建筑地基基础设计规范(2)

8.4 高层建筑筏形基础 8.4.1 筏形基础分为梁板式和平板式两种类型，其选型应根据地基土质、上部结构体系、柱距、荷载大小、使用要求以及施工条件等因素确定。框架-核心筒结构和筒中筒结构宜采用平板式筏形基础。 【条文说明】 筏形基础分为平板式和梁板式两种类型，其选型应根据工程具体条件确定。与梁板式筏基相比，平板式筏基具有抗冲切及抗剪切能力强的特点，且构造简单，施工便捷，经大量工程实践和部分工程事故分析，平板式筏基具有更好的适应性。 8.4.2筏形基础的平面尺寸，应根据工程地质条件、上部结构的布置、地下结构底层平面以及荷载分布等因素按本规范第五章有关规定确定。对单幢建筑物，在地基土比较均匀的条件下，基底平面形心宜与结构竖向永久荷载重心重合。当不能重合时，在作用的准永久组合下，偏心距e宜符合下式规定： e≤0.1W/A （8.4.2） 式中：W——与偏心距方向一致的基础底面边缘抵抗矩（m3）； A——基础底面积（m2）。 【条文说明】 对单幢建筑物，在均匀地基的条件下，基础底面的压力和基础的整体倾斜主要取决于作用的准永久组合下产生的偏心距大小。对基底平面为矩形的筏基，在偏心荷载作用下，基础抗倾覆稳定系数KF可用下式表示： 式中：B——与组合荷载竖向合力偏心方向平行的基础边长； 　e——作用在基底平面的组合荷载全部竖向合力对基底面积形心的偏心距； 　y——基底平面形心至最大受压边缘的距离，γ为y与B的比值。 从式中可以看出e/B直接影响着抗倾覆稳定系数KF，KF随着e/B的增大而降低，因此容易引起较大的倾斜。表16三个典型工程的实测证实了在地基条件相同时，e/B越大，则倾斜越大。 表16 e/B值与整体倾斜的关系 地基条件 工程名称 横向偏心距e(m) 基底宽度B(m) 实测倾斜(‰) 上海软土地基 胸科医院 0.164 17.9 1/109 2.1（有相邻影响） 上海软土地基 某研究所 0.154 14.8 1/96 2.7 北京硬土地基 中医医院 0.297 12.6 1/42 1.716 (唐山地震北京烈度为6度， 未发现明显变化) 高层建筑由于楼身质心高，荷载重，当筏形基础开始产生倾斜后，建筑物总重对基础底面形心将产生新的倾复力矩增量，而倾复力矩的增量又产生新的倾斜增量，倾斜可能随时间而增长，直至地基变形稳定为止。因此，为避免基础产生倾斜，应尽量使结构竖向荷载合力作用点与基础平面形心重合，当偏心难以避免时，则应规定竖向合力偏心距的限值。本规范根据实测资料并参考交通部（公路桥涵设计规范）对桥墩合力偏心距的限制，规定了在作用的准永久组合时，e≤0.1W/A。从实测结果来看，这个限制对硬土地区稍严格，当有可靠依据时可适当放松。 8.4.3 对四周与土层紧密接触带地下室外墙的整体式筏基和箱基，当地基持力层为非密实的土和岩石，场地类别为Ⅲ类和Ⅳ类，抗震设防烈度为8度和9度，结构基本自振周期处于特征周期的1.2倍至5倍范围时，按刚性地基假定计算的基底水平地震剪力、倾覆力矩可按设防烈度分别乘以0.90和0.85的折减系数。 【条文说明】 本规范的8.4.3条为新增章节。 国内建筑物脉动实测试验结果表明，当地基为非密实土和岩石持力层时，由于地基的柔性改变了上部结构的动力特性，延长了上部结构的基本周期以及增大了结构体系的阻尼，同时土与结构的相互作用也改变了地基运动的特性。结构按刚性地基假定分析的水平地震作用比其实际承受的地震作用大，因此可以根据场地条件、基础埋深、基础和上部结构的刚度等因素确定是否对水平地震作用进行适当折减。 实测地震记录及理论分析表明，土中的水平地震加速度一般随深度而渐减，较大的基础埋深，可以减少来自基底的地震输入，例如日本取地表下20m深处的地震系数为地表的0.5倍；法国规定筏基或带地下室的建筑的地震荷载比一般的建筑少20%。同时，较大的基础埋深，可以增加基础侧面的摩擦阻力和土的被动土压力，增强土对基础的嵌固作用。美国NEMA386及IBC规范采用加长结构物自振周期作为考虑地基土的柔性影响，同时采用增加结构有效阻尼来考虑地震过程中结构的能量耗散，并规定了结构的基底剪力最大可降低30%。 本次修订，对不同土层剪切波速、不同场地类别以及不同基础埋深的钢筋混凝土剪力墙结构，框架剪力墙结构和框架核心筒结构进行分析，结合我国现阶段的地震作用条件并与美国UBC和NEMA386规范进行了比较，提出了对四周与土层紧密接触带地下室外墙的整体式筏基和箱基，结构基本自振周期处于特征周期的1．2倍至5倍范围时，场地类别为Ⅲ类和Ⅳ类，抗震设防烈度为8度和9度，按刚性地基假定分析的基底水平地震剪力和倾覆力矩可乘以0.90和0．85折减系数，该折减系数是一个综合性的包络值，它不能与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011第5.2节中提出的折减系数同时使用。 8.4.4 筏形基础的混凝土强度等级不应低于C30，当有地下室时应采用防水混凝土。防水混凝土的抗渗等级应按表8.4.4选用。对重要建筑，宜采用自防水并设置架空排水层。 表8.4.4 防水混凝土抗渗等级 埋置深度d（m） 设计抗渗等级 埋置深度d（m） 设计抗渗等级 d＜10 P6 20≤d<30 P10 10≤d<20 P8 30≤d P12 8.4.5 采用筏形基础的地下室，钢筋混凝土外墙厚度不应小于250mm，内墙厚度不宜小于200mm。墙的截面设计除满足承载力要求外，尚应考虑变形、抗裂及外墙防渗等要求。墙体内应设置双面钢筋，钢筋不宜采用光面圆钢筋，水平钢筋的直径不应小于12mm，竖向钢筋的直径不应小于10mm，间距不应大于200mm。 8.4.6 平板式筏基的板厚应满足柱下受冲切承载力的要求。 【条文说明】 本条为强制性条文。平板式筏基的板厚通常由冲切控制，因此平板式筏基设计时板厚必须满足受冲切承载力的要求。 8.4.7 平板式筏基抗冲切验算应符合下列规定： 1 平板式筏基进行抗冲切验算时应考虑作用在冲切临界面重心上的不平衡弯矩产生的附加剪力。对基础的边柱和角柱进行冲切验算时，其冲切力应分别乘以1.1和1.2的增大系数。距柱边h0/2处冲切临界截面的最大剪应力τmax应按公式(8.4.7-1)、(8.4.7-2)进行计算（图8.4.7）。板的最小厚度不应小于500mm。 (8.4.7-1) τmax ≤ 0.7(0.4+1.2/βs)βhpft (8.4.7-2) (8.4.7-3) 式中：Fl ——相应于作用的基本组合时的冲切力（kN），对内柱取轴力设计值减去筏板冲切破坏锥体内的基底净反力设计值；对边柱和角柱，取轴力设计值减去筏板冲切临界截面范围内的基底净反力设计值； um——距柱边缘不小于h0/2处冲切临界截面的最小周长（m），按本规范附录P计算； h0——筏板的有效高度（m）； Munb——作用在冲切临界截面重心上的不平衡弯矩设计值（kN·m）； cAB——沿弯矩作用方向，冲切临界截面重心至冲切临界截面最大剪应力点的距离（m），按附录P计算； Is——冲切临界截面对其重心的极惯性矩（m4），按本规范附录P计算； βs——柱截面长边与短边的比值，当βs＜2时，βs取2，当βs＞4时，βs取4； βhp ——受冲切承载力截面高度影响系数，当h≤800mm时，取βhp＝1.0；当h≥2000mm时，取βhp＝0.9，其间按线性内插法取值； ft——混凝土轴心抗拉强度设计值（kPa）； c1——与弯矩作用方向一致的冲切临界截面的边长（m），按本规范附录P计算； c2 ——垂直于c1的冲切临界截面的边长（m），按本规范附录P计算； s——不平衡弯矩通过冲切临界截面上的偏心剪力来传递的分配系数。 图8.4.7 内柱冲切临界截面示意图 1-筏板 2-柱 2 当柱荷载较大，等厚度筏板的受冲切承载力不能满足要求时，可在筏板上面增设柱墩或在筏板下局部增加板厚或采用抗冲切钢筋等措施满足受冲切承载能力要求。 【条文说明】 2002版规范的8.4.7条拆成了本规范的8.4.6条与8.4.7条 N．W．Hanson和J．M．Hanson在他们的“混凝土板柱之间剪力和弯矩的传递”试验报告中指出：板与柱之间的不平衡弯矩传递，一部分不平衡弯矩是通过临界截面周边的弯曲应力T和C来传递，而一部分不平衡弯矩则通过临界截面上的偏心剪力对临界截面重心产生的弯矩来传递的，如图19所示。因此，在验算距柱边h0/2处的冲切临界截面剪应力时，除需考虑竖向荷载产生的剪应力外，尚应考虑作用在冲切临界截面重心上的不平衡弯矩所产生的附加剪应力。本规范公式（8.4.7—1）右侧第一项是根据现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010在集中力作用下的冲切承载力计算公式换算而得，右侧第二项是引自美国ACI 318规范中有关的计算规定。 图19 板与柱不平衡弯矩传递示意 关于公式（8.4.7—1）中冲切力取值的问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 ，国内外大量试验结果表明，内柱的冲切破坏呈完整的锥体状，我国工程实践中一直沿用柱所承受的轴向力设计值减去冲切破坏锥体范围内相应的地基净反力作为冲切力；对边柱和角柱，中国建筑科学研究院地基所试验结果表明，其冲切破坏锥体近似为1/2和1/4圆台体，本规范参考了国外经验，取柱轴力设计值减去冲切临界截面范围内相应的地基净反力作为冲切力设计值。 本规范中的角柱和边柱是相对于基础平面而言的。大量计算结果表明， 受基础盆形挠曲的影响，基础的角柱和边柱产生了附加的压力。中国建筑科学研究院地基所滕延京和石金龙在《柱下筏板基础角柱边柱冲切性状的研究报告》中，将角柱、边柱和中柱的试验冲切破坏荷载与规范公式计算的冲切破坏荷载进行了对比，计算结果表明，角柱和边柱下筏板的冲切承载力的可靠指标偏低，约为1.45和1.6。为使角柱和边柱与中柱抗冲切具有基本一致的安全度，本次规范修订时将角柱和边柱的冲切力乘以了放大系数1.2和1.1。 图20 边柱Munb计算示意图 1-冲切临界截面重心；2-柱；3-筏板 公式（8.4.7—1）中的 Munb是指作用在柱边h0／2处冲切临界截面重心上的弯矩，对边柱它包括由柱根处轴力设计值N和该处筏板冲切临界截面范围内相应的地基反力P对临界截面重心产生的弯矩。由于本条款中筏板和上部结构是分别计算的，因此计算M值时尚应包括柱子根部的弯矩Mc，如图20所示，M的表达式为： Munb＝ NeN— Pep± Mc 对于内柱，由于对称关系，柱截面形心与冲切临界截面重心重合， eN＝ep＝0，因此冲切临界截面重心上的弯矩，取柱根弯矩。 图21 不同 条件下筏板有效高度的比较 1-实例一、筏板区格9m×11m，作用的标准组合的地基土净反力345.6kPa 2-实例二、筏板区格7m×9.45m，作用的标准组合的地基土净反力245.5kPa 国外试验结果表明，当柱截面的长边与短边的比值 大于2时，沿冲切临界截面的长边的受剪承载力约为柱短边受剪承载力的一半或更低。本规范的公式（8.4.7-2）是在我国受冲切承载力公式的基础上，参考了美国ACI 318规范中受冲切承载力公式中有关规定，引进了柱截面长、短边比值的影响，适用于包括扁柱和单片剪力墙在内的平板式筏基。图21给出了本规范与美国ACI 318规范在不同 条件下筏板有效高度的比较，由于我国受冲切承载力取值偏低，按本规范算得的筏板有效高度稍大于美国ACI 318规范相关公式的结果。 对有抗震设防要求的平板式筏基，尚应验算作用地震地震组合的临界截面的最大剪应力τE,max，此时公式（8.4.7－1）和（8.4.7－2）应改写为： 式中：VsE——作用的地震组合的集中反力设计值（kN）； ME——作用的地震组合的冲切临界截面重心上的弯矩（kN·m）； As——距柱边he/2处的冲切临界截面的筏板有效面积（m2）； γRE——抗震调整系数，取0.85。 8.4.8 平板式筏基内筒下的板厚应满足受冲切承载力的要求，并应符合下列规定： 图8.4.8 筏板受内筒冲切的临界截面位置 1 受冲切承载力应按下式进行计算： EMBED Equation.3 (8.4.8) 式中：Fl——相应于作用的基本组合时，内筒所承受的轴力设计值减去内筒下筏板冲切破坏锥体内的基底净反力设计值（kN）。 um——距内筒外表面h0/2处冲切临界截面的周长（m）（图8.4.8）； h0——距内筒外表面h0/2处筏板的截面有效高度（m）； η——内筒冲切临界截面周长影响系数，取1.25。 