5.3.1 建筑物的地基變形計算值，不應大于地基變形允許值。
5.3.2 地基變形特征可分為沉降量、沉降差、傾斜、局部傾斜。
5.3.3 在計算地基變形時，應符合下列規(guī)定：
    1. 由于建筑地基不均勻、荷載差異很大、體型復雜等因素引起的地基變形，對于砌體承重結構應由局部傾斜值控制；對于框架結構和單層排架結構應由相鄰柱基的沉降差控制；對于多層或高層建筑和高聳結構應由傾斜值控制；必要時尚應控制平均沉降量。
    2. 在必要情況下，需要分別預估建筑物在施工期間和使用期間的地基變形值，以便預留建筑物有關部分之間的凈空，選擇連接方法和施工順序。
5.3.4 建筑物的地基變形允許值應按表5.3.4規(guī)定采用。對表中未包括的建筑物，其地基變形允許值應根據上部結構對地基變形的適應能力和使用上的要求確定。

表5.3.4 建筑物的地基變形允許值

  注：1. 本表數值為建筑物地基實際最終變形允許值；
        2. 有括號者僅適用于中壓縮性土；
        3. l為相鄰柱基的中心距離(mm)；H_g為自室外地面起算的建筑物高度(m)；
        4. 傾斜指基礎傾斜方向兩端點的沉降差與其距離的比值；
        5. 局部傾斜指砌體承重結構沿縱向6m～10m內基礎兩點的沉降差與其距離的比值。
5.3.5 計算地基變形時，地基內的應力分布，可采用各向同性均質線性變形體理論。其最終變形量可按下式進行計算：

(5. 3. 5)

式中：s——地基最終變形量(mm)；
      s′——按分層總和法計算出的地基變形量(mm)；
      ψ_s——沉降計算經驗系數，根據地區(qū)沉降觀測資料及經驗確定，無地區(qū)經驗時可根據變形計算深度范圍內壓縮模量的當量值(E_s)、基底附加壓力按表5.3.5取值；
      n——地基變形計算深度范圍內所劃分的土層數(圖5.3.5)；
      p₀——相應于作用的準永久組合時基礎底面處的附加壓力(kPa)；
      E_si——基礎底面下第i層土的壓縮模量(MPa)，應取土的自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和的壓力段計算；
      z_i、z_i-1——基礎底面至第i層土、第i-1層土底面的距離(m)；
      a_i、a_i-1——基礎底面計算點至第i層土、第i-1層土底面范圍內平均附加應力系數，可按本規(guī)范附錄K采用。

圖5. 3. 5基礎沉降計算的分層示意
1—天然地面標高；2—基底標高；3—平均附加應力系數a曲線；4—i-1層；5—i層
表5.3.5 沉降計算經驗系數ψ_s

5.3.6 變形計算深度范圍內壓縮模量的當量值(E_s)，應按下式計算：

(5. 3. 5)

 式中：A_i——第i層土附加應力系數沿土層厚度的積分值。

5.3.7 地基變形計算深度z_n(圖5. 3.5),應符合式(5..3 7)的規(guī)定。當計算深度下部仍有較軟土層時，應繼續(xù)計算。

(5. 3. 7)

式中：△s′_i——在計算深度范圍內，第i層土的計算變形值(mm)；
      △s′_n——在由計算深度向上取厚度為△z的土層計算變形值(mm)，△z見圖5.3.5并按表5.3.7確定。

表5.3.7 △z

5.3.8 當無相鄰荷載影響，基礎寬度在1m～30m范圍內時，基礎中點的地基變形計算深度也可按簡化公式(5.3.8)進行計算。在計算深度范圍內存在基巖時，z_n可取至基巖表面；當存在較厚的堅硬黏性土層，其孔隙比小于0.5、壓縮模量大于50MPa，或存在較厚的密實砂卵石層，其壓縮模量大于80MPa時，z_n可取至該層土表面。此時，地基土附加壓力分布應考慮相對硬層存在的影響，按本規(guī)范公式(6.2.2)計算地基最終變形量。

z_n＝b(2.5－0.41nb)   (5.3.8)

