承台效应系数

(八)承台效应系数前言JGJ94-94的承台效应系数，区分承台内区、外区，且与桩侧土性存在关系，计算较为繁琐，以大型模型试验所得承台土抗力测试结果为基础，建立承台效应系数随Sa／d、Bc／L的变化经验值，以15项工程实测结果进行验证和调整。本次修订，通过对资料的重新分析整理，简化了承台效应的计算方法，并保持了原有的安全储备。1承台效应系数摩擦型群桩在竖向荷载作用下，由于桩土相对位移，桩间土对承台产生一定竖向抗力，成为桩基竖向承载力的一部分而分担荷载。称此种效应为承台效应。承台底地基土承载力特征值发挥率为承台效应系数。承台效应和承台效应系数随下列因素影响而变化。（1）桩距大小。桩顶受荷载下沉时，桩周土受桩侧剪应力作用而产生竖向位移Wr由上式看出，桩周土竖向位移随桩侧剪力qs和桩径d增大而线性增加。随与桩中心距离r增大，呈自然对数关系减小，当距离r达到nd时，位移为零；而nd根据实测结果约为(6～10)d，随土的变形模量减小而减小。显然，土竖向位移愈小，土反力愈大，对于群桩，桩距愈大，土反力愈大。(2)承台土抗力随承台宽度与桩长比减小而减小。现场原型试验表明，当承台宽度与桩长之比较小时承台土反力形成的压力泡包围整个桩群，由此导致桩侧阻力、端阻力发挥值降低，承台底土抗力随之加大。由图5.2.1看出，在相同桩数，桩距条件下，承台分担荷载比随Bc／L增大而增大。(3)承台土抗力随区位和桩的排列而变化。承台内区(桩群包络线以内)由于桩土相互影响明显，土的竖向位移加大，导致内区土反力明显小于外区(承台悬挑部分)，即呈马鞍形分布。从图5.2-2(a)还可看出，桩数由2平方增至3的平方4的平方，承台分担荷载比Pc／P递减，这也反映出承台内、外区面积比随桩数增多而增大导致承台土抗力随之降低。对于单排桩条基，由于承台外区面积比大，故其土抗力显著大于多排桩桩基。图5.2-2所示多排和单排桩基承台分担荷载比明显不同证实了这一点。(4)承台土抗力随荷载的变化。由图5.2-1、图5.2-2看出，桩基受荷后承台底产生一定土抗力，随荷载增加土抗力及其荷载分担比均逐渐增大，到达工作荷载(Pu／2)时荷载分担比Pc／P趋于稳值，也就是说土抗力和荷载增速是同步的。不过，对于Bc／L1和单排桩桩基，PC/P在荷载达到Pμ/2后仍随荷载水平增大而持续增长。这说明这两种类型桩基承台土抗力的增速持续大于荷载增速。2复合基桩承载力特征值根据粉土、粉质粘土、软土地基群桩试验取得的承台土抗力的变化特征(表5.2—1)，结合15项工程桩基承台土抗力实测结果(表5.2—2)，给出承台效应系数ηc。承台效应系数ηc按距径比Sa／d和承台宽度与桩长比Bc／ι确定(规范表5.2.5)。相应于单根桩的承台抗力特征值为ηcfakAc，由此得复合基桩承载力特征值为：故单独给出其ηc值。但对于承台宽度小于1.5d的条形基础，内区面积比大，故ηc按非条基取值。上述承台土抗力计算方法，较JGJ94—94简化，不区分承台内外区面积比。按该法计算，对于柱下独立桩基计算值偏小，对于大桩群筏形承台差别不大。关于承台土抗力的计算。规范式(5.2.5)中计算基础对应的承台有效净面积么c确定作如下规定：式中A：为承台计算域向积；n：计算域A内的桩数。(1)柱下独立桩基，A为全承台面积(2)满布桩的桩筏、桩箱基础按柱、墙侧1／2跨距，悬臂边取2.5倍板厚处确定计算域A，桩距、桩径、桩长不同，采用上式分区计算，或取平均Sa、Bc／L计算ηc。(3)桩集中布置于墙下的剪力墙高层建筑桩筏基础：计算域κ自墙两边各1／2跨距，对于悬臂板取2.5倍板厚，按条基计算ηc。(4)对于按变刚度调平原则布桩的核心筒外围复合平板式和梁板式筏形承台桩基计算域A为自柱侧1／2跨，悬臂板边取2.5倍板厚处围成；按式(5.2-1)计算Ac，按Sa6d确定ηc。关于不能考虑承台效应的特殊条件：可液化土、湿陷性土、高灵度软土、欠固结土、新填土、沉桩引起孔隙水压力和土体隆起等，这是由于这些条件下承台土抗力随时可能消失。