关于抗拔桩设计的讨论

第３２卷增刊２岩土工程学报Ｖ０１．３２Ｓｕｐｐ．２２０１０年８月ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＡｕｇ．２０１０关于抗拔桩设计的讨论裴捷（上海盛捷土木工程结构设计事务所上海２００３３６）摘要：随着城市地下空间的开发利用，抗拔桩的用量急剧增加。但抗拔桩设计有关的概念一直没有理清，各本设计规范也没有列出基础抗浮设计的公式。设计人员只能依据自己的理解，各行其是。同一工程不同人设计抗拔桩的用桩数量会相差数倍，有必要进行讨论。关键词：基础抗浮设计；抗拔桩；总安全度：腐蚀余量中图分类号：ＴＵ４７３文献标识码：Ａ文章编号：１０００—４５４８（２０１０）￥２—０２９０—０４作者简介：裴捷（１９４５一），男，博士，教授级高级工程师，国家一级注册结构工程师，长期从事建筑地基基础设计、地基处理、基坑设计及相关的科研和规范编写工作。Ｅ－ｍａｉｌ：ｓｊ６２０９６０９９＠１２６．ｃｏｍ。ＯｎｄｅｓｉｇｎｏｆｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅｓＰＥＩＪｉｅ（ＳｈａｎｇｈａｉＳｈｅｎｊｉｅＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＤｅｓｉｇｎＯｆｆｉｃｅ，Ｓｈａｎｇｈａｉ２００３３６。Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｗｉｔｈｔｈｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｕｒｂａｎｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｐａｃｅ，ｕｓｅｏｆｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅｓｉｓｉｎｒａｐｉｄｇｒｏｗｔｈ．Ｈｏｗｅｖｅｒｔｈｅｒｅｉｓｓｔｉｌｌｓｏｍｅｃｏｎｆｕｓｉｏｎｉｎｄｅｓｉｇｎ．Ｔｈｅｆｏｒｍｕｌａｆｏｒａｎｔｉ—ｆｌｏａｔｉｎｇｏｆｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓｈａｓｎｏｔｂｅｅｎｓｏｌｖｅｄｉｎｃｏｄｅｓ．Ａｓａｒｅｓｕｌｕｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｉｒｏｗｎｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅ，ｄｅｓｉｇｎｅｒｓｖａｒｙｃｏｎｓｉｄｅｒａｂｌｙｉｎｔｈｅｎｕｍｂｅｒｏｆｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅｓｕｓｅｄｉｎｏｎｅｐｒｏｊｅｃｔ．Ｉｔｉｓｎｅｃｅｓｓａｒｙｔｏｆｕｒｔｈｅｒｄｉｓｃｕｓｓｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ａｎｔｉ－ｆｌｏａｔｉｎｇｄｅｓｉｇｎ；ｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅ；ｏｖｅｒａｌｌｓａｆｅｔｙｄｅｇｒｅｅ；ｃｏｒｒｏｓｉｖｅａｌｌｏｗａｎｃｅＯ引言算的基础底面面积上所需要的抗浮桩布桩数。目前大城市对地下空间利用的需求越来越大，大《建筑桩基技术规范》（ＪＧＪ９４—２００８）给出睇１量深大地下室将整个项目用地全部挖空。不少建设项Ｎｋ≤瓦，２＋Ｇｏ，（Ｉｃ）目中抗拔桩的建造费用已经超过了抗压工程桩，甚至式中，基桩拔力Ⅳ。是按荷载效应标准组合计算，达到了抗压桩费用的数倍。