式中：b—— 基礎寬度(m)。

5.3.9 當存在相鄰荷載時，應計算相鄰荷載引起的地基變形，其值可按應力疊加原理，采用角點法計算。
5.3.10 當建筑物地下室基礎埋置較深時，地基土的回彈變形量可按下式進行計算：

(5. 3.10)

式中：s_c——地基的回彈變形量(mm)；
     ψ_c—— 回彈量計算的經驗系數，無地區(qū)經驗時可取1.0；
     p_c——基坑底面以上土的自重壓力(kPa)，地下水位以下應扣除浮力；
     E_ci——土的回彈模量(kPa)，按現行國家標準《土工試驗方法標準》GB/T 50123 中土的固結試驗回彈曲線的不同應力段計算。
5.3.11 回彈再壓縮變形量計算可采用再加荷的壓力小于卸荷土的自重壓力段內再壓縮變形線性分布的假定按下式進行計算：

(5.3. 11)
 

式中：s′_c——地基土回彈再壓縮變形量(mm)；
     s_c——地基的回彈變形量(mm)；
     r′₀——臨界再壓縮比率，相應于再壓縮比率與再加荷比關系曲線上兩段線性交點對應的再壓縮比率,由土的固結回彈再壓縮試驗確定；
     R′₀——臨界再加荷比，相應在再壓縮比率與再加荷比關系曲線上兩段線性交點對應的再加荷比，由土的固結回彈再壓縮試驗確定；
     r′_R′＝1.0——對應于再加荷比R′＝1.0時的再壓縮比率，由土的固結回彈再壓縮試驗確定，其值等于回彈再壓縮變形增大系數；
     p——再加荷的基底壓力(kPa)。
5.3.12 在同一整體大面積基礎上建有多棟高層和低層建筑，宜考慮上部結構、基礎與地基的共同作用進行變形計算。

條文說明

5.3 變形計算

5.3.1 本條為強制性條文。地基變形計算是地基設計中的一個重要組成部分。當建筑物地基產生過大的變形時，對于工業(yè)與民用建筑來說，都可能影響正常的生產或生活，危及人們的安全，影響人們的心理狀態(tài)。
5.3.3 一般多層建筑物在施工期間完成的沉降量，對于碎石或砂土可認為其最終沉降量已完成80％以上，對于其他低壓縮性土可認為已完成最終沉降量的50％～80％，對于中壓縮性土可認為已完成20％～50％，對于高壓縮性土可認為已完成5％～20％。
5.3.4 本條為強制性條文。本條規(guī)定了地基變形的允許值。本規(guī)范從編制1974年版開始，收集了大量建筑物的沉降觀測資料，加以整理分析，統(tǒng)計其變形特征值，從而確定各類建筑物能夠允許的地基變形限制。經歷1989年版和2002年版的修訂、補充，本條規(guī)定的地基變形允許值已被證明是行之有效的。
    對表5.3.4中高度在100m以上高聳結構物(主要為高煙囪)基礎的傾斜允許值和高層建筑物基礎傾斜允許值，分別說明如下：
    (一)高聳構筑物部分：(增加H＞100m時的允許變形值)
    1. 國內外規(guī)范、文獻中煙囪高度H＞100m時的允許變形值的有關規(guī)定：
        1)我國《煙囪設計規(guī)范》GBJ 51-83(表8)

表8 基礎允許傾斜值

上述規(guī)定的基礎允許傾斜值，主要根據煙囪筒身的附加彎矩不致過大。
        2)前蘇聯地基規(guī)范CHИП 2.02.01-83(1985年)(表9)