3忽略侧阻和端阻的群桩效应的说明影响桩基的竖向承载力的因素包含三个方面，一是基桩的承载力；二是桩土相互作用对于桩侧阻力和端阻力的影响，即侧阻和端阻的群桩效应；三是承台底土抗力分担荷载效应。对于第三部分，上面已就条文的规定作了说明。对于第二部分，在《建筑桩基技术规范》JGJ94—94中规定了侧阻的群桩效应系数ηs，端阻的群桩效应系数ηp。所给出的ηs、ηp源自不同土质中的群桩试验结果。其总的变化规律是：对于侧阻力，在粘性土中因群桩效应而削弱，即非挤土桩在常用桩距条件下ηs小于1，在非密实的粉土、砂土中因群桩效应产生沉降硬化而增强，即ηs大于1；对于端阻力，在粘性土和非粘性土中，均因相邻桩桩端土互逆的侧向变形而增强，即ηp1。但侧阻、端阻的综合群桩效应系数ηsp对于非单一粘性土大于1，单一粘性土当桩距为3～4d时略小于1。承台土抗力的综合群桩效应系数大于1，非粘性土群桩较粘性土更大一些。就实际工程而言，桩所穿越的土层往往是两种以上性质土层交互出现，且水平向变化不均，由此计算群桩效应确定承载力较为繁琐。鉴此，本规范关于侧阻和端阻的群桩效应不予考虑，即取ηs=ηp=1.0。这样处理，方便设计，多数情况下可留给工程更多安全储备。对少数单一粘性土中的低承台桩基，其综合群桩效应系数η≥1(随桩距增大而增大)，故单一粘性土中的小桩距(Sa=3～4d)桩基，不应再另行计入承台效应。(九)采用变刚度调平设计原则进行的试设计案例——北京国际财源中心西塔主楼桩基础优化设计工程概况拟建国际财源中心建设场区位于东长安街沿线上原北京第一机床厂院内，地处北京市中央商务区(CBD)核心地带，其北侧面向建国门外大街、南邻北京建外SOHO及通惠河，东邻中环世界中心及银泰中心，西邻北京LG大厦。国际财源中心由4座塔楼(西塔楼2座、东塔楼2座)及塔楼外围的裙房和纯地下室组成，总建筑面积23900m2，为一特大型综合项目。本工程各建筑部分均设7层(包括夹层)地下室，各建筑部分的地下室相互连通且位于同一底板上。本次设计内容为西塔2座主楼桩基础。2.设计依据2.1《建筑桩基技术规范》(送审稿2006年8月)2.2《混凝土结构设计规范》GB50010-20022.3《建筑地基基础设计规范》GB50007-20022.4《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ3—20022.5《建筑抗震设计规范》GB50011-20012.6《钢筋混凝土承台设计规程》CECS88-972.7《国际财源中心岩土工程勘察报告》2.8《北京国际财源中心地下车库抗浮设防水位分析咨询报告》2.9SATWE及PM计算的恒荷载和满布活荷载分布图2.10PKPM整体计算模型2.11原设计桩基平面布置图3.拟建场地地质条件根据北京京岩工程有限公司提供的《岩土工程勘察报告》内容，及中兵勘察设计研究院提供的《北京国际财源中心地下车库抗浮设防水位分析咨询报告》摘编如下：3.1拟建场地地貌单元属于永定河冲洪积扇中下部，基本平坦，地面标高38.50～39.0m。±0.00相当的绝对标高39.4m。3.2地基土层性质(见表1)3.3拟建场区所在地表下40m左右的深度范围内一般分布有4层浅层地下水：除第1层地下水为分布不均的局部上层滞水外，第2层地下水为分布于约11.0～19.0m之间的砂、卵石层中，地下水类型为层间潜水；第3层地下水为分布于约23.0～32.0m之间的砂、卵石层中，地下水类型为承压水；第4层地下水为分布于约37.0～44.0m之间的砂、卵石层中，地下水类型为承压水。承压水天然动态类型属渗流一迳流型。主要接受地下迳流补给，以地下迳流为主要排泄方式，从水位长期动态资料看，一般11月～来年3月水位较高，年变化幅度3～5m。抗浮设防水位标高为31.m。4.桩基础顶面荷载计算根据北京时空筑诚建筑设计有限公司提供的PKPM整体计算模型，保留原参数不变，重新进行计算，得到D+L荷载工况下的荷载设计值。