海上风电机组地基基础设计规程

海上 风电机组地基基础设计规程 天津大学 建筑工程学院 2010-1-28 1 前 言 本规程以挪威船级社海上风电机组结构设计标准（ DNV OS J101）为主要参考范本， 同时参考了 海上固定平台规划、设计和建造的推荐作法 荷栽抗力系数设计法（ SY/T10009 2002）和 港口工程桩基规范 （ TJT254 98） 的相关内容 ， 并纳入 了 天津大学建筑工程学院相关学科多年的科研成果 ， 采用 了 基于可靠度设计理论的荷载抗力系数设计法 。 为便于应用本规程 对主要涉及的三种基础型式： 单桩基础 、 高承台 群 桩 基础以及 筒型基础 分别给出了设计算 例。 1 目 录 1 总则 . 1 1.1 一般规定 . 1 1.2 土 质调查 . 2 1.3 地基土特性 . 2 1.4 循环荷载效应 . 3 1.5 土与结构物的相互作用 . 3 1.6 混凝土结构的耐久性 . 3 说明 . 4 2 单桩基础 . 5 2.1 一般规定 . 5 2.2 桩的设计 . 5 2.3 桩的轴向承载力 . 6 2.4 桩的轴向抗拔力 . 9 2.5 桩的轴向性能 . 9 2.6 轴向荷载桩的土反力 . 10 2.7 侧向荷载桩的土反力 . 12 2.8 桩壁厚度 . 17 说明 . 20 算例 . 24 3 高桩承台群桩基础 . 25 3.1 一般规定 . 25 3.2 软弱下卧层承载力 . 26 3.3 负摩阻力 . 27 3.4 抗拔计算 . 28 3.5 水平承载力 . 29 3.6 沉降 . 31 3.7 承台设计 . 32 3.8 构造要求 . 38 说明 . 41 算例 . 42 4 预应力钢筋混凝土筒形基础 . 43 说明 . 43 算例 . 43 1 1 总则 1.1 一般规定 1.1.1 本章 主要介绍了桩基础、重力型基础和海底稳定的要求。 1.1.2 没有在 标准中详细说明的基础类型应该特别考虑。 1.1.3 基础设计应该基于特定的位置（地理）信息，详见 第 3章 （ 第三章 场地条件） 。 1.1.4 基础岩土工程设计应考虑基础结构和地基土的强度和变形。 这部分状态要求为 ： 地基土 基础结构上的地基土响应 土体和结构之间的相互作用 对于相关的钢和（或）混凝土基础结构自身的要求在 第七章到第九 章 （第七章钢结构设计，第八章海上混凝土结构设计细 则，第九章灌浆连接的设计与施工） 给出。 1.1.5 基础破坏模式定义为基础达到任意一种极限状态。破坏模式的形式如下 ： 承载力破坏 （基础）滑动 倾覆 桩被拔出 桩产生大的沉降或位移 1.1.6 在 第 二 章 （第二章设计准则） 中给出的极限状态分类的定义对基础设计也是有效的，除了把由循环荷载作用引起的破坏视为极限承载力状态，也可选择作为偶然极限承载力状态，使用部分荷载和材料系数来定义这些极限状态的分类。荷载系数在这种情况下可以应用于设计荷载历史中所有的循环荷载。比 第 五 章（第五章荷载和抗力系数 ） 的描述低的荷载系数也可以使用，如果总体安全系数经证明能达到可以接受的极限。 1.1.7 荷载系数用于不同的极限状态分类的相关设计在 第 五 章 （第五章荷载和抗力系数） 中给出。 1.1.8 材料系数被用来规定 这一章 中相关的设计部分，特征土体强度应该与 条目1.3一致。 1.1.9 材料系数可以按照下列情况用于土体抗剪强度： 对于有效应力分析，特征摩擦角的正切值应按材料系数 m来划分 2 对于总应力分析，特征不排水抗剪强度应按材料系数 m来划分 对于轴向桩荷载的土体抗力，材料系数应按照 C107（第十章 基础设 计 C桩基础C106条目 ） 中所描述的应用于特征抗力。 对于 侧向 桩荷载的土体抗力，材料系数应按照 C106（第十章 基础设计 C桩基础C107条目 ） 中所描述的应用于特征抗力。 1.1.10 对于重力型基础，结构重力引起的土体附加应力所产生的沉降应该被考虑。关系到风电机组的支撑结构的允许倾斜，不均匀沉降的危害应该被考虑。 对具有重力型基础的结构来说，由结构自重造成的土中应力增加而产生的沉降应该考虑。应该考虑风轮机支撑结构的承受不均匀沉降的能力。 1.1.11 设计原则和基础设计解决实例更详细的说明已在 DNV分类说明 30.4（不知道是哪） 中给出。 1.2 土质调查 1.2.1 土质调查为详细设计建立了必要的土体数据基础，其要求在 第 三 章 （第三章场地条件） 中给出。 1.3 地基土特性 1.3.1 对于所有重要的土层，土体的特征强度和变形特性应当被确定。 1.3.2 土体特性的特征值还应考虑基于土体体积评估的土体变异性情况，这决定着所考虑的极限状态。 1.3.3 室内试验和现场试验的结果应该同相关的实践和经验记录进行评估和修正。这些评估和修正应该加以证明。在这个过程中，应该尽可能的给出极限状态问题中试验测量的土体 特性和控制现场土体行为的土体特性之间的差别。这些差别主要源于： 由于土体取样和试样没有重现现场应力历史造成的土体扰动 出现裂缝 试验和极限状态之间不同的加载速率 对特定复杂荷载历史，室内试验只能简化替代 土体各向异性所导致的结果主要取决于试验类型 1.3.4 安装活动对土体特性造成的可能影响应该被考虑。 1.3.5 土体特性的特征值应该谨慎估计，因为它影响着极限状态的发生，选择最坏值的可能性是比较低的。 1.3.6 极限状态可能涉及大体积土体，它由关于体积的土体特性空间平均值来决 3 定 。特征值的选择应该满足涉及土体体积试验的数量和质量。还应特别关注狭窄土体区域决定的极限状态。 1.3.7 土体特性的特征值应该选择较低值，其小于最可能值，或者后期取值增大，这取决于待求的最坏的极限状态。 1.4 循环荷载效应 1.4.1 循环荷载对土体特性的影响在相关的基础设计中应该被考虑。 1.4.2 循环剪应力导致孔隙压力逐渐增加，循环荷载中孔隙压力的建立和伴随增长及永久剪应变会使土体的抗剪强度降低。这些影响应该被考虑，当特征抗剪强度的评估用在应用极限状态分类中的设计时。 1.4.3 在正常使用 极限承载力状态设计中，循环荷载对土体剪切模量的影响应根据动态运动、沉降和永久（长期） 侧向 位移的计算进行相关修正， 见 D500（第十章基础设计 D重力式基础 D 500 用于动力分析的土体模型） 。 1.4.4 波浪和海风作用力对土体性状的影响应该对单个风暴或几个连续的风暴在相关地点进行调研。 1.4.5 在地震活动地区，结构 -基础系统应该满足地震荷载，循环荷载对土体特性的恶化效应应该根据地理位置条件和相关设计的考虑被评估。 见 500（第十章基础设计 D重力式基础 D 500 用于动力分析的土体模型） 。 1.5 土 与 结构物的相互作用 1.5.1 结构荷载效应的评估应该基于土体和结构系统的整体分析。分析应该基于关于土体和结构单元的刚度和阻尼的实际假定。 1.5.2 相关相邻结构的影响也应该被考虑。 1.5.3 地震振动引起结构响应分析，结构基础的有效地基动力特征应该被确定。这一确定应该基于自由区域和局部区域土体条件的地基运动特征，使用识别方法对土体和结构的相互作用进行分析。 1.6 混凝土结构的耐久性 4 说明 1.3.2 土体变异性一般是土体体积中土体特性从一点到另一点的变化。当涉及小体积土体时，以完全变异性 来计算局部土体特性是必须的。当涉及大体积土体时，就会发生土体特性波动的空间平均值效应在整个土体体积中从一点到另一点。因此，计算应基于土体特性的空间平均值，当土体体积充分大时，最终的计算结果将会和土体特性的均值相一致。 1.3.7 应该使用相关的统计方法，当使用这些方法时，局部土体特性的特征值应该被推导，使得控制极限状态发生的最坏值概率不高于 5%。 对于通过统计方法选取土体特性特征值的方法，参考 DNV-RP-C207（不知道是哪） 5 2 单桩基础 2.1 一般规定 2.1.1 对于单桩基础的岩土设计，应该 考虑承载力极限状态和正常使用极限状态。 2.1.2 对于承载力极限状态的设计，土体强度使用设计土体强度值，定义的特征土体强度值由指定的材料参数所划分。荷载使用设计荷载值，每个设计荷载都被定义为由相关指定的荷载参数决定的特征荷载。这些荷载代表这极限荷载条件。两种情况被考虑： 轴向荷载 侧向 荷载和弯矩荷载组合 2.1.3 对于承载力极限状态中的轴向荷载，足够的轴向桩承载能力被确定。 