8.4高層建筑筏形基礎8.4.1筏形基礎分為梁板式和平板式兩種類型，其選型應根據地基土質、上部結構體系、柱距、荷載大小、使用要求以及施工條件等因素確定。框架-核心筒結構和筒中筒結構宜采用平板式筏形基礎。【條文說明】筏形基礎分為平板式和梁板式兩種類型，其選型應根據工程具體條件確定。與梁板式筏基相比，平板式筏基具有抗沖切及抗剪切能力強的特點，且構造簡單，施工便捷，經大量工程實踐和部分工程事故分析，平板式筏基具有更好的適應性。8.4.2筏形基礎的平面尺寸，應根據工程地質條件、上部結構的布置、地下結構底層平面以及荷載分布等因素按本規范第五章有關規定確定。對單幢建筑物，在地基土比較均勻的條件下，基底平面形心宜與結構豎向永久荷載重心重合。當不能重合時，在作用的準永久組合下，偏心距e宜符合下式規定：e≤0.1W/A（8.式中：W——與偏心距方向一致的基礎底面邊緣抵抗矩（m3）；A——基礎底面積（m2）。【條文說明】對單幢建筑物，在均勻地基的條件下，基礎底面的壓力和基礎的整體傾斜主要取決于作用的準永久組合下產生的偏心距大小。對基底平面為矩形的筏基，在偏心荷載作用下，基礎抗傾覆穩定系數KF可用下式表示：式中：B——與組合荷載豎向合力偏心方向平行的基礎邊長；e——作用在基底平面的組合荷載全部豎向合力對基底面積形心的偏心距；y——基底平面形心至最大受壓邊緣的距離，γ為y與B的比值。從式中可以看出e/B直接影響著抗傾覆穩定系數KF，KF隨著e/B的增大而降低，因此容易引起較大的傾斜。表16三個典型工程的實測證實了在地基條件相同時，e/B越大，則傾斜越大。表16e/B值與整體傾斜的關系地基條件工程名稱橫向偏心距e(m)基底寬度B(m)實測傾斜(‰)上海軟土地基胸科醫院0.16417.91/1092.1（有相鄰影響）上海軟土地基某研究所0.15414.81/962.7北京硬土地基中醫醫院0.29712.61/421.716(唐山地震北京烈度為6度，未發現明顯變化)高層建筑由于樓身質心高，荷載重，當筏形基礎開始產生傾斜后，建筑物總重對基礎底面形心將產生新的傾復力矩增量，而傾復力矩的增量又產生新的傾斜增量，傾斜可能隨時間而增長，直至地基變形穩定為止。因此，為避免基礎產生傾斜，應盡量使結構豎向荷載合力作用點與基礎平面形心重合，當偏心難以避免時，則應規定豎向合力偏心距的限值。本規范根據實測資料并參考交通部（公路橋涵設計規范）對橋墩合力偏心距的限制，規定了在作用的準永久組合時，e≤0.1W/A。從實測結果來看，這個限制對硬土地區稍嚴格，當有可靠依據時可適當放松。8.4.3對四周與土層緊密接觸帶地下室外墻的整體式筏基和箱基，當地基持力層為非密實的土和巖石，場地類別為Ⅲ類和Ⅳ類，抗震設防烈度為8度和9度，結構基本自振周期處于特征周期的1.2倍至5倍范圍時，按剛性地基假定計算的基底水平地震剪力、傾覆力矩可按設防烈度分別乘以0.90和0.85的折減系數。【條文說明】本規范的8.4.3條為新增章節。國內建筑物脈動實測試驗結果表明，當地基為非密實土和巖石持力層時，由于地基的柔性改變了上部結構的動力特性，延長了上部結構的基本周期以及增大了結構體系的阻尼，同時土與結構的相互作用也改變了地基運動的特性。結構按剛性地基假定分析的水平地震作用比其實際承受的地震作用大，因此可以根據場地條件、基礎埋深、基礎和上部結構的剛度等因素確定是否對水平地震作用進行適當折減。實測地震記錄及理論分析表明，土中的水平地震加速度一般隨深度而漸減，較大的基礎埋深，可以減少來自基底的地震輸入，例如日本取地表下20m深處的地震系數為地表的0.5倍；法國規定筏基或帶地下室的建筑的地震荷載比一般的建筑少20%。同時，較大的基礎埋深，可以增加基礎側面的摩擦阻力和土的被動土壓力，增強土對基礎的嵌固作用。美國NEMA386及IBC規范采用加長結構物自振周期作為考慮地基土的柔性影響，同時采用增加結構有效阻尼來考慮地震過程中結構的能量耗散，并規定了結構的基底剪力最大可降低30%。本次修訂，對不同土層剪切波速、不同場地類別以及不同基礎埋深的鋼筋混凝土剪力墻結構，框架剪力墻結構和框架核心筒結構進行分析，結合我國現階段的地震作用條件并與美國UBC和NEMA386規范進行了比較，提出了對四周與土層緊密接觸帶地下室外墻的整體式筏基和箱基，結構基本自振周期處于特征周期的1．2倍至5倍范圍時，場地類別為Ⅲ類和Ⅳ類，抗震設防烈度為8度和9度，按剛性地基假定分析的基底水平地震剪力和傾覆力矩可乘以0.90和0．85折減系數，該折減系數是一個綜合性的包絡值，它不能與現行國家標準《建筑抗震設計規范》GB50011第5.2節中提出的折減系數同時使用。8.4.4筏形基礎的混凝土強度等級不應低于C30，當有地下室時應采用防水混凝土。防水混凝土的抗滲等級應按表8.4.4選用。對重要建筑，宜采用自防水并設置架空排水層。表8.4.4防水混凝土抗滲等級埋置深度d（m）設計抗滲等級埋置深度d（m）設計抗滲等級d＜10P620≤d<30P1010≤d<20P830≤dP128.4.5采用筏形基礎的地下室，鋼筋混凝土外墻厚度不應小于250mm，內墻厚度不宜小于200mm。墻的截面設計除滿足承載力要求外，尚應考慮變形、抗裂及外墻防滲等要求。墻體內應設置雙面鋼筋，鋼筋不宜采用光面圓鋼筋，水平鋼筋的直徑不應小于12mm，豎向鋼筋的直徑不應小于10mm，間距不應大于8.4.6平板式筏基的板厚應滿足柱下【條文說明】本條為強制性條文。平板式筏基的板厚通常由沖切控制，因此平板式筏基設計時板厚必須滿足受沖切承載力的要求。8.4.7平板式筏基抗沖切驗算1平板式筏基進行抗沖切驗算時應考慮作用在沖切臨界面重心上的不平衡彎矩產生的附加剪力。對基礎的邊柱和角柱進行沖切驗算時，其沖切力應分別乘以1.1和1.2的增大系數。距柱邊h0/2處沖切臨界截面的最大剪應力τmax應按公式(8.4.7-1)、(8.4.7-2)進行計算（圖8.4.