2 当需要考虑内筒根部弯矩的影响时，距内筒外表面h0/2处冲切临界截面的最大剪应力可按公式(8.4.7-1)计算，此时τmax≤0.7βhpft/η。 【条文说明】 Venderbilt在他的“连续板的抗剪强度”试验报告中指出：混凝土抗冲切承载力随比值um/h0的增加而降低。由于使用功能上的要求，核心筒占有相当大的面积，因而距核心筒外表面h0/2处的冲切临界截面周长是很大的，在h0保持不变的条件下，核心筒下筏板的受冲切承载力实际上是降低了，因此设计时应验算核心筒下筏板的受冲切承载力，局部提高核心筒下筏板的厚度。此外，我国工程实践和美国休斯顿壳体大厦基础钢筋应力实测结果表明，框架-核心筒结构和框筒结构下筏板底部最大应力出现在核心筒边缘处，因此局部提高核心筒下筏板的厚度，也有利于核心筒边缘处筏板应力较大部位的配筋。本规范给出的核心筒下筏板冲切截面周长影响系数η，是通过实际工程中不同尺寸的核心筒，经分析并和美国ACI 318规范对比后确定的（详见表17）。 表17 内筒下筏板厚度比较 筒尺寸(m×m) 筏板混凝土强度等级 标准组合的内筒轴力(kN) 标准组合的基底净反力(kN/m2) 规 范 名 称 筏板有效高度(m) 不考虑冲切临界截面周长影响 考虑冲切临界截面周长影响 11.3×13.0 C30 128051 383.4 GB50007 1.22 1.39 ACI 318 1.18 1.44 12.6×27.2 C40 424565 453.1 GB50007 2.41 2.72 ACI 318 2.36 2.71 24×24 C40 718848 480 GB50007 3.2 3.58 ACI 318 3.07 3.55 24×24 C40 442980 300 GB50007 2.39 2.57 ACI 318 2.12 2.67 24×24 C40 336960 225 GB50007 1.95 2.28 ACI 318 1.67 2.21 8.4.9 平板式筏基除满足受冲切承载力外，尚应验算距内筒和柱边缘h0处截面的受剪承载力。当筏板变厚度时，尚应验算变厚度处筏板的受剪承载力。 【条文说明】 本条为强制性条文。平板式筏基内筒、柱边缘处以及筏板变厚度处剪力较大，应进行抗剪承载力验算。 8.4.10 平板式筏基受剪承载力应按式(8.4.10)验算，当筏板的厚度大于2000mm时，宜在板厚中间部位设置直径不小于12mm、间距不大于300mm的双向钢筋网。 Vs ≤ 0.7βhsftbwh0 (8.4.10) 式中：Vs——相应于作用的基本组合时，基底净反力平均值产生的距内筒或柱边缘h0处筏板单位宽度的剪力设计值（kN）； bw——筏板计算截面单位宽度（m）； h0——距内筒或柱边缘h0处筏板的截面有效高度（m）。 【条文说明】 2002版规范的8.4.9条拆成了本规范的8.4.9条与8.4.10条 通过对已建工程的分析，并鉴于梁板式筏基基础梁下实测土反力存在的集中效应、底板与土壤之间的摩擦力作用以及实际工程中底板的跨厚比一般都在14～6之间变动等有利因素，本规范明确了取距内柱和内筒边缘h0处作为验算筏板受剪的部位，如图22所示；角柱下验算筏板受剪的部位取距柱角h0处，如图23所示。公式（8.4.10-1）中的Vs即作用在图22或图23中阴影面积上的地基平均净反力设计值除以验算截面处的板格中至中的长度（内柱）、或距角柱角点h0处45°斜线的长度（角柱）。国内筏板试验报告表明：筏板的裂缝首先出现在板的角部，设计中当采用简化计算方法时，需适当考虑角点附近土反力的集中效应，乘以1.2的增大系数。图24给出了筏板模型试验中裂缝发展的过程。设计中当角柱下筏板受剪承载力不满足规范要求时，也可采用适当加大底层角柱横截面或局部增加筏板角隅板厚等有效措施，以期降低受剪截面处的剪力。 图22 内柱（筒）下筏板验算剪切部位示意 图23 角柱（筒）下筏板验算剪切部位示意 1-验算剪切部位；2-板格中线 1-验算剪切部位；2-板格中线 图24 筏板模型试验裂缝发展过程 图25 框架-核心筒下筏板受剪承载力计算截面位置和计算 1-混凝土核心筒与柱之间的中分线；2-剪切计算截面；3-验算单元的计算宽度b 对于上部为框架－核心筒结构的平板式筏形基础，设计人应根据工程的具体情况采用符合实际的计算模型或根据实测确定的地基反力来验算距核心筒h0处的筏板受剪承载力。当边柱与核心筒之间的距离较大时，公式（8.4.10-1）中的Vs即作用在图25中阴影面积上的地基平均净反力设计值与边柱轴力设计值之差除以b，b取核心筒两侧紧邻跨的跨中分线之间的距离。当主楼核心筒外侧有两排以上框架柱或边柱与核心筒之间的距离较小时，设计人应根据工程具体情况慎重确定筏板受剪承载力验算单元的计算宽度。 关于厚筏基础板厚中部设置双向钢筋网的规定，同国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010-2002的要求。日本Shioya等通过对无腹筋构件的截面高度变化试验，结果表明，梁的有效高度从200mm变化到3000mm时，其名义抗剪强度（ ）降低64%。加拿大M.P.Collins等研究了配有中间纵向钢筋的无腹筋梁的抗剪承载力，试验研究表明，构件中部的纵向钢筋对限制斜裂缝的发展，改善其抗剪性能是有效的。 8.4.11 梁板式筏基底板除计算正截面受弯承载力外，其厚度尚应满足受冲切承载力、受剪切承载力的要求。 【条文说明】 本条为强制性条文。本条规定了梁板式筏基底板的设计内容：抗弯计算、受冲切承载力计算、受剪切承载力计算。为确保梁板式筏基底板设计的安全，在进行梁板式筏基底板设计时必须严格执行。 8.4.12 梁板式筏基底板受冲切、受剪切承载力计算应符合下列规定： 1 梁板式筏基底板受冲切承载力应按下式进行计算： F1≤0.7βhpftumh0 (8.4.12-1) 式中：Fl——作用的基本组合时，图8.4.12-1中阴影部分面积上的基底平均净反力设计值（kN）； um——距基础梁边h0/2处冲切临界截面的周长（m）（图8.4.12-1）。 2 当底板区格为矩形双向板时，底板受冲切所需的厚度h0应按式(8.4.12-2)进行计算，其底板厚度与最大双向板格的短边净跨之比不应小于1/14，且板厚不应小于400mm。 (8.4.12-2) 式中：ln1 、ln2——计算板格的短边和长边的净长度（m）； pn——扣除底板及其上填土自重后，相应于作用的基本组合时的基底平均净反力设计值（kPa）。 3 梁板式筏基双向底板斜截面受剪承载力应按下式进行计算。 Vs≤0.7βhsft(ln2-2h0)h0 (8.4.12-3) 式中：Vs——距梁边缘h0处，作用在图8.4.12-2中阴影部分面积上的基底平均净反力产生的剪力设计值（kN）。 4 当底板板格为单向板时，其斜截面受剪承载力应按本规范式第8．2．10条款验算，其底板厚度不应小于400mm。 图8.4.12-1 底板的冲切计算示意 图8.4.12-2 底板剪切计算示意 1-冲切破坏锥体的斜截面；2-梁；3-底板 【条文说明】 2002版规范的8.4.5条拆成了本规范的8.4.11条与8.4.12条 板的抗冲切机理要比梁的抗剪复杂，目前各国规范的受冲切承载力计算公式都是基于试验的经验公式。本规范梁板式筏基底板受冲切承载力和受剪承载力验算方法源于《高层箱形基础设计与施工规程》JGJ6-80。验算底板受剪承载力时，规程JGJ6-80规定了以距墙边h0（底板的有效高度）处作为验算底板受剪承载力的部位。本规范GB50007-2002版在编制时，对北京市十余幢已建的箱形基础进行调查及复算，调查结果表明按此规定计算的底板並没有发现异常现象，情况良好。表18和表19给出了部分已建工程有关箱形基础双向底板的信息，以及箱形基础双向底板按不同规范计算剪切所需的h0。分析比较结果表明，取距支座边缘h0处作为验算双向底板受剪承载力的部位，並将梯形受荷面积上的平均净反力摊在（ln2﹣2h0）上的计算结果与工程实际的板厚以及按ACI318计算结果是十分接近的。 表18 已建工程箱形基础双向底板信息表 表19 已建工程箱形基础 8.4.13 地下室底层柱、剪力墙与梁板式筏基的基础梁连接的构造应符合下列规定： 1 柱、墙的边缘至基础梁边缘的距离不应小于50mm（图8.4.13）： 2 当交叉基础梁的宽度小于柱截面的边长时，交叉基础梁连接处应设置八字角，柱角与八字角之间的净距不宜小于50mm（图8.4.13a）； 3 单向基础梁与柱的连接，可按图8.4.13b，c采用； 4 基础梁与剪力墙的连接，可按图8.4.13d采用。 （a） （b） （c） （d） 图8.4.13 地下室底层柱或剪力墙与梁板式筏基的基础梁连接的构造要求 1-基础梁；2-柱；3-墙 8.4.14 当地基土比较均匀、地基压缩层范围内无软弱土层或可液化土层、上部结构刚度较好，柱网和荷载较均匀、相邻柱荷载及柱间距的变化不超过20%，且梁板式筏基梁的高跨比或平板式筏基板的厚跨比不小于1/6时，筏形基础可仅考虑局部弯曲作用。 筏形基础的内力，可按基底反力直线分布进行计算，计算时基底反力应扣除底板自重及其上填土的自重。当不满足上述要求时，筏基内力可按弹性地基梁板方法进行分析计算。 【条文说明】 中国建筑科学研究院地基所黄熙龄和郭天强在他们的框架柱-筏基础模型试验报告中指出，在均匀地基上，上部结构刚度较好，柱网和荷载分布较均匀，且基础梁的截面高度大于或等于1／6的梁板式筏基基础，可不考虑筏板的整体弯曲，只按局部弯曲计算，地基反力可按直线分布。试验是在粉质粘土和碎石土两种不同类型的土层上进行的，筏基平面尺寸为 3220mm×2200mm厚度为 150mm（图20），其上为三榀单层框架（图21）。试验结果表明，土质无论是粉质粘土还是碎石土，沉降都相当均匀（图22），筏板的整体挠曲度约为万分之三。基础内力的分布规律，按整体分析法（考虑上部结构作用）与倒梁法是一致的，且倒梁板法计算出来的弯矩值还略大于整体分析法（图23）。 图20 模型试验加载梁平面图 图21 模型试验（B）轴线剖面图 1-框架梁；2-柱；3-传感器；4-筏板 图22 （B）轴线沉降曲线 图23 整体分析法与倒梁板法弯矩计算结果比较 （a） 粉质粘土 （b）碎石土 1-整体（考虑上部结构刚度）；2-倒梁板法 对单幢平板式筏基，当地基土比较均匀，地基压缩层范围内无软弱土层或可液化土层、上部结构刚度较好，柱网和荷载较均匀、相邻柱荷载及柱间距的变化不超过20%，上部结构刚度较好，筏板厚度满足受冲切承载力要求，且筏板的厚跨比不小于 1/6时，平板式筏基可仅考虑局部弯曲作用。筏形基础的内力，可按直线分布进行计算。当不满足上述条件时，宜按弹性地基理论计算内力，分析时采用的地基模型应结合地区经验进行选择。 对于地基土、结构布置和荷载分布不符合本条款要求的结构，如框架-核心筒结构和筒中筒结构等，核心筒和周边框架柱之间竖向荷载差异较大，一般情况下核心筒下的基底反力大于周边框架柱下基底反力，因此不适用于本条款提出的简化计算方法，应采用能正确反映结构实际受力情况的计算方法。 8.4.15 按基底反力直线分布计算的梁板式筏基，其基础梁的内力可按连续梁分析，边跨跨中弯矩以及第一内支座的弯矩值宜乘以1.2的系数。梁板式筏基的底板和基础梁的配筋除满足计算要求外，纵横方向的底部钢筋尚应有不少于1/3贯通全跨，顶部钢筋按计算配筋全部连通，底板上下贯通钢筋的配筋率不应小于0.15%。 8.4.16按基底反力直线分布计算的平板式筏基，可按柱下板带和跨中板带分别进行内力分析。柱下板带中，柱宽及其两侧各0.5倍板厚且不大于1/4板跨的有效宽度范围内，其钢筋配置量不应小于柱下板带钢筋数量的一半，且应能承受部分不平衡弯距 mMunb。Munb为作用在冲切临界截面重心上的不平衡弯矩， m应按式(8.4.17)进行计算。平板式筏基柱下板带和跨中板带的底部支座钢筋应有不少于1/3贯通全跨，顶部钢筋应按计算配筋全部连通，上下贯通钢筋的配筋率不应小于0.15%。 m=1 - s (8.4.17) 式中： m——不平衡弯矩通过弯曲来传递的分配系数； s——按公式(8.4.7-3)计算。 【条文说明】 工程实践表明，在柱宽及其两侧一定范围的有效宽度内，其钢筋配置量不应小于柱下板带配筋量的一半，且应能承受板与柱之间部分不平衡弯矩 mMunb，以保证板柱之间的弯矩传递，并使筏板在地震作用过程中处于弹性状态。