2.1.4 对于极限承载力状态中 侧向 荷载和弯矩荷载的组合，足够的桩承载力来承担这些荷载需要被确定。桩的承载力由桩的 侧 向 承载力来实现。足够的桩承载力验算应当满足以下两个要求： （ 1）理论设计的桩 侧向 总承载力，应由沿桩长的设计 侧向 抗力进行矢量积分来建立，不应小于作用在桩顶的 侧向 荷载。 （ 2）桩顶的 侧向 位移不应该超过一些规定限制。 侧向 位移应该通过 侧向 荷载和弯矩荷载组合设计值及土抗力和土刚度的特征值来计算。 需要通过计算设计 侧向 荷载、弯矩与各种土体的抵抗值和土体硬度后才能得到。 要求（ 1）是常规设计准则，是基于土体的完全塑性化。要求（ 2）是必要的附加要求，因为沿桩长附近一些点的局部区域 侧向 土抗力不能被动员，在这些地方，桩 侧向 挠度 的方向是相反的，即这些区域的土体不能完全塑性化，不管桩顶的 侧向 挠度有多大。 2.1.5 对于正常使用极限状态设计，特征土体强度值被用作土体强度值。特征荷载被用作荷载。这些荷载长期作用将引起土体永久变形，从而导致桩基础永久变形，例如，桩顶的永久累积倾斜。对于这些目的，循环荷载作用的土体的行为需要以如下方式表示，土体永久累积变形由正常使用极限状态荷载历史建立的荷载幅值循环次数的函数进行适当计算。 2.1.6 对于正常使用极限状态设计，需要确保变形偏差不超标。变形偏差涉及到永久变形。 2.2 桩的设计 2.2.1 确定一个桩基础的尺寸时，应考虑以下各项：桩的直径、入土深度、壁厚、 6 桩尖形式、间距、数目、几何特性、位置、泥面约束、材料强度、安装方法和其他需要适当考虑的参数。 2.2.2 多种不同的分析过程可以用来确定基础的要求。所用的过程至少应恰当地模拟土壤的非线性响应特性，保证结构和桩 -土系统之间的荷载 -位移协调。 2.2.3 应该在单个桩和整个基础系统的所有危险位置，如桩顶、反弯点和泥面等处校核其变位和转角。变位和转角不能超过使用极限值，以免结构物失去它的设计功能。 2.2.4 基础的承载能力 1. 桩的强度 ：桩的强度应采用 D.3（ API 第 D 章圆柱形构件的设计 D.3 联合荷载作用下的圆柱形构件） 给出的校核钢管强度的公式，按轴向和弯曲荷载联合作用条件进行验证。桩在校核部位的内力，应根据藕合的结构与土非线性基础模型由乘系数的荷载计算。当通常由土壤形成的横向约束不足或不存在时，应须按G.9.2（ API 第 G 章 基础 设计 G.9 群桩效应 G.9.2 轴向特性） 的规定校核桩的柱状屈曲效应。 2. 桩的轴向抗力：轴向桩能力应满足以下条件： DPEDE QP （ 2.2.4-1） DPODO QP （ 2.2.4-2） 式中： QD 为按 G.4 和 G.5 确定的桩的轴向极限能力； PDE（或 PDO）为用线性结构和非线性基础耦合模型，使用乘系数的荷载确定的极端（或操作）环境下的桩的轴向荷载； PE 为极端环境下桩的扰力系数（ 8.0PE ）；O P为操作环境下桩的扰力系数（ 7.0O P）。 2.2.5 海底冲刷对桩的侧向和轴向性能及承载力都会产生影响。冲刷预测是一种不确定的技术。对沉积物运动的研究可能会对确定冲刷的设计标准有所帮助，但现场经验是最好的方法。设计标准的不确定性可通过较大强度储备的设计或按需要采用检测和修复的操作对策来解决。 典型的修补措施见注释 G94 和 G95（ API中 没找到） ，冲刷设计标准一般包括局部和整体冲刷。 2.3 桩的轴向承载力 2.3.1 桩的轴向阻力由两部分组成 桩侧摩阻力 桩端承载力 对于分层土（ N 层）中的桩，其承载力 R 可表示 为： Ni TTSiSiTS AqAfRRR 1 （ 2.3.1） 式中：Sif为第 i 层土中沿桩身的平均单位侧摩阻力；SiA为第 i 层土中桩的侧面积； Tq 为桩端单位承载力； TA 为桩端总面积。 7 2.3.2 对于粘性土中的桩，平均单位侧摩阻力Sf可按下式计算： （ 1） 总应力法 ，即 方，如下 uSi cf 其中： 0.1/210.1/2104000pspspspsuuuu当当 （ 2.3.2-1） 式中：uc为土的不排水剪强度； 0p为相应点的有效上覆土压力。 （ 2） 有效应力法，即 法，如下 0pfSi （ 2.3.2-2） 式中： 值取 0.100.25 之间，建议用来计算桩长超过 15m的桩。 （ 3） 半经验 法，其中土被划分为一层，平均侧摩阻力按下式计算： )2( 0 ummS cpf （ 2.3.2-3） 式中： 0mp为桩顶至桩尖平均有效上覆土压力；umc为桩身周围土的平均不排水剪强度； 为无量纲系数，其由桩长决定（如图 2.3.2） 。因此，由该方法，桩的总侧摩阻力变为SSS AfR ，其中SA为桩身侧面积。 图 2.3.2 系数 和桩长关系曲线 桩长（ m） 8 对于柔性长桩，可能在桩端承载力充分发挥之前，在接近海床位置已经发生桩土间的破坏。这是由于桩的柔性和桩与土之间沿桩长的位移差造成的。由于长度效应 ，其在软土中的静承载力将会小于刚性桩的， 对于轴向承载柔性桩的变形和应力分析，可以将桩模拟成数个连续柱单元，由单元间节点上的非线性弹簧支撑。非线性弹簧由 t-z 曲线表示，从而展现桩与土之间的荷载 -位移关系。 应力 t 为桩单位面积侧摩阻力， z 为侧摩阻力充分发挥时的轴向桩土间位移。 2.3.3 对于非粘性土中的桩，平均单位侧摩阻力Sf可按下式计算： 10 tan fKpf S （ 2.3.3-1） 式中： K 为横向地基 压力系数，对于开口桩，取 K=0.8，对于闭口桩，取 K=1.0；0p 为有效上覆土压力； 为土与桩壁之间的摩擦角（如表 2.3.3）； 1 f 为极限单位侧摩阻力，可采用表 2.3.3 中的值。 非粘性土中阻塞桩单位桩端承载力可按下式计算： 10 qpNq qp （ 2.3.3-2） 式中：qN为支撑系数，可以由表 2.3.3 得到； 1q 为极限桩端承载力，可采用表2.3.3 中的值。 粘性土中的单位桩端承载力可按下式计算： ucp cNq （ 2.3.3-3） 式中： 9cN；uc为桩尖土不排水剪强度。 表 2.3.3 非粘性土中轴向承载桩的设计参数 密度 土的类别 （） f1 （ kPa） Nq q1 （ MPa） 很松 松 中松 砂 砂质粉土 2） 粉土 15 48 5 1.9 松 中等 密实 砂 砂质粉土 2） 粉土 20 67 12 2.9 中等 密实 砂 砂质粉土 2） 25 81 20 4.8 密实 很密实 砂 砂质粉土 2） 30 96 40 9.6 密实 很密实 砾石 砂 35 115 50 12.0 1）本表给出的设计参数仅作为指导。如果通过诸如现场圆锥试验、高质量土样 9 的强度试验、模型试验或打桩性能取得详细资料，则其他值也许是合理的。 2） 砂质粉土是那些含有大量砂粒和粉粒的土，它的强度一般随砂粒含量的增加而增加，随粉粒含量的增加而降低。 2.3.4 岩层中灌注桩的侧摩阻力和端部承载力 （该不该加 这段，为了与 2.4.1 最后一句对应 ） 岩层中，位于喷射孔或钻孔中的灌注桩，其单位表面摩擦力不应超过岩石或灌浆的三轴抗剪强度，并且通常要比由于安装引起的抗剪强度降低后的数值小得多。例如，干燥的密实页岩在喷射或钻孔时遇水，其强度将大幅度降低，孔侧壁会形成一层再也恢复不到岩石强度的水化泥或粘土。这种桩的极限值可取为H.4.3 推荐的钢桩同灌浆之间的极限 固结强度。 岩层的桩端承载力应根据其三轴剪切强度和基于可靠的盐土工程实践的适用的承载力系数来确定，并不得超过 9.6MPa。 2.4 桩的轴向抗拔 力 2.4.1 桩的极限轴向抗拔能力可能等于或小于，但不得大于桩的总侧摩阻力 Rs。在确定桩的极限抗拔力时，应考虑包括静水浮力和土塞重量在内的桩有效重量。对于粘土， fs 值应与 2.3.2 规定的值相同。对于非粘性土， fs 值应根据 2.3.3 规定值计算。 对于 岩层 ， fs 值应与 2.3.4 的规定值相同。 2.5 桩的轴向性能 2.5.1 桩的轴向位移应在可接受的工作极 限范围内，并且这些位移必须和结构的受力和运动相协调。桩的响应受荷载方向、荷载类型、加载速度、加载顺序、安装技术 :、土类型、桩的轴向刚度和其它一些因素的影响， 见 说明 2.5.1。 2.5.2 对非常规的荷载状况或对桩的人土深度有限制时，应详细考虑周期性荷载效应。环境荷载，如风暴波浪和地震引起的周期性荷载（包括惯性荷载）对桩的轴向静力性能可能有两种相互抵消的作用。周期性荷载可以造成暂时或永久性的承载力降低和（或）累积变形。迅速加载可以增加桩的承载力和（或）桩的刚度，非常缓慢地加载也可能造成桩的承载力和（或）桩的 刚度的降低。周期性荷载的综合影响是下列各项综合效应的函数，即作用在桩上的荷载大小、循环次数、加载速率、桩的结构特性、土类型以及桩设计时所取的安全系数。 桩的设计人土深度应足以发挥桩的有效能力，以承受 2.2.4 所讨沦的设计静力和周期性荷载。通过桩 -土系统承受静力和周期性荷载的桩的响应分析，可以验证桩的设计人土深度，进行分析的方法见对 本条的 说明 。桩 -土的抗力和位移 t-z、Q-z 特性 见 2.6。 2.5.3 对桩进行响应分析时，当确切考虑上述影响时，应把设计静力和周期性荷载加在桩的顶部并确定桩的抗力 -位移特征，在 设计加载完成之后，就可以确定桩的最大抗力和位移。桩的变形要符合结构使用性能的要求。在设计荷载下得出 10 的桩的总抗力都应满足 2.2.4 的要求。 2.6 轴向荷载桩的土反力 2.6.1 桩基础的设计应能够承受轴向静力和循环荷载，土的轴向抗力是由轴向的桩 -土粘结或荷载沿桩侧面的传递和桩端的承载力组合而成的。在任一深度动员的桩 -土的剪力传递和桩的局部位移的图形关系可以用 t-z 曲线来表示。同样，可动员的端部承载力和端部的轴向位移可用 Q-z 曲线来表示。 2.6.2 t-z 曲线可以依据起始点和达到最大轴向载荷maxt所对应的点之间的非线性关系产生，如下式： m a xm a xm a x001ln ttttrttrzGRtzffIF 当 （ 2.6.2-1） 式中： R 为桩的半径；0G为初始剪切模量； IFz 为无量纲影响区域，定义为桩周围影响区域半径与 R 的比值；fr为曲线拟合参数。当位移 z 超过maxt所对应的位移后，轴向载荷 t 与位移 z 为 线性关系并降低，最终达到剩余轴向载荷rest。对于超过此点的位移，轴向载荷将保持为常数。图 2.6.2 给出了依据此方法得到的一个 t-z 曲线示例。最大轴向载荷可以依据上面给出的单位侧摩阻力的计算方法得到。 11 图 2.6.2 由模型产生的 t-z 曲线示例 对于粘土，生成 t-z 曲线的初始剪切模量可由下式得到： ucG 26000 （ 2.6.2-2） 然而， Eide 和 Andersen（ 1984）建议按下式计算： 11 7 06 0 00 O C RccG uu （ 2.6.2-3） 式中：uc为粘土不排水抗剪强度； OCR 为超固结率。 对于砂土，生成 t-z 曲线的初始剪切模量可由下式得到： )1(20 vmG va （ 2.6.2-4） 其中 tan1000m 式中：a为参考压力，取值 100kPa；v为垂直有效应力； v 为土的泊松比； 为土的内摩擦角。 2.6.3 桩端承载力或桩尖荷载性能应该按 2.3.2 和 2.3.3 所述方法确定。然而，只有较大的桩尖位移才能动员全部的端部承载力，桩尖位移需达到直径的 10%，才能完全动员粘土和砂土中的端部承载力。在没有明确的标准时，对砂土和粘土，建议都采用下列曲线： z/D Q/Qp 0.002 0.25 0.013 0.50 0.042 0.75 0.073 0.90 0.1 1.00 z 桩尖轴向位移 （ mm） ； D 桩的直径 （ mm） ； Q 可动员的桩端承载力 （ kN） ； Qp 根据 2.3 计算的所有桩端承载力 （ kN） ； 推荐曲线如 图 2.6.3 所示。 12 图 2.6.3 桩尖荷载 -位移（ Q-z）曲线 2.7 侧向荷载桩的土反力 2.7.1 水平荷载作用下桩的分析方法大部分都是基于 p-y 曲线。 p-y 曲线给出了桩发生的水平向偏斜距离 y 与桩周围土对桩的抗力积分值 p 的关系。桩被模拟成数个连续梁 -柱单元，由单元间节点上的非线性弹簧支撑。非线 性支撑弹簧的特性由每个节点的 p-y 曲线得到，如图 3。 对于任意外加荷载作用在桩顶时，沿桩长上任意一点桩的位移和应力解可由如下微分方程得到： 0)(2244 qypdx ydQdx ydEI A （ 2.7.1-1） 且 LA QdxdyQdx ydEI 33 （ 2.7.1-2） 和 Mdx ydEI 22 （ 2.7.1-3） 式中： x 为沿桩轴的位置； y 为桩的水平向位移； EI 为桩的抗弯刚度； AQ 为作用在桩上的轴向荷载； LQ 为作用在桩上的水平荷载； p（ y） 为土的水平向响应； q为沿桩长的分布荷载； M 为作用在桩上的弯矩，上述都表示 x 位置上的值 13 图 3 桩模拟成梁 -柱时节点处的 p-y 曲线 2.7.2 有限差分法通常是获得桩的微分方程解的最可行办法。许多商业计算机程序可以获得这一结果。这些程序通常可以得到桩 端承受不同的轴向荷载、水平荷载和弯矩荷载组合下桩应力和位移的完全解。 前面提到依据 t-z 曲线得到沿桩逐渐传递的轴向荷载也包括在内。一些程序不但可以用来分析单桩，而且还可以用来分析群桩，包括可能的桩 -土 -桩相互作用和连接桩顶的合理上部结构，或为刚性承台，或为有限刚度结构。 对于 p-y 曲线的建立，应当考虑土的类型，荷载的类型，和由于沉桩和冲刷的影响造成土的重塑。下面给出一种建立 p-y 曲线的推荐方法。 对于水平桩挠度 y 处，桩单位长度的水平土抗力表示为 p。单位长度的极限水平土抗力表示为 pu。这是当桩发生水平偏移时， p 可以达到的最大值。 2.7.3 对于粘土中的桩，极限水平土抗力推荐按下式计算： RRuuuu XX XXDcXJcDXcp 当当 09)3( （ 2.7.3-1） 式中： X 为土表面以下深度； RX 为极限水平土抗力转折点深度， 小于XJcDXc uu )3( 超过 Dcu9 所得到的值； D 为桩的直径； uc 为土的不排水抗剪强度； 为土的有效单位容重； J 为无量纲经验常数，其值取 0.250.50 之间，对于正常固结软粘土建议取 0.50。 对于静荷载， p-y 曲线可以根据下式得到： 14 ccucuyyyypyypp 88)(23/1当当 （ 2.7.3-2） 对于循环荷载，并且当RXX ， p-y 曲线可以根据下式得到： ccucuyyyypyypp 3372.0)(2 3/1当当 （ 2.7.3-3） 对于循环荷载，并且当 RXX ， p-y 曲线可以根据下式得到： ccccRuccRucuyyyyyyyXXpyyyXXpyypp15153372.0)123)1(1(72.0)(23/1当当当 （ 2.7.3-2） 式中： Dycc 5.2； D 为桩的直径；c为原状土不排水压缩试验中最大应力一半处所对应的应变， 更详细资料参考分类注释 30.4（没找到） 。 2.7.4 对于非粘性土中的桩，极限水平土抗力推荐按下式计算： RRu XXXXXDCXDCXCp 当当 0)(321 （ 2.7.4-1） 式中：系数 1C 、 2C 和3C与内摩擦角 有关，可由图 2.7.4-1 得到； X 为土表面以下深度； RX 为极限水平土抗力转折点深度， 小于 XDCXC 21 )( 超过 XDC 3 所得到的值； D 为桩的直接； 为土的单位浮容重。 15 2.7.4-1 系数 1C 、 2C 和3C与内摩擦角 的关系曲线 p-y 曲线可以根据下式得到： )tan h ( yApkXAppuu 式中： k 为地基反力初始模量，与内摩擦角 有关，如图 2.7.4-2； A 为考虑静荷载或循环荷载条件的系数，由下式可得： 对于静荷载对于循环荷载 9.0)8.03(9.0DXA （ 2.7.4-2） 更详细资料参考 分类注释 30.4（没找到） 。 16 图 2.7.4-2 地基反力初始模量 k 与内摩擦角 的关系曲线 2.7.5 推荐的非线性 p-y 曲线主要用来分析在承载能力极限状态内桩的水平向承载力。 2.7.6 必须谨慎对待推荐的非线性 p-y 曲线用在其他状况，而不是评估在承载能力极限状态内桩的水平向承载力。包括如下状况，但不仅限于此，桩的正常使用极限状态分析，桩的疲劳分析， 在以边界条件来分析桩土系统的支撑结构时，确定代表桩土系统刚度 的等效弹簧刚度，一般情况下， p-y 曲线的初始斜率可能会受到影响。 2.7.7 必须谨慎对待推荐的非线性 p-y 曲线被直接应用在规定的固定形式内，或依据曲线离散化进行分段线性拟合被应用。 2.7.8 对于粘土推荐的 p-y 曲线被定义为三阶多项式，因此它们有无限大初始斜率，即荷载 -位移管线曲线的初始刚度为无限大。实际是不可能的，然而该曲线一直有效的用在它的主要目的上，即评估在承载能力极限状态内桩的水平向承载力。但是，粘土中推荐的固定形式 p-y 曲线不能直接用在初始刚度问题情况，如确定桩顶等效刚度问题。 2.7.9 当粘土 p-y 曲线被用在曲线初始斜率问题时，该曲线需要以分段直线在离 17 散点间进行离散和逼近。离散化必须按下面方法进行，即曲线上原点以外第一个离散点的位置，应使正确的初始斜率结果出现在分段线性表示的 p-y 曲线中。 2.7.10 除非数据指出了其他情况，否则 p-y 曲线的初始斜率按下式计算： 25.0)( c uDpk （ 2.7.10） 式中： 为经验系数；c为原状土不 排水静三轴压缩试验中最大主应力一半处所对应的竖向应变。对于正常固结粘土，推荐 10 ；对于超固结粘土，推荐 30 。 2.7.11 原点以外第一个离散点位置的选择应使粘土中分段线性拟合的 p-y 曲线得到一个正确的初始斜率。第一离散点位置可以确定在相对位移 y/yc=0.1 及 纵坐标值 p/pu=0.23 处。 2.7.12 砂土中推荐的固定形式的 p-y 曲线有有限初始斜率，因此为有限初始刚度。任何时候这些曲线的离散拟合都需要绘制通过这一离散 点的分段线性曲线，因此，为了得到初始斜率的正确表示，一个 p-y 曲线原点附近非常精准的离散点来是很重要的。 2.7.13 任何时候使用 p-y 曲线建立的等效桩顶刚度被应用在边界条件中来分析由桩土系统支撑的结构时，建议对 p-y 曲线初始斜率的变化和不同假设的影响进行深入研究。 2.8 桩壁厚度 2.8.1 桩的壁厚可沿长度方向变化，并可根据以下各段所讨论的几种荷载条件之一或各种要求来控制特定点的壁厚。在安装图或技术规格书中，设计者应说明打桩过程中可能使用的桩锤。 2.8.2 由乘系数的外荷载造成的桩的内荷载 ，应根据本文 D.2（ API 第 D 章 圆柱形构件的设计 D.2 拉伸、压缩、弯曲、剪切或静水压力作用下的圆柱形构件） 允许的条件进行校核。应采用考虑了结构和土对桩提供约束的合理分析来校核未受土侧向约束的桩段的内荷载。除非由于土的剪切强度极低，计算的侧向位移很大或一些其它原因使得桩被确认失去横向支撑，否则一般情况下不必考虑泥面以下桩段的柱状屈曲。 2.8.3 桩在泥面附近和其它部位的壁厚，通常取决于平台的乘系数的荷载产生的轴向力和弯矩的联合作用。可根据 2.7 确定的土抗力来计算桩的弯矩曲线，并应适当考虑因冲刷而形成的土的 运动。在泥面或其附近，由于周期性荷载引起较大的侧向变形（例如，超过 G.8.3（ API 第 G 章 G.8.3 软粘土的 p-y 曲线，我们上面没说，这句可以不要？） 中对软粘土规定的 yc 值）时，应考虑减小或忽略该地 18 段的土 桩的附着力。 2.8.4 对每一放置桩锤（桩顶、钻机等）的桩段或隔水套管，都应根据放置此设备的荷载进行校核。这些荷载可能使接桩的最大长度受到限制，尤其是斜向打桩或钻孔沉桩。最常遇到的必须承受的作用力包括静弯矩，轴向荷载和桩锤初始安置时产生的侧向荷载。 经验表明，如果按下述方法计算静承载力，就能较好地防止 由于上述荷载引起的管壁损坏： 1. 将伸出的接桩段作为底端固定的自立桩来考虑，并且具有适当的有效长度系数 K（例如，对倾斜的桩为 2.3，对近似垂直的隔水套管为 2.4）。 2. 在计算弯矩和轴向力时，应采用桩锤、桩帽和导架的全部乘系数的重量，其作用力通过组合质量的中心（ 3.1D 或 5.1L ，取决于对每项重量的掌握程度）。以及接桩段的乘系数的重量（ 3.1D ），并且适当考虑斜度和质量中心的偏心度。应把近似 垂直的接桩段看成具有初始的或实际上微小的不垂直度或至少2%斜度的悬臂梁来确定设计弯矩。还应确定的次生弯矩是 P 弯矩的和。它是由接桩段（看成具有一端固定的悬臂梁）顶部和中部的确定的或一阶侧向变形及其相应的乘系数的重量荷载的分力造成的。 3. 不应超出下述梁 柱抗力验算公式： 0.1)/1( MPF fFfbnbbcncc （ 2.8.4） 式中： P 为 由乘系数的重力荷载产生的一阶 P 弯矩， N m，而cf，cnF，bf，bnF， M，c和b由 D.2.2（ API 第 D 章 圆柱形构件的设计 D.2.2 轴向压缩和 D.2.3（ API 第 D 章 圆柱形构件的设计 D.2.3 弯曲） 定义。 2.8.5 在打桩期间自立桩段内产生的应力也应给予考虑。由桩锤冲击造成的应力（ 动应力 ） 和由轴向力与弯曲引起的应力 （ 静应力 ） 的合成，不应 超过钢材最小的屈服强度。 应当采用波动理论的分析方法来确定应力的大小 （见 G.2.1）（ API 第 G 章 G. G.2.1打入桩） ，通常假设打桩时的动载部分不会使桩发生柱状屈曲。没有乘系数的动应力不应超过屈服强度力的 80 %90%，这取决于具体的条件，诸如沿桩长向下的最大应力的位置、锤击次数、原先的桩一锤组合的经验和对分析的可信程度。当较大的打桩应力传递给结构时，应对它进行单独的考虑，并且要避免造成附属构件的破坏。 打桩时的静应力应由计算点以上的桩段的重量加上在锤击过程中由桩实际承受的桩锤分力，包括由此产生的弯曲 应力。对所有的静载，应取 1.6 的系数，应该根据 D.2（ API 第 D 章 圆柱形构件的设计 D.2 拉伸、压缩、弯曲、剪切或静水压力作用下的圆柱形构件） 和 D.3（ API 第 D 章 圆柱形构件的设计 D.3 联合荷载作用下的圆柱形构件） 来校核桩的强度。 19 2.8.6 桩在全长范围内的 D/t 比应足够小以防止当应力未达到桩材料屈服强度时发生局部屈曲。应考虑桩在安装和使用期间出现的不同荷载情况。应将 D.2 D.2（ API 第 D 章 圆柱形构件的设计 D.2 拉伸、压缩、弯曲、剪切或静水压力作用下的圆柱形构件） 规定的限度考虑作为使用期和下述安装情况 下的最低要求，即预计能正常打桩或不用打桩方法进行沉桩的情况。对于打入桩，如果预计打桩较困难时（用最大型打桩锤，每英尺需 250 击，每米 820 击），则桩的最小壁厚应不小于： t=6.35+D/100 （ t， D 单位为 mm） （ 2.8.6） t=0.25+D/100 （ t， D 单位为 m） 式中： t 为壁厚； D 为直径。 对于常用规格的桩，其最小壁厚如表 2.8.6 所列。 表 2.8.6 最小管壁厚度 桩直径 D 正常壁厚 t mm mm 610 13 762 14 914 16 1067 17 1219 19 1524 22 1829 25 2134 28 2438 31 2743 34 3048 37 当 D /t 较小，且预计打桩遇到坚硬地层时，如果以往的经验或详细的分析表明在打桩时不致使其破坏，那么可以放宽上述要求。 2.8.7 对于在泥面处具有加厚段的桩，应考虑增加泥面附近厚壁段的长度，以确保桩在达不到设计深度时，在该处不发生超应力现象。在设计中，欠打允许值应根据桩所能达到贯人深度的不确定性程度来定。在某些场合超打允许值应该类似地按照在预计的深度处没有遇到 期望的承重层的方法来确定。 2.8.8 桩靴的作用就是为了帮助桩通过坚硬地层或减小打桩阻力，以达到较深的人土深度。对不同的情况应采用不同的考虑。如果采用内桩靴穿过坚硬地层，则应保证在桩端上的正常和加厚段折点处不产生不可接受的高的打桩应力，并且要确保桩靴不会使土塞的承载力低于设计中的假定值。由于外桩靴会造成它上面桩表面摩擦力的降低，一般情况下，不使用外桩靴。 2.8.9 所有的桩顶设计应当与安装承包商协商以确保与建议的安装方法和设备相协调。 20 说明 2.1.3 桩顶被定义为沿桩与海床同水平的位置。足够的 轴向桩承载力可以通过检查桩顶的设计轴向荷载没有超过设计轴向抗力来确定，包括桩侧的设计单位侧摩阻力，加上可能的桩尖阻力。 对于粘土，单位侧摩阻力为不排水抗剪强度的函数。对于砂土，单位侧摩阻力为相对密度的函数。以上两种情况，单位侧摩阻力由 API RP2A和 DNV分级说明的NO.30.4中规定的决定。 循环荷载作用对桩的轴向承载力的影响应该在设计中被考虑。主要对象是决定抗剪强度的衰减，即单位侧摩阻力的衰减，沿桩身的给出适当的荷载强度。 循环荷载对于粘土、胶结石灰质土和细粒非粘性土（粉土）中的桩的影响是显著的，然而 对于中粒到粗粒的非粘性土的影响不是很显著。 2.1.4 抵抗 侧向 荷载与弯矩荷载组合的足够桩承载力可以通过所谓的单桩分析来确定，分析中桩分为数个结构单元，由节点连接，在这些节点处由根据 p-y和 t-z曲线得来土体弹簧支撑。 侧向 荷载和倾覆弯矩作用在桩顶。同时作用在桩顶的轴向力也需要包括在内，因为他们会贡献弯矩，当土体 侧向 抗力充分动员时，即二阶弯矩效应。 目录 F中为循环荷载条件制定的 p-y曲线可以用来分析 侧向 支撑。 目录 F中的 p-y曲线的计算公式自动说明 侧向 抗力的循环递减效应。 满足桩 侧向 承载力准则的同时也要满足 位移准则，可以与要求（ 2）比较。一个关于桩顶 侧向 挠度或桩顶相对水平轴旋转的准则将是实用的。当 侧向 土体抗力采用特别保守的假设时，要求（ 2）可以不考虑。 通过理论和单桩分析，通常不能充分确保桩顶的设计 侧向 荷载不超过设计总 侧向承载力。这是因为由土体 侧向 抗力沿桩长被动员产生的总桩 侧向 承载力发挥之前，过量（不可接受的）桩 侧向 位移将发生在桩顶。 当开展单桩分析时，建议注意单桩分析得到的桩顶 侧向 位移，确保它们不是很大。例如，通过桩长函数来预测桩顶位移，确保设计是在相应的位移 -长度关系曲线上。 同时也推荐确保对于 侧向 承载力 极限状态荷载下沿桩长的塑性化区域不是太广泛。 2.1.6 变形偏差通常在设计基础中给出，常常规定竖直面内桩顶最大允许旋转变形。桩顶通常被定义在海床面。变形偏差通常需要满足直观要求和风力发动机的运行要求。因此变形偏差通常由风轮机制造商阐明。 通常，安装偏差被规定满足完成单桩安装时桩顶的最大允许旋转要求。 另外，由于正常使用极限状态荷载贯穿整个单桩设计，因此其他的偏差通常被指定了上限，来满足桩顶的累积永久旋转。累积永久旋转需要满足由循环波浪和风荷载的非零均值引起的永久累积土体变形所导致的偏差。 在某些情况下， 安装偏差同总旋转偏差一起被规定为安装和永久累积变形。这些通常表示为桩顶旋转和倾斜的要求，桩顶的位置被定义为沿桩与海床同水平处。例如，如果在海床处总的旋转偏差规定为 0.5，安装偏差规定为 0.25，那么在海床处的永久累积旋转偏差的限制就是 0.25。 21 2.5.1 参考资料 G11 给出了一个确定桩轴向性能分析方法，这种方法使用桩的轴向剪切传递与桩局部变形（ t-Z）曲线来模拟沿桩侧面的土所提供的轴向支撑。另外一个（ Q-Z）曲线用来模拟桩端承载力与桩端变形的响应， G.7 中给出了 t-Z和 Q-Z 曲线的绘制方法。 在一些条件下，如呈现出应变软化特性的土和（或）当桩在轴向上较柔时，桩实际的轴向承载力可能比由公式（ G.4 1）给出的要小。在这些情况下，一定要确实考虑它们对极端轴向承载力的影响。应注意其它因素，如风暴波浪条件下加载速率引起轴向承载能力增加与上述影响的抵消作用。更详细的资料见 G.6.2 和参考资料 G90。 2.5.2 桩的轴向动力响应 2.5.2.1 概述 桩的轴向承载力就是桩最大的轴向荷载抗力，而桩的性能是业主对桩使用的具体要求（如桩头变形）。桩的轴向承载力和性能取决于许多因素（如土的类型、桩的特性、安装的方 法和加载特性），并应在设计中考虑这些因素。本推荐涉及了循环荷载特性对桩轴向承载力和桩性能的影响。 2.5.2.2 荷载 作用在桩轴向上的荷载是由涉及操作、结构和环境因素（ 参考资料 G39）等引起的。重力荷载是长期存在的荷载 .通常作为静荷载。关于重力荷载更详细的定义参照 C.2。 环境荷载包括风、波浪和流、地震以及浮冰，这些荷载具有较低或较高频率的动力分量。荷载施加的速率和持续时间的测量单位为秒。风暴和冰荷载可能具有数千个周期，而地震只能产生数十个周期（ 参考资料 G39）。 2.5.2.3 静态承载力 对大多数由桩支撑的海上固定式平台，经验证明，确定足够的插桩深度取决于对静态承载力的估算、静态极限设计荷载和通常采用的工作强度设计（ WSD）的安全系数，而此安全系数部分地考虑了循环荷载效应（ 参考资料 G40） 。用于设计桩抗力系数的 LRFID 规定就是根据这些安全系数来标定的。 2.5.2.4 循环荷载效应 与长期的、静态的荷载相比，循环荷载对桩的轴向承载力和刚度具有下列重要响： 由于循环荷载而造成承载力和刚度的降低（ 参考资料 G41）； 不论加载方式是周期性或非周期性，由于高的加载速率造成承载力和刚度 的增加（ 参考资料 G42 ）。 对承载力的综合效应主要是受桩的特性（刚度、长度、直径、材料）、土特性（类型、应力特性、应变率和循环退化）和加载（循环荷载的数量和大小）的影响。 循环荷载也可能引起桩位移的累积和桩周围的土的硬化及加强或软化及减弱。滞回和幅射阻尼将荷载的能量消耗在土中（ 参考资料 G43 ），对地震来说，自由场地面运动（与桩和结构的存在无关），在土中能够产生严重的循环应变效应，这些效应将影响桩的承载力和刚度（ 参考资料 G44 和 G45）。 2.5.2.5 分析模型 已开发和使用了的许多不同的模型来确 定桩的轴向动力响应，这些模型可划 22 分为两大类： 1. 离散单元模型。桩周围的土作为 -系列非藕合的弹簧或单元，连接在桩和远场土（通常假定为刚性的）之间。这些单元的材料特性可从线弹性到非线性、滞回与速率有关而变化。土单元通常被认为是 t-Z（侧壁抗力 -位移）和 Q-Z（端部抗力 -位移）单元（ 参考资料 G45G48）可以串联或并联地施加在离散单元上。线性或非线性的阻尼器以模拟幅射阻尼和加载速率的效应（ 参考资料 G49 和G50 ）。桩也可以模拟成一系列的离散单元，即通过弹簧连接的刚性质量或模拟成连续的线性或非线性杆 。在这些模型中，材料的特性（土和桩）可以沿桩而变化。 2. 连续模型。桩周围的土模拟成与桩连续连接的统一实体、材料的特性可以包括分析工作者所能发现的一切实际合理的应力一应变规则。由于非线性和多项性的程度，模型可能相当复杂。另外，桩通常被模拟成一个线性或非线性的连续的棒。在这些模型中，材料的特性可以随方向而变化（ 参考资料 G51G53）。 关于边界条件、解的特性等，可以使用很多个的假定，因此，对于这两种方法中的任一种，都会导致无限的变化。 所建立的模型和所采用的相应方程一经确定，那么就 必须选择一个解决的方法。对一个简单的模型，可能用解析法，否则，就必须使用数值方法。在一些情况下，联合使用数值方法和解析法可能是很有益的。使用最多的数值方法是有限差分法和有限元法，两种方法对离散单元模型和连续单元模型都是适用的。离散单元和连续单元模型在某些情况下可以组合使用（ 参考资料 G39 和 G49），经典的有限元法已用于桩承受单一的轴向荷载时的特殊分析（ 参考资料 G51）。 由于实际原因，用数值法的离散单元模型被大量用于桩承受高强度的循环荷载条件。利用这些模型的结果研制关于桩变形的累积及桩在高强度循环荷 载下的承载力（ 参考资料 G47 和 G48） - 已证明，用解析方法（类似于用于机械振动的分析）解决弹性的连续模型问题，对估算等于或低于设计工作荷载（ 参考资料 G51 和 G52）的低强度、高频率的循环荷载是非常适用的。在高强度荷载作用下，材料特性可能是非线性的，但如果能用非线性、滞回效应的近似等价线性特性值，则仍然可使用连接模型的解析解（ 参考资料 G54）。 2.5.2.6 土特性 建立真实的分析模型来估算作用在桩上的循环荷载效应的关键部分是桩土相互作用的特征化。现场、实验室以及模型和原型桩荷载的高质量的试 验对测试这些特性是非常重要的。将桩的安装和桩的菏载状况合并到试验程序中，对建立桩土相互作用（土）的特性来说是很重要的。 现场实验（十字板剪切、圆锥贯人计、压力计，）能够对现场土的状态和应力 -应变特性（ 参考资料 G55）提供较深人的了解。可建立较高或较低幅度的应力 -应变特性。长期的（静力、蠕变）、短期的（动力、脉冲的）和循环（重复的）荷载有时在现场测试设备中也可以模拟。 实验室内对有代表性土样的测试允许对应力 -应变条件的模拟和估算有一个较大的范围（ 参考资料 G56），可以通过修正土样来模拟桩的安装 效应（重塑和重新固结来估算现场的应力）。为了模拟现场荷载条件，土样可以承受不同的边界条件（三轴、直剪和界面剪切）和不同程度的持续和循环剪切时间历程。 对桩的原型和模型的测试，是进行循环荷载分析所采用的土特性的另外一个重要来源。模型桩可以安装有测量高度的仪器，并且在土和不同的荷载（ 参考资 23 料 G57 和 G58）中重复测试。在把模型实验的结果用于原型的分析时，要特别注意几何比例、时间比例和其它模拟效应。 从原型桩的荷载测试得出的数据对分析模型的标定（ 参考资料 G59G62）是很有用的。这样的测试，即使 没有安装测量高度的仪器，也能够为所采用的分析模型提供指导。这些测试还可以为验证土的特性和分析模型（ 参考资料 G39 , G48 , G49 和 G63， G64）结果的验证提供数据 :原型桩的荷载测试与现场和实验室的土测试以及真实的分析模型相结合，能够为实际估算桩对轴向动力荷载的响应提供一个重要的框架。 2.5.2.7 分析过程 用离散单元模型进行桩的动力轴向荷载响应分析的主要步骤汇总如下： 荷载： 桩头荷载应以它们的大小、持续时间和循环次数来表示，这既包括长期荷载，也包括短期循环荷载。通常，在 设计过程中选择所预期的设计静态和循环荷载。这些荷载应按 C.3 节 乘以荷载系数。 桩的特性： 必须规定桩的特性，包括直径、壁厚、刚度特性、重量和长度。这可能要求估计一与设计荷载相适应的初始入土深度，根据桩的荷载测试和土测试，用经验方法或准静力方法作这样的枯算。 土的特性： 不同的分析方法需要不同的土参数。对连续介质模型需要土的弹性特性（ E， G， v， D)。在离散单元模型中，应该确定沿桩长的抗力和位移关系（ t-Z）以及桩端的抗力和位移关系（ Q-z）现场和实验室的土测试，以及模型和原 型桩的荷载测试，能够为这些因素的确定提供依据。这些测试应至少包括桩的安装方法、加载和时间效应的影响。另外，进行这些实验应能够足以提供对于桩荷载特性效应的了解。最重要的是，土的特性必须适合所用的分析模型，并充分考虑这些方法的经验基础。 循环荷载分析 : 使用分析方法来确定桩承受设计静态荷载和循环荷载时的响应（荷载抗力和位移）特性。考虑到估算桩的荷载和桩土特性时的固有不确定性，应进行参数分析来估算桩对这些不确定性的敏感性。分析的结果应给出设计荷载下实际的桩的荷载抗力和累积位移的估计。另外，在模拟完 静态和循环设计荷载后，应对桩进行进一步分析，以确定它的储备承载能力和循环荷载后的抗力。 2.5.2.8 性能要求 这些分析的主要目的是确保桩和它的人土深度以满足结构的要求。 在常规的以静态能力为基础的设计中，桩的设计荷载（乘系数后的重力荷载加上循环荷载的最大幅度）是和乘系数的承载力进行比较的。桩的承载力是桩身和桩端抗力的组合 (G.4)。乘系数的荷载的定义见 C.3。为了反映荷载和桩抗力的不确定性，这种方法确保桩具有其在最大预计荷载以上仍有足够的余量。 应单独估计在明显的循环荷载作用下的桩 的性能。桩应具有一个承载力，使它能够在其设计荷载以外有足够的储备余量。另外，桩既不能下沉也不能被拔出，还不能产生引起结构一基础系统破坏的累积变形。 2.5.2.9 判定 直接模拟循环荷载显然会提高设计者对荷载特性相对重要性的理解。另一方面，在采用这个方法时应当非常小心，过去是隐含地考虑循环作用。在隐式基础 24 上制定和标定的设计方法，在采用显式算法的地方，可能需要彻底修正。 算例 25 3 高桩承台群桩基础 3.1 一般规定 3.1.1 高桩承台群桩 是支撑 高桩承台 或框架结构如三角架平台的桩基础。 对于 高桩承台群桩 的岩土工程设计，极限承载力状态和正常使用极限状态都应被考虑。 3.1.2 对于极限承载力状态的设计，土体强度使用设计土体强度值，定义的特征土体强度值由指定的材料参数所划分。荷载使用设计荷载值，每个设计荷载都被定义为由相关指定的荷载参数决定的特征荷载。这些荷载代表极限荷载条件。两种情况被考虑： 轴向荷载 水平荷载和弯矩荷载组合 3.1.3 对于轴向荷载，应该确定每根单桩在极限承载力状态下足够的轴向桩承载能力。对于水平荷载和弯矩荷载组合，应该确定每根单桩在极限承载力状态下抵抗这些荷载 的足够桩承载能力。 3.1.4 群桩效应应该被考虑 。 3.1.5 对于正常使用极限承载力状态设计， 土体强度使用设计土体强度值，荷载使用特征荷载值。荷载应该由在长时期内将引起土体永久变形，反过来导致桩基的永久变形的荷载替代。例如，支撑结构的永久累积倾斜。对于这一目的，循环荷载作用下土体行为需要以如下方式表示，土体的永久累积变形通过每次荷载峰的值循环次数的函数来计算，其应用正常使用极限承载力状态荷载历史。 3.1.6 对于正常使用极限承载力状态设计，应该确定变形允许值不被超过。 3.2 竖向承载力 3.2.1 按群桩设计的基桩，其单桩垂直极限承载力设计值除应按本节有关规定确定外，尚应考虑群桩效应影响： （ 1）高桩承台中的单桩垂直极限承载力应乘以群桩折减系数，折减系数可按3.2.2 条 采用； （ 2）高桩码头中的排架基桩，可不考虑群桩折减系数； （ 3）高桩码头起重机梁下的双桩，其间距一般小于 3 倍桩径，折减系数可取0.900.95，桩距小或入土深度大时取小值； （ 4）低桩承台中的单桩垂直极限承载力设计值可按有关规范确定。 26 3.2.2 高桩承台的桩基群桩折减系数可按下列公式计算： 1 1 （ 3.2.2-1） mn nmAnnAmmA )1)(1(4121 321 （ 3.2.2-2） dLSA ta n2 13 111 （ 3.2.2-3） dLSA ta n2 13 121 （ 3.2.2-4） dLSSA t a n213122211 （ 3.2.2-5） 式中： 为群桩折减系数； n 为高桩承台横向每排桩的桩数； m 为高桩承台纵向每排桩的桩数； L 为相邻桩的平均入土深度（ m）； 1 S 为纵向桩距，当桩距不等时，可取其平均值（ m）； 2 S 为横向桩距，计算方法与 1S 相同（ m）； 为土的固结快剪内摩擦角，对成层土，可取桩入土深度范围内 角的加权平均值（） ； d为桩径或桩宽（ m）。 式（ 3.2.2-3）至式（ 3.2.2-5）必须满足大于、等于零的条件，如其值小于零，则取零。 3.3 软弱 下卧层承载力 3.3.1 对于桩距不超过 6d 的群桩基础，桩端持力层下存在承载力低于桩端持力层1/3 的软弱下卧层时，可按式（ 3.3.1-1）、式（ 3.3.1-2）验算软弱下卧层的承载力（图 3.3.1）： azmz ftl )( （ 3.3.1-1） )t a n2)(t a n2()(2)(0000 tBtA lqBAGN is i kkkz （ 3.3.1-2） 27 图 3.3.1 软弱下卧层承载力验算 式中： z 为作用于软弱下卧层顶面的附加应力；m为软弱层顶面以上各土层重度（地下水位以下去浮重度）的厚度加权平均值； t 为硬持力层厚度；azf为软弱下卧层经深度修正的地基极限承载力特征值，深度修正系数取 1.0；00 BA、为桩群外缘矩形面积的长、短边长； 为桩端硬持力层压力扩散角，按表 3.3.1 取值。 表 3.3.1 桩端硬持力层扩散角 21 / ss EE 025.0 Bt 050.0 Bt 1 4 12 3 6 23 5 10 25 10 20 30 注 1：1sE、2sE为硬持力层、软弱下卧层的压缩模量。 注 2：当050.0 Bt 时， 降低取值；介于 0.25B0 和 0.50B0 之间，可内插取值。 3.4 负摩 阻力 28 3.4.1 符合下列条件之一的桩基，当桩周土层产生的沉降超过基桩的沉降时，在计算基桩承载力时应考虑桩侧负摩阻力。桩侧负摩阻力的计算应符合 JGJ 94 的规定。 1 桩穿越较厚松散填土、自重湿陷性土、欠固结土、液化土层进人相对较硬土层时。 2 桩周存在软弱土层，邻近桩侧地面承受局部较大的长期荷载或填土，或地面大面积堆载（ 包括填土）时。 3 由于降低地下水位，使桩周土中有效应力增大，并产生显著压缩沉降时。 3.5 抗拔 计算 3.5.1 承受拔力的桩基础，应同时验算群桩基础呈整体破坏和呈非整体破坏时基桩抗拔承载力，计算应符合极限状态计算式（ 3.5.1-1）、式（ 3.5.1-2）： gpgkik GTN 2 （ 3.5.1-1） pukik GTN 2 （ 3.5.1-2） 式中：ikN为荷载效应标准组合下，基桩拔力；gkT为群桩呈整体破坏时基桩的抗拔极限承载力标准值，根据 3.5.2 条确定；ukT为群桩呈非整体破坏时基桩的抗拔极限承载力标准值，根据 3.5.2 条确定；gpG为群桩基础所包围体积的桩土总自重除以总桩数，地下水位以下取浮重度；pG为基桩自重，地下水位以下取浮重度，对于扩底桩应按表 3.5.1 确定桩、 土柱体周长，计算桩、土自重。 表 3.5.1 扩底桩破坏表面周长 ui 自桩底起算的长度 li （ 410） d （ 410） d ui D d 注： li 对于软土取低值，对于卵石、砾石取高值； li 取值按内摩擦角增大而增加。 3.5.2 群桩基础及其基桩的抗拔极限承载力的确定应符合下列规定： 1 对于 1 级和 2 级桩基础，基桩的抗拔极限承载力应通过现场单桩上拔静载荷试验确定。单桩上拔静载荷试验及抗拔极限承载力标准值取值可按 JGJ 106 执行；对于群桩的抗拔极限承载力应按以下规定验算。 2 对于 3 级桩基础， 如无当地经验时，群桩基础及基桩的抗拔极限承载力取值可按下列规定计算： 1） 群桩呈非整体破坏时，基桩的抗拔极限承载力标准值可按式（ 3.5.2-1）计算： 29 iisikiuk luqT （ 3.5.2-1） 式中： ui 桩身周长，对于等直径桩取 u= d；对于扩底桩按表 3.5.1 取值； i 抗拔系数，按表 3.5.2 取值。 2） 群桩呈整体破坏时，基桩的抗拔极限承载力标准值可按式（ 3.5.2-2）计算： isikilgk lqunT 1 （ 3.5.2-2） 式中： ul 桩群外围周长。 表 3.5.2 抗拔系数 i 土类 i 值 砂土 0.500.70 粘性土、粉土 0.700.80 注：桩长 l 与桩径 d 之比小于 20 时， i 取小值。 3.6 水平 承载 力 3.6.1 群桩基础（不含水平力垂直于单排桩基纵向轴线和力矩较大的情况）的基桩水平承载力特征值应考虑由承台、桩群、土相互作用产生的群桩效应，可按式（ 3.6.1-1） -式（ 3.6.1-5）确定： hahh RR （ 3.6.1-1） lrih （ 3.6.1-2） 9.115.015.0)(2145.0015.0nnds Zuai （ 3.6.1-3） haccal Rnn hBmx21202 （ 3.6.1-4） EIvRx xhaa 30 （ 3.6.1-5） 式中：hR为 群桩中基桩水平承载力特征值；haR为单桩水平承载力特征值；h为群桩效应综合系数；i为桩的相互影响效应系数； r 为桩顶约束效应系数（桩顶嵌入承台长度 50100mm 时），按表 3.6.1 取值；l为承台侧向土抗力效应系数 30 （承台侧面回填土为松散状态时取 0r）； /dsa为沿水平荷载方向的距径比；21 nn、为沿水平荷载方向与垂直于水平荷载方向每排桩中的桩数； m 为承台侧面土水平抗力系数的比例系数，当无试验资料时可按 表 3.6.3 取值；ax0为桩顶（承台）的水平位移容许值，当以位移控制时，可取 mm100 ax（对水平位移敏感的结构物取 mm60 ax），当以桩身强度控制（低配筋率灌注桩）时 ，可近似按式（ 3.6.1-5）确定； cB为承台受侧向土抗力一边的计算宽度， 1 cc BB，cB为承台宽度；ch为承台高度。 表 3.6.1 桩顶约束效应系数 r 换算深度 h 2.4 2.6 2.8 3.0 3.5 4.0 位移控制 2.58 2.34 2.20 2.13 2.07 2.05 强度控制 1.44 1.57 1.71 1.82 2.00 2.07 注：5 0EImb， h 为桩的入土深度。 3.6.2 当作用于桩基上的外力主要为水平力时，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（ 计算方法和公式详见附录 L）。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，应计算土抗力的作用。当水平推力较大时，宜设置斜桩。 3.6.3 桩的水平变形系数和地基 土水平抗力系数可按下列规定确定： 1 桩的水平变形系数 （ 1/m）可按式（ 3.6.3）确定： 5 0EImb （ 3.6.3） 式中： m 为桩侧土水平抗力系数的比例系数； b0 为桩身的计算宽度，对圆形桩，当直径 d 1m时， b0=0.9(1.5d+0.5)，当直径 d1m时， b0=0.9(d+1)。 2 桩侧土水平抗力系数的比例系数 m，宜通过单桩水平静载试验确定，当无静载试验资料时，可按表 3.6.3 取值。 表 3.6.3 地基土水平抗力系数的比例系数 m 值 序号 地基土类别 预置桩 灌注桩 m （ MN/m4） 相应单桩在地面处水平m （ MN/m4） 相应单桩在地面处水平 31 位移（ mm） 位移（ mm） 1 淤泥、淤泥质土、饱和 湿陷性土 24.5 10 2.56 612 2 流塑（ IL1）、软塑（ 0.750.9粉土，松散粉细砂，松散、稍密填土 4.56 10 614 48 3 可塑（ 0.25 IL 0.75）状粘性土，湿陷性土，e=0.750.9 粉土， 中密填土，稍密细砂 610 10 1435 36 4 硬塑（ 0 IL 0.25）、坚硬（ IL 0）状粘性土，湿陷性土， e0.75 粉土，中密的中粗砂，密实老填土 1022 10 35100 25 5 中密、密实的砾砂、碎 石类土 100300 1.53 注 1：当桩顶水平位移大于表列数值或灌注桩配筋率较高（ 0.65%）时， m 值应适当降低；当预制桩的水平向位移小于 10mm 时， m 值可适当提高。 注 2： 当水平荷载为长期或经常出现的荷载时，应将表列数值乘以 0. 4 降低采用。 注 3： 当地基为 可液化土层时，应按 JGJ 94 规定执行。 3.7 沉降 3.7.1 对 5.0.2 条 规定的桩基础和摩擦型桩基础，应进行沉降验算。桩基的沉降不得超过基础的沉降允许值，并应符合 表 3.7.2 的要求。 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，按下列方法计算，计算应按附录 M进行： 1 实体深基础（桩距不大于 6d）。 2 其他方法，包括明德林应力公司方法。 3.7.2 地基变形允许值可按表 3.7.2 的规定采用。 表 3.7.2 地基变形允许值 轮毂高度 H（ m） 沉降允许值（ mm） 倾斜率允许值 tan 高压缩性粘性土 低、中压缩性粘性土、砂土 H60 300 100 0.006 60H 80 200 0.005 80100 100 0.003 32 注：倾斜率系指基础倾斜方向实际受压区域两边缘的沉降差与其距离的比值，按下式计算： sbss 21tan 式中： s1、 s2 为基础倾斜方向实际受压区域两边缘的最终沉降值； bs 为基础倾 斜方向实际受压区域的宽度。 3.8 承台设计 3.8.1 桩顶端的承台应采用钢筋混凝土重力式，并应满足抗冲切、抗剪切、抗弯承载力和上部结构的要求。 3.8.2 承台底面单桩竖向力设计值可按下列公式计算（图 3.8.2）： 图 3.8.2 桩基承台计算 1-墩身； 2-承台； 3-桩； 4-剪切破坏斜截面 22 i iydi ixddid x xMy yMnFN （ 3.8.2） 式中：idN为第 i 根桩的单桩竖向力设计值；dF为由承台底面以上的作用（或荷载）产生的竖向力组合设计值；ydxd MM 、为由承台底面以上的作用（或荷载） 33 绕通过桩群形心的 x 轴、 y 轴的弯矩组合设计值； n 为承台下面桩的总根数；ii yx、为第 i 排桩中心至 y 轴、 x 轴的距离。 3.8.3 当承台下面外排桩中心距墩台身边缘大于承台高度时，其正截面（垂直于x 轴和 y 轴的竖向截面）抗弯承载力可作为悬臂梁按本规范 第 5.2.2 条 “梁式体系”进行计算。 1 承台截面计算宽度 1） 当桩中距不大于三 倍桩边长或桩直径时，取承台全宽； 2） 当桩中距大于三倍桩边长或桩直径时 )1(32 nDab s （ 3.8.3-1） 式中：sb为承台截面计算宽度； a 为平行于计算截面的边桩中心距承台边缘距离；D 为桩边长或桩直径； n 为平行于计算截面的桩的根数。 2 承台计算截面弯矩设计值应按下列公式计算（本规范图 3.8.2）： ciidxcd yNM （ 3.8.3-2） ciidycd xNM （ 3.8.3-3） 式中：xcdM、ycdM为计算截面外侧各排桩竖向力产生的绕 x 轴和 y 轴在计算截面处的弯矩组合设计值；idN为计算截面外侧第 i 排桩的竖向力设计值，取该排桩根数乘以该排桩中最大单桩竖向力设计值；cix、yix为垂直于 y 轴和 x 轴方向，自第 i 排桩中心线至计算截面的距离。 3.8.4 当外排桩中心距墩台身边缘等于或小于承台高度时，承台短悬臂可按“撑杆 -系杆体系”计算撑杆的抗压承载力和系杆的抗拉承载力（图 3.8.4）。 1 撑杆抗压承载力可按下列规定计算： scdsid ftbD ,0 （ 3.8.4-1） kcukcuscd fff,1, 48.030443.1 （ 3.8.4-2） iss idEAT 21 co t)0 0 2.0( （ 3.8.4-3） iai hbt c o ss in （ 3.8.4-4） dsha 6 （ 3.8.4-5） 式中：idD一撑杆压力设计值，包括111 sin/ dd ND , 222 sin/ dd ND ，其中dN1 34 和dN2分别为承台悬臂下面“ 1”排桩和“ 2”排 桩内该排桩的根数乘以该排桩中最大单桩竖向力设计值，单桩竖向力按本规范公式（ 3.8.2）计算；按公式（ 3.8.4-1）计算撑杆抗压承载力时，式中idD取dD1和dD2两者较大者；scdf ,为撑杆混凝土轴心抗压强度设计值； t 为撑杆计算高度；为撑杆计算宽度，sb为按本规范第 3.7.3条有关正截面抗弯承载力计算时对计算宽 度的规定； b 为桩的支撑宽度，方形截面桩取截面边长，圆形截面桩取直径的 0.8 倍；kcuf ,为边长为 150mm 的混凝土立方体抗压强度标准值；idT为与撑杆相应的系杆拉力设计值，包括111 tan/ dd NT , 222 tan/ dd NT ；sA为在撑杆计算宽度sb （系杆计算宽度）范内系杆钢筋截面面积； s 为系杆钢筋 的顶层钢筋中心至承台底的距离； d 为系杆钢筋直径，当采用不同直径的钢筋时， d 取加权平均值；i为撑杆压力线与系杆拉力线的夹角，包括1011 tan xa h ，2012 tan xa h ，其中0h为承台有效高度； a 为撑杆压力线在承台顶面的作用点至墩台边缘的距离，取015.0 ha ； 1x和 2x 为桩中心至墩台边缘的距离。 a）“撑杆 -系杆”力系 b）撑杆计算高度 图 3.8.4 承台按“撑杆 -系杆体系”计算 1-墩台身； 2-承台； 3-桩； 4 系杆钢筋 2 系杆抗拉承载力可按下列规定计算： ssdid AfT 0 （ 3.8.4-6） 式中：idT为系杆拉力设计值，见本条第 1 款，取dT1与dT2两者较大者；sdf为系 35 杆钢筋抗拉强度设计值；sA见本条第 1 款。 在垂直于系杆的承台全宽内，系杆钢筋应按本规范 第 3.9.8 条 第 2 款布置。在系杆计算宽度sb，内的钢筋截面面积应符合本规范 第 9.1.12 条 规定的受弯构件受拉钢筋最小配筋百分率。 3.8.5 承台的斜截面抗剪承载力计算应符合下列规定（见本规范图 3.8.2）： 0,40)6.02(109.0 hbmfPVskcud （ kN） （ 3.8.5） 式中：dV为由承台悬臂下面桩的竖向力设计值产生的计算斜截面以外各排桩最大剪力设计值（ kN）的总和 ；每排桩的竖向力设计值，取其中一根最大值乘以该排桩的根数；kcuf ,为边长为 150mm 的混凝土立方体抗压强度标准值（ MPa）； P为斜截面内纵向受拉钢筋的配筋百分率， 100P ，0/ bhAs，当 P2.5 时，取 P=2.5，其中sA为承台截面计算宽度（见本规范第 3.8.3 条）内纵向受拉钢筋截面面积； m 为剪跨比，0/ ham xi或0/ ham yi，当 m0.5 时，取 m=0.5，其中xia和yia分别为沿 x 轴和 y 轴墩台边缘至计算斜截面外侧第 i 排桩边缘的距离，当为圆形截面桩时，可换算为边长等于 0.8 倍圆桩直径的方形截面桩；sb为承台计算宽度（ mm），见本规范第 3.8.3 条有关正截面抗弯承载力计算时对于计算宽度的规定；0h为承台有效高度（ mm）。 当承台的同方向可作出多个斜截面破坏面时，应分别对每个斜截面进行抗剪承载力计算。 3.8.6 承台应按下列规定进行冲切承载力验算： 1 柱或墩台向下冲切的破坏锥体应采用自柱或墩台边缘至相应桩顶边缘连线构成的锥体；桩顶位于承台顶面以下一倍有效高度0h处。锥体斜面与水平面的夹角，不应 小于 45，当小于 45时，取用 45。 柱或墩台向下冲切承台的冲切承载力按下列规定计算： )(2)(26.0 00 xxPyyyPxtdld abaabahfF （ 3.8.6-1） 2.02.1 xPxa （ 3.8.6-2） 36 2.02.1 yPya （ 3.8.6-3） 式中：ldF为作用于冲切破坏锥体上的冲切力设计值，可取柱或墩台的竖向力设计值减去锥体 范围内桩的反力设计值；yx bb、为柱或墩台作用面积的边长 图3.8.6 a） ；yx aa、为冲跨，冲切破坏锥体侧面顶边与底边间的水平距离，即柱或墩台边缘到桩边缘的水平距离，其值不应大于0h图 3.8.6 a） ；yx 、为冲垮比，00 / haha yyxx ，当02.0 ha x 或02.0 ha y 时，取02.0 hax 或02.0 ha y ；PyPx aa 、分别与冲跨比yx 、对应的冲切承载力系数；tdf为混凝土轴心抗拉强度设计值。 2 对于柱或墩台向下的冲切破坏锥体以外的角桩和边桩，其向上冲切承台的冲切承载力按下列规定计算： 1） 角桩 )2()2(6.0 00 xxPyyyPxtdld abaabahfF （ 3.8.6-4） 2.08.0 xPxa （ 3.8.6-5） 2.08.0 yPya （ 3.8.6-6） 式中：ldF为角桩竖向力设计值；yx bb、为柱或墩台作用面积的边长 图 3.8.6 b） ；yx aa、为冲跨，冲切破坏锥体侧面顶边与底边间的水平距离，即柱或墩台边缘到桩边缘的水平距离，其值不应大于0h图 3.8.6 b） ；yx 、为冲垮比，00 / haha yyxx ，当02.0 ha x 或02.0 ha y 时，取02.0 hax 或02.0 ha y ； PyPx aa 、 分别与冲跨比 yx 、 对应的冲切承载力系数。 2） 边桩，当 bhbP 02时 b 见图 3.8.6b） )2(667.0)(6.0 000 xxPPxtdld abhbahfF （ 3.8.6-7） 式中：ldF为角桩竖向力设计值；xb为承台边缘至桩内边缘的水平距离；xb为方 37 桩的变长；xa为冲跨，为桩边缘至相应柱或墩台边缘的水平距离，其值不应大于0h。按上述 各款计算时，圆形截面桩可换算为边长等于 0.8 倍圆桩直径的方形截面桩。 注：当承台为变厚度时，公式（ 3.8.6-1）中的0h取沿柱或墩台边缘垂直截面的承台有效高度；公式（ 3.8.6-4）、（ 3.8.6-7）中的0h取承台边缘截面的有效高度。 a） 柱、墩台下冲切破坏锥体 1-柱、墩台； 2-承台； 3-桩； 4-破坏锥体 38 b） 角桩和边桩上冲切破坏锥体 1-柱、墩台； 2-承台； 3-角桩； 4-边桩； 5-角桩上破坏锥体； 5-边桩上破坏锥 体 图 3.8.6 承台冲切破坏锥体 3.8.7 承台在承受局部荷载的部位，应按本规范 第 5.7 节 进行局部承压承载力的验算。 3.8.8 承台可不进行裂缝宽度和挠度验算。 3.9 构造要求 3.9.1 配有普通箍筋（或螺旋筋）的轴心受压构件（钻 /挖孔桩除外），其钢筋设置应符合下列规定（图 3.9.1）： 39 a） s 内设三根纵向受力钢筋 b） s 内设二根纵向受力钢筋 图 3.9.1 柱内复合箍筋布置 1- 箍筋； 2-角筋； A、 B、 C、 D-箍筋编号 图 a）、 b）内，箍筋 A、 B 与 C、 D 两 组设置方式可根据实际情况选用 1 纵向受力钢筋的直径不应小于 12mm