合理设计抗拔桩成了设计可写为：Ⅳｋ＝（只－Ｇ），ｎ；瓦是由单桩上拔静载荷人员必须注意的大问题。抗拔桩的设计计算在各规范试验确定的抗拔极限承载力，为中都没有很明确的规定。设计人员常根据经验和理解瓦ｔ＝艺名级墩吩‘＋Ｇｐ。进行计算，不同人员的设计结果可能差别很大。抗拔极限承载力的试验值中应包括桩身的自重。荷载规范的规定¨Ｊ：永久荷载的分项系数，由可公式（Ｉｃ）可改写为：变荷载效应控制的组合，应取１．２；由永久荷载效应Ｎｋ＝（辱一Ｇ），ｎ≤ｋ，２ａ（Ｉｄ）控制的组合，应取１．３５。当其效应对结构有利的组合，式（１ａ）、（１ｂ）和（Ｉｄ）对于同一问题计算结果应取１．０。将这个规定应用到抗浮验算中，许多人采差别很大。算例：有一个３层地下室埋深为１６ｍ，其用了如下抗浮验算的公式：上有五层商场。取８．２ｍＸ８．５ｍ的标准开间计算，水１．２０Ｆｅ一１．００Ｇ≤ｎ・Ｒ，ｆｌａ）浮力：Ｅ＝１６ｘ１０Ｘ８．２ｘ８．５＝１１１５２ｋＮ。一个开间柱１．３５层一１．ＯＯＧ≤甩・Ｒ，Ｏｈ）脚荷载标准值加上基础厚板自重：Ｇ＝１０４５０ｋＮ。采式中Ｅ为相应于最高设计水位的水浮力标准用４００Ｘ４００ｍ预制方桩为抗拔桩，极限抗拔承载力值值；Ｇ为基础和上部建筑物的自重标准值；抗拔桩承Ｒ．＝５４０ｋＮ。按式（１ａ）计算：载力尺的取值方法较多，有采用抗拔桩的承载力设计ｎ＝（１１１５２ｘ１．２—１０４５０）＋（５４０＋１．６）＝８．７值Ｒ＝Ｒ．，１．６０，或定义为抗拔承载力特征值Ｒ＝墨。，２，或直接用抗浮极限承载力尺。；以为所计收稿日期：２０１０—０４—２３增刊２裴捷．关于抗拔桩设计的讨论２９１，ｌ＝（１１１５２Ｘ１．２—１０４５０）＋（５４０＋２．０忙１０．９。按式（１ｂ）计算：以＝（１１１５２ｘ１．３５—１０４５０）＋（５４０＋１．６）＝１３．６，ｎ＝（１１１５２ｘ１．３５—１０４５０）＋（５４０÷２．０）＝１７．１。按式（１ｄ）计算：，ｌ＝（１１１５２—１０４５０）＋（５４０＋２．０）＝２．６。上述简单算例每个开间的抗拔桩设计用量从２．６根到１７．１根，相差６倍多。实际上式（１ａ）～（１ｄ）都不妥当，因为这些公式都混淆了作用与抗力的概念；将其他结构计算问题的分项系数胡乱地套到抗浮稳定问题中，使抗浮设计的实际安全度变成一个不确定的变数。在使某些情况时，公式（１ｃ）可能整个基础的抗浮安全度不足。怎样衡量这些安全储备以及有多大的安全储备？为了要说明这个结论必须讲清以下几个问题。１设计体系及总安全度关于抗拔桩设计的种种混乱源于现行的多系数的概率极限设计规范表达体系。我国土建结构强度和稳定的设计计算先后经历过四种设计计算体系：容许应力设计体系；总安全度设计体系；多系数设计体系和概率极限设计体系。地基基础的容许应力设计体系是从上世纪初最早开始使用的，地基基础设计只做强度设计计算，也不知道绝大部分问题的破坏极限状态，只能从工程实践中总结出一个容许值，用这个容许值进行设计。到目前为止，大部分关于地基土承载力的设计计算还只能处于这一阶段。以后对地基基础中的某些问题知道了破坏或失稳的极限状态，即知道了极限承载力值，例如通过单桩静载荷试验得到了摩檫桩的极限承载力。从而也就得到了设计的总安全系数。承载力设计的核心是使结构所具备的安全系数恰好等于长期经验积累所规定的安全系数值。各类不同的强度或稳定问题应该具有不同的总安全系数。后来的多系数设计是在对总安全系数进行全面深化研究后产生的。有许多因素都对总安全系数有影响，可以将其为两大类：一类称为荷载效应或外界作用；一类称为结构本身所具有的抗力。多系数实际上是对总安全系数的细化和拆分，有利于对总安全系数的研究和对总安全度的进一步改进，但弱化了工程设计中最重要的概念一总安全系数的概念。多系数的研究过程中不免要收集大量数据。大量实测数据的整理、研究常离不开统计方法。