条款中有效宽度的范围，是根据筏板较厚的特点，以小于1/4板跨为原则而提出来的。有效宽度范围如图24所示。 图24 柱两侧有效宽度范围的示意 1-有效宽度范围内的钢筋应不小于柱下板带配筋量的一半，且能承担 mMunb；2-柱下板带；3-柱；4-跨中板带 8.4.17 对有抗震设防要求的结构，当地下一层结构顶板作为上部结构嵌固端时，嵌固端处的底层框架柱下端截面组合弯矩设计值应按现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011的规定乘以与其抗震等级相对应的增大系数。当平板式筏形基础板作为上部结构的嵌固端、计算柱下板带截面组合弯矩设计值时，底层框架柱下端内力应考虑地震作用组合及相应的增大系数。 8.4.18 梁板式筏基基础梁和平板式筏基的顶面应满足底层柱下局部受压承载力的要求。对抗震设防烈度为9度的高层建筑，验算柱下基础梁、筏板局部受压承载力时，应计入竖向地震作用对柱轴力的影响。 【条文说明】 本条为强制性条文。梁板式筏基基础梁和平板式筏基的顶面处与结构柱、剪力墙交界处承受较大的竖向力，设计时应进行局部受压承载力计算。 8.4.19 筏板与地下室外墙的接缝、地下室外墙沿高度处的水平接缝应严格按施工缝要求施工，必要时可设通长止水带。 8.4.20 带裙房的高层建筑筏形基础应符合下列规定： 1 当高层建筑与相连的裙房之间设置沉降缝时，高层建筑的基础埋深应大于裙房基础的埋深至少2m。地面以下沉降缝的缝隙应用粗砂填实(图8.4.20a)； 2 当高层建筑与相连的裙房之间不设置沉降缝时，宜在裙房一侧设置用于控制沉降差的后浇带，当沉降实测值和计算确定的后期沉降差满足设计要求后，方可进行后浇带混凝土浇筑。当高层建筑基础面积满足地基承载力和变形要求时，后浇带宜设在与高层建筑相邻裙房的第一跨内。当需要满足高层建筑地基承载力、降低高层建筑沉降量,减小高层建筑与裙房间的沉降差而增大高层建筑基础面积时，后浇带可设在距主楼边柱的第二跨内，此时应满足以下条件： 1）地基土质较均匀； 2）裙房结构刚度较好且基础以上的地下室和裙房结构层数不少于两层； 3）后浇带一侧与主楼连接的裙房基础底板厚度与高层建筑的基础底板厚度相同(图8.4.20b)。 （a） （b） 图8.4.20 高层建筑与裙房间的沉降缝、后浇带处理示意图 1-高层；2-裙房及地下室；3-室外地坪以下用粗砂填实；3-后浇带 3 当高层建筑与相连的裙房之间不设沉降缝和后浇带时，高层建筑及与其紧邻一跨裙房的筏板应采用相同厚度，裙房筏板的厚度宜从第二跨裙房开始逐渐变化，应同时满足主、裙楼基础整体性和基础板的变形要求；应进行地基变形和基础内力的验算，验算时应分析地基与结构间变形的相互影响，并采取有效措施防止产生有不利影响的差异沉降。 【条文说明】 中国建筑科学研究院地基所黄熙龄、袁勋、宫剑飞、朱红波等对塔裙一体大底盘平板式筏形基础进行室内模型系列试验以及实际工程的原位沉降观测，得到以下结论： 1．厚筏基础（厚跨比不小于1/6）具备扩散主楼荷载的作用，扩散范围与相邻裙房地下室的层数、间距以及筏板的厚度有关。在满足本规范给定的条件下，主楼荷载向周围扩散并随着距离的增大扩散能力逐渐衰减，影响范围不超过三跨。 2．多塔楼作用下大底盘厚筏基础的变形特征为：各塔楼独立作用下产生的变形效应通过以各个塔楼下面一定范围内的区域为沉降中心，各自沿径向向外围衰减。 3．多塔楼作用下大底盘厚筏基础的基底反力的分布规律为：各塔楼荷载产出的基底反力以其塔楼下某一区域为中心，通过各自塔楼周围的裙房基础沿径向向外围扩散，並随着距离的增大而逐渐衰减。 4. 大比例室内模型系列试验和工程实测结果表明，当高层建筑与相连的裙房之间不设沉降缝和后浇带时，高层建筑的荷载通过裙房基础向周围扩散並逐渐减小，因此与高层建筑紧邻的裙房基础下的地基反力相对较大，该范围内的裙房基础板厚度突然减小过多时，有可能出现基础板的截面因承载力不够而发生破坏或其因变形过大出现裂缝。因此本条款提出高层建筑及与其紧邻一跨的裙房筏板应采用相同厚度，裙房筏板的厚度宜从第二跨裙房开始逐渐变化。 5. 室内模型试验结果表明，平面呈L形的高层建筑下的大面积整体筏形基础，筏板在满足厚跨比不小于1/6的条件下，裂缝发生在与高层建筑相邻的裙房第一跨和第二跨交接处的柱旁。试验结果还表明，高层建筑连同紧邻一跨的裙房其变形相当均匀，呈现出接近刚性板的变形特征。因此，当需要设置后浇带时，后浇带宜设在与高层建筑相邻裙房的第二跨内 (见图25)。 图25 平面呈L形的高层建筑后浇带示意图 1-L形高层建筑；2-后浇带 8.4.21 在同一大面积整体筏形基础上建有多幢高层和低层建筑时，筏板厚度和配筋宜按上部结构、基础与地基土的共同作用的基础变形和基底反力计算确定。 【条文说明】 室内模型试验和工程沉降观察以及反算结果表明，在同一大面积整体筏形基础上有多幢高层和低层建筑时，筏形基础的结构分析宜考虑上部结构、基础与地基土的共同作用，否则将得到与沉降测试结果不符的较小的基础边缘沉降值和较大的基础挠曲度。 8.4.22 带裙房的高层建筑下的大面积整体筏形基础，其主楼下筏板的整体挠度值不宜大于0.5‰，主楼与相邻的裙房柱的差异沉降不应大于1‰。 【条文说明】 高层建筑基础不但应满足强度要求，而且应有足够的刚度，方可保证上部结构的安全。本规范基础挠曲度△/L的定义为：基础两端沉降的平均值和基础中间最大沉降的差值与基础两端之间距离的比值。本条款给出的基础挠曲△/L﹦0.5‰限值，是基于中国建筑科学研究院地基所室内模型系列试验和大量工程实测分析得到的。试验结果表明，模型的整体挠曲变形曲线呈盆形状，当△/L﹥0.7‰时，筏板角部开始出现裂缝，随后底层边、角柱的根部内側顺着基础整体挠曲方向出现裂缝。英国Burland曾对四幢直径为20m平板式筏基的地下仓库进行沉降观测，筏板厚度1.2m，基础持力层为白垩层土。四幢地下仓库的整体挠曲变形曲线均呈反盆状（图26），当基础挠曲度△/L﹦0.45‰时，混凝土柱子出现发丝裂缝，当△/L﹦0.6‰时，柱子开裂严重，不得不设置临时支撑。因此，控制基础挠曲度的是完全必要的。 （a）整体挠曲变形曲线 （b）柱子裂缝示意 图26 四幢地下仓库平板式筏基的整体挠曲变形曲线及柱子裂缝示意 8.4.23 采用大面积整体筏形基础时，与主楼连接的外扩地下室其角隅处的楼板板角，除配置两个垂直方向的上部钢筋外，尚应布置斜向上部构造钢筋，钢筋直径不应小于10mm、间距不应大于200mm，该钢筋伸入板内的长度不宜小于1/4的短边跨度；与基础整体弯曲方向一致的垂直于外墙的楼板上部钢筋以及主裙楼交界处的楼板上部钢筋，钢筋直径不应小于10mm、间距不应大于200mm，且钢筋的面积不应小于受弯构件的最小配筋率，钢筋的锚固长度不应小于30d。 【条文说明】 中国建筑科学研究院地基所滕延京和石金龙对大底盘框架-核芯筒结构筏板基础进行了室内模型试验，试验基坑内为人工换填的均匀粉土，深2.5m，其下为天然地基老土。通过载荷板试验，地基土承载力特征值为100KPa。试验模型比例为i=6，上部结构为8层框架-核芯筒结构，其左右两側各带1跨2层裙房，筏板厚度为220mm，楼板厚度：1层为35mm，2层为50mm，框架柱尺寸为150mm×150mm，大底盘结构模型平面及剖面见图27。 图27 大底盘结构试验模型平面及剖面 试验结果显示： 1．当筏板发生纵向挠曲时，在上部结构共同作用下，外扩裙房的角柱和边柱抑制了筏板纵向挠曲的发展，柱下筏板存在局部负弯矩，同时也使顺着基础整体挠曲方向的裙房底层边、角柱下端的内側，以及底层边、角柱上端的外側出现裂缝。 2．裙房的角柱内侧楼板出现弧形裂缝、顺着挠曲方向裙房的外柱内侧楼板以及主裙楼交界处的楼板均发生了裂缝，图28及图29为1层和2层楼板板面裂缝位置图。本条款的目的旨在从构造上加强此类楼板的薄弱环节。 图28 一层楼板板面裂缝位置图 图29 二层楼板板面裂缝位置图 8.4.24 筏形基础地下室施工完毕后，应及时进行基坑回填工作。填土应按设计要求选料，回填时应先清除基坑中的杂物，在相对的两侧或四周同时回填并分层夯实，回填土的压实系数不应小于0.94。 【条文说明】 试验资料和理论分析都表明，回填土的质量影响着基础的埋置作用，如果不能保证填土和地下室外墙之间的有效接触，将减弱土对基础的约束作用，降低基侧土对地下结构的阻抗。因此，应注意地下室四周回填土应均匀分层夯实。 8.4.25 采用筏形基础带地下室的高层和低层建筑、地下室四周外墙与土层紧密接触且土层为非松散填土、松散粉细砂土、软塑流塑粘性土，上部结构为框架、框剪或框架-核心筒结构，当地下一层结构顶板作为上部结构嵌固部位时，应符合下列规定： 1 地下一层的结构侧向刚度大于或等于与其相连的上部结构底层楼层侧向刚度的1.5倍； 2 地下一层结构顶板应采用梁板式楼盖，板厚不应小于180mm，其混凝土强度等级不宜小于C30；楼面应采用双层双向配筋，且每层每个方向的配筋率不宜小于0.25％； 3 地下室外墙和内墙边缘的板面不应有大洞口，以保证将上部结构的地震作用或水平力传递到地下室抗侧力构件中。 4 当地下室内、外墙与主体结构墙体之间的距离符合表8.4.25要求时，该范围内的地下室内、外墙可计入地下一层的结构侧向刚度，但此范围内的侧向刚度不能重叠使用于相邻建筑。当不符合上述要求时，建筑物的嵌固部位可设在筏形基础的顶面，此时宜考虑基侧土和基底土对地下室的抗力。 表8.4.25 地下室墙与主体结构墙之间的最大间距d 抗震设防烈度 7度、8度 9度 d≤30m d≤20m 【条文说明】 上个世纪80年代，国内王前信、王有为曾对北京和上海20余栋23～58m高的剪力墙结构进行脉动试验，结果表明由于上海的地基土质软于北京，建于上海的房屋自振周期比北京类似的建筑物要长30%，说明了地基的柔性改变了上部结构的动力特性。反之上部结构也影响了地基土的粘滞效应，提高了结构体系的阻尼。 通常在设计中都假定上部结构嵌固在基础结构上，实际上这一假定只有在刚性地基的条件下才能实现。对绝大多数都属柔性地基的地基土而言，在水平力作用下结构底部以及地基都会出现转动，因此所谓嵌固实质上是指接近于固定的计算基面。本条款中的嵌固即属此意。 1989年，美国旧金山市一幢257.9m高的钢结构建筑，地下室采用钢筋混凝土剪力墙加强，其下为2.7m厚的筏板，基础持力层为黏性土和密实性砂土，基岩位于室外地面下48m～60m处。在强震作用下，地下室除了产生52.4mm的整体水平位移外，还产生了万分之三的整体转角。实测记录反映了二个基本事实：其一是厚筏基础四周外墙与土层紧密接触、且具有一定数量纵横内墙的地下室其变形呈现出与刚体变形相似的特征；其二是地下结构的转角体现了柔性地基的影响。地震作用下，既然四周与土壤接触的具有外墙的地下室其变形与刚体变形基本一致，那么在抗震设计中可假设地下结构为一刚体，上部结构嵌固在地下室的顶板上，而在嵌固部位处增加一个大小与柔性地基相同的转角。 对有抗震设防要求的高层建筑基础和地下结构设计中的一个重要原则是，要求基础和地下室结构应具有足够的刚度和承载力，保证上部结构进入非弹性阶段时，基础和地下室结构始终能承受上部结构传来的荷载并将荷载安全传递到地基上。因此，当地下一层结构顶板作为上部结构的嵌固部位时，为避免塑性铰转移到地下一层结构，保证上部结构在地震作用下能实现预期的耗能机制，本规范规定了地下一层的层间侧向刚度大于或等于与其相连的上部结构楼层刚度的1.5倍。地下室的内、外墙与主楼剪力墙的间距符合条文中表8.4.25 要求时，可将该范围内的地下室的内、墙的刚度计入地下室层间侧向刚度内，但该范围内的侧向刚度不能重叠使用于相邻建筑，6度区和非抗震设计的建筑物可参照表8.4.25中的7、8度区的要求适当放宽。 当上部结构嵌固地下一层结构顶板上时，为保证上部结构的地震等水平作用能有效通过楼板传递到地下室抗侧力构件中, 地下一层结构顶板上开设洞口的面积不宜大于该层面积的30%；沿地下室外墙和内墙边缘的楼板不应有大洞口；地下一层结构顶板应采用梁板式楼盖；楼板的厚度、混凝土强度等级及配筋率不应过小。本规范提出地下一层结构顶板的厚度不应小于180mm的要求，不仅旨在保证楼板具有一定的传递水平作用的整体刚度，还旨在充分发挥其有效减小基础整体弯曲变形和基础内力的作用，使结构受力、变形更为合理、经济。试验和沉降观察结果的反演均显示了楼板参与工作后对降低基础整体挠曲度的供献，基础整体挠曲度随着楼板厚度的增加而减小。 当不符合本条款要求时，建筑物的嵌固部位可设在筏基的顶部，此时宜考虑基侧土对地下室外墙和基底土对地下室底板的抗力。 8.4.26 地下室的抗震等级、构件的截面设计以及抗震构造措施应符合现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011的有关规定。剪力墙底部加强部位的高度应从地下室顶板算起；当结构嵌固在基础顶面时，剪力墙底部加强部位的范围尚应延伸至基础顶面。 【条文说明】 国内震害调查表明，唐山地震中绝大多数地面以上的工程均遭受严重破坏，而地下人防工程基本完好。如新华旅社上部结构为8层组合框架，8度设防，实际地震烈度为10度。该建筑物的梁、柱和墙体均遭到严重破坏（未倒塌），而地下室仍然完好。天津属软土区，唐山地震波及天津时，该地区的地震烈度为7～8度，震后已有的人防地下室基本完好，仅人防通道出现裂缝。这不仅仅由于地下室刚度和整体性一般较大，还由于土层深处的水平地震加速度一般比地面小，因此当结构嵌固在基础顶面时，剪力墙底部加强部位的高度应从地下室顶板算起，但地下部分也应作为加强部位。国内震害还表明，个别与上部结构交接处的地下室柱头出现了局部压坏及剪坏现象。这表明了在强震作用下，塑性铰的范围有向地下室发展的可能。因此，与上部结构底层相邻的那一层地下室是设计中需要加强的部位。有关地下室的抗震等级、构件的截面设计以及抗震构造措施参照现行国家标准《建筑抗震规范》GB50011有关条款使用。 8.5 桩 基 础 8.5.1 本节包括混凝土预制桩和混凝土灌注桩低桩承台基础。竖向受压桩按桩身竖向受力情况可分为摩擦型桩和端承型桩。摩擦型桩的桩顶竖向荷载主要由桩侧阻力承受；端承型桩的桩顶竖向荷载主要由桩端阻力承受。 【条文说明】 摩擦型桩分为端承摩擦桩和摩擦桩，端承摩擦桩的桩顶竖向荷载主要由桩侧阻力承受；摩擦桩的桩端阻力可忽略不计，桩顶竖向荷载全部由桩侧阻力承受。端承型桩分为摩擦端承桩和端承桩，摩擦端承桩的桩顶竖向荷载主要由桩端阻力承受；端承桩的桩侧阻力可忽略不计，桩顶竖向荷载全部由桩端阻力承受。 8.5.2 桩基设计应符合下列规定： 1 所有桩基均应进行承载力和桩身强度计算。对预制桩，尚应进行运输、吊装和锤击等过程中的强度和抗裂验算； 2 桩基础沉降验算应符合本规范第8.5.15条的规定； 3 桩基础的抗震承载力验算应符合现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB 50011的有关规定； 4 桩基宜选用中、低压缩性土层作桩端持力层； 5 同一结构单元内的桩基，不宜选用压缩性差异较大的土层作桩端持力层，不宜采用部分摩擦桩和部分端承桩； 6 由于欠固结软土、湿陷性土和场地填土的固结，场地大面积堆载、降低地下水位等原因，引起桩周土的沉降大于桩的沉降时，应考虑桩侧负摩擦力对桩基承载力和沉降的影响； 7 对位于坡地、岸边的桩基，应进行桩基的整体稳定验算。桩基应与边坡工程统一规划，同步设计； 8 岩溶地区的桩基，当岩溶上覆土层的稳定性有保证，且桩端持力层承载力及厚度满足要求，可利用上履土层作为桩端持力层。当必须采用嵌岩桩时，应对岩溶进行施工勘察； 9 应考虑桩基施工中挤土效应对桩基及周边环境的影响；在深厚饱和软土中不宜采用大片密集有挤土效应的桩基； 10 应考虑深基坑开挖中，坑底土回弹隆起对桩身受力及桩承载力的影响； 11 桩基设计时，应结合地区经验考虑桩、土、承台的共同工作； 12 在承台及地下室周围的回填中，应满足填土密实度要求。 【条文说明】 同一结构单元的桩基，由于采用压缩性差异较大的持力层或部分采用摩擦桩，部分采用端承桩，常引起较大不均匀沉降，导致建筑物构件开裂或建筑物倾斜；在地震荷载作用下，摩擦桩和端承桩的沉降不同，如果同一结构单元的桩基同时采用部分摩擦桩和部分端承桩，将导致结构产生较大的不均匀沉降。 岩溶地区的嵌岩桩在成孔中常发生漏浆、塌孔和埋钻现象，给施工造成困难，因此应首先考虑利用上覆土层作为桩端持力层的可行性。利用上覆土层作为桩端持力层的条件是上覆土层必须是稳定的土层，其承载力及厚度应满足要求。上覆土层的稳定性的判定至关重要，在岩溶发育区，当基岩上覆土层为饱和砂类土时，应视为地面易塌陷区，不得作为建筑场地。必须用作建筑场地时，可采用嵌岩端承桩基础，同时采取勘探孔注浆等辅助措施。基岩面以上为粘性土层，粘性土有一定厚度且无土洞存在或可溶性岩面上有砂岩、泥岩等非可溶岩层时，上覆土层可视为稳定土层。当上覆粘性土在岩溶水上下交替变化作用下可能形成土洞时，上覆土层也应视为不稳定土层。 在深厚软土中，当基坑开挖较深时，基底土的回弹可引起桩身上浮、桩身开裂，影响单桩承载力和桩身耐久性，应引起高度重视。设计时应考虑加强桩身配筋、支护结构设计时应采取防止基底隆起的措施，同时应加强坑底隆起的监测。 承台及地下室周围的回填土质量对高层建筑抗震性能的影响较大，规范均规定了填土压实系数不小于0.94。除要求施工中采取措施尽量保证填土质量外，可考虑改用灰土回填或增加一至两层混凝土水平加强条带，条带厚度不应小于0.5m。 关于桩、土、承台共同工作问题，各地区根据工程经验有不同的处理方法，如混凝土桩复合地基、复合桩基、减少沉降的桩基、桩基的变刚度调平设计等。实际操作中应根据建筑物的要求和岩土工程条件以及工程经验确定设计参数。无论采用哪种模式，承台下土层均应当是稳定土层。液化土、欠固结土、高灵敏度软土、新填土等皆属于不稳定土层，当沉桩引起承台土体明显隆起时也不宜考虑承台底土层的抗力作用。 8.5.3 桩和桩基的构造，应符合下列规定： 1 摩擦型桩的中心距不宜小于桩身直径的3倍；扩底灌注桩的中心距不宜小于扩底直径的1.5倍，当扩底直径大于2m时，桩端净距不宜小于1m。在确定桩距时尚应考虑施工工艺中挤土等效应对邻近桩的影响； 2 扩底灌注桩的扩底直径，不应大于桩身直径的3倍； 3 桩底进入持力层的深度，根据地质条件、荷载及施工工艺确定，宜为桩身直径的1倍～3倍。在确定桩底进入持力层深度时，尚应考虑特殊土、岩溶以及震陷液化等影响。嵌岩灌注桩周边嵌入完整和较完整的未风化、微风化、中风化硬质岩体的最小深度，不宜小于0.5m； 4 布置桩位时宜使桩基承载力合力点与竖向永久荷载合力作用点重合； 5 设计使用年限不少于50年时，非腐蚀环境中预制桩的混凝土强度等级不应低于C30，预应力桩不应低于C40，灌注桩的混凝土强度等级不应低于C25；二b类环境及三类及四类、五类微腐蚀环境中不应低于C30；在腐蚀环境中的桩，桩身混凝土的强度等级应符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010的有关规定。设计使用年限不少于100年的桩，桩身混凝土的强度等级宜适当提高。水下灌注混凝土的桩身混凝土强度等级不宜高于C40； 6 桩身混凝土的材料、最小水泥用量、水灰比、抗渗等级等应符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010、《工业建筑防腐蚀设计规范》GB50046及《混凝土结构耐久性设计规范》GB /T50476的有关规定； 7 桩的主筋配置应经计算确定。预制桩的最小配筋率不宜小于0.8%(锤击沉桩)、0.6%(静压沉桩)，预应力桩不宜小于0.5%；灌注桩最小配筋率不宜小于0.2%～0.65%(小直径桩取大值)。桩顶以下3～5倍桩身直径范围内，箍筋宜适当加强加密； 8 桩身纵向钢筋配筋长度应符合下列规定： 1) 受水平荷载和弯矩较大的桩，配筋长度应通过计算确定； 2) 桩基承台下存在淤泥、淤泥质土或液化土层时，配筋长度应穿过淤泥、淤泥质土层或液化土层； 3) 坡地岸边的桩、8度及8度以上地震区的桩、抗拔桩、嵌岩端承桩应通长配筋； 4) 钻孔灌注桩构造钢筋的长度不宜小于桩长的2/3；桩施工在基坑开挖前完成时，其钢筋长度不宜小于基坑深度的1.5倍； 9 桩身配筋可根据计算结果及施工工艺要求，可沿桩身纵向不均匀配筋。腐蚀环境中的灌注桩主筋直径不宜小于16mm，非腐蚀性环境中灌注桩主筋直径不应小于12mm； 10 桩顶嵌入承台内的长度不应小于50mm。主筋伸入承台内的锚固长度不应小于钢筋直径(HPB300)的30倍和钢筋直径(HRB335和HRB400)的35倍。对于大直径灌注桩，当采用一柱一桩时，可设置承台或将桩和柱直接连接。桩和柱的连接可按本规范第8.2.5条高杯口基础的要求选择截面尺寸和配筋，柱纵筋插入桩身的长度应满足锚固长度的要求； 11 灌注桩主筋混凝土保护层厚度不应小于50mm；预制桩不应小于45mm，预应力管桩不应小于35mm；腐蚀环境中的灌注桩不应小于55mm。 【条文说明】 本条规定了摩擦型桩的桩中心距限制条件，主要为了减少摩擦型桩侧阻叠加效应及沉桩中对邻桩的影响，对于密集群桩以及挤土型桩，应加大桩距。非挤土桩当承台下桩数少于9根，且少于3排时，桩距可不小于2.5d。对于端承型桩，特别是非挤土端承桩和嵌岩桩桩距的限制可以放宽。 扩底灌注桩的扩底直径，不应大于桩身直径的三倍，系考虑到扩底施工的难易和安全，同时需要保持桩间土的稳定。 桩端进入持力层的最小深度，主要是考虑了在各类持力层中成桩的可能性和难易程度，并保证桩端阻力的发挥。 桩端进入破碎岩石或软质岩的桩，按一般桩来计算桩端进入持力层的深度。桩端进入完整和较完整的未风化、微风化、中风化硬质岩石时，入岩施工困难，同时硬质岩已提供足够的端阻力。规范条文提出桩周边嵌岩最小深度为0.5m。 桩身混凝土最低强度等级与桩身所处环境条件有关。有关岩土及地下水的腐蚀性问题，牵涉腐蚀源、腐蚀类别、性质、程度、地下水位变化、桩身材料等诸多因素。现行国家标准《岩土工程勘察规范》GB50021、《混凝土结构设计规范》GB50010、《工业建筑防腐蚀设计规范》GB50046、《混凝土结构耐久性设计规范》GB/T50476等不同角度作了相应的表述和规定。 为了便于操作，本条将桩身环境划分为非腐蚀环境(包括微腐蚀环境)和腐蚀环境两大类，对非腐蚀环境中桩身混凝土强度作了明确规定，腐蚀环境中的桩身混凝土强度、材料、最小水泥用量、水灰比、抗渗等级等还应符合相关规范的规定。 桩身埋于地下，不能进行正常维护和维修，必须采取措施保证其使用寿命，特别是许多情况下桩顶附近位于地下水位频繁变化区，对桩身混凝土及钢筋的耐久性应引起重视。 灌注桩水下浇注混凝土目前大多采用商品混凝土，混凝土各项性能有保障的条件下，可将水下浇注混凝土强度等级达到C45。 当场地位于坡地且桩端持力层和地面坡度超过10%时，除应进行场地稳定验算并考虑挤土桩对边坡稳定的不利影响外，桩身尚应通长配筋，用来增加桩身水平抗力。关于通长配筋的理解应该是钢筋长度达到设计要求的持力层需要的长度。 采用大直径长灌注桩时，宜将部分构造钢筋通长设置，用以验证孔径及孔深。 8.5.4 群桩中单桩桩顶竖向力应按下列公式进行计算： 1 轴心竖向力作用下： (8.5.4-1) 式中： ——相应于作用的标准组合时，作用于桩基承台顶面的竖向力（kN）； ——桩基承台自重及承台上土自重标准值（kN）； ——相应于作用的标准组合时，轴心竖向力作用下任一单桩的竖向力（kN）； n——桩基中的桩数。 2 偏心竖向力作用下： (8.5.4-2) 式中： ——相应于作用的标准组合时，偏心竖向力作用下第i根桩的竖向力（kN）； 、 ——相应于作用的标准组合时，作用于承台底面通过桩群形心的x、y轴的力矩（kN·m）； 、 ——桩i至桩群形心的y、x轴线的距离（m）。 3 水平力作用下： (8.5.4-3) 式中： ——相应于作用的标准组合时，作用于承台底面的水平力（kN）； ——相应于作用的标准组合时，作用于任一单桩的水平力（kN）。 8.5.5 单桩承载力计算应符合下列规定： 1 轴心竖向力作用下： ≤ (8.5.5-1) 式中： ——单桩竖向承载力特征值（kN）。 2 偏心竖向力作用下，除满足公式(8.5.5-1)外，尚应满足下列要求： ≤ (8.5.5-2) 3 水平荷载作用下： ≤ (8.5.5-3) 式中： ——单桩水平承载力特征值（kN）。 8.5.6 单桩竖向承载力特征值的确定应符合下列规定： 1 单桩竖向承载力特征值应通过单桩竖向静载荷试验确定。在同一条件下的试桩数量，不宜少于总桩数的1%且不应少于3根。