5.主要技术问题及优化方案5.1主要技术问题本工程为大底盘双塔楼结构型式，基础平面荷载分布极不均匀。主楼为框架一核心筒结构，核心筒范围荷载均压达1200kPa，核心筒外围框架柱范围，均压约500kPa。控制主楼核心筒与外围框架之间的差异沉降，降低承台内力及上部结构次内力，增强结构耐久性，减少材料消耗，是本工程地基基础设计中应重点考虑的问题。5.2变刚度调平设计原则对于高层建筑框筒结构基础，按传统设计理念是只重视满足总体承载力和沉降要求，忽略上部结构、承台、桩、土的相互作用共同工作特性，采用均匀布桩，甚至对边角桩实施加强，由此加剧基础沉降的蝶形分布、反力呈马鞍形分布的形态，差异变形显著。导致承台整体弯矩和核心区冲切力过大，基础底板厚度加大，配筋较多。变刚度调平设计理论与方法，就是针对上述传统设计理念存在的问题提出的。其基本内涵是：首先，考虑上部结构的荷载与刚度分布特点和相互作用引起的应力场不均，实施变刚度布桩(视地质条件实施，变桩长、桩径、桩距)强化核心区，弱化核心区外围；其二，采用有限元程序进行上部结构、承台、桩、土的共同作用分析，调整布桩，使差异沉降趋于最小，由此确定筏形承台的板厚与配筋。5.3按变刚度调平原则布桩按强化核心筒桩基的支承刚度、相对弱化外围框架柱桩基支承刚度的总体思路，本工程核心筒采用常规桩基础，桩长26m；边框架柱下采用复合桩基础，部分荷载由地基土承担，桩长16m。设计桩径均为1000mm。1#桩，核心筒下桩，桩端持力层为(13)层细一中砂层，桩顶标高为一25.4m，桩26m；2#桩，，外围框架柱下桩，桩端持力层为⑨层卵石、圆砾层，桩顶标高为一25.4m，桩长16m。桩端、桩侧采用注浆，实施增强。筏板形式与厚度：核心筒区为平板，板厚2.2m；外围为梁板式，梁尺寸2.2x2.Om，板厚1.6m。(1)单桩竖向承载力特征值计算取相邻钻孔的土层土性参数分别计算1#桩、2#桩的单桩竖向抗压极限承载力标准值。具体见。表2、表3。所以：s=O.8x45.1=36.1mm。根据《建筑桩基技术规范》(送审稿2006年8月)第3.1.7—5条；需要进一步采用有限元程序进行共同作用分析。8.共同作用分析为考虑上部结构、桩、土、承台共同作用对桩基沉降、桩顶内力、承台内力以及配筋的影响，取上部9层(9层以上结构刚度对桩基的影响予以忽略)结构刚度凝聚到基础底板，采用有限元程序进行上部结构、承台、桩、土的共同作用分析，得到沉降等值线、承台弯矩和配筋量等，为施工图设计提供可靠依据。8.1设计参数核心筒底板厚2.2m，核心筒外围基础梁截面2.2mx2.0m，底板(兼作抗水板)厚度为1.6m，混凝土强度等级为C40，钢筋采用HRB400。8.2重心校核荷载准永久值组合下的重心校核：根据《建筑桩基技术规范》(送审稿2006年8月)第3.3.3—2条，进行桩基重心校核。西塔A核心筒荷载偏心距离：△X=-0.04m；ΔY=0.26m：西塔B核心筒荷载偏心距离：△X=0.04m：ΔY=0.15m：西塔荷载偏心距离：△X=0.35m：ΔY=0.37m：8.3沉降等值线(见附录1)核心筒沉降40mm，塔楼边缘沉降30mm，相对差异沉降约为0.8‰，满足《建筑桩基技术规范》(送审稿2006年8月)第5.5.4条规定。8.4桩(地)基最大反力图(见附录2)8.5基础筏板弯矩图(见附录3)8.6基础筏板分区配筋参考表9.优化设计方案与原设计方案的技术经济比较9.1材料用量表9.2原方案工程桩钢筋混凝土用量共5218m3；优化方案工程桩钢筋混凝土用量共4785m3；在不考虑荷载增加、结构方案调整的情况下，节约混凝土用量473m3。9.3原方案工程桩数量共461根；优化方案工程桩数量共262根；减少桩数199根(43％)，在同等施工设备条件下，可有效缩短工期(业主的优先目标)；且减少了后注浆施工费用。9.4原方案基础底板(梁