表9 地基允許傾斜值和沉降值

  3)基礎分析與設計(美)J.E.BOWLES(1977年)
        煙囪、水塔的圓環(huán)基礎的允許傾斜值為0.004。
        4)結構的允許沉降(美)M.I.ESRIG(1973年)
        高大的剛性建筑物明顯可見的傾斜為0.004。
    2. 確定高煙囪基礎允許傾斜值的依據：
        1)影響高煙囪基礎傾斜的因素
        ①風力；
        ②日照；
        ③地基土不均勻及相鄰建筑物的影響；
        ④由施工誤差造成的煙囪筒身基礎的偏心。
        上述諸因素中風、日照的最大值僅為短時間作用，而地基不均勻與施工誤差的偏心則為長期作用，相對的講后者更為重要。根據1977年電力系統(tǒng)高煙囪設計問題討論會議紀要，從已建成的高煙囪看，煙囪筒身中心垂直偏差，當采用激光對中找直后，頂端施工偏差值均小于H/1000，說明施工偏差是很小的。因此，地基土不均勻及相鄰建筑物的影響是高煙囪基礎產生不均勻沉降(即傾斜)的重要因素。
  確定高煙囪基礎的允許傾斜值，必須考慮基礎傾斜對煙囪筒身強度和地基土附加壓力的影響。
        2)基礎傾斜產生的筒身二階彎矩在煙囪筒身總附加彎矩中的比率
        我國煙囪設計規(guī)范中的煙囪筒身由風荷載、基礎傾斜和日照所產生的自重附加彎矩公式為：

式中：
    G——由筒身頂部算起h/3處的煙囪每米高的折算自重(kN)；
    h——計算截面至筒頂高度(m)；
    H——筒身總高度(m)；
    1/ρ_w——筒身代表截面處由風荷載及附加彎矩產生的曲率；
    α_hz——混凝土總變形系數；
    △_t——筒身日照溫差，可按20℃采用；
    m_θ——基礎傾斜值；
    γ₀——由筒身頂部算起0.6H處的筒壁平均半徑(m)。
    從上式可看出，當筒身曲率1/ρ_w較小時附加彎矩中基礎傾斜部分才起較大作用，為了研究基礎傾斜在筒身附加彎矩中的比率，有必要分析風、日照、地基傾斜對上式的影響。在m_θ為定值時，由基礎傾斜引起的附加彎矩與總附加彎矩的比值為：

顯然，基傾附加彎矩所占比率在強度階段與使用階段是不同的，后者較前者大些。
    現以高度為180m、頂部內徑為6m、風荷載為50kgf/m²的煙囪為例：
    在標高25m處求得的各項彎矩值為
    總風彎炬 M_w＝13908.5t－m
    總附加彎矩 M_f＝4394.3t－m
    其中：風荷附加 M_fw＝3180.4
          日照附加 M_r＝395.5
          地傾附加 M_fj＝818.4(m_θ＝0.003)
    可見當基礎傾斜0.003時，由基礎傾斜引起的附加彎矩僅占總彎矩(M_w＋M_f)值的4.6％，同樣當基礎傾斜0.006時，為10％。綜上所述，可以認為在一般情況下，筒身達到明顯可見的傾斜(0.004)時，地基傾斜在高煙囪附加彎矩計算中是次要的。
    但高煙囪在風、地震、溫度、煙氣侵蝕等諸多因素作用下工作，筒身又為環(huán)形薄壁截面，有關剛度、應力計算的因素復雜，并考慮到對鄰接部分免受損害，參考了國內外規(guī)范、文獻后認為，隨著煙囪高度的增加，適當地遞減煙囪基礎允許傾斜值是合適的，因此，在修訂TJ 7-74地基基礎設計規(guī)范表21時，對高度h＞100m高聳構筑物基礎的允許傾斜值可采用我國煙囪設計規(guī)范的有關數據。
    (二)高層建筑部分
    這部分主要參考《高層建筑箱形與筏形基礎技術規(guī)范》JGJ 6有關規(guī)定及編制說明中有關資料定出允許變形值。
    1. 我國箱基規(guī)定橫向整體傾斜的計算值α，在非地震區(qū)宜符合α≤b/(100H)，式中，b為箱形基礎寬度；H為建筑物高度。在箱基編制說明中提到在地震區(qū)α值宜用b/(150H)～b/(200H)。
    2. 對剛性的高層房屋的允許傾斜值主要取決于人類感覺的敏感程度，傾斜值達到明顯可見的程度大致為1/250，結構損壞則大致在傾斜值達到1/150時開始。
5.3.5 該條指出：
    1. 壓縮模量的取值，考慮到地基變形的非線性性質，一律采用固定壓力段下的E_s值必然會引起沉降計算的誤差，因此采用實際壓力下的E_s值，即