(8.4τmax≤0.7(0.4+1.2/βs)βhpft(8.(8.4式中：Fl——相應于作用的基本組合時的沖切力（kN），對內柱取軸力設計值減去筏板沖切破壞錐體內的基底凈反力設計值；對邊柱和角柱，取軸力設計值減去筏板沖切臨界截面范圍內的基底凈反力設計值；um——距柱邊緣不小于h0/2處沖切臨界截面的最小周長（m），按本規范附錄P計算；h0——筏板的有效高度（m）；Munb——作用在沖切臨界截面重心上的不平衡彎矩設計值（kN·m）；cAB——沿彎矩作用方向，沖切臨界截面重心至沖切臨界截面最大剪應力點的距離（m），按附錄P計算；Is——沖切臨界截面對其重心的極慣性矩（m4），按本規范附錄P計算；βs——柱截面長邊與短邊的比值，當βs＜2時，βs取2，當βs＞4時，βs取4；βhp——受沖切承載力截面高度影響系數，當h≤800mm時，取βhp＝1.0；當h≥2000mm時，取βhp＝0.9，其間按線性內插法取值；ft——混凝土軸心抗拉強度設計值（kPa）；c1——與彎矩作用方向一致的沖切臨界截面的邊長（m），按本規范附錄P計算；c2——垂直于c1的沖切臨界截面的邊長（m），按本規范附錄P計算；s——不平衡彎矩通過沖切臨界截面上的偏心剪力來傳遞的分配系數。MMACDB/221/2圖8.4.7內柱沖切臨界截面1-筏板2-柱2當柱荷載較大，等厚度筏板的受沖切承載力不能滿足要求時，可在筏板上面增設柱墩或在筏板下局部增加板厚或采用抗沖切鋼筋等措施滿足受沖切承載能力要求。【條文說明】2002版規范的8.4.7條拆成了本規范的8.4.6條與8.N．W．Hanson和J．M．Hanson在他們的“混凝土板柱之間剪力和彎矩的傳遞”試驗報告中指出：板與柱之間的不平衡彎矩傳遞，一部分不平衡彎矩是通過臨界截面周邊的彎曲應力T和C來傳遞，而一部分不平衡彎矩則通過臨界截面上的偏心剪力對臨界截面重心產生的彎矩來傳遞的，如圖19所示。因此，在驗算距柱邊h0/2處的沖切臨界截面剪應力時，除需考慮豎向荷載產生的剪應力外，尚應考慮作用在沖切臨界截面重心上的不平衡彎矩所產生的附加剪應力。本規范公式（8.4.圖19板與柱不平衡彎矩傳遞示意關于公式（8.4.7—1）中沖切力取值的問題，國內外大量試驗結果表明，內柱的沖切破壞呈完整的錐體狀，我國工程實踐中一直沿用柱所承受的軸向力設計值減去沖切破壞錐體范圍內相應的地基凈反力作為沖切力；對邊柱和角柱，中國建筑科學研究院地基所試驗結果表明，其沖切破壞錐體近似為1/2和1/4圓臺體，本規范參考了國外經驗，取柱軸力設計值減去沖切臨界截面范圍內相應的地基凈反力作為沖切力設計值。本規范中的角柱和邊柱是相對于基礎平面而言的。大量計算結果表明，受基礎盆形撓曲的影響，基礎的角柱和邊柱產生了附加的壓力。中國建筑科學研究院地基所滕延京和石金龍在《柱下筏板基礎角柱邊柱沖切性狀的研究報告》中，將角柱、邊柱和中柱的試驗沖切破壞荷載與規范公式計算的沖切破壞荷載進行了對比，計算結果表明，角柱和邊柱下筏板的沖切承載力的可靠指標偏低，約為1.45和1.6。為使角柱和邊柱與中柱抗沖切具有基本一致的安全度，本次規范修訂時將角柱和邊柱的沖切力乘以了放大系數1.2和1.1。圖20邊柱Munb計算示意圖1-沖切臨界截面重心；2-柱；3-筏板公式（8.4.7—1）中的Munb是指作用在柱邊h0／2處沖切臨界截面重心上的彎矩，對邊柱它包括由柱根處軸力設計值N和該處筏板沖切臨界截面范圍內相應的地基反力P對臨界截面重心產生的彎矩。由于本條款中筏板和上部結構是分別計算的，因此計算M值時尚應包括柱子根部的彎矩Mc，如圖20所示，M的表達式為：Munb＝NeN—Pep±Mc對于內柱，由于對稱關系，柱截面形心與沖切臨界截面重心重合，eN＝ep＝0，因此沖切臨界截面重心上的彎矩，取柱根彎矩。圖21不同條件下筏板有效高度的比較1-實例一、筏板區格9m×11m，作用的標準組合的地基土凈反力345.6kPa2-實例二、筏板區格7m×9.45m，作用的標準組合的地基土凈反力245.5kPa國外試驗結果表明，當柱截面的長邊與短邊的比值大于2時，沿沖切臨界截面的長邊的受剪承載力約為柱短邊受剪承載力的一半或更低。本規范的公式（8.4.7-2）是在我國受沖切承載力公式的基礎上，參考了美國ACI318規范中受沖切承載力公式中有關規定，引進了柱截面長、短邊比值的影響，適用于包括扁柱和單片剪力墻在內的平板式筏基。圖21給出了本規范與美國ACI318規范在不同條件下筏板有效高度的比較，由于我國受沖切承載力取值偏低，按本規范算得的筏板有效高度稍大于美國ACI318規范相關公式的結果。對有抗震設防要求的平板式筏基，尚應驗算作用地震地震組合的臨界截面的最大剪應力τE,max，此時公式（8.4.7－1）和（8.4.7－2）應改寫為：式中：VsE——作用的地震組合的集中反力設計值（kN）；ME——作用的地震組合的沖切臨界截面重心上的彎矩（kN·m）；As——距柱邊he/2處的沖切臨界截面的筏板有效面積（m2）；γRE——抗震調整系數，取0.85。8.4.8平板式筏基內筒下的板厚應滿足受沖切承載力的要求，圖8.4.81受沖切承載力應按下式進行計算：(8.4.式中：Fl——相應于作用的基本組合時，內筒所承受的軸力設計值減去內筒下筏板沖切破壞錐體內的基底凈反力設計值（kN）。um——距內筒外表面h0/2處沖切臨界截面的周長（m）（圖8.h0——距內筒外表面h0/2處筏板的截面有效高度（m）；η——內筒沖切臨界截面周長影響系數，取1.25。2當需要考慮內筒根部彎矩的影響時，距內筒外表面h0/2處沖切臨界截面的最大剪應力可按公式(8.4.7-1)計算，此時τmax≤0.7βhpf【條文說明】Venderbilt在他的“連續板的抗剪強度”試驗報告中指出：混凝土抗沖切承載力隨比值um/h0的增加而降低。