单桩的静载荷试验，应按本规范附录Q进行。 2 当桩端持力层为密实砂卵石或其他承载力类似的土层时，对单桩竖向承载力很高的大直径端承型桩，可采用深层平板载荷试验确定桩端土的承载力特征值，试验方法应符合本规范附录D的规定； 3 地基基础设计等级为丙级的建筑物，可采用静力触探及标贯试验参数结合工程经验确定单桩竖向承载力特征值； 4 初步设计时单桩竖向承载力特征值可按下式进行估算： (8.5.6-1) 式中： ——桩底端横截面面积（m2）； ， ——桩端端阻力特征值、桩侧阻力特征值（kPa），由当地静载荷试验结果统计分析算得； ——桩身周边长度（m）； ——第i层岩土的厚度（m）。 5 桩端嵌入完整及较完整的硬质岩中，当桩长较短且入岩较浅时，可按下式估算单桩竖向承载力特征值： (8.5.6-2) 式中： ——桩端岩石承载力特征值（kN）。 6 嵌岩灌注桩桩端以下三倍桩径且不小于5m范围内应无软弱夹层、断裂破碎带和洞穴分布，且在桩底应力扩散范围内应无岩体临空面。当桩端无沉渣时，桩端岩石承载力特征值应根据岩石饱和单轴抗压强度标准值按本规范5.2.6条确定，或按本规范附录H用岩基载荷试验确定。 【条文说明】 为保证桩基设计的可靠性，规定除设计等级为丙级的建筑物外，单桩竖向承载力特征值应采用竖向静载荷试验确定。 设计等级为丙级的建筑物可根据静力触探或标准贯入试验方法确定单桩竖向承载力特征值。用静力触探或标准贯入方法确定单桩承载力已有不少地区和单位进行过研究和总结，取得了许多宝贵经验。其他原位测试方法确定单桩竖向承载力的经验不足，规范未推荐。确定单桩竖向承载力时，应重视类似工程、邻近工程的经验。 试桩前的初步设计，规范推荐了通用的估算公式(8.5.6-1)，式中侧阻、端阻采用特征值，规范特别注明侧阻、端阻特征值 应由当地载荷试验结果统计分析求得，减少全国采用同一表格所带来的误差。 嵌入完整和较完整的未风化、微风化、中风化硬质岩石的嵌岩桩，规范给出了单桩竖向承载力特征值的估算式(8.5.6-2)，只计端阻。简化计算的意义在于硬质岩强度超过桩身混凝土强度，设计以桩身强度控制，桩长较小时再计入侧阻、嵌岩阻力等已无工程意义。当然，嵌岩桩并不是不存在侧阻力，有时侧阻和嵌岩阻力占有很大的比例。对于嵌入破碎岩和软质岩石中的桩，单桩承载力特征值则按8.5.6-1式进行估算。 为确保大直径嵌岩桩的设计可靠性，必须确定桩底一定深度内岩体性状。此外，在桩底应力扩散范围内可能埋藏有相对软弱的夹层，甚至存在洞隙，应引起足够注意。岩层表面往往起伏不平，有隐伏沟槽存在，特别在碳酸盐类岩石地区，岩面石芽、溶槽密布，此时桩端可能落于岩面隆起或斜面处，有导致滑移的可能，因此，规范规定在桩底端应力扩散范围内应无岩体临空面存在，并确保基底岩体的稳定性。实践证明，作为基础施工图设计依据的详细勘察阶段的工作精度，满足不了这类桩设计施工的要求，因此，当基础 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 选定之后，还应根据桩位及要求进行专门性的桩基勘察，以便针对各个桩的持力层选择入岩深度、确定承载力，并为施工处理等提供可靠依据。 8.5.7 当作用于桩基上的外力主要为水平力或高层建筑承台下为软弱土层、液化土层时，应根据使用要求对桩顶变位的限制，对桩基的水平承载力进行验算。当外力作用面的桩距较大时，桩基的水平承载力可视为各单桩的水平承载力的总和。当承台侧面的土未经扰动或回填密实时，可计算土抗力的作用。当水平推力较大时，宜设置斜桩。 8.5.8 单桩水平承载力特征值应通过现场水平载荷试验确定。必要时可进行带承台桩的载荷试验。单桩水平载荷试验，应按本规范附录S进行。 【8.5.7～8.5.8条文说明】 单桩水平承载力与诸多因素相关，单桩水平承载力特征值应由单桩水平载荷试验确定。 规范特别写入了带承台桩的水平载荷试验。桩基抵抗水平力很大程度上依赖于承台侧面抗力，带承台桩基的水平载荷试验能反映桩基在水平力作用下的实际工作状况。 带承台桩基水平载荷试验采用慢速维持荷载法，用以确定长期荷载下的桩基水平承载力和地基土水平反力系数。加载分级及每级荷载稳定标准可按单桩竖向静载荷试验的办法。当加载至桩身破坏或位移超过30～40mm(软土取大值)时停止加载。卸载按2倍加载等级逐级卸载，每30min卸一级载，并于每次卸载前测读位移。 根据试验数据绘制荷载位移H0-X0曲线及荷载位移梯度H0-(ΔX0/ΔH0)曲线，取H0-(ΔX0/ΔH0)曲线的第一拐点为临界荷载，取第二拐点或H0-X0曲线的陡降起点为极限荷载。若桩身设有应力测读装置，还可根据最大弯矩点变化特征综合判定临界荷载和极限荷载。 对于重要工程，可模拟承台顶竖向荷载的实际状况进行试验。 水平荷载作用下桩基内各单桩的抗力分配与桩数、桩距、桩身刚度、土质性状、承台形式等诸多因素有关。 水平力作用下的群桩效应的研究工作不深入，条文规定了水平力作用面的桩距较大时，桩基的水平承载力可视为各单桩水平承载力的总和，实际上在低桩承台的前提下应注重采取措施充分发挥承台底面及侧面土的抗力作用，加强承台间的连系等等。当承台周围填土质量有保证时，应考虑土的抗力作用按弹性抗力法进行计算。 用斜桩来抵抗水平力量项有效的措施，在桥梁桩基中采用较多。但在一般工业与用民建筑中则很少采用，究其原因是依靠承台埋深大多可以解决水平力的问题。 8.5.9 当桩基承受拔力时，应对桩基进行抗拔验算。单桩抗拔承载力特征值应通过单桩竖向抗拔静载荷试验确定，并应加载至破坏。单桩竖向抗拔载荷试验，应按本规范附录T进行。 【条文说明】 单桩抗拔承载力特征值应通过单桩竖向抗拔静载荷试验确定，并应加载至破坏，试验数量，同条件下的桩不应少于3根且不应少于总抗拔桩数的1%。 8.5.10 桩身混凝土强度应满足桩的承载力设计要求。 【条文说明】 2002版规范的8.5.9条拆成了本规范的8.5.10条与8.5.11条 本条为强制性条文。为避免基桩在受力过程中发生桩身强度破坏，桩基设计时应进行基桩的桩身强度演算，确保桩身混凝土强度满足桩的承载力要求。 8.5.11 按桩身混凝土强度计算桩的承载力时，应按桩的类型和成桩工艺的不同将混凝土的轴心抗压强度设计值乘以工作条件系数 ，桩轴心受压时桩身强度应符合式(8.5.11)的规定。当桩顶以下5倍桩身直径范围内螺旋式箍筋间距不大于100mm且钢筋耐久性得到保证的灌注桩，可适当计入桩身纵向钢筋的抗压作用。 ≤ (8.5.11) 式中： ——混凝土轴心抗压强度设计值（kPa），按现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010取值； Q——相应于作用的基本组合时的单桩竖向力设计值（kN）； ——桩身横截面积（m2）； ——工作条件系数，非预应力预制桩取0.75，预应力桩取0.55～0.65，灌注桩取0.6～0.8(水下灌注桩、长桩或混凝土强度等级高于C35时用低值)。 【条文说明】 鉴于桩身强度计算中并未考虑荷载偏心、弯矩作用、瞬时荷载的影响等因素，因此，桩身强度设计必须留有一定富裕。在确定工作条件系数时考虑了承台下的土质情况，抗震设防等级、桩长、混凝土浇注方法、混凝土强度等级以及桩型等因素。本次修订中适当提高了灌注桩的工作条件系数，补充了预应力混凝土管桩工作条件系数。考虑到高强度离心混凝土的延性差、加之沉桩中对桩身混凝土的损坏、加工过程中已对桩身施加轴向预应力等因素，结合日本、广东省的经验，将工作条件系数规定为0.55～0.65。 日本、美国及广东省等规定管桩允许承载力(相当于承载力特征值)应满足下式要求： Ra≤0.25(fcu.k-σpc)AG 式中：fcu.k——桩身混凝土立方体抗压强度； σpc——桩身混凝土有效预应力值(约为4～10MPa)； AG——桩身混凝土横截面积。 Q≤0.33(fcu.k-σpc)AG fcu.k =[2.18(C60)～2.23(C80)]fc PHC桩： Q≤0.33(2.23fc-σpc)AG 当σpc =4MPa时 Q≤0.33(2.23fc-0.11fc)AG Q≤0.699fcAG 当σpc =10MPa时 Q≤0.33(2.23fc-0.28fc)AG Q≤0.644fcAG PC桩 Q≤0.33(2.18fc-σpc)AG 当σpc =4MPa时 Q≤0.33(2.18fc-0.145fc)AG Q≤0.67fcAG 当σpc =10MPa时 Q≤0.33(2.18fc-0.36fc)AG Q≤0.6fcAG 考虑到当前管桩生产质量、软土中的抗震要求、沉桩中桩身混凝土受损以及接头焊接时高温对桩身混凝土的损伤等因素，将工作条件系数定为0.55～0.65是合理的。 8.5.12非腐蚀环境中的抗拔桩应根据环境类别控制裂缝宽度满足设计要求，预应力混凝土管桩应按桩身裂缝控制等级为二级的要求进行桩身混凝土抗裂验算。腐蚀环境中的抗拔桩和受水平力或弯矩较大的桩应进行桩身混凝土抗裂验算，裂缝控制等级应为二级；预应力混凝土管桩裂缝控制等级应为一级。 【条文说明】 非腐蚀性环境中的抗拔桩，桩身裂缝宽度应满足设计要求。预应力混凝土管桩因增加钢筋直径有困难，考虑其钢筋直径较小，耐久性差，所以裂缝控制等级应为二级，即混凝土拉应力不应超过混凝土抗拉强度设计值。 腐蚀性环境中，考虑桩身钢筋耐久性，抗拔桩和受水平力或弯矩较大的桩不允许桩身混凝土出现裂缝。预应力混凝土管桩裂缝等级应为一级(即桩身混凝土不出现拉应力)。 预应力管桩作为抗拔桩使用时，近期出现了数起桩身抗拔破坏的事故，主要表现在主筋墩头与端板连接处拉脱，同时管桩的接头焊缝耐久性也有问题，因此，在抗拔构件中应慎用预应力混凝土管桩。必须使用时应考虑以下几点： 1、预应力筋必须锚入承台； 2、截桩后应考虑预应力损失，在预应力损失段的桩外围应包裹钢筋混凝土； 3、宜采用单节管桩； 4、多节管桩可考虑通长灌芯，另行设置通长的抗拔钢筋，或将抗拔承载力留有余地，防止墩头拔出。 5．.端板与钢筋的连结强度应满足抗拔力要求。 8.5.13 桩基沉降计算应符合下列规定： 1 对以下建筑物的桩基应进行沉降验算； 1） 地基基础设计等级为甲级的建筑物桩基； 2） 体形复杂、荷载不均匀或桩端以下存在软弱土层的设计等级为乙级的建筑物桩基； 3） 摩擦型桩基。 2 桩基沉降不得超过建筑物的沉降允许值，并应符合本规范表5.3.4的规定。 【条文说明】2002版规范的8.5.10条拆成了本规范的8.5.13条与8.5.14条。 本条为强制性条文。地基基础设计强调变形控制原则，桩基础也应按变形控制原则进行设计。本条规定了桩基沉降计算的适用范围以及控制原则。 8.5.14 嵌岩桩、设计等级为丙级的建筑物桩基、对沉降无特殊要求的条形基础下不超过两排桩的桩基、吊车工作级别A5及A5以下的单层工业厂房且桩端下为密实土层的桩基，可不进行沉降验算。当有可靠地区经验时，对地质条件不复杂、荷载均匀、对沉降无特殊要求的端承型桩基也可不进行沉降验算。 8.5.15 计算桩基沉降时，最终沉降量宜按单向压缩分层总和法计算。地基内的应力分布宜采用各向同性均质线性变形体理论，按实体深基础方法或明德林应力公式方法进行计算，计算按本规范附录R进行。 【条文说明】 软土中摩擦桩的桩基础沉降计算是一个非常复杂的问题。纵观许多描述桩基实际沉降和沉降发展过程的文献可知，土体中桩基沉降实质是由桩身压缩、桩端刺入变形和桩端平面以下土层受群桩荷载共同作用产生的整体压缩变形等多个主要分量组成。摩檫桩基础的沉降是历时数年、甚至更长时间才能完成的过程，加荷瞬间完成的沉降只占总沉降中的小部分。大部分沉降都是与时间发展有关的沉降，也就是是由于固结或流变产生的沉降。因此，摩擦型桩基础的沉降不是用简单的弹性理论就能描述的问题，这就是为什么依据弹性理论公式的各种桩基沉降计算方法，在实际工程的应用中往往都与实测结果存在较大的出入，即使经过修正，两者也只能在某一范围内比较接近的原因。 近年来越来越多的研究人员和设计人员理解了，目前借用弹性理论的公式计算桩基沉降，实质是一种经验拟合方法。 从经验拟合这一观点出发，本规范推荐Mindlin方法和考虑应力扩散以及不考虑应力扩散的实体深基础方法。修订组收集了部分软土地区62栋房屋沉降实测资料和工程计算资料，将大量实际工程的长期沉降观测资料与各种计算方法的计算值对比，经过统计分析，最后推荐了桩基础最终沉降量计算的经验修正系数。