E_s＝(1＋e₀)/α

式中：
   e₀——土自重壓力下的孔隙比；
    α——從土自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和壓力段的壓縮系數。
    2 地基壓縮層范圍內壓縮模量E_s的加權平均值提出按分層變形進行E_s的加權平均方法

式中：
    E_s——壓縮層內加權平均的E_s值(MPa)；
    E_si——壓縮層內第i層土的E_s值(MPa)；
    A_i——壓縮層內第i層土的附加應力面積（m²)。
    顯然，應用上式進行計算能夠充分體現各分層土的E_s值在整個沉降計算中的作用，使在沉降計算中E_s完全等效于分層的E_s。
    3 根據對132棟建筑物的資料進行沉降計算并與資料值進行對比得出沉降計算經驗系教ψ_s與平均E_s之間的關系，在編制規(guī)范表5.3.5時，考慮了在實際工作中有時設計壓力小于地基承載力的情況，將基底壓力小于0.75ƒ_ak時另列一欄，在表5.3.5的數值方面采用了一個平均壓縮模量值可對應給出一個ψ_s值，并允許采用內插方法，避免了采用壓縮模量區(qū)間取一個ψ_s值，在區(qū)間分界處因ψ_s取值不同而引起的誤差。
5.3.7 對于存在相鄰影響情況下的地基變形計算深度，這次修訂時仍以相對變形作為控制標準(以下簡稱為變形比法)。
    在TJ 7-74規(guī)范之前，我國一直沿用前蘇聯HИTу 127-55規(guī)范，以地基附加應力對自重應力之比為0.2或0.1作為控制計算深度的標準(以下簡稱應力比法)，該法沿用成習，并有相當經驗。但它沒有考慮到土層的構造與性質，過于強調荷載對壓縮層深度的影響而對基礎大小這一更為重要的因素重視不足。自TJ 7-74規(guī)范試行以來，采用變形比法的規(guī)定，糾正了上述的毛病，取得了不少經驗，但也存在一些問題。有的文獻指出，變形比法規(guī)定向上取計算層厚為1m的計算變形值，對于不同的基礎寬度，其計算精度不等。從與實測資料的對比分析中可以看出，用變形比法計算獨立基礎、條形基礎時，其值偏大。但對于b＝10m～50m的大基礎，其值卻與實測值相近。為使變形比法在計算小基礎時，其計算z_n值也不至過于偏大，經過多次統(tǒng)計，反復試算，提出采用0.3(1＋lnb)m代替向上取計算層厚為1m的規(guī)定，取得較為滿意的結果(以下簡稱為修正變形比法)。第5.3.7條中的表5.3.7就是根據0.3(1＋lnb)m的關系，以更粗的分格給出的向上計算層厚△z值。
5.3.8 本條列入了當無相鄰荷載影響時確定基礎中點的變形計算深度簡化公式(5.3.8)，該公式系根據具有分層深標的19個載荷試驗(面積0.5m²～13.5m²)和31個工程實測資料統(tǒng)計分析而得。分析結果表明。對于一定的基礎寬度，地基壓縮層的深度不一定隨著荷載(p)的增加而增加。對于基礎形狀(如矩形基礎、圓形基礎)與地基土類別(如軟土、非軟土)對壓縮層深度的影響亦無顯著的規(guī)律，而基礎大小和壓縮層深度之間卻有明顯的有規(guī)律性的關系。
    圖10為以實測壓縮層深度z_s與基礎寬度b之比為縱坐標，而以b為橫坐標的實測點和回歸線圖。實線方程z_s/b＝2.0－0.4lnb為根據實測點求得的結果。為使曲線具有更高的保證率，方程式右邊引入隨機項t_aφ₀S，取置信度1－α＝95％時，該隨機項偏于安全地取0.5，故公式變?yōu)椋?/p>

z_s＝b(2.5－0.4lnb)
     