由于使用功能上的要求，核心筒占有相當大的面積，因而距核心筒外表面h0/2處的沖切臨界截面周長是很大的，在h0保持不變的條件下，核心筒下筏板的受沖切承載力實際上是降低了，因此設計時應驗算核心筒下筏板的受沖切承載力，局部提高核心筒下筏板的厚度。此外，我國工程實踐和美國休斯頓殼體大廈基礎鋼筋應力實測結果表明，框架-核心筒結構和框筒結構下筏板底部最大應力出現在核心筒邊緣處，因此局部提高核心筒下筏板的厚度，也有利于核心筒邊緣處筏板應力較大部位的配筋。本規范給出的核心筒下筏板沖切截面周長影響系數η，是通過實際工程中不同尺寸的核心筒，經分析并和美國ACI318規范對比后確定的（詳見表17）。表17內筒下筏板厚度比較筒尺寸(m×m)筏板混凝土強度等級標準組合的內筒軸力(kN)標準組合的基底凈反力(kN/m2)規范名稱筏板有效高度(m)不考慮沖切臨界截面周長影響考慮沖切臨界截面周長影響11.3×13.0C30128051383.4GB500071.221.39ACI3181.181.4412.6×27.2C40424565453.1GB500072.412.72ACI3182.362.7124×24C40718848480GB500073.23.58ACI3183.073.5524×24C40442980300GB500072.392.57ACI3182.122.6724×24C40336960225GB500071.952.28ACI3181.672.218.4.9平板式筏基除滿足受沖切承載力外，尚應驗算距內筒和柱邊緣h0處截面【條文說明】本條為強制性條文。平板式筏基內筒、柱邊緣處以及筏板變厚度處剪力較大，應進行抗剪承載力驗算。8.4.10平板式筏基受剪承載力應按式(8.4.10)驗算，當筏板的厚度大于2000mm時，宜在板厚中間部位設置直徑不小于12mm、間距不大于300mmVs≤0.7βhsftbwh0(8.式中：Vs——相應于作用的基本組合時，基底凈反力平均值產生的距內筒或柱邊緣h0處筏板單位寬度的剪力設計值（kN）；bw——筏板計算截面單位寬度（m）；h0——距內筒或柱邊緣h0處筏板的截面有效高度（m）。【條文說明】2002版規范的8.4.9條拆成了本規范的8.4.9條與8.通過對已建工程的分析，并鑒于梁板式筏基基礎梁下實測土反力存在的集中效應、底板與土壤之間的摩擦力作用以及實際工程中底板的跨厚比一般都在14～6之間變動等有利因素，本規范明確了取距內柱和內筒邊緣h0處作為驗算筏板受剪的部位，如圖22所示；角柱下驗算筏板受剪的部位取距柱角h0處，如圖23所示。公式（8.4.10-1）中的Vs即作用在圖22或圖23中陰影面積上的地基平均凈反力設計值除以驗算截面處的板格中至中的長度（內柱）、或距角柱角點h0處45°斜線的長度（角柱）。國內筏板試驗報告表明：筏板的裂縫首先出現在板的角部，設計中當采用簡化計算方法時，需適當考慮角點附近土反力的集中效應，乘以1.2的增大系數。圖24給出了筏板模型試驗中裂縫發展的過程。設計中當角柱下筏板受剪承載力不滿足規范要求時，也可采用適當加大底層角柱橫截面或局部增加筏板角隅板厚等有效措施，以期降低受剪截面處的剪力。圖22內柱（筒）下筏板驗算剪切部位示意圖23角柱（筒）下筏板驗算剪切部位示意1-驗算剪切部位；2-板格中線1-驗算剪切部位；2-板格中線圖24筏板模型試驗裂縫發展過程圖25框架-核心筒下筏板受剪承載力計算截面位置和計算1-混凝土核心筒與柱之間的中分線；2-剪切計算截面；3-驗算單元的計算寬度b對于上部為框架－核心筒結構的平板式筏形基礎，設計人應根據工程的具體情況采用符合實際的計算模型或根據實測確定的地基反力來驗算距核心筒h0處的筏板受剪承載力。當邊柱與核心筒之間的距離較大時，公式（8.4.10-1）中的Vs即作用在圖25中陰影面積上的地基平均凈反力設計值與邊柱軸力設計值之差除以b，b取核心筒兩側緊鄰跨的跨中分線之間的距離。當主樓核心筒外側有兩排以上框架柱或邊柱與核心筒之間的距離較小時，設計人應根據工程具體情況慎重確定筏板受剪承載力驗算單元的計算寬度。關于厚筏基礎板厚中部設置雙向鋼筋網的規定，同國家標準《混凝土結構設計規范》GB50010-2002的要求。日本Shioya等通過對無腹筋構件的截面高度變化試驗，結果表明，梁的有效高度從200mm變化到3000mm時，其名義抗剪強度（）降低64%。加拿大M.P.Collins等研究了配有中間縱向鋼筋的無腹筋梁的抗剪承載力，試驗研究表明，構件中部的縱向鋼筋對限制斜裂縫的發展，改善其抗剪性能是有效的。8.4.11梁板式筏基底板除計算正截面受彎承載力外，其厚度尚應滿足受沖切承載力、受剪切承載力的要求。【條文說明】本條為強制性條文。本條規定了梁板式筏基底板的設計內容：抗彎計算、受沖切承載力計算、受剪切承載力計算。為確保梁板式筏基底板設計的安全，在進行梁板式筏基底板設計時必須嚴格執行。8.4.12梁板式筏基底板受沖切、受剪切承載力1梁板式筏基底板受沖切承載力應按下式進行計算：F1≤0.7βhpftumh0(8.式中：Fl——作用的基本組合時，圖8.4.12-1中陰影部分面積上的基底平均凈反力設計值（um——距基礎梁邊h0/2處沖切臨界截面的周長（m）（圖8.2當底板區格為矩形雙向板時，底板受沖切所需的厚度h0應按式(8.4.12-2)進行計算，其底板厚度與最大雙向板格的短邊凈跨之比不應小于(8.4.12式中：ln1、ln2——計算板格的短邊和長邊的凈長度（m）；pn——扣除底板及其上填土自重后，相應于作用的基本組合時的基底平均凈反力設計值（kPa）。3梁板式筏基雙向底板斜截面受剪承載力應按下式進行計算。Vs≤0.7βhsft(ln2-2h0)h0(8.4.式中：Vs——距梁邊緣h0處，作用在圖8.4.12-2中陰影部分面積上的基底平均凈反力產生的剪力設計值（4當底板板格為單向板時，其斜截面受剪承載力應按本規范式第8．