这就很自然地要用概率论，用概率论的方法来解释安全度，安全储备的概念，即概率极限设计体系。概率极限设计体系实际也是一种多系数设计体系。多系数体系能够推行的前提是已经有了明确总安全系数，即有了明确的总安全度后，才有可能进行拆分。采用多系数体系后，后者设计时的安全储备必须与原来的总安全系数一致。多系数是对单一总安全系数的细化。但是分系数研究不能包含对结构总安全储备研究的全部，不能从多系数的研究中反过来直接推论得到总安全系数。总安全系数更多地是工程经验的积累，它还受社会整体经济水平的制约。现在的问题是，在土力学和地基基础设计计算问题中，还有不少问题连总安全系数应是多少都没有确定。抗浮设计计算问题是其中之一。总安全系数都不知道，怎么能来讨论总安全系数的拆分？在总安全度还没有一个较明确的概念以前就采用多系数方法进行讨论，只可能会越讨论越乱。２抗浮总安全系数抗浮设计的总安全系数应是多大呢？要理清这用，哪些是抗力？水浮力应该被认为是荷载作用；结构自重Ｇ是抗力，抗拔桩的抗拔力也是抗力。总安全系数的设计计算公式很简单，将荷载作用和抗力分放在不等式两利用结构自重抗浮的设计：５－＜去’Ｇ，（２）都是抗力。式（２）应变成层≤÷・（Ｇ＋以・Ｒ），（３）五ｔ式中，足，为抗拔桩的抗拔承载力的标准值，即极限抗拔承载力。由于采用总安全系数表达式，因此浮力只和自重Ｇ都不应乘任何分项系数，即标准值。抗拔桩的抗力大量的工程实践表明，这个计算式所需的总安全个问题，首先还要理清在抗浮设计中哪些是荷载作侧。荷载作用小于、等于抗力除以总安全系数。式中，Ｅ是指用最高水位计算得到的水浮力，墨是抗浮总安全系数。如果仅利用结构自重不能抵抗浮力，就需要增加抗拔桩。这时抗拔桩和结构自重一样，标准值就是他的极限抗拔承载力。采用式（２）和（３）使有抗拔桩和没有抗拔桩时的设计总安全度完全一致，总安全系数始终是一个定值。储备不需要很大，即总安全系数应远小于２．０。因为抗浮计算中各项计算值的变化幅度都不可能很大，水浮力以设计最高水位计算，几乎不可能有比更大的２９２岩土工程学报２０１０年值。即水浮力变化不是正态分布。在Ｃ中已经含有一定的安全储备。据调查，只要某些构造节点有保证，式（２）中的抗浮总安全系数一般取１．０５即可。因此，新版《高层建筑筏形与箱形基础技术规范》的有关条文中就采纳了总安全系数为１．０５这个值。在上海等沿海地区常年地下水位很高，一般可以取建筑物室外地面为最高设计水位。总安全系数以１．０５为宜。这里，需要强调两点：①抗浮问题应该且只能采用总安全系数的设计计算表达公式，目前根本没有条件采用多系数或概率极限表达形式。②通过调研，特别是依据新版《高层建筑筏形与箱形基础技术规范》编制组的工作，在勘察单位总结当地的抗浮设计水位的条件下，抗浮设计的总安全系数可定为１．０５。抗力的设计值或特征值都是多系数设计体系里的内容，是标准值乘以分项系数后的结果。分项系数不应该出现在总安全度的计算公式中。如果这样做，它不仅会造成概念上的混乱，它还会使同一问题的总安全度变成一个变量。这种做法是不妥当的。对前面的算例，采用式（３）可计算对应于总安全系数Ｋｆ＝１．０５的用桩数量：Ｅ＝１１１５２ｋＮ；Ｇ＝１０４５０ｋＮ；足．＝５４０ｋＮ代入，得到计算用桩数：ｎ＝（１１１５２ｘ１．０５—１０４５０）÷５４０＝２．３。每个开间抗拔桩用桩量２．３根，与前面计算得到的最大用桩量１７．１根相比，相差７．４倍。与新的桩基规范的计算结论２．６根接近。但这只是一个巧合。利用式（３），总安全系数等于总抗力与浮力的比值，可以反算不同用桩数量时基础所具有的抗浮总安全系数：表１桩数与安全系数Ｔａｂｌｅ１Ｎｕｍｂｅｒｏｆｐｉｌｅｓａｎｄｓａｆｅｔｙｆａｃｔｏｒｓ桩数３９１ｌ１４１７安全系数１．０８２１．３７３１．４７１．６１５１．７６这也许是与许多人头脑中想象的不同。由于浮力与结构自重的对冲，即使用桩数增加６倍，基础抗浮的总安全度也到达不了２．