圖10 z_s/b-b實測點和回歸線
·—圖形基礎；＋—形基礎；×—矩形基礎

圖10的實線之上有兩條虛線。上層虛線為α＝0.05，具有置信度為95％的方程，即式(5.3.8)。下層虛線為α＝0.2，具有置信度為80％的方程。為安全起見只推薦前者。
    此外，從圖10中可以看到絕大多數實測點分布在z_s/b＝2的線以下。即使最高的個別點，也只位于z_s/b＝2.2之處。國內外一些資料亦認為壓縮層深度以取2b或稍高一點為宜。
    在計算深度范圍內存在基巖或存在相對硬層時，按第5.3.5條的原則計算地基變形時，由于下臥硬層存在，地基應力分布明顯不同于Boussinesq應力分布。為了減少計算工作量，此次條文修訂增加對于計算深度范圍內存在基巖和相對硬層時的簡化計算原則。
    在計算深度范圍內存在基巖或存在相對硬層時，地基土層中最大壓應力的分布可采用K.E.葉戈羅夫帶式基礎下的結果(表10)。對于矩形基礎，長短邊邊長之比大于或等于2時，可參考該結果。

表10 帶式基礎下非壓縮性地基上面土層中的最大壓應力系數

注：表中h為非壓縮性地基上面土層的厚度，b為帶式荷載的半寬，z為縱坐標。

5.3.10 應該指出高層建筑由于基礎埋置較深，地基回彈再壓縮變形往往在總沉降中占重要地位，甚至某些高層建筑設置3層～4層(甚至更多層)地下室時，總荷載有可能等于或小于該深度土的自重壓力，這時高層建筑地基沉降變形將由地基回彈變形決定。公式(5. 3.10)中，E_ci應按現行國家標準《土工試驗方法標準》GB/T 50123進行試驗確定，計算時應按回彈曲線上相應的壓力段計算。沉降計算經驗系數ψ_c應按地區(qū)經驗采用。
    地基回彈變形計算算例：
    某工程采用箱形基礎，基礎平面尺寸64.8m×12.8m，基礎埋深5.7m，基礎底面以下各土層分別在自重壓力下做回彈試驗，測得回彈模量見表11。

表11 土的回彈模量

 基底附加應力108kN/m²，計算基礎中點最大回彈量。
    回彈計算結果見表12。

表12 回彈量計算表

圖11 回彈計算示意
1—③粉土；2—④粉質黏土；3—⑤卵石

從計算過程及土的回彈試驗曲線特征可知，地基土回彈的初期，回彈模量很大，回彈量較小，所以地基土的回彈變形土層計算深度是有限的。
5.3.11 根據土的固結回彈再壓縮試驗或平板載荷試驗卸荷再加荷試驗結果，地基土回彈再壓縮曲線在再壓縮比率與再加荷比關系中可用兩段線性關系模擬。這里再壓縮比率定義為：
    1)土的固結回彈再壓縮試驗

r′＝(e_max-e′_i)/(e_max-e_min)

式中：
    e′_i——再加荷過程中P_i級荷載施加后再壓縮變形穩(wěn)定時的土樣孔隙比；
    e_min——回彈變形試驗中最大預壓荷載或初始上覆荷載下的孔隙比；
    e_max——回彈變形試驗中土樣上覆荷載全部卸載后土樣回彈穩(wěn)定時的孔隙比。
    2)平板載荷試驗卸荷再加荷試驗

r′＝△s_rci/s_c

式中：
    △s_rci——載荷試驗中再加荷過程中，經第i級加荷，土體再壓縮變形穩(wěn)定后產生的再壓縮變形量；
    s_c——載荷試驗中卸荷階段產生的回彈變形量。
    再加荷比定義為：
    1)土的固結回彈再壓縮試驗

R′＝P_i/P_max

式中：
    P_max——最大預壓荷載，或初始上覆荷載；
    P_i——卸荷回彈完成后，再加荷過程中經過第i級加荷后作用于土樣上的豎向上覆荷載。
    2)平板載荷試驗卸荷再加荷試驗

R′＝P_i/P₀

式中：
    P₀——卸荷對應的最大壓力；
    P_i——再加荷過程中，經第i級加荷對應的壓力。
    典型試驗曲線關系見圖，工程設計中可按圖12所示的試驗結果按兩段線性關系確定r′₀和R′₀。
    中國建筑科學研究院滕延京、李建民等在室內壓縮回彈試驗、原位載荷試驗、大比尺模型試驗基礎上，對回彈變形隨卸荷發(fā)展規(guī)律以及再壓縮變形隨加荷發(fā)展規(guī)律進行了較為深入的研究。

圖12 再壓縮比率與再加荷比關系

 圖13、圖14的試驗結果表明，土樣卸荷回彈過程中，當卸荷比R＜0.4時，已完成的回彈變形不到總回彈變形量的10％；當卸荷比增大至0.8時，已完成的回彈變形僅約占總回彈變形量的40％；而當卸荷比介于0.8～1.0之間時，發(fā)生的回彈量約占總回彈變形量的60％。
    圖13、圖15的試驗結果表明，土樣再壓縮過程中，當再加荷量為卸荷量的20％時，土樣再壓縮變形量已接近回彈變形量的40％～60％；當再加荷量為卸荷量40％時，土樣再壓縮變形量為回彈變形量的70％左右；當再加荷量為卸荷量的60％時，土樣產生的再壓縮變形量接近回彈變形量的90％。
    回彈變形計算可按回彈變形的三個階段分別計算：小于臨界卸荷比時，其變形很小，可按線性模量關系計算；臨界卸荷比至極限卸荷比段，可按log曲線分布的模量計算。
    工程應用時，回彈變形計算的深度可取至土層的臨界卸荷比深度；再壓縮變形計算時初始荷載產生的變形不會產生結構內力，應在總壓縮量中扣除。

注：圖中虛線為土樣的卸荷比-回彈比率關系曲線，實線為土樣的再加荷比-再壓縮比率關系曲線，以下各圖相同。
圖13 土樣卸荷比-回彈比率、再加荷比-再壓縮比率關系曲線(粉質黏土)

圖14 土樣回彈變形發(fā)展規(guī)律曲線

圖15 載荷試驗再壓縮曲線規(guī)律

工程計算的步驟和方法如下：
    1. 進行地基土的固結回彈再壓縮試驗，得到需要進行回彈再壓縮計算土層的計算參數。每層土試驗土樣的數量不得少于6個，按《巖土工程勘察規(guī)范》GB 50021的要求統(tǒng)計分析確定計算參數。
    2. 按本規(guī)范第5.3.10條的規(guī)定進行地基土回彈變形量計算。
    3. 繪制再壓縮比率與再加荷比關系曲線，確定r′₀和R′₀。
    4. 按本條計算方法計算回彈再壓縮變形量。
    5. 如果工程在需計算回彈再壓縮變形量的土層進行過平板載荷試驗，并有卸荷再加荷試驗數據，同樣可按上述方法計算回彈再壓縮變形量。
    6. 進行回彈再壓縮變形量計算，地基內的應力分布，可采用各向同性均質線性變形體理論計算。若再壓縮變形計算的最終壓力小于卸載壓力，r′_R′＝1.0可取r′_R′＝a,a為工程再壓縮變形計算的最大壓力對應的再加荷比，a≤1.0。
    工程算例：
    1. 模型試驗
    模型試驗在中國建筑科學研究院地基基礎研究所試驗室內進行，采用剛性變形深標對基坑開挖過程中基底及以下不同深度處土體回彈變形進行觀測，最終取得良好結果。
    變形深標點布置圖16，其中A軸上5個深標點所測深度為基底處，其余各點所測為基底下不同深度處土體回彈變形。

圖16 模型試驗剛性變形深標點平面布置圖

 由圖17可知3號深標點最終測得回彈變形量為4.54mm，以3號深標點為例，對基地處土體再壓縮變形量進行計算：
        1)確定計算參數
        根據土工試驗，由再加荷比、再壓縮比率進行分析，得到模型試驗中基底處土體再壓縮變形規(guī)律見圖18。
        2)計算所得該深標點處回彈變形最終量為5.14mm。
        3)確定r′₀和R′₀。

圖17 3號剛性變形深標點變形時程曲線

模型試驗中，基底處最終卸荷壓力為72.45kPa，土工試驗結果得到再加荷比-再壓縮比率關系曲線，根據土體再壓縮變形兩階段線性關系，切線①與切線②的交點即為兩者關系曲線的轉折點，得到r′₀＝0.42，R′₀＝0.25，見圖19。

圖18 土工試驗所得基底處土體再壓縮變形規(guī)律

圖19 模型試驗中基底處土體再壓縮變形規(guī)律

4)再壓縮變形量計算
        根據模型試驗過程，基坑開挖完成后，3號深標點處最終卸荷量為72.45kPa，根據其回填過程中各時間點再加荷情況，由下表可知，因最終加荷完成時，最終再加荷比為0.8293，此時對應的再壓縮比率約為1.1，故再壓縮變形計算中其再壓縮變形增大系數取為r′_{R′＝0.8293}＝1.1，采用規(guī)范公式(5. 3.11)對其進行再壓縮變形計算，計算過程見表13。
        回填完成時基底處土體最終再壓縮變形為4.86mm。
        根據模型實測結果，試驗結束后又經過一個月變形測試，得到3號剛性變形深標點最終再壓縮變形量為4.98mm。

表13 再壓縮變形沉降計算表

需要說明的是，在上述計算過程中已同時進行了土體再壓縮變形增大系數的修正，r′_{R′＝0.8293}＝1.1系數的取值即根據工程最終再加荷情況而確定。
    2.上海華盛路高層住宅
    在20世紀70年代，針對高層建筑地基基礎回彈問題，我國曾在北京、上海等地進行過系統(tǒng)的實測研究及計算方法分析，取得了較為可貴的實測資料。其中1976年建設的上海華盛路高層住宅樓工程就是其中之一，在此根據當年的研究資料，采用上述再壓縮變形計算方法對其進行驗證性計算。
    根據《上海華盛路高層住宅箱形基礎測試研究報告》，該工程概況與實測情況如下：
    本工程系由南樓(13層)和北樓(12層)兩單元組成的住宅建筑。南北樓上部女兒墻的標高分別為＋39.80m和＋37.00m。本工程采用天然地基，兩層地下室，箱形基礎。底層室內地坪標高為±0.000m，室外地面標高為－0.800m，基底標高為－6.450m。
    為了對本工程的地基基礎進行比較全面的研究，采用一些測量手段對降水曲線、地基回彈、基礎沉降、壓縮層厚度、基底反力等進行了測量，測試布置見圖20。在G₁₄和G₁₅軸中間埋設一個分層標F₂(基底標高以下50cm)，以觀測井點降水對地基變形的影響和基坑開挖引起的地基回彈；在鄰近建筑物埋設沉降標，以研究井點降水和南北樓對鄰近建筑物的影響?；娱_挖前，在北樓埋設6個回彈標，以研究基坑開挖引起的地基回彈?；娱_挖過程中，分層標F₂被碰壞，有3個回彈標被抓土斗挖掉。當北樓澆筑混凝土墊層后，在G₁₄和G₁₅軸上分別埋設兩個分層標F₁(基底標高以下5.47m)、F₃(基底標高以下11.2m)，以研究各土層的變形和地基壓縮層的厚度。

圖20 上海華盛路高層住宅工程基坑回彈點平面位置與測點成果圖

   1976年5月8日南北樓開始井點降水，5月19日根據埋在北樓基底標高以下50cm的分層標F₂，測得由于降水引起的地基下沉1.2cm，翌日北樓進行挖土，分層標被抓土斗碰壞。5月27日當挖土到基底時，根據埋在北樓基底標高下約30cm的回彈標H₂和H₄的實測結果，并考慮降水預壓下沉的影響，基坑中部的地基回彈為4.5cm。
        1)確定計算參數
        根據工程勘察報告，土樣9953為基底處土體取樣，固結回彈試驗中其所受固結壓力為110kPa，接近基底處土體自重應力，試驗成果見圖21。
        在土樣9953固結回彈再壓縮試驗所得再加荷比-再壓縮比率、卸荷比-回彈比率關系曲線上，采用相同方法得到再加荷比-在壓縮比率關系曲線上的切線①與切線②。