考虑应力扩散以及不考虑应力扩散的实体深基础方法计算沉降量和沉降计算深度都有差异，从统计意义上沉降量计算的经验修正系数差异不大。 本规范中删去了2002版规范的8.5.12条（应按有关规范的规定考虑特殊土对桩基的影响。应考虑岩溶等场地的特殊性，并在桩基设计中采取有效措施。抗震设防区的桩基按现行《建筑抗震设计规范》GB50011有关规定执行。 软土地区的桩基应考虑桩周土自重固结、蠕变、大面积堆载及施工中挤土对桩基的影响；在深厚软土中不宜采用大片密集有挤土效应的桩基。 位于坡地岸边的桩基应进行桩基稳定性验算。 对于预制桩，尚应进行运输，吊装和锤击等过程中的强度和抗裂验算。) 8．5．16 以控制沉降为目的设置桩基时，应结合地区经验，并满足下列要求： 1 桩身强度应按桩顶荷载设计值验算； 2 桩、土荷载分配应按上部结构与地基共同作用分析确定； 3 桩端进入较好的土层，桩端平面处土层应满足下卧层承载力设计要求； 4 桩距可采用4倍～6倍桩身直径。 【条文说明】 八十年代上海市开始采用为控制沉降而设置桩基的方法，取得显著的社会经济效益。目前天津、湖北、福建等省市也相继应用了上述方法。开发这种方法是考虑桩、土、承台共同工作时，基础的承载力可以满足要求，而下卧层变形过大，此时采用摩擦型桩旨在减少沉降，以满足建筑物的使用要求。以控制沉降为目的设置桩基是指直接用沉降量指标来确定用桩的数量。能否实行这种设计方法，必须要有当地的经验，特别是符合当地工程实践的桩基沉降计算方法。直接用沉降量确定用桩数量后，还必须满足本条所规定的使用条件和构造措施。上述方法的基本原则有三点： 一、设计用桩数量可以根据沉降控制条件，即允许沉降量计算确定； 二、基础总安全度不能降低，应按桩、土和承台共同作用的实际状态来验算。桩土共同工作是一个复杂的过程，随着沉降的发展，桩、土的荷载分担不断变化，作为一种最不利状态的控制，桩顶荷载可能接近或等于单桩极限承载力。为了保证桩基的安全度，规定按承载力特征值计算的桩群承载力与土承载力之和应大于等于作用的标准组合产生的作用在桩基承台顶面的竖向力与承台及其上土自重之和； 三、为保证桩、土和承台共同工作，应采用摩擦型桩，使桩基产生可以容许的沉降，承台底不致脱空，在桩基沉降过程中充分发挥桩端持力层的抗力。同时桩端还要置于相对较好的土层中，防止沉降过大，达不到预期控制沉降的目的。为保证承台底不脱空，当承台底土为欠固结土或承载力利用价值不大的软土时，尚应对其进行处理。 8．5．17 桩基承台的构造，除满足抗冲切、抗剪切、抗弯承载力和上部结构的要求外，尚应符合下列要求： 1 承台的宽度不应小于500mm。边桩中心至承台边缘的距离不宜小于桩的直径或边长，且桩的外边缘至承台边缘的距离不小于150mm。对于条形承台梁，桩的外边缘至承台梁边缘的距离不小于75mm； 2 承台的最小厚度不应小于300mm； 图8.5.17 承台配筋 1-墙；2-箍筋直径≥6mm；3-桩顶入承台≥50mm；4-承台梁内主筋除须按计算配筋外尚应满足最小配筋率；5-垫层100mm厚C10混凝土 3 承台的配筋，对于矩形承台其钢筋应按双向均匀通长布置（图8.5.17a），钢筋直径不宜小于10mm，间距不宜大于200mm；对于三桩承台，钢筋应按三向板带均匀布置，且最里面的三根钢筋围成的三角形应在柱截面范围内（图8.5.17b）。承台梁的主筋除满足计算要求外尚应符合现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010关于最小配筋率的规定，主筋直径不宜小于12mm，架立筋不宜小于10mm，箍筋直径不宜小于6mm（图8.5.17c）；柱下独立桩基承台的最小配筋率不应小于0.15%。钢筋锚固长度自边桩内侧﹙当为圆桩时，应将其直径乘以0.886等效为方桩﹚算起，锚固长度不应小于35倍钢筋直径，当不满足时应将钢筋向上弯折，此时钢筋水平段的长度不应小于25倍钢筋直径，弯折段的长度不应小于10倍钢筋直径； 4 承台混凝土强度等级不应低于C20；纵向钢筋的混凝土保护层厚度不应小于70mm，当有混凝土垫层时，不应小于40mm。 8．5．18 柱下桩基承台的弯矩可按以下简化计算方法确定： 1 多桩矩形承台计算截面取在柱边和承台高度变化处（杯口外侧或台阶边缘，图8.5.18a）： （8.5.18-1） （8.5.18-2） 式中：Mx、My——分别为垂直y轴和x轴方向计算截面处的弯矩设计值（kN·m）； xi、yi——垂直y轴和x轴方向自桩轴线到相应计算截面的距离（m）； Ni——扣除承台和其上填土自重后相应于作用的基本组合时的第i桩竖向力设计值（kN）。 2 三桩承台 1）等边三桩承台（图8.5.18b）。 （8.5.18-3） 式中：M——由承台形心至承台边缘距离范围内板带的弯矩设计值（kN·m）； Nmax——扣除承台和其上填土自重后的三桩中相应于作用的基本组合时的最大单 桩竖向力设计值（kN）； s——桩距（m）； c——方柱边长（m），圆柱时c=0.886d（d为圆柱直径）。 2）等腰三桩承台（图8.5.18c）。 图8.5.18 承台弯矩计算 （8.5.18-4） （8.5.18-5） 式中：M1、M2——分别为由承台形心到承台两腰和底边的距离范围内板带的弯矩设计值（kN·m）； s——长向桩距（m）； (——短向桩距与长向桩距之比，当(小于0.5时，应按变截面的二桩承台设计； c1、c2——分别为垂直于、平行于承台底边的柱截面边长（m）。 【条文说明】 桩基承台的弯矩计算 1 承台试件破坏过程的描述 中国石化总公司洛阳设计院和郑州工学院曾就桩台受弯问题进行专题研究。试验中发现，凡属抗弯破坏的试件均呈梁式破坏的特点。四桩承台试件采用均布方式配筋，试验时初始裂缝首先在承台两个对应边的一边或两边中部或中部附近产生，之后在两个方向交替发展，并逐渐演变成各种复杂的裂缝而向承台中部合拢，最后形成各种不同的破坏模式。三桩承台试件是采用梁式配筋，承台中部因无配筋而抗裂性能较差，初始裂缝多由承台中部开始向外发展，最后形成各种不同的破坏模式。可以得出，不论是三桩试件还是四桩试件，它们在开裂破坏的过程中，总是在两个方向上互相交替承担上部主要荷载，而不是平均承担，也即是交替起着梁的作用。 2 推荐的抗弯计算公式 通过对众多破坏模式的理论分析，选取图30所示的四种典模型式作为公式推导的依据。 图30 承台破坏模式 （1）图30（a）四桩承台破坏模式系屈服线将承台分成很规则的若干块几何块体。设块体为刚性的，变形略去不计，最大弯矩产生于屈服线处，该弯矩全部由钢筋来承担，不考虑混凝土的拉力作用，则利用极限平衡方法并按悬臂梁计算。 Mx＝Σ（Niyi） My＝Σ（Nixi） （2）图30（b）是等边三桩承台具有代表性的破坏模式，可利用钢筋混凝土板的屈服线理论，按机动法的基本原理来推导公式得： (a) 由图30（c）的等边三桩承台最不利破坏模式，可得另一个公式即： (b) 式（a）考虑屈服线产生在柱边，过于理想化；式（b）未考虑柱子的约束作用，是偏于安全的。根据试件破坏的多数情况，采用(a)(b)二式的平均值为规范的推荐公式(8.5.18-3) （3）由图30（d），等腰三桩承台典型的屈服线基本上都垂直干等腰三桩承台的两个腰，当试件在长跨产生开裂破坏后，才在短跨内产生裂缝。因之根据试件的破坏形态并考虑梁的约束影响作用，按梁的理论给出计算公式。 在长跨，当屈服线通过柱中心时： (a’) 当屈服线通过柱边缝时： 　　　　　　　　　 (b’) 式（a’）未考虑柱子的约束影响，偏于安全；而式（b’）考虑屈服线通过往边缘处，又不够安全，今采用两式的平均值作为推荐公式(8.5.18-4) 上述所有三桩承台计算的M值均指由柱截面形心到相应承台边的板带宽度范围内的弯矩，因而可按此相应宽度采用三向配筋。 8．5．19 柱下桩基础独立承台受冲切承载力的计算，应符合下列规定： 1 柱对承台的冲切，可按下列公式计算（图8.5.19-1）： （8.5.19-1） Fl= F-∑Ni （8.5.19-2） ox=0.84/(λox+0.2) （8.5.19-3） oy=0.84/(λoy+0.2) （8.5.19-4） 式中：Fl——扣除承台及其上填土自重，作用在冲切破坏锥体上相应于作用的基本组合时的冲切力设计值（kN），冲切破坏锥体应采用自柱边或承台变阶处至相应桩顶边缘连线构成的锥体，锥体与承台底面的夹角不小于45°（图8.5.19-1）； h0——冲切破坏锥体的有效高度（m）； βhp——受冲切承载力截面高度影响系数，其值按本规范第8.2.8条的规定取用。 ox、 oy——冲切系数； λox、λoy——冲跨比，λox=aox/h0、λoy=aoy/h0，aox、aoy为柱边或变阶处至桩边的水平距离；当aox(aoy)＜0.2h0时，aox(aoy)=0.2h0；当aox(aoy)＞h0时，aox(aoy)=h0； F——柱根部轴力设计值（kN）； ∑Ni——冲切破坏锥体范围内各桩的净反力设计值之和（kN）。 对中低压缩性土上的承台，当承台与地基土之间没有脱空现象时，可根据地区经验适当减小柱下桩基础独立承台受冲切计算的承台厚度。 图8.5.19-1 柱对承台冲切 2 角桩对承台的冲切，可按下列公式计算： 1） 多桩矩形承台受角桩冲切的承载力应按下式计算（图8.5.19-2）： （8.5.19-5） （8.5.19-6） （8.5.19-7） 式中：Nl——扣除承台和其上填土自重后的角桩桩顶相应于作用的基本组合时的竖向 力设计值（kN）； (1x、(1y——角桩冲切系数； (1x、(1y——角桩冲跨比，其值满足0.2~1.0， ； c1、c2——从角桩内边缘至承台外边缘的距离（m）； a1x、a1y——从承台底角桩内边缘引45°冲切线与承台顶面或承台变阶处相交点至角桩内边缘的水平距离（m）； h0——承台外边缘的有效高度（m）。 图8.5.19-2 矩形承台角桩冲切验算 2）三桩三角形承台受角桩冲切的承载力可按下列公式计算（图8.5.19-3）。对圆柱及圆桩，计算时可将圆形截面换算成正方形截面。 图8.5.19-3 三角形承台角桩冲切验算 底部角桩 （8.5.19-8） （8.5.19-9） 顶部角桩 （8.5.19-10） （8.5.19-11） 式中：(11、(12——角桩冲跨比， ； a11、a12——从承台底角桩内边缘向相邻承台边引45°冲切线与承台顶面相交点至角桩内边缘的水平距离（m）；当柱位于该45°线以内时则取柱边与桩内边缘连线为冲切锥体的锥线。 【条文说明】 柱对承台的冲切计算方法，本规范在编制时曾考虑了以下两种计算方法：方法一为冲切临界截面取柱边0.5h0处，当冲切临界截面与桩相交时，冲切力扣除相交那部分单桩承载力，采用这种计算方法的国家有美国、新西兰，我国九十年代前一些设计单位亦多采用此法；方法二为冲切锥体取柱边或承台变阶处至相应桩顶内边缘连线所构成的锥体并考虑了冲跨比的影响，原苏联及我国《建筑桩基础 技术规范 歌舞娱乐场所消防安全技术规范高危儿管理技术规范特种设备安全技术规范低压电线电缆技术规范低压电缆技术规范书 》JGJ94-94均采用这种方法。计算结果表明，这两种方法求得的柱对承台冲切所需的有效高度是十分接近的，相差约5%左右。考虑到方法一在计算过程中需要扣除冲切临界截面与柱相交那部分面积的单桩承载力，为避免计算上繁琐，本规范推荐采用方法二。 本规范公式（8.5.19-1）中的冲切系数是按λ=1时与我国现行《混凝土结构设计规范》的受冲切承载力公式相衔接，即冲切破坏锥体与承台底面的夹角为45°时冲切系数 =0.7提出来的。 图31及图32分别给出了采用本规范和美国ACI 318计算的一典型九桩承台内柱对承台冲切、角桩对承台冲切所需的承台有效高度比较表，其中桩径为800mm，柱距为2400mm，方柱尺寸为1550mm，承台宽度为6400mm。按本规范算得的承台有效高度与美国ACI 318规范相比较略偏于安全。但是，美国钢筋混凝土学会CRSI手册认为由角桩荷载引起的承台角隅45°剪切破坏较之角桩冲切破坏更为不利，因此尚需验算距柱边h0承台角隅45°处的抗剪强度。 图31 内柱对承台冲切承台有效高度比较 图32 角桩对承台冲切承台有效高度比较 8．5．20 柱下桩基础独立承台应分别对柱边和桩边、变阶处和桩边联线形成的斜截面进行受剪计算。当柱边外有多排桩形成多个剪切斜截面时，尚应对每个斜截面进行验算。 【条文说明】 2002版规范的8.5.18条拆成了本规范的8.5.20条与8.5.21条 本条为强制性条文。桩基承台的柱边、变阶处等部位剪力较大，应进行斜截面抗剪承载力验算。 8．5．21 柱下桩基独立承台斜截面受剪承载力可按下列公式进行计算（图8.5.21）： （8.5.21-1） （8.5.21-2） 式中：V——扣除承台及其上填土自重后相应于作用的基本组合时的斜截面的最大剪力设计值（kN）； b0——承台计算截面处的计算宽度（m）。阶梯形承台变阶处的计算宽度、锥形承台 的计算宽度应按本规范附录U确定； h0——计算宽度处的承台有效高度（m）； (——剪切系数； βhs——受剪切承载力截面高度影响系数，按公式（8.2.9-2）计算； (——计算截面的剪跨比， 。ax、ay为柱边或承台变阶处至x、y方向计算一排桩的桩边的水平距离，当(<0.3时，取(=0.3；当(>3时，取(=3。 图8.5.21 承台斜截面受剪计算 【条文说明】 桩基承台的抗剪计算，在小剪跨比的条件下具有深梁的特征。关于深梁的抗剪问题，近年来我国已发表了一系列有关的抗剪强度试验报告以及抗剪承载力计算文章，尽管文章中给出的抗剪承载力的表达式不尽相同，但结果具有很好的一致性。本规范提出的剪切系数是通过分析和比较后确定的，它已能涵盖深梁、浅梁不同条件的受剪承载力。图33给出了一典型的九桩承台的柱边剪切所需的承台有效高度比较表，按本规范求得的柱边剪切所需的承台有效高度与美国ACI 318规范求得的结果是相当接近的。 图33 柱边剪切承台有效高度比较 8．5．22 当承台的混凝土强度等级低于柱或桩的混凝土强度等级时，尚应验算柱下或桩上承台的局部受压承载力。 【条文说明】 本条为强制性条文。桩基承台与柱、桩交界处承受较大的竖向力，设计时应进行局部受压承载力计算。 8．5．23 承台之间的连接应符合下列要求： 1 单桩承台，宜在两个互相垂直的方向上设置联系梁； 2 两桩承台，宜在其短向设置联系梁； 3 有抗震要求的柱下独立承台，宜在两个主轴方向设置联系梁； 4 联系梁顶面宜与承台位于同一标高。联系梁的宽度不应小于250mm，梁的高度可取承台中心距的1/10~1/15，且不小于400mm； 5 联系梁的主筋应按计算要求确定。联系梁内上下纵向钢筋直径不应小于12mm且不应少于2根，并应按受拉要求锚入承台。 8．6 岩石锚杆基础 8．6．1 岩石锚杆基础适用于直接建在基岩上的柱基，以及承受拉力或水平力较大的建筑物基础。锚杆基础应与基岩连成整体，并应符合下列要求： 1 锚杆孔直径，宜取锚杆筋体直径的3倍，但不应小于一倍锚杆筋体直径加50mm。锚杆基础的构造要求，可按图8.6.1采用； 2 锚杆筋体插入上部结构的长度，应符合钢筋的锚固长度要求； 3 锚杆筋体宜采用热轧带肋钢筋，水泥砂浆强度不宜低于30MPa，细石混凝土强度不宜低于C30。灌浆前，应将锚杆孔清理干净。 图8.6.1 锚杆基础 d1——锚杆直径；l——锚杆的有效锚固长度；d——锚杆筋体直径 8．6．2 锚杆基础中单根锚杆所承受的拔力，应按下列公式验算： (8.6.2-1) Ntmax≤Rt (8.6.2-2) 式中：Fk——相应于作用的标准组合时，作用在基础顶面上的竖向力（kN）； Gk——基础自重及其上的土自重（kN）； Mxk、Myk——按作用的标准组合计算作用在基础底面形心的力矩值（kN·m）； xi、yi——第i根锚杆至基础底面形心的y、x轴线的距离（m）； Nti——相应于作用的标准组合时，第i根锚杆所承受的拔力值（kN）； Rt——单根锚杆抗拔承载力特征值（kN）。 8．6．3 对设计等级为甲级的建筑物，单根锚杆抗拔承载力特征值Rt应通过现场试验确定；对于其它建筑物应符合下式规定： Rt≤0.8πd1lf (8.6.3) 式中：f——砂浆与岩石间的粘结强度特征值（kPa），可按本规范表6.8.6选用。 9 基 坑 工 程 9.1 一般规定 9.1.1岩、土质场地建、构筑物的基坑开挖与支护，包括桩式和墙式支护、岩层或土层锚杆以及采用逆作法施工的基坑工程应符合本章的规定。 【条文说明】 基坑支护结构是在建筑物地下工程建造时为确保土方开挖，控制周边环境影响在允许范围内的一种施工措施。设计中通常有二种情况，一种情况是在大多数基坑工程中，基坑支护结构是属于地下 工程施工 建筑工程施工承包1园林工程施工准备消防工程安全技术交底水电安装文明施工建筑工程施工成本控制 过程中作为一种临时性结构设置的，地下工程施工完成后，即失去作用，其工程有效使用期一般不超过二年。另一种情况是基坑支护结构在地下工程施工期间起支护作用，在建筑物建成后的正常使用期间，作为建筑物的永久性构件继续使用，此类支护结构的设计计算，还应满足永久结构的设计使用要求。 基坑支护结构的类型很多，本章所介绍的桩、墙式支护结构的设计计算较为成熟，施工经验丰富，适应性强，是较为安全可靠的支护型式。其他支护型式例如水泥土墙，土钉墙等以及其它复合使用的支护结构，在工程实践中应用，应根据地区经验设计施工。 9.1.2 基坑支护设计应确保岩土开挖、地下结构施工的安全，并应确保周围环境不受损害。 【条文说明】基坑支护结构的功能是为地下结构的施工创造条件、保证施工安全，并保证基坑周围环境得到应有的保护。图34列示了几种基坑周边典型的环境条件。基坑工程设计与施工时，应根据场地的地质条件及具体的环境条件，通过有效的工程措施，满足对周边环境的保护要求。 a)-基坑周边存在桩基础建筑物 (b)-基坑周边存在浅基础建筑物 (c)-坑底以下存在隧道 (d)-基坑旁边存在隧道 (e)-基坑周边存在地铁车站 (f)-基坑紧邻地下管线 图34 基坑周边典型的环境条件 1-建筑物；2-基坑；3-桩基；4-围护墙；5-浅基础建筑物；6-隧道；7-地铁车站；8-地下管线 9.1.3 基坑工程设计应包括下列内容： 1 支护结构体系的方案和技术经济比较； 2 基坑支护体系的稳定性验算； 3 支护结构的强度、稳定和变形计算； 4 地下水控制设计； 5 对周边环境影响的控制设计； 6 基坑土方开挖方案； 7 基坑工程的监测要求。 【条文说明】 本条为强制性条文。本条规定了基坑支护结构设计的基本原则，为确保基坑支护结构设计的安全，在进行基坑支护结构设计时必须严格执行。 基坑支护结构设计应从稳定、强度和变形等三个方面满足设计要求： 1 稳定：指基坑周围土体的稳定性，即不发生土体的滑动破坏，因渗流造成流砂、流土、管涌以及支护结构、支撑体系的失稳。 2 强度：支护结构，包括支撑体系或锚杆结构的强度应满足构件强度和稳定设计的要求。 3 变形：因基坑开挖造成的地层移动及地下水位变化引起的地面变形，不得超过基坑周围建筑物、地下设施的变形允许值，不得影响基坑工程基桩的安全或地下结构的施工。 基坑工程施工过程中的监测应包括对支护结构和对周边环境的监测，并提出各项监测要求的报警值。随基坑开挖，通过对支护结构桩、墙及其支撑系统的内力、变形的测试，掌握其工作性能和状态。通过对影响区域内的建筑物、地下管线的变形监测，了解基坑降水和开挖过程中对其影响的程度，做出在施工过程中基坑安全性的评价。 本条文为基坑工程设计的基本要求，应严格执行。 9.1.4 基坑工程设计安全等级、结构设计使用年限、结构重要性系数，应根据基坑工程的设计、施工及使用条件按有关规范的规定采用。 【条文说明】基坑支护结构设计时，应规定支护结构的设计使用年限。基坑工程的施工条件一般均比较复杂，且易受环境及气象因素影响，施工周期宜短不宜长。支护结构设计的有效期一般不宜超过二年。 基坑工程设计时，应根据支护结构破坏可能产生后果的严重性，确定支护结构的安全等级。基坑工程的事故和破坏，通常受设计、施工、现场管理及地下水控制条件等多种因素影响。其中对于不按设计要求施工及管理水平不高等因素，应由相应的有效措施加以控制，对支护结构设计的安全等级，可按表20的规定确定。 表20 基坑支护结构的安全等级 安全等级 破坏后果 适用范围 一级 很严重 有特殊安全要求的支护结构 二级 严重 重要的支护结构 三级 不严重 一般的支护结构 基坑支护结构施工或使用期间可能遇到设计时无法预测的不利荷载条件，所以基坑支护结构设计采用的结构重要性系数的取值不宜小于1.0。 9.1.5 基坑支护结构设计应符合下列规定： 1 所有支护结构设计均应满足强度和变形计算以及土体稳定性验算的要求； 2 设计等级为甲级、乙级的基坑工程，应进行因土方开挖、降水引起的基坑内外土体的变形计算； 3 高地下水位地区设计等级为甲级的基坑工程，应按本规范第9.9节的规定进行地下水控制的专项设计。 【条文说明】 不同设计等级基坑工程设计原则的区别主要体现在变形控制及地下水控制设计要求。对设计等级为甲级的基坑变形计算除基坑支护结构的变形外，尚应进行基坑周边地面沉降以及周边被保护对象的变形计算。对场地水文地质条件复杂、设计等级甲级的基坑应作地下水控制的专项设计，主要目的是要在充分掌握场地地下水规律基础上，减少因地下水处理不当对周边建（构）筑物以及地下管线的损坏。 9.1.6 基坑工程设计采用的土的强度指标，应符合下列规定： 1 对淤泥及淤泥质土，应采用三轴不固结不排水剪强度指标； 2 对正常固结的饱和粘性土应采用在土的有效自重应力下预固结的三轴不固结不排水剪强度指标；当施工挖土速度较慢，排水条件好，土体有条件固结时，可采用三轴固结不排水剪强度指标； 3 对砂类土，采用有效强度指标； 4 验算软粘土隆起稳定性时，可采用十字板剪切强度或三轴不固结不排水剪强度指标； 5 灵敏度较高的土，基坑临近有交通频繁的主干道或其他对土的扰动源时，计算采用土的强度指标宜适当进行折减； 6 应考虑打桩、地基处理的挤土效应等施工扰动原因造成对土强度指标降低的不利影响。 【条文说明】 基坑工程设计时，对土的强度指标的选用，主要应根据现场土体的排水条件及固结条件确定。 三轴试验受力明确，又可控制排水条件，因此，在基坑工程中确定土的强度指标时规定应采用三轴剪切试验方法。 软粘土灵敏度高，受扰动后强度下降明显。这种粘土矿物颗粒在一定条件下从凝聚状态迅速过渡到胶溶状态的现象，称为“触变现象”。深厚软粘土中的基坑，在扰动源作用下，随着基坑变形的发展，灵敏粘土强度降低的现象是不可忽视的。 9.1.7 因支护结构变形、岩土开挖及地下水条件变化引起的基坑内外土体变形应符合下列规定： 1 不得影响地下结构尺寸、形状和正常施工； 2 不得影响既有桩基的正常使用； 3 对周围已有建、构筑物引起的地基变形不得超过地基变形允许值； 4 不得影响周边地下建、构筑物、地下轨道交通设施及管线的正常使用。 【条文说明】 基坑设计时对变形的控制主要考虑因土方开挖和降水引起的对基坑周边环境的影响。基坑施工不可避免地会对周边建（构）筑物等产生附加沉降和水平位移，设计时应控制建（构）筑物等地基的总变形值（原有变形加附加变形）不得超过地基的允许变形值。 土方开挖使坑内土体产生隆起变形和侧移，严重时将使坑内工程桩偏位、开裂甚至断裂。设计时应明确对土方开挖过程的要求，保证对工程桩的正常使用。 9.1.8 基坑工程设计应具备以下资料： 1 岩土工程勘察报告； 2 建筑物总平面图、用地红线图； 3 建筑物地下结构设计资料，以及桩基础或地基处理设计资料； 4 基坑环境调查报告，包括基坑周边建、构筑物、地下管线、地下设施及地下交通工程等的相关资料。 9.1.9 基坑土方开挖应严格按设计要求进行，不得超挖。基坑周边堆载不得超过设计规定。土方开挖完成后应立即施工垫层，对基坑进行封闭，防止水浸和暴露，并应及时进行地下结构施工。 【条文说明】 本条为强制性条文。基坑开挖是大面积的卸载过程，将引起基坑周边土体应力场变化及地面沉降。降雨或施工用水渗入土体会降低土体的强度和增加侧压力，饱和粘性土随着基坑暴露时间延长和经扰动，坑底土强度逐渐降低，从而降低支护体系的安全度。基底暴露后应及时铺筑混凝土垫层，这对保护坑底土不受施工扰动、延缓应力松弛具有重要的作用，特别是雨季施工中作用更为明显。 基坑周边荷载，会增加墙后土体的侧向压力，增大滑动力矩，降低支护体系的安全度。施工过程中，不得随意在基坑周围堆土，形成超过设计要求的地面超载。 9.2 基坑工程勘察与环境调查 9.2.1 基坑工程勘察宜在开挖边界外开挖深度的1倍~2倍范围内布置勘探点。勘察深度应满足基坑支护稳定性验算、降水或止水帷幕设计的要求。当基坑开挖边界外无法布置勘察点时，应通过调查取得相关资料。 