０。这是一个较典型的算例：地下室较深，因此水浮力较大。但建筑物自重也不小，自重与浮力较接近，但略小于浮力。从这个算例可以看到，起主要抗浮作用的是建筑自重。再讨论一下公式（１ａ）～（１ｄ）中所包含的总安全系数。将公式（１ａ）改写为辱≤击．（Ｇ棚’》＝西揣．（Ｇ相－Ｒ），．．Ｇ＋ｎ．生再令：石＝乏Ｆ；鼍，），＝石彘，工的值域为（。，１１，Ｙ的值域为【０，１）。总安全系数等于墨＝旒。式（１ａ）总安全系数的变化范围为：１．２到１．９２。类似地，公式（１ｂ）总安全系数的变化范围为疋：！：！！，工＋Ｙ／１．６也就是１．３５到２．１６。式（１ｄ）的总安全系数的变化范围为疋：！：Ｑ，‘Ｘ＋Ｙ／２．０也就是１．０到２．０。可见当当浮力与结构自重都很大且非常接近时，采用式（１ｄ）时总安全系数会非常接近于１．０，小于１．０５。安全储备偏小。只有式（３）整个基础的抗浮总安全系数始终为不变的值１．０５。３自重和桩的抗拔力先后发挥作用式（３）中用了桩的抗浮极限承载力值，桩本身安全储备是否偏低？实际上，在一般情况下，结构自重和桩的抗拔力是先后发挥作用的。桩的抗拔力是在桩与土体之间有相对微小位移后产生的，与位移的大小有一定对应关系。因此在抗浮问题中，不管地下水位怎样变化，都可以认为结构自重总是起抗浮作用。只有当浮力值大于结构自重、抗浮桩产生向上微小位移时，桩的抗拔能力才能逐步起作用。一般在总安全系数大于零的条件下，永远不会达到桩的极限抗拔承载力值。即式（３）中，结构自重先充分发挥作用，而桩只是补足其抗浮能力。回到本文的算例：浮力露＝１１１５２ｋＮ，结构自重Ｇ＝１０４５０ｋＮ，实际桩上的受力只有：１１１５２—１０４５０＝６０２ｋＮ。如果按式（３）取用３根桩，每根桩受到的平均受拉力：２０１ｋＮ，还不到单桩抗拔极限承载力值的２０１，５４０＝０．３７。如果仅对于抗拔桩而言，它受力的实际安全储备接近于３。如果设计取用９根抗拔桩，实际每根桩平均受拉力：６７ｋＮ；桩实际承受的拉力只用它的极限值的６７／５４０＝１２％；如果设计取用１１根抗拔桩，实际每根桩平均受拉力：５５ｋＮ，则５５／５４０＝１０％；如果设计取用１４根抗拔桩，实际每根桩平均受拉力：４３ｋＮ；则４３／５４０＝８％；如果设计取用１７根抗拔桩，实际每根桩平均受拉力：３５ｋＮ，则３５，５４０＝６％。式（３）中还省略了一些安全因素：地下室侧面增刊２裴捷．关于抗拔桩设计的讨论土体的摩阻力；地下室外侧基础外挑部分的上覆土重等。因此桩上的实际受力可能更小，从而说明式（３）中桩的抗拔力采用抗拔极限承载力完全可行。但是对于有一种极端状况：浮力很大，而建筑自重几乎为零时。例如，这时式（３）中Ｇ趋近于零，浮力全部由桩承受。桩所承受的实际拉力为它的极限抗拔承载力值除以１．０５。因此建议增加校验式为Ｆｆ－Ｇ＿＜两１，１．Ｒ，（４）这个公式通常总能满足且有较大富裕，极少起作用。４抗拔桩的设计抗拔桩的设计主要有３个问题：（１）土体对抗拔桩提供的极限摩阻力抗拔桩的极限承载力是指土体对抗拔桩提供的极限摩阻力Ｒ。。原则上应通过现场试验确定。许多人认为摩阻力与桩身所受的土体水平压力成正比，因此桩顶端土表面处摩阻力为零。有一段时期，人们对距土面６ｍ范围内的桩身抗拔摩阻力采用直线折减的做法。近期的规范中都采用了对各层土的抗压摩阻力乘以折减系数的方法。关于桩的自重（浮重）。按上述讨论，桩的自重似乎应放在式（３）结构自重Ｇ之内更为适宜，因为桩的自重也是始终起作用的。（２）通过抗浮验算确定抗拔桩的数量。建议采用式（３）计算抗浮稳定性并确定抗拔桩的数量。桩数确定后建议再用式（４）进行校核。（３）抗拔桩桩顶上拔力的设计值抗拔桩的桩身设计一般是将它看成钢筋混凝土轴向受拉构件，按钢筋混凝土构件设计的有关规定进行。