2．10條款驗算，其底板厚度不應小于400mm。圖8.4.12-1底板的沖切計算示意圖8.4.12-21-沖切破壞錐體的斜截面；2-梁；3-底板【條文說明】2002版規范的8.4.5條拆成了本規范的8.4.11條與8.板的抗沖切機理要比梁的抗剪復雜，目前各國規范的受沖切承載力計算公式都是基于試驗的經驗公式。本規范梁板式筏基底板受沖切承載力和受剪承載力驗算方法源于《高層箱形基礎設計與施工規程》JGJ6-80。驗算底板受剪承載力時，規程JGJ6-80規定了以距墻邊h0（底板的有效高度）處作為驗算底板受剪承載力的部位。本規范GB50007-2002版在編制時，對北京市十余幢已建的箱形基礎進行調查及復算，調查結果表明按此規定計算的底板並沒有發現異常現象，情況良好。表18和表19給出了部分已建工程有關箱形基礎雙向底板的信息，以及箱形基礎雙向底板按不同規范計算剪切所需的h0。分析比較結果表明，取距支座邊緣h0處作為驗算雙向底板受剪承載力的部位，並將梯形受荷面積上的平均凈反力攤在（ln2﹣2h0）上的計算結果與工程實際的板厚以及按ACI318計算結果是十分接近的。表18已建工程箱形基礎雙向底板信息表表19已建工程箱形基礎8.4.13地下室底層柱、剪力墻與梁板式筏基的基礎梁連接的構造應符合下列規定1柱、墻的邊緣至基礎梁邊緣的距離不應小于50mm（圖8.2當交叉基礎梁的寬度小于柱截面的邊長時，交叉基礎梁連接處應設置八字角，柱角與八字角之間的凈距不宜小于50mm（圖8.3單向基礎梁與柱的連接，可按圖8.4.4基礎梁與剪力墻的連接，可按圖8.（a）（b）（c）（d）圖8.4.13地下室底層柱或剪力墻與梁板式筏基的1-基礎梁；2-柱；3-墻8.4.14地基壓縮層范圍內無軟弱土層或可液化土層、上部結構剛度較好，柱網和荷載較均勻、【條文說明】中國建筑科學研究院地基所黃熙齡和郭天強在他們的框架柱-筏基礎模型試驗報告中指出，在均勻地基上，上部結構剛度較好，柱網和荷載分布較均勻，且基礎梁的截面高度大于或等于1／6的梁板式筏基基礎，可不考慮筏板的整體彎曲，只按局部彎曲計算，地基反力可按直線分布。試驗是在粉質粘土和碎石土兩種不同類型的土層上進行的，筏基平面尺寸為3220mm×2200mm厚度為150mm（圖20），其上為三榀單層框架（圖21）。試驗結果表明，土質無論是粉質粘土還是碎石土，沉降都相當均勻（圖22），筏板的整體撓曲度約為萬分之三。基礎內力的分布規律，按整體分析法（考慮上部結構作用）與倒梁法是一致的，且倒梁板法計算出來的彎矩值還略大于整體分析法（圖23）。圖20模型試驗加載梁平面圖圖21模型試驗（B）軸線剖面圖1-框架梁；2-柱；3-傳感器；4-筏板圖22（B）軸線沉降曲線圖23整體分析法與倒梁板法彎矩計算結果比較（a）粉質粘土（b）碎石土1-整體（考慮上部結構剛度）；2-倒梁板法對單幢平板式筏基，當地基土比較均勻，地基壓縮層范圍內無軟弱土層或可液化土層、上部結構剛度較好，柱網和荷載較均勻、相鄰柱荷載及柱間距的變化不超過20%，上部結構剛度較好，筏板厚度滿足受沖切承載力要求，且筏板的厚跨比不小于1/6時，平板式筏基可僅考慮局部彎曲作用。筏形基礎的內力，可按直線分布進行計算。當不滿足上述條件時，宜按彈性地基理論計算內力，分析時采用的地基模型應結合地區經驗進行選擇。對于地基土、結構布置和荷載分布不符合本條款要求的結構，如框架-核心筒結構和筒中筒結構等，核心筒和周邊框架柱之間豎向荷載差異較大，一般情況下核心筒下的基底反力大于周邊框架柱下基底反力，因此不適用于本條款提出的簡化計算方法，應采用能正確反映結構實際受力情況的計算方法。8.4.15按基底反力直線分布計算的梁板式筏基，其基礎梁的內力可按連續梁分析，邊跨跨中彎矩以及第一內支座的彎矩值宜乘以1.2的系數。梁板式筏基的底板和基礎梁的配筋除滿足計算要求外，縱橫方向的底部鋼筋尚應有不少于1/3貫通全跨，頂部鋼筋按計算配筋全部連通，底板上下貫通鋼筋的8.4.16按基底反力直線分布計算的平板式筏基，可按柱下板帶和跨中板帶分別進行內力分析。柱下板帶中，柱寬及其兩側各0.5倍板厚且不大于1/4板跨的有效寬度范圍內，其鋼筋配置量不應小于柱下板帶鋼筋數量的一半，且應能承受部分不平衡彎距mMunb。Munb為作用在沖切臨界截面重心上的不平衡彎矩，m應按式(8.4.17)進行計算。平板式筏基柱下板帶和跨中板帶的底部支座鋼筋應有不少于1/3貫通全跨，頂部鋼筋應按計算配筋全部連通，上下貫通鋼筋的配筋率不應小于0.15%。m=1-s(8.4.式中：m——不平衡彎矩通過彎曲來傳遞的分配系數；s——按公式(8.4.7-3)計算。【條文說明】工程實踐表明，在柱寬及其兩側一定范圍的有效寬度內，其鋼筋配置量不應小于柱下板帶配筋量的一半，且應能承受板與柱之間部分不平衡彎矩mMunb，以保證板柱之間的彎矩傳遞，并使筏板在地震作用過程中處于彈性狀態。條款中有效寬度的范圍，是根據筏板較厚的特點，以小于1/4板跨為原則而提出來的。有效寬度范圍如圖24所示。圖24柱兩側有效寬度范圍的示意1-有效寬度范圍內的鋼筋應不小于柱下板帶配筋量的一半，且能承擔mMunb；2-柱下板帶；3-柱；4-跨中板帶8.4.17對有抗震設防要求的結構，當地下一層結構頂板作為上部結構嵌固端時，嵌固端處的底層框架柱下端截面組合彎矩設計值應按現行國家標準《建筑抗震設計規范》GB50011的規定乘以與其抗震等級相對應的增大系數。當平板式筏形基礎板作為上部結構的嵌固端、計算柱下板帶截面組合彎矩設計值時，底層框架柱下端內力應考慮地震作用組合及相應的增大系數。8.4.18梁板式筏基基礎梁【條文說明】本條為強制性條文。梁板式筏基基礎梁和平板式筏基的頂面處與結構柱、剪力墻交界處承受較大的豎向力，設計時應進行局部受壓承載力計算。8.4.198.4.20帶裙房的高層建筑筏形基礎應符合下列規定1當高層建筑與相連的裙房之間設置沉降縫時，高層建筑的基礎埋深應大于裙房基礎的埋深至少2m。地面以下沉降縫的縫隙應用粗砂填實(圖8.2當高層建筑與相連的裙房之間不設置沉降縫時，宜在裙房一側設置用于控制沉降差的后澆帶，當沉降實測值和計算確定的后期沉降差滿足設計要求后，方可進行后澆帶混凝土澆筑。當高層建筑基礎面積滿足地基承載力和變形要求時，后澆帶宜設在與高層建筑相鄰裙房的第一跨內。當需要滿足高層建筑地基承載力、降低高層建筑沉降量,減小高層建筑與裙房間的沉降差而增大高層建筑基礎面積時，后澆帶可設在距主樓邊柱的第二跨內，此時應滿足以下條件：1）地基土質較均勻；2）裙房結構剛度較好且基礎以上的地下室和裙房結構層數不少于兩層；3）后澆帶一側與主樓連接的裙房基礎底板厚度與高層建筑的基礎底板厚度相同(圖8.4121233（a）（b）圖8.4.20高層建筑與裙房間的沉降縫、后澆帶處理1-高層；2-裙房及地下室；3-室外地坪以下用粗砂填實；3-后澆帶3當高層建筑與相連的裙房之間不設沉降縫和后澆帶時，高層建筑及與其緊鄰一跨裙房的筏板應采用相同厚度，裙房筏板的厚度宜從第二跨裙房開始逐漸變化，應同時滿足主、裙樓基礎整體性和基礎板的變形要求；應進行地基變形和基礎內力的驗算，驗算時應分析地基與結構間變形的相互影響，并采取有效措施防止產生有不利影響的差異沉降。【條文說明】中國建筑科學研究院地基所黃熙齡、袁勛、宮劍飛、朱紅波等對塔裙一體大底盤平板式筏形基礎進行室內模型系列試驗以及實際工程的原位沉降觀測，得到以下結論：1．厚筏基礎（厚跨比不小于1/6）具備擴散主樓荷載的作用，擴散范圍與相鄰裙房地下室的層數、間距以及筏板的厚度有關。在滿足本規范給定的條件下，主樓荷載向周圍擴散并隨著距離的增大擴散能力逐漸衰減，影響范圍不超過三跨。2．多塔樓作用下大底盤厚筏基礎的變形特征為：各塔樓獨立作用下產生的變形效應通過以各個塔樓下面一定范圍內的區域為沉降中心，各自沿徑向向外圍衰減。3．多塔樓作用下大底盤厚筏基礎的基底反力的分布規律為：各塔樓荷載產出的基底反力以其塔樓下某一區域為中心，通過各自塔樓周圍的裙房基礎沿徑向向外圍擴散，並隨著距離的增大而逐漸衰減。4.大比例室內模型系列試驗和工程實測結果表明，當高層建筑與相連的裙房之間不設沉降縫和后澆帶時，高層建筑的荷載通過裙房基礎向周圍擴散並逐漸減小，因此與高層建筑緊鄰的裙房基礎下的地基反力相對較大，該范圍內的裙房基礎板厚度突然減小過多時，有可能出現基礎板的截面因承載力不夠而發生破壞或其因變形過大出現裂縫。因此本條款提出高層建筑及與其緊鄰一跨的裙房筏板應采用相同厚度，裙房筏板的厚度宜從第二跨裙房開始逐漸變化。5.室內模型試驗結果表明，平面呈L形的高層建筑下的大面積整體筏形基礎，筏板在滿足厚跨比不小于1/6的條件下，裂縫發生在與高層建筑相鄰的裙房第一跨和第二跨交接處的柱旁。試驗結果還表明，高層建筑連同緊鄰一跨的裙房其變形相當均勻，呈現出接近剛性板的變形特征。因此，當需要設置后澆帶時，后澆帶宜設在與高層建筑相鄰裙房的第二跨內(見圖25)。圖25平面呈L形的高層建筑后澆帶示意圖1-L形高層建筑；2-后澆帶8.【條文說明】室內模型試驗和工程沉降觀察以及反算結果表明，在同一大面積整體筏形基礎上有多幢高層和低層建筑時，筏形基礎的結構分析宜考慮上部結構、基礎與地基土的共同作用，否則將得到與沉降測試結果不符的較小的基礎邊緣沉降值和較大的基礎撓曲度。8.4.22帶裙房的高層建筑下的大面積整體筏形基礎，其主樓下筏板的整體撓度值不宜大于0.5【條文說明】高層建筑基礎不但應滿足強度要求，而且應有足夠的剛度，方可保證上部結構的安全。本規范基礎撓曲度△/L的定義為：基礎兩端沉降的平均值和基礎中間最大沉降的差值與基礎兩端之間距離的比值。本條款給出的基礎撓曲△/L﹦0.5‰限值，是基于中國建筑科學研究院地基所室內模型系列試驗和大量工程實測分析得到的。試驗結果表明，模型的整體撓曲變形曲線呈盆形狀，當△/L﹥0.7‰時，筏板角部開始出現裂縫，隨后底層邊、角柱的根部內側順著基礎整體撓曲方向出現裂縫。英國Burland曾對四幢直徑為20m平板式筏基的地下倉庫進行沉降觀測，筏板厚度1.2m，基礎持力層為白堊層土。四幢地下倉庫的整體撓曲變形曲線均呈反盆狀（圖26），當基礎撓曲度△/L﹦0.45‰時，混凝土柱子出現發絲裂縫，當△/L﹦0.6‰時，柱子開裂嚴重，不得不設置臨時支撐。因此，控制基礎撓曲度的是完全必要的。（a）整體撓曲變形曲線（b）柱子裂縫示意圖26四幢地下倉庫平板式筏基的整體撓曲變形曲線及柱子裂縫示意8.4.23采用大面積整體筏形基礎時，與主樓連接的外擴地下室其角隅處的樓板板角，除配置兩個垂直方向的上部鋼筋外，尚應布置斜向上部構造鋼筋，鋼筋直徑不應小于10mm、間距不應大于200mm，該鋼筋伸入板內的長度不宜小于1/4的短邊跨度；與基礎整體彎曲方向一致的垂直于外墻的樓板上部鋼筋以及主裙樓交界處的樓板上部鋼筋，鋼筋直徑不應小于10mm、間距不應大于200mm，且鋼筋的面積不應小于【條文說明】中國建筑科學研究院地基所滕延京和石金龍對大底盤框架-核芯筒結構筏板基礎進行了室內模型試驗，試驗基坑內為人工換填的均勻粉土，深2.5m，其下為天然地基老土。通過載荷板試驗，地基土承載力特征值為100KPa。試驗模型比例為i=6，上部結構為8層框架-核芯筒結構，其左右兩側各帶1跨2層裙房，筏板厚度為220mm，樓板厚度：1層為35mm，2層為50mm，框架柱尺寸為150mm×150mm，大底盤結構模型平面及剖面見圖27。圖27大底盤結構試驗模型平面及剖面試驗結果顯示：1．當筏板發生縱向撓曲時，在上部結構共同作用下，外擴裙房的角柱和邊柱抑制了筏板縱向撓曲的發展，柱下筏板存在局部負彎矩，同時也使順著基礎整體撓曲方向的裙房底層邊、角柱下端的內側，以及底層邊、角柱上端的外側出現裂縫。2．裙房的角柱內側樓板出現弧形裂縫、順著撓曲方向裙房的外柱內側樓板以及主裙樓交界處的樓板均發生了裂縫，圖28及圖29為1層和2層樓板板面裂縫位置圖。本條款的目的旨在從構造上加強此類樓板的薄弱環節。圖28一層樓板板面裂縫位置圖圖29二層樓板板面裂縫位置圖8.4.24筏形基礎地下室施工完畢后，應及時進行基坑回填工作。填土應按設計要求選料，回填時應先清除基坑中的雜物，在相對的兩側或四周同時回填并分層夯實，回填土的壓實系數不應小于0.94【條文說明】試驗資料和理論分析都表明，回填土的質量影響著基礎的埋置作用，如果不能保證填土和地下室外墻之間的有效接觸，將減弱土對基礎的約束作用，降低基側土對地下結構的阻抗。因此，應注意地下室四周回填土應均勻分層夯實。8.4.25采用筏形基礎帶地下室的高層和低層建筑、地下室四周外墻與土層緊密接觸且土層為非松散填土、松散粉細砂土、軟塑流塑粘性土，上部結構為框架、框剪或框架-核心筒結構，1地下一層的結構側向剛度大于或等于與其相連的上部結構底層樓層側向剛度的1.5倍；2地下一層結構頂板應采用梁板式樓蓋，板厚不應小于180mm，其混凝土強度等級不宜小于C30；樓面應采用雙層雙向配筋，且每層每個方向的配筋率不宜小于0.25％；3地下室外墻和內墻邊緣的板面不應有大洞口，以保證將上部結構的地震作用或水平力傳遞到地下室抗側力構件中。4當地下室內、外墻與主體結構墻體之間的距離符合表8.4.25要求時，該范圍內的地下室內、外墻可計入地下一層的結構側向剛度，但此范圍內的側向剛度不能重疊使用于相鄰建筑。當不符合上述要求時，建筑物的嵌固部位可設在筏形基礎的頂面，此時表8.4.25地下室墻與主體結構墻之間的最大間距d抗震設防烈度7度、8度9度d≤30d≤20【條文說明】上個世紀80年代，國內王前信、王有為曾對北京和上海20余棟23～58m高的剪力墻結構進行脈動試驗，結果表明由于上海的地基土質軟于北京，建于上海的房屋自振周期比北京類似的建筑物要長30%，說明了地基的柔性改變了上部結構的動力特性。反之上部結構也影響了地基土的粘滯效應，提高了結構體系的阻尼。通常在設計中都假定上部結構嵌固在基礎結構上，實際上這一假定只有在剛性地基的條件下才能實現。對絕大多數都屬柔性地基的地基土而言，在水平力作用下結構底部以及地基都會出現轉動，因此所謂嵌固實質上是指接近于固定的計算基面。本條款中的嵌固即屬此意。1989年，美國舊金山市一幢257.9m高的鋼結構建筑，地下室采用鋼筋混凝土剪力墻加強，其下為2.7m厚的筏板，基礎持力層為黏性土和密實性砂土，基巖位于室外地面下48m～60m處。在強震作用下，地下室除了產生52.4mm的整體水平位移外，還產生了萬分之三的整體轉角。實測記錄反映了二個基本事實：其一是厚筏基礎四周外墻與土層緊密接觸、且具有一定數量縱橫內墻的地下室其變形呈現出與剛體變形相似的特征；其二是地下結構的轉角體現了柔性地基的影響。地震作用下，既然四周與土壤接觸的具有外墻的地下室其變形與剛體變形基本一致，那么在抗震設計中可假設地下結構為一剛體，上部結構嵌固在地下室的頂板上，而在嵌固部位處增加一個大小與柔性地基相同的轉角。對有抗震設防要求的高層建筑基礎和地下結構設計中的一個重要原則是，要求基礎和地下室結構應具有足夠的剛度和承載力，保證上部結構進入非彈性階段時，基礎和地下室結構始終能承受上部結構傳來的荷載并將荷載安全傳遞到地基上。因此，當地下一層結構頂板作為上部結構的嵌固部位時，為避免塑性鉸轉移到地下一層結構，保證上部結構在地震作用下能實現預期的耗能機制，本規范規定了地下一層的層間側向剛度大于或等于與其相連的上部結構樓層剛度的1.5倍。地下室的內、外墻與主樓剪力墻的間距符合條文中表8.4.25要求時，可將該范圍內的地下室的內、墻的剛度計入地下室層間側向剛度內，但該范圍內的側向剛度不能重疊使用于相鄰建筑，6度區和非抗震設計的建筑物可參照表8.4.25中的7、8度區的要求適當放寬。當上部結構嵌固地下一層結構頂板上時，為保證上部結構的地震等水平作用能有效通過樓板傳遞到地下室抗側力構件中,地下一層結構頂板上開設洞口的面積不宜大于該層面積的30%；沿地下室外墻和內墻邊緣的樓板不應有大洞口；地下一層結構頂板應采用梁板式樓蓋；樓板的厚度、混凝土強度等級及配筋率不應過小。本規范提出地下一層結構頂板的厚度不應小于180mm的要求，不僅旨在保證樓板具有一定的傳遞水平作用的整體剛度，還旨在充分發揮其有效減小基礎整體彎曲變形和基礎內力的作用，使結構受力、變形更為合理、經濟。試驗和沉降觀察結果的反演均顯示了樓板參與工作后對降低基礎整體撓曲度的供獻，基礎整體撓曲度隨著樓板厚度的增加而減小。當不符合本條款要求時，建筑物的嵌固部位可設在筏基的頂部，此時宜考慮基側土對地下室外墻和基底土對地下室底板的抗力。8.4.26【條文說明】國內震害調查表明，唐山地震中絕大多數地面以上的工程均遭受嚴重破壞，而地下人防工程基本完好。如新華旅社上部結構為8層組合框架，8度設防，實際地震烈度為10度。該建筑物的梁、柱和墻體均遭到嚴重破壞（未倒塌），而地下室仍然完好。天津屬軟土區，唐山地震波及天津時，該地區的地震烈度為7～8度，震后已有的人防地下室基本完好，僅人防通道出現裂縫。這不僅僅由于地下室剛度和整體性一般較大，還由于土層深處的水平地震加速度一般比地面小，因此當結構嵌固在基礎頂面時，剪力墻底部加強部位的高度應從地下室頂板算起，但地下部分也應作為加強部位。國內震害還表明，個別與上部結構交接處的地下室柱頭出現了局部壓壞及剪壞現象。這表明了在強震作用下，塑性鉸的范圍有向地下室發展的可能。因此，與上部結構底層相鄰的那一層地下室是設計中需要加強的部位。有關地下室的抗震等級、構件的截面設計以及抗震構造措施參照現行國家標準《建筑抗震規范》GB50011有關條款使用。8.5樁基礎8.5.1本節包括混凝土預制樁和混凝土灌注樁低樁承臺基礎。豎向受壓樁按樁身豎向受力情況可分為摩擦型樁和端承型樁。摩擦型樁的樁頂豎向荷載主要由樁側阻力承受；端承型樁的樁頂豎向荷載主要由樁端阻力承受。【條文說明】摩擦型樁分為端承摩擦樁和摩擦樁，端承摩擦樁的樁頂豎向荷載主要由樁側阻力承受；摩擦樁的樁端阻力可忽略不計，樁頂豎向荷載全部由樁側阻力承受。端承型樁分為摩擦端承樁和端承樁，摩擦端承樁的樁頂豎向荷載主要由樁端阻力承受；端承樁的樁側阻力可忽略不計，樁頂豎向荷載全部由樁端阻力承受。8.5.2樁基設計應符合下列規定：1所有樁基均應進行承載力和樁身強度計算。對預制樁，尚應進行運輸、吊裝和錘擊等過程中的強度和抗裂驗算；2樁基礎沉降驗算應符合本規范第8.5.15條的規定；3樁基礎的抗震承載力驗算應符合現行國家標準《建筑抗震設計規范》GB50011的有關規定；4樁基宜選用中、低壓縮性土層作樁端持力層；5同一結構單元內的樁基，不宜選用壓縮性差異較大的土層作樁端持力層，不宜采用部分摩擦樁和部分端承樁；6由于欠固結軟土、濕陷性土和場地填土的固結，場地大面積堆載、降低地下水位等原因，引起樁周土的沉降大于樁的沉降時，應考慮樁側負摩擦力對樁基承載力和沉降的影響；7對位于坡地、岸邊的樁基，應進行樁基的整體穩定驗算。樁基應與邊坡工程統一規劃，同步設計；8巖溶地區的樁基，當巖溶上覆土層的穩定性有保證，且樁端持力層承載力及厚度滿足要求，可利用上履土層作為樁端持力層。當必須采用嵌巖樁時，應對巖溶進行施工勘察；9應考慮樁基施工中擠土效應對樁基及周邊環境的影響；在深厚飽和軟土中不宜采用大片密集有擠土效應的樁基；10應考慮深基坑開挖中，坑底土回彈隆起對樁身受力及樁承載力的影響；11樁基設計時，應結合地區經驗考慮樁、土、承臺的共同工作；12在承臺及地下室周圍的回填中，應滿足填土密實度要求。【條文說明】同一結構單元的樁基，由于采用壓縮性差異較大的持力層或部分采用摩擦樁，部分采用端承樁，常引起較大不均勻沉降，導致建筑物構件開裂或建筑物傾斜；在地震荷載作用下，摩擦樁和端承樁的沉降不同，如果同一結構單元的樁基同時采用部分摩擦樁和部分端承樁，將導致結構產生較大的不均勻沉降。巖溶地區的嵌巖樁在成孔中常發生漏漿、塌孔和埋鉆現象，給施工造成困難，因此應首先考慮利用上覆土層作為樁端持力層的可行性。利用上覆土層作為樁端持力層的條件是上覆土層必須是穩定的土層，其承載力及厚度應滿足要求。上覆土層的穩定性的判定至關重要，在巖溶發育區，當基巖上覆土層為飽和砂類土時，應視為地面易塌陷區，不得作為建筑場地。必須用作建筑場地時，可采用嵌巖端承樁基礎，同時采取勘探孔注漿等輔助措施。基巖面以上為粘性土層，粘性土有一定厚度且無土洞存在或可溶性巖面上有砂巖、泥巖等非可溶巖層時，上覆土層可視為穩定土層。當上覆粘性土在巖溶水上下交替變化作用下可能形成土洞時，上覆土層也應視為不穩定土層。在深厚軟土中，當基坑開挖較深時，基底土的回彈可引起樁身上浮、樁身開裂，影響單樁承載力和樁身耐久性，應引起高度重視。設計時應考慮加強樁身配筋、支護結構設計時應采取防止基底隆起的措施，同時應加強坑底隆起的監測。承臺及地下室周圍的回填土質量對高層建筑抗震性能的影響較大，規范均規定了填土壓實系數不小于0.94。除要求施工中采取措施盡量保證填土質量外，可考慮改用灰土回填或增加一至兩層混凝土水平加強條帶，條帶厚度不應小于0.5m。關于樁、土、承臺共同工作問題，各地區根據工程經驗有不同的處理方法，如混凝土樁復合地基、復合樁基、減少沉降的樁基、樁基的變剛度調平設計等。實際操作中應根據建筑物的要求和巖土工程條件以及工程經驗確定設計參數。無論采用哪種模式，承臺下土層均應當是穩定土層。液化土、欠固結土、高靈敏度軟土、新填土等皆屬于不穩定土層，當沉樁引起承臺土體明顯隆起時也不宜考慮承臺底土層的抗力作用。8.5.3樁和樁基的構造，應符合下列規定：1摩擦型樁的中心距不宜小于樁身直徑的3倍；擴底灌注樁的中心距不宜小于擴底直徑的1.5倍，當擴底直徑大于2m時，樁端凈距不宜小于1m。在確定樁距時尚應考慮施工工藝中擠土等效應對鄰近樁的影響；2擴底灌注樁的擴底直徑，不應大于樁身直徑的3倍；3樁底進入持力層的深度，根據地質條件、荷載及施工工藝確定，宜為樁身直徑的1倍～3倍。在確定樁底進入持力層深度時，尚應考慮特殊土、巖溶以及震陷液化等影響。嵌巖灌注樁周邊嵌入完整和較完整的未風化、微風化、中風化硬質巖體的最小深度，不宜小于0.5m；4布置樁位時宜使樁基承載力合力點與豎向永久荷載合力作用點重合；5設計使用年限不少于50年時，非腐蝕環境中預制樁的混凝土強度等級不應低于C30，預應力樁不應低于C40，灌注樁的混凝土強度等級不應低于C25；二b類環境及三類及四類、五類微腐蝕環境中不應低于C30；在腐蝕環境中的樁，樁身混凝土的強度等級應符合現行國家標準《混凝土結構設計規范》GB50010的有關規定。設計使用年限不少于100年的樁，樁身混凝土的強度等級宜適當提高。水下灌注混凝土的樁身混凝土強度等級不宜高于C40；6樁身混凝土的材料、最小水泥用量、水灰比、抗滲等級等應符合現行國家標準《混凝土結構設計規范》GB50010、《工業建筑防腐蝕設計規范》GB50046及《混凝土結構耐久性設計規范》GB/T50476的有關規定；7樁的主筋配置應經計算確定。預制樁的最小配筋率不宜小于0.8%(錘擊沉樁)、0.6%(靜壓沉樁)，預應力樁不宜小于0.5%；灌注樁最小配筋率不宜小于0.2%～0.65%(小直徑樁取大值)。樁頂以下3～5倍樁身直徑范圍內，箍筋宜適當加強加密；8樁身縱向鋼筋配筋長度應符合下列規定：1)受水平荷載和彎矩較大的樁，配筋長度應通過計算確定；2)樁基承臺下存在淤泥、淤泥質土或液化土層時，配筋長度應穿過淤泥、淤泥質土層或液化土層；3)坡地岸邊的樁、8度及8度以上地震區的樁、抗拔樁、嵌巖端承樁應通長配筋；4)鉆孔灌注樁構造鋼筋的長度不宜小于樁長的2/3；樁施工在基坑開挖前完成時，其鋼筋長度不宜小于基坑深度的1.5倍；9樁身配筋可根據計算結果及施工工藝要求，可沿樁身縱向不均勻配筋。