【条文说明】 拟建建筑物的详细勘察，大多数是沿建筑物外轮廓布置勘探工作，往往使基坑工程的设计和施工依据的地质资料不足。本条要求勘察及勘探范围应超出建筑物轮廓线，一般取基坑周围相当基坑深度的2倍，当有特殊情况时，尚需扩大范围。勘探点的深度一般不应小于基坑深度的2倍。 9.2.2 应查明场区水文地质资料及与降水有关的参数，并应包括下列内容： 1 地下水的类型、地下水位高程及变化幅度； 2 各含水层的水力联系、补给、径流条件及土层的渗透系数； 3 分析流砂、管涌产生的可能性； 4 提出施工降水或隔水措施以及评估地下水位变化对场区环境造成的影响。 【条文说明】基坑工程设计时，对土的强度指标有较高要求，在勘察手段上，要求钻探取样与原位测试并重，综合确定提供设计计算用的强度指标。 9.2.3 当场地水文地质条件复杂，应进行现场抽水试验，并进行水文地质勘察。 【条文说明】 基坑工程的水文地质勘察，应查明场地地下水类型、潜水、承压水的埋置分布特点，明确含水层及相对隔水层的成因及动态变化特征。通过室内及现场水文地质实验，提供各土层的水平向与垂直向的渗透系数。对于需进行地下水控制专项设计的基坑工程，应对场地含水层及地下水分布情况进行现场抽水试验，计算含水层水文地质参数。 抽水试验的目的： 1 评价含水层的富水性，确定含水层组单井涌水量，了解含水层组水位状况，测定承压水头； 2 获取含水层组的水文地质参数； 3 确定抽水试验影响范围。 抽水试验的成果资料应包括：在成井过程中，井管长度、成井井管、滤水管排列情况、洗井情况等的详细记录；绘制各抽水井及观测井的S-t曲线、S-lgt曲线，恢复水位S-lgt曲线以及各组抽水试验的Q-s关系曲线和q-s关系曲线。确定土层的渗透系数，影响半径，单位涌水量等参数。 9.2.4 严寒地区的大型越冬基坑应评价各土层的冻胀性。并应对特殊土受开挖、震动影响以及失水、浸水影响引起的土的特性参数变化进行评估。 【条文说明】 越冬基坑受土的冻胀影响评价需要土的相关参数，特殊性土也需其相关设计参数。 9.2.5 岩体基坑工程勘察除查明基坑周围的岩层分布、风化程度、岩石破碎情况和各岩层物理力学性质外，还应查明岩体主要结构面的类型、产状、延展情况、闭合程度、填充情况、力学性质等，特别是外倾结构面的抗剪强度以及地下水情况，并评估岩体滑动、岩块崩塌的可能性。 9.2.6 需对基坑工程周边进行环境调查时，调查的范围和内容应符合下列规定： 1 应调查基坑周边2倍开挖深度范围内建、构筑物及设施的状况，当附近有轨道交通设施、隧道、防汛墙等重要建、构筑物及设施时，或降水深度较大时应扩大调查范围； 2 环境调查应包括下列内容： 1）建、构筑物的结构形式、材料强度、基础形式与埋深、沉降与倾斜及保护要求等； 2）地下交通工程、管线设施等的平面位置、埋深、结构形式、材料强度、断面尺寸、运营情况及保护要求等。 【条文说明】 国外关于基坑围护墙后地表的沉降形状（Peck，1969；Clough，1990；Hsieh和Ou，1998等）及上海地区的工程实测资料表明，墙后地表沉降的的主要影响区域为2倍基坑开挖深度，而在2～4倍开挖深度范围内为次影响区域，即地表沉降由较小值衰减到可以忽略不计。因此本条规定，一般情况下环境调查的范围为2倍开挖深度。但当有重要的建（构）筑物如历代优秀建筑、有精密仪器与设备的厂房、其它采用天然地基或短桩基础的重要建筑物、轨道交通设施、隧道、防汛墙、共同沟、原水管、自来水总管、煤气总管等重要建（构）筑物或设施位于2～4倍开挖深度范围内时，为了能全面掌握基坑可能对周围环境产生的影响，也应对这些环境情况做调查。环境调查一般包括如下内容： 1 对于建筑物应查明其用途、平面位置、层数、结构形式、材料强度、基础形式与埋深、历史沿革及现状、荷载、沉降、倾斜、裂缝情况、有关竣工资料（如平面图、立面图和剖面图等）及保护要求等；对历代优秀建筑，一般建造年代较远，保护要求较高，原设计图纸等资料也可能不齐全，有时需要通过专门的房屋结构质量检测与鉴定，对结构的安全性做出综合评价，以进一步确定其抵抗变形的能力。 2 对于隧道、防汛墙、共同沟等构筑物应查明其平面位置、埋深、材料类型、断面尺寸、受力情况及保护要求等。 3 对于管线应查明其平面位置、直径、材料类型、埋深、接头形式、压力、输送的物质（油、气、水等）、建造年代及保护要求等，当无相关资料时可进行必要的地下管线探测工作。 4 环境调查的目的是明确环境的保护要求，从而得到其变形的控制标准，并为基坑工程的环境影响分析提供依据。 9.3 土压力与水压力 9.3.1 支护结构的作用效应包括下列各项： 1 土压力； 2 静水压力、渗流压力； 3 基坑开挖影响范围以内的建、构筑物荷载、地面超载、施工荷载及邻近场地施工的影响； 4 温度变化及冻胀对支护结构产生的内力和变形； 5 临水支护结构尚应考虑波浪作用和水流退落时的渗流力； 6 作为永久结构使用时建筑物的相关荷载作用； 7 基坑周边主干道交通运输产生的荷载作用。 9.3.2 主动土压力、被动土压力可采用库仑或朗肯土压力理论计算。当对支护结构水平位移有严格限制时，应采用静止土压力计算。 【条文说明】 自然状态下的土体内水平向有效应力，可认为与静止土压力相等。土体侧向变形会改变其水平应力状态。最终的水平应力，随着变形的大小和方向可呈现出两种极限状态（主动极限平衡状态和被动极限平衡状态），支护结构处于主动极限平衡状态时，受主动土压力作用，是侧向土压力的最小值。 按荷载的标准组合计算土压力时，土的容重取平均值，土的强度指标取标准值。 库仑土压理论和朗肯土压理论是工程中常用的两种经典土压理论，无论用库仑或朗肯理论计算土压力，由于其理论的假设与实际工作情况有一定的出入，只能看作是近似的方法，与实测数据有一定差异。一些试验结果证明，库仑土压力理论在计算主动土压力时，与实际较为接近。在计算被动土压力时，其计算结果与实际相比，往往偏大。 静止土压力系数（ ）值随土体密实度、固结程度的增加而增加，当土层处于超压密状态时， 值的增大尤为显著。静止土压力系数（ ）宜通过试验测定。当无试验条件时，对正常固结土也可按表21估算。 表21 静止土压力系数 土类 坚硬土 硬-可塑粘性土、粉质粘土、砂土 可-软塑粘性土 软塑粘性土 流塑粘性土 0.2~0.4 0.4~0.5 0.5~0.6 0.6~0.75 0.75~0.8 对于位移要求严格的支护结构，在设计中宜按静止土压力作为侧向土压力。 9.3.3 作用于支护结构的土压力和水压力，对砂性土宜按水土分算计算；对粘性土宜按水土合算计算；也可按地区经验确定。 【条文说明】 高地下水位地区土压力计算时，常涉及水土分算与水土合算两种算法。水土分算采用浮重度计算土的竖向有效应力，如果采用有效应力强度理论，水土分算当然是合理的。但当支护结构内外土体中存在渗流现象和超静孔隙水压力时，特别是在粘性土层中，孔隙压力场的计算是比较复杂的。这时采用半经验的总应力强度理论可能更简便。本规范对饱和粘性土的土压力计算，推荐总应力强度理论水土合算法。 在基坑工程场地范围内，当会出现存在多个含水土层及相对隔水层的情况，各含水层的水头也常存在差异，从区域水文地质条件分析，也存在层间越流补给的条件。计算作用在支护结构上的侧向水压力时，可将含水层的水头近似按潜水位水头进行计算。 9.3.4 基坑工程采用止水帷幕并插入坑底下部相对不透水层时，基坑内外的水压力，可按静水压力计算。 9.3.5 当按变形控制原则设计支护结构时，作用在支护结构的计算土压力可按支护结构与土体的相互作用原理确定，也可按地区经验确定。 【条文说明】 作用在支护结构上的土压力及其分布规律取决于支护体的刚度及侧向位移条件。 刚性支护结构的土压力分布可由经典的库仑和朗肯土压力理论计算得到，实测结果表明，只要支护结构的顶部的位移不小于其底部的位移，土压力沿垂直方向分布可按三角形计算。但是，如果支护结构底部位移大于顶部位移，土压力将沿高度呈曲线分布，此时，土压力的合力较上述典型条件要大10%~15%，在设计中应予注意。 相对柔性的支护结构的位移及土压力分布情况比较复杂，设计时应根据具体情况分析，选择适当的土压力值，有条件时土压力值应采用现场实测、反演分析等方法总结地区经验，使设计更加符合实际情况。 � EMBED Equation.DSMT4 ��� M A C D B c 1 2 0 /2 c 0 2 1 /2 � EMBED Equation.DSMT4 ��� � EMBED Equation.DSMT4 ��� 1 2 3 3 � EMBED AutoCAD.Drawing.16 ��� � EMBED AutoCAD.Drawing.16 ��� � EMBED AutoCAD.Drawing.16 ��� 1 49 _1290932143.unknown _1290944971.unknown _1290945807.unknown _1316806097.unknown _1337518395.unknown _1360565792.dwg _1360755427.dwg _1360565885.dwg _1351776398.unknown _1336638181.unknown _1336638811.unknown _1329636484.unknown _1329636627.unknown _1325314084.unknown _1290945863.unknown _1303999877.unknown _1290945844.unknown _1290945779.unknown _1290945100.unknown _1290945500.unknown _1290932388.unknown _1290944950.unknown _1290944961.unknown _1290944891.unknown _1290944903.unknown _1290932729.unknown _1290932204.unknown _1290932311.unknown _1290932187.unknown _1290929091.unknown _1290929423.unknown _1290929566.unknown _1290932077.unknown _1290929530.unknown _1290929252.unknown _1290929342.unknown _1290929413.unknown _1290929164.unknown _1290929228.unknown _1037446137.unknown _1061620068.unknown _1290928257.unknown _1290928931.unknown _1290929032.unknown _1290928512.unknown _1189773399.unknown _1279651624.unknown _1069220868.unknown _1051079844.unknown _1054706538.unknown _1061620043.unknown _1052300190.unknown _1054535973.unknown _1051079883.unknown _1049572613.unknown _1049572662.unknown _1049572686.unknown _1049572733.unknown _1049572677.unknown _1049572654.unknown _1049572588.unknown _1049572603.unknown _1049571759.unknown _1016021318.unknown _1021294743.unknown _1037432748.unknown _1037446085.unknown _1036996100.unknown _1016021547.unknown _1017843131.unknown _1016021917.unknown _1016021467.unknown _1001933193.unknown _1016021222.unknown _1001910048.unknown _1001916241.unknown _1001933120.unknown _1001913055.unknown _1001909944.unknown