较合理的做法是用类似与式（４）的算式瓦＝（辱一Ｇ），ｎ（５）求得平均每根桩传递的土的摩阻力，再加上桩身的自重（浮重）。这就是桩顶可能传递的最大拉力。以这个最大拉力为设计荷载作用标准值。进行受拉钢筋的设计计算时应乘以１．２５变成荷载作用的设计值。（４）桩身配筋设计桩身的抗拉构件设计中实际受力部件就是钢筋。构件裂缝验算和钢筋锈蚀影响是设计中的重要问题，有两类处理方法：第一类是考虑限制裂缝宽度；第二类是给钢筋预留腐蚀余量。在上海市《地基基础设计规范》修订时，对上述两类处理方法分为４种情况进行了试算。本文又补充了两种情况进行比较：①不考虑钢筋的锈蚀的影响，不做抗裂计算的配筋率；②不做抗裂计算，钢筋直径增加腐蚀余量３ｍｍ：③不做抗裂计算，钢筋直径增加腐蚀余量４ｍｍ；④计算保护层厚度按实取为５０ｍｍ，裂缝控制值采用０．３ｍｍ；⑤计算保护层厚度取为３０ｍｍ，裂缝控制值采用０．２ｌＩｌｍ；⑥计算保护层厚度按实取为５０ｍｍ，裂缝控制值采用０．２ｍｍ；袭２直径Ｄ＝６００ｍｍ灌注桩的计算配筋率（％）Ｔａｂｌｅ２Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｒａｔｉｏｓｏｆｂｏｒｅｄｐｉｌｅｓｗｉｔｈ／）＝－６００ｍｍ（％）一卜拔力／ｋＮａｂＣｄｅｆ１５００１．７７２．１８２．６３３．２３３．５０４．３０１Ｑ盟！：！墨！：堑！：墨墨三：！曼２：丝兰：垒２表３直径Ｄ＝８００ｍｍ灌注桩的计算配筋率（％）Ｔａｂｌｅ３Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｒａｔｉｏｓｏｆｂｏｒｅｄｐｉｌｅｓｗｉｔｈ／９＝－６００ｍｍ（％）上拔力／ｋＮａｂＣｄｅｆ１５０００．９９１．２２１．４８１．８２１．９７２．２７１Ｑ塑Ｑ：堑Ｑ：坠！：竖！：堕！：兰！！：堑从表中可以看到，配筋率的变化规律性很强，均为ａ＜ｂ＜ｃ＜ｄ＜ｅ＜ｆ。既然放大钢筋直径是相对最经济的一种配筋方法，又可以减少设计人员的工作量，那又何必要求设计人员去做较复杂的裂缝计算呢？即将公布的新一版《高层建筑筏形与箱形基础技术规范》就采用了表列ｂ的做法，既不要求进行复杂的裂缝验算，只要将配筋直径加大３ｍｍ，以此作为抗拔桩配筋计算的主要方法。关于钢筋的腐蚀余量，２０世纪７０年代，上海宝钢工程中引进日本的钢管桩，钢管桩的腐蚀余量值是参照日本的经验，采用每侧２ｍｍ的量值。即对钢筋而言，应是直径增加４ｍｍ。现在已过去了３０多年，仍很少有人去研究钢筋在土中的锈蚀问题。新一版《高层建筑筏形与箱形基础技术规范》在修编过程中收集了国外的一系列研究资料，特别是日本的资料，建议腐蚀余量可以由４ｍｍ改为３ｍｍ。有人提出若允许钢筋锈蚀，锈蚀后可能严重影响钢筋与混凝土之间的握固力，是否还能确保桩侧的土摩阻力可靠地传到钢筋上？做一下简单的计算就可发现，握固力是很大的，一般都不会充分发挥作用，其潜在的余地是很大的。仅在混凝土裂缝周围的锈蚀对握固力的影响可以忽略不计。参考文献：【１】ＧＢ５０００９－－－２００１建筑结构荷载规范【Ｓ】．（ＧＢ５０００９－－－２００１Ｌｏａｄｉｎｇｃｏｄｅｆｏｒｄｅｓｉｇｎｏｆｂｕｉｌｄｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ［Ｓ］．２００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ））【２】ＪＧＪ９４－－２００８建筑桩基技术规范【Ｓ】．（ＪＧＪ９４－－２００８Ｔｅｃｈｎｉｃａｌｃｏｄｅｆｏｒｂｕｉｌｄｉｎｇｐｉｌｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ［Ｓ］．２００８．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ））