100
3〕根底分析与设计〔美〕J.E.BOWLES〔1977年〕
烟囱、水塔的圆环根底的允许倾斜值为0.004.
4〕结构的允许沉降〔美〕M.I.ESRIG〔1973年〕
高大的刚性建筑物明显可见的倾斜为0.004.
2.确主高烟囱根底允许倾斜值的依据:
1〕影响高烟囱根底倾斜的因養
1风力；
2日照；
3地基土不均匀及相邻建魂物的影响；
4由施工误差造成的烟冈筒身根底的偏心。
上述诸因養中风、日照的最大值仅为短时间作用，而地基不均匀与施工误差的偏心那么为长期作用，相对的讲后者更为重要。
扌艮据1977年电力系统高烟固设计问题讨论会议纪要，从已建成的肓烟固看,烟固简身中心垂直偏差，当采用激光对中找直后,顶端施工僞差值均小于H/1000,说明施工偏差是很小的。
因此f地基土不均匀及相邻建筑物的影响是高烟冈根底产生不均匀沉降〔即倾斜〕的重要因素。
确走高烟冈根底的允许倾斜值,必须考唐根底倾斜对烟冈筒身强度和地基土附加压力的影响。
2〕根底倾斜产生的筒身二阶弯矩在烟固筒身总附加弯矩中的比率
我国烟冈设计标准中的烟固筒身由风荷载、根底倾斜和日照所产生的自重附加弯矩公式为：
式中：
G——由筒身顶部算起h/3处的烟冈每米高的折算自重〔kN〕;
h——计算截面至筒顶高度〔m〕;
H——筒身总高度〔R1〕;
1/Pw——简身代表截面处由风荷载及附加弯矩产生的曲率；
Qhz——混凝土总变形系数；
a—筒身日照温差,可按20°C采用；
me——根底倾斜值；
Yo——由简身顶部算起处的筒壁平均半径〔m〕.
从上式可看出，当筒身曲率1/P、、，较小时附加弯矩中根底倾斜局部才起较大作用，为了研兖根底倾斜在筒身附加弯矩中的比率r有必要分析风、曰照、地基倾斜对上式的影响。
在me为左值时，由根底倾斜引起的附加弯矩与总附加弯矩的比值为：
咖/[（—¥）（£+黔）+圖|
显然,基倾附加弯矩所占比率在强度阶段与使用阶段是不同的，后者较前者大些。
现以高度为180m、顶部内径为6m、风荷载为50kgf/m2的烟囱为例：
在标高25m处求得的各项弯矩值为
总风弯炬Mw
总附加弯矩Mf=4394.3t-m
其中：
风荷附加
曰照附加
地倾附加M厅=818.4（me=0.003）
可见当根底倾斜时，由根底倾斜引起的附加弯矩仅占总弯矩（Mw+Mf）值的4.6%,同样当根底倾斜时,为10%。
综上所述，可以认为在一般情况下,筒身到达明显可见的倾斜（0.004）时，地基倾斜在高烟冈附加弯矩计算中是次要的。
但高烟固在风、地震、温度、烟气侵蚀等诸多因秦作用下工作，筒身又为环形蒲壁截面,有关刚度、应力计算的因養复杂，并考唐到对邻接局部免受损害,参考了国内外标准、文献后认为，随着烟冈高度的堵加.适当地递减烟肉根底允许倾斜值是适宜的，因此,在修订TJ7-74地基根底设计标准表21时,对高度h>100m高耸构筑物根底的允许倾斜值可采用我国烟固设计标准的有关数据。
（二）高层建筑局部
这局部主要参考?
高层建筑箱形与筏形根底技术标准?
JGJ6有关规走及编制说明中有关资料走出允许变形值.
1.我国箱基规走横向整体倾斜的计算值a,在非地震区宜符合asb/（100H），式中，b为箱形根底宽度;H为建筑物高度。
在箱基编制说明中提到在地震区a值宜用b/（150H）~b/（200H）.
2.对刚性的高层房屋的允许倾斜值主要取决于人类感觉的敏感程度，倾斜值到达明显可见的程度大致为1/250,结构损坏那么大致在倾斜值到达1/150时开始。
该条指出
1.压缩模量的取值f考廉到地基变形的非线彳生性质，一律采用回走压力段下的Es值必然会引起沉降计算的误差，因此采用实际压力下的Es值，即
Es=（l+e0）/a
式中：
eo一土自重压力下的孔隙比；
a——从土自重压力至土的自重压力与附加压力之和压力段的压缩系数。
2地基压缩层范围内压缩模量Es的加权平均值提出按分层变形进行Es的加权平均方法
Es=
YA
-A?
E衣
式中：
Es——压缩层内加权平均的Es值（MPa）;
Esi——压缩层内第i层土的巳值（MPa）;
Ai——压缩层内第i层土的附加应力面积（计）。
显然，应用上式进行计算能够充分表达各分层土的Es值在整个沉降计算中的作用，使在沉降计算中Es克全等效于分层的Es。
3根据对132栋建筑物的资料进行沉降计算并与资糾值进行比照得出沉降计算经验系教屮s与平均Es之间的关系，在编制标准表时，考虑了在实际工作中有时设计压力小于地基承载力的情况,将基底压力小于时另列一栏，在表的数值方面采用了一个平均压缩模量值可对应给出一个屮s值，并允许采用内插方法,防止了采用压缩模量区间取一个屮s值.在区间分界处因屮s取值不同而引起的误差。
对于存在相邻影响情况下的地基变形计算深度，这次修订时仍以相对变形作为控制标准（以下简称为变形比法）。
在TJ7-74标准之前，我国一直沿用前苏联HUTy127-55标准，以地基附加应力对自重应力之比为0.2或作为控制计算深度的标准（以下简称应力比法）,该法沿用成习，并有相当经验。
但它没有考廉到土层的构造与性质，过于强调荷载对压缩层深度的影响而对根底大小这一更为重要的因養重视缺乏。
自TJ7-74
标准试行以来,采用变形比法的规走，纠正了上述的毛病,取得了不少经验，但也存在一些问题。
有的文献指出，变形比法规走向上取计算层厚为lm的计算变形值，对于不同的根底宽度,其计算精度不等。
从与实测资料的比照分析中可以看出，用变形比法计算独立根底、条形根底时，其值偏大。
但对于b=10m~50m的大根底,其值却与实测值相近.为使变形比法在计算小根底时，其计算zn值也不至过于偏大，经过屡次统计，反复试算，提出采用0.3（1+lnb）m代昔向上取计算层厚为lm的规走，取得较为满意的结果（以下简称为修正变形比法）。
第条中的表就是根据0.3（1+lnb）m的关系，以更粗的分格给出的向上计算层厚-z值。
本条列入了当无相邻荷载影响时确走根底中点的变形计算深度简化公式（53.8），该公式系根据具有分层深标的19个载荷试验（面积0.5m2~13.5m2）和31个工程实测资料统计分析而得。
分析结果说明。
对于一定的根底宽度,地基压缩层的深度不一走随着荷载（p）的堵加而览加。
对于根底形状（如矩形根底、圆形基础）与地基土类别（如软土、日做土）对压缩层深度的影响亦无显著的规律，而根底大小和压缩层深度之间却有明显的有规律性的关系。
图10为以实测压缩层深度Zs与根底宽度b之比为纵坐标,而以b为横坐标的实测点和回归线圏。
实线方程zs/b=2.0-为根据实测点求得的结果。
为使曲线具有更高的保证率,方程式右边引入随机项taipoS,取置信度l-a=95%时，该随机项偏于平安地取0.5,故公式变为：
zs=b（2.5-0.4lnb）
图10zs/b-b实测点和回归线
图形根底；+—ff缰础；X—矩形根底
图10的实线之上有两条虚线。
上层虚线为a=0.05,具有置信度为95%的方程,即式〔5.3.8〕。
下层虚线为，具有置信度为80%的方程。
为平安起见只推荐前者。
此外,从图10中可以看到绝大多数实测点分布在Zs/b=2的线以下.即使最高的个别点，也只位于Zs/b=之处。
国内外一些资料亦认为压缩层深度以取2b或稍高一点为宜。
在计算深度范围内存在基岩或存在相对硬层时，按第条的原那么计算地基变形时,由于下卧硬层存在,地基应力分布明显不同于Boussinesq应力分布.为了减少计算工作量,此次条文修订壇加对于计算深度范围内存在基岩和相对硬层时的简化计算原那么。
在计算深度范围内存在基岩或存在相对硬层时，地基土层中最大压应力的分布可采用K.E.叶戈罗夫帯式根底下的结果〔表10〕.对于矩形根底,长短边边长之比大于或等于2时，可参考该结果。
表10带式基碉下非压缩性地基上面土层中的最大压应力系数
zh
非压缩性土层的埋深
h=b
h=2b
h=5b
1・0
1.000
1・00
1・00
0・8
1.009
0・99
0・82
0.6
1-020
0-92
0.57
0・4
1.024
0・84
0・44
0.2
1.023
0-78
0.37
0
1.022
Q・76
。
・36
注：
表中h为非压缩性地基上面土层的厚度，b为芾式荷载的半宽，z为纵坐标.
应该扌旨出高层建筑由于根底埋遥较深,地基回弹再压缩变形往往在总沉降中占重要地位,甚至某些高层建筑设置3层~4层〔甚至更多层〕地下室时,总荷载有可能等于或小于该深度土的自重压力，这时高层建筑地基沉降变形将由地基回弹变形决走。
公式冲，&应按现行国家标准?
土工试验方法标准?
GB/T50123进行试验确走，计算时应按回弹曲线上相应的压力段计算。
沉降计算经验系数屮c应按地区经验采用.
地基回弹变形计算算例：
某工程采用箱形根底，根底平面尺寸64.8mxl2.8m,根底埋深5.7m,根底底面以下各土层分别在自重压力下做回弹试验，测得回弹模量见表11。
表11土的回弹模星
土层
层厚（m）
回弹模l（MPa）
E。
-
EO.O25-
E
E0.1-
③紛土
1・8
28・7
30.2
49・1
570
④粉质黏土
5.1
12.8
14-1
22.3
280
⑤卵石
G7
100（无试验资料'估算值）
基底附加应力108kN/m2f计算根底中点最大回弹量。
回弹计算结果见表12。
表12回弹星计算表
Z-
1
a.
1
zA-zi-lai-1
Pz+Pcz
（KPa）
ECl
（KPa）
p（zaz.-a.JZE.▼c'ii"i~1i"rci
0
1.000
0
0
—
—
1.S
0.996
1.7928
41
28.7
6・75mm
4.9
0・964
2.9308
115
22.3
14・L7mm
5・9
0.950
0.8S14
139
280
0.34mm
6.9
0・925
0・7775
161
280
0・3mm
合计
21・56mm
图11回弾计算示意
1—③粉土；2—④粉质黏土;3—⑤卵石
从计算过程及土的回弹试验曲线特征可知,地基土回弹的初期，回弹樟量很大,回弹量较小，所以地基土的回弹变形土层计算深度是有限的.
根据土的固结回弹再压缩试验或平板载荷试验卸荷再加荷试验结果,地基土回弹再压缩曲线在再压缩匕匕率与再加荷比关系中可用两段线性关系模拟。
这里再压缩比率走义为：
1）土的回结回弹再压缩试验
「—（Cmax^ei）/（emaxYmin）
式中：
e-一再加荷过程中R级荷载施加后再压缩变形稳走时的土样孔除比;
min——回弹变形试验中最大预压荷载或初始上覆荷载下的孔除比；
max——回弹变形试验中土样上覆荷载全部卸载后土样回弹稳走时的孔隙比。
2）平板载荷试验卸荷再加荷试验
r'=^Srci/Sc
式中：
-srci——载荷试验中再加荷过程中，经第i级加荷,土体再压缩变形稳定后产生的再压缩变形量;
Sc——载荷试验中卸荷阶段产生的回弹变形量。
再加荷比走义为:
1）土的園结回弹再压缩试验
R‘=Pi/Pma.
式中：
Pmax—最大预压荷载,或初始上覆荷载；
Pi——卸荷回弹主成后,再加荷过程中经过第i级加荷后作用于土样上的竖向上覆荷载。
2）平板载荷试验卸^再加荷试验
R'=Pi/Po
式中：
Po——卸荷对应的最大压力；
Pi——再加荷过程中，经第i级加荷对应的压力.
典型试验曲线关系见图，工程设计中可按图12所示的试验结果按两段线性关系确走门和Ro.
中国建疏科学研究院滕延京、李建民等在室内压缩回弹试验、原位载荷试验、大比尺模型试验根底上，
对回弹变形随卸荷开展规律以及再压缩变形随加荷开展规律进行了较为深入的研究。
00.20.40.60,8
再加荷比
图12再压缩比率与再加荷比关系
图13、图14的试验结果说明，土样卸荷回弹过程中,当卸荷比R<时，已主成的回弹变形不到总回弹变形量的10%;当卸荷比堵大至时，已完成的回弹变形仅约占总回弹变形量的40%;而当卸荷比介于0.8~之间时，发生的回弹量约占总回弹变形量的60%.
图13、图15的试验结果说明，土样再压缩过程中,当再加荷量为卸荷量的20%时,土样再压缩变形量已接近回弹变形量的40%~60%;当再加荷量为卸荷量40%时，土样再压缩变形量为回弹变形量的70%左右；当再加荷量为卸荷量的60%时，土样产生的再压缩变形量接近回弹变形量的90%.
回弹变形计算可按回弹变形的三个阶段分别计算:
小于临界卸荷比时,其变形很小，可按线性模量关系计算；临界卸荷比至极限卸荷t匕段，可按log曲线分布的模量计算。
工程应用时，回弹变形计算的深度可取至土层的临界卸荷比深度；再压缩变形计算时初始荷载产生的变形不会产生结构内力,应在总压缩量中扣除。
I>1>1—10—1（1OOkPa）
亠-—e—2-92（200kPa）
J-^-2-9~l（300kPa）
^1^-10-2（400kPa）l-10-3（500kPa）•i1-10—l（100k卩町―2—9-l（300kPa）
1—iO—2（40（）k）怡）
—♦—1—1（）—3（500kPa）_+・2—42（200跑
注:
图中虚线为土样的卸荷比■回弹比率关系曲线，实线为土样的再加荷比■再压缩比率关系曲线,以下各图相同•
图13土样卸荷比•回弹比率.再加荷比•再压缩比率关系曲线〔粉质黏土〕
回弹比率
OOO
‘44&
T
T
丁
I
J
1
・1
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1
1
1
1
1——
t--
■一十
1
1
1
1
1
1
1—
1
1
1
1
1
1
1
」・
1
1
1
•1
1
1
1
1
1
1
o
2
00.4^20.6O'OCFU
邑WF
fiiiii
0.2'丄1
fIiii
/iiii
/iiii
O111
00.20.40.60.81
再加荷比
图15载荷试验再压缩曲线规律
工程计算的步骤和方法如下：
1.进行地基土的固结回弹再压缩试验,得到需要进行回弹再压缩计算土层的计算参数。
每层土试验土样的数量不得少于6个'按?
岩土工程勘察标准?
GB50021的要求统计分忻确走计算参数。
2.按本标准第条的规定进行地基土回弹变形量计算。
3.绘制再压缩比率与再加荷比关系曲线，确走r'o和Ro.
4.按本条计算方法计算回弹再压缩变形量。
5.如果工程在需计算回弹再压缩变形量的土层进行过平板载荷试验,并有卸荷再加荷试验数据，同样可按上述方法计算回弹再压缩变形量。
6.进行回弹再压缩变形量计算，地基内的应力分布，可采用各向同性均质
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