圖21 土樣9953固結回彈試驗成果再壓縮變形分析

  2)計算所得該深標點處回彈變形最終量為49.76mm。
        3)確定確定r′₀和R′₀。
        根據圖22土樣9953再壓縮變形分析曲線，切線①與切線②的交點即為再壓縮變形過程中兩階段線性階段的轉折點，則由上圖取r′₀＝0.64，R′₀＝0.32，r′_R′＝1.0＝1.2。
        4)再壓縮變形量計算
        根據研究資料，結合施工進度，預估再加荷過程中幾個工況條件下建筑物沉降量，見表14。如表中1976年10月13日時，當前工況下基底所受壓力為113kPa，本工程中基坑開挖在基底處卸荷量為106kPa，則可認為至此時為止對基底下土體來說是其再壓縮變形過程。因沉降觀測是從基礎底板完成后開始的，故此表格中的實測沉降量偏小。
        根據上述資料，計算各工況下基底處土體再壓縮變形量見表15。
        由工程資料可知至工程實測結束時實際工程再加荷量為113kPa，而由于基坑開挖基底處土體卸荷量為106kPa，但鑒于土工試驗數據原因，再加荷比取1.0進行計算。
        則由上述建筑物沉降表，至1976年10月13日，觀測到的建筑物累計沉降量為54.9mm。
        同樣，根據本節(jié)所定義載荷試驗再加荷比、再壓縮比率概念，可依據載荷試驗數據按上述步驟進行再壓縮變形計算。

表14 各施工進度下建筑物沉降表

表15 再壓縮變形沉降計算表

5.3.12 中國建筑科學研究院通過十余組大比尺模型試驗和三十余項工程測試，得到大底盤高層建筑地基反力、地基變形的規(guī)律，提出該類建筑地基基礎設計方法。
    大底盤高層建筑由于外挑裙樓和地下結構的存在，使高層建筑地基基礎變形由剛性、半剛性向柔性轉化，基礎撓曲度增加(見圖22)，設計時應加以控制。

圖22 大底盤高層建筑與單體高層建筑的整體撓曲
(框架結構，2層地下結構)

 主樓外挑出的地下結構可以分擔主樓的荷載，降低了整個基礎范圍內的平均基底壓力，使主樓外有挑出時的平均沉降量減小。
    裙房擴散主樓荷載的能力是有限的，主樓荷載的有效傳遞范圍是主樓外1跨～2跨。超過3跨，主樓荷載將不能通過裙房有效擴散(見圖23)。

圖23 大底盤高層建筑與單體高層建筑的基底反力
(內筒外框結構20層，2層地下結構)

 大底盤結構基底中點反力與單體高層建筑基底中點反力大小接近，剛度較大的內筒使該部分基礎沉降、反力趨于均勻分布。
    單體高層建筑的地基承載力在基礎剛度滿足規(guī)范條件時可按平均基底壓力驗算，角柱、邊柱構件設計可按內力計算值放大1.2或1.1倍設計；大底盤地下結構的地基反力在高層內筒部位與單體高層建筑內筒部位地基反力接近，是平均基底壓力的0.7倍～0.8倍，且高層部位的邊緣反力無單體高層建筑的放大現象，可按此地基反力進行地基承載力驗算；角柱、邊柱構件設計內力計算值無需放大，但外挑一跨的框架梁、柱內力較不整體連接的情況要大，設計時應予以加強。
    增加基礎底板剛度、樓板厚度或地基剛度可有效減少大底盤結構基礎的差異沉降。試驗證明大底盤結構基礎底板出現彎曲裂縫的基礎撓曲度在0.05％～0.1％之間。工程設計時，大面積整體筏形基礎主樓的整體撓度不宜大于0.05％，主樓與相鄰的裙樓的差異沉降不大于其跨度0.1％可保證基礎結構安全。