属于“骤加荷载”，无设备处的基底附加压力在扣除水浮力后小于零。设计人员根据地质报告提示对单层厂房采用25米长桩，其余部分采用天然浅基础。全然未注意到浅基础下面是

十五米厚的高压缩性软土。这次上海的设计审查人员似乎也疏忽了。投入使用后恰恰在设备基础周围出现裂缝，这显然是典型的 “骤加荷载”对基础沉降的加快与放大在起作用。可惜由于可以理解的缘故，该工程的设备重量、沉降实测数据等均无法打听出来，因此这儿只能定性地介绍一下。

由此可见，“骤加荷载工程基础”尤其是常见的大荷载的仓库基础设计还是值得设计人员加以注意的。

设计反思录五十一：抗拔桩与锚桩设计体会

为了少走弯路 , 让我们共享彼此的经验与教训。

对于带外伸纯地下室的高（多）层建筑桩基，浙江地区工程师一般多采用纯地下室与主楼下布置等长度桩的做法，其主旨是减少绝对沉降量以便控制两者之间的沉降差。最近所见省级大院的设计图，以及“杭州结构与地基处理研究会”今年第一期会讯报道的青龙苑住宅小区，均遵循这条思路。这条思路的起源似应为早期桩端进入岩层或砾石层故而不必考虑沉降量的高层建筑基础设计。然而纯地下室的计算沉降量至少从理论上来说是零，布置了与主楼等长度桩后，实际沉降量更应该是零，但主楼的沉降量很难假定为零。因此按这条思路设计其结果必然与设计人员的的预计相反：基础造价与风险同时增大，这恐怕是设计者始料不及的吧。其实由上海高层建筑桩基历史就可以清楚地发现，上述思路实际上等同于上海工程界八十年代的水平。见表一的上海地区二十四幢高层建筑的桩基数据。当时对于不设沉降缝的高（多）层与外伸地下室一体工程均采用等长度桩桩基；而对于主楼与裙房间设沉降缝的工程，已有不少工程师按沉降计算采用不等长度桩桩基，并坚持进行长期沉降观测。这种严谨的态度到九十年代结出硕果，以致于国家地基规范的桩基沉降计算经验系数也不得不全部引用上海的沉降观测数据。从此上海工程界根据大量实测沉降数据发展了较成熟的桩基沉降计算方法，完全进入按沉降控制来设计高（多）层与外伸地下室一体工程桩基础的思路。

利益的赞赏的。??????必须使所取安全系数产生的风险水平为公众与业主都能接受。”

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