腐蝕環境中的灌注樁主筋直徑不宜小于16mm，非腐蝕性環境中灌注樁主筋直徑不應小于12mm；10樁頂嵌入承臺內的長度不應小于50mm。主筋伸入承臺內的錨固長度不應小于鋼筋直徑(HPB300)的30倍和鋼筋直徑(HRB335和HRB400)的35倍。對于大直徑灌注樁，當采用一柱一樁時，可設置承臺或將樁和柱直接連接。樁和柱的連接可按本規范第8.2.5條高杯口基礎的要求選擇截面尺寸和配筋，柱縱筋插入樁身的長度應滿足錨固長度的要求；11灌注樁主筋混凝土保護層厚度不應小于50mm；預制樁不應小于45mm，預應力管樁不應小于35mm；腐蝕環境中的灌注樁不應小于55mm。【條文說明】本條規定了摩擦型樁的樁中心距限制條件，主要為了減少摩擦型樁側阻疊加效應及沉樁中對鄰樁的影響，對于密集群樁以及擠土型樁，應加大樁距。非擠土樁當承臺下樁數少于9根，且少于3排時，樁距可不小于2.5d。對于端承型樁，特別是非擠土端承樁和嵌巖樁樁距的限制可以放寬。擴底灌注樁的擴底直徑，不應大于樁身直徑的三倍，系考慮到擴底施工的難易和安全，同時需要保持樁間土的穩定。樁端進入持力層的最小深度，主要是考慮了在各類持力層中成樁的可能性和難易程度，并保證樁端阻力的發揮。樁端進入破碎巖石或軟質巖的樁，按一般樁來計算樁端進入持力層的深度。樁端進入完整和較完整的未風化、微風化、中風化硬質巖石時，入巖施工困難，同時硬質巖已提供足夠的端阻力。規范條文提出樁周邊嵌巖最小深度為0.5m。樁身混凝土最低強度等級與樁身所處環境條件有關。有關巖土及地下水的腐蝕性問題，牽涉腐蝕源、腐蝕類別、性質、程度、地下水位變化、樁身材料等諸多因素。現行國家標準《巖土工程勘察規范》GB50021、《混凝土結構設計規范》GB50010、《工業建筑防腐蝕設計規范》GB50046、《混凝土結構耐久性設計規范》GB/T50476等不同角度作了相應的表述和規定。為了便于操作，本條將樁身環境劃分為非腐蝕環境(包括微腐蝕環境)和腐蝕環境兩大類，對非腐蝕環境中樁身混凝土強度作了明確規定，腐蝕環境中的樁身混凝土強度、材料、最小水泥用量、水灰比、抗滲等級等還應符合相關規范的規定。樁身埋于地下，不能進行正常維護和維修，必須采取措施保證其使用壽命，特別是許多情況下樁頂附近位于地下水位頻繁變化區，對樁身混凝土及鋼筋的耐久性應引起重視。灌注樁水下澆注混凝土目前大多采用商品混凝土，混凝土各項性能有保障的條件下，可將水下澆注混凝土強度等級達到C45。當場地位于坡地且樁端持力層和地面坡度超過10%時，除應進行場地穩定驗算并考慮擠土樁對邊坡穩定的不利影響外，樁身尚應通長配筋，用來增加樁身水平抗力。關于通長配筋的理解應該是鋼筋長度達到設計要求的持力層需要的長度。采用大直徑長灌注樁時，宜將部分構造鋼筋通長設置，用以驗證孔徑及孔深。8.5.4群樁中單樁樁頂豎向力應按下列公式進行計算：1軸心豎向力作用下：(8.5.4-1)式中：——相應于作用的標準組合時，作用于樁基承臺頂面的豎向力（kN）；——樁基承臺自重及承臺上土自重標準值（kN）；——相應于作用的標準組合時，軸心豎向力作用下任一單樁的豎向力（kN）；n——樁基中的樁數。2偏心豎向力作用下：(8.5.4-2)式中：——相應于作用的標準組合時，偏心豎向力作用下第i根樁的豎向力（kN）；、——相應于作用的標準組合時，作用于承臺底面通過樁群形心的x、y軸的力矩（kN·m）；、——樁i至樁群形心的y、x軸線的距離（m）。3水平力作用下：(8.5.4-3)式中：——相應于作用的標準組合時，作用于承臺底面的水平力（kN）；——相應于作用的標準組合時，作用于任一單樁的水平力（kN）。8.5.5單樁承載力計算應符合下列規定：1軸心豎向力作用下：≤(8.5.5-1)式中：——單樁豎向承載力特征值（kN）。2偏心豎向力作用下，除滿足公式(8.5.5-1)外，尚應滿足下列要求：≤(8.5.5-2)3水平荷載作用下：≤(8.5.5-3)式中：——單樁水平承載力特征值（kN）。8.5.6單樁豎向承載力特征值的確定應符合下列規定：1單樁豎向承載力特征值應通過單樁豎向靜載荷試驗確定。在同一條件下的試樁數量，不宜少于總樁數的1%且不應少于3根。單樁的靜載荷試驗，應按本規范附錄Q進行。2當樁端持力層為密實砂卵石或其他承載力類似的土層時，對單樁豎向承載力很高的大直徑端承型樁，可采用深層平板載荷試驗確定樁端土的承載力特征值，試驗方法應符合本規范附錄D的規定；3地基基礎設計等級為丙級的建筑物，可采用靜力觸探及標貫試驗參數結合工程經驗確定單樁豎向承載力特征值；4初步設計時單樁豎向承載力特征值可按下式進行估算：(8.5.6-1)式中：——樁底端橫截面面積（m2）；，——樁端端阻力特征值、樁側阻力特征值（kPa），由當地靜載荷試驗結果統計分析算得；——樁身周邊長度（m）；——第i層巖土的厚度（m）。5樁端嵌入完整及較完整的硬質巖中，當樁長較短且入巖較淺時，可按下式估算單樁豎向承載力特征值：(8.5.6-2)式中：——樁端巖石承載力特征值（kN）。6嵌巖灌注樁樁端以下三倍樁徑且不小于5m范圍內應無軟弱夾層、斷裂破碎帶和洞穴分布，且在樁底應力擴散范圍內應無巖體臨空面。當樁端無沉渣時，樁端巖石承載力特征值應根據巖石飽和單軸抗壓強度標準值按本規范5.2.6條確定，或按本規范附錄H用巖基載荷試驗確定。【條文說明】為保證樁基設計的可靠性，規定除設計等級為丙級的建筑物外，單樁豎向承載力特征值應采用豎向靜載荷試驗確定。設計等級為丙級的建筑物可根據靜力觸探或標準貫入試驗方法確定單樁豎向承載力特征值。用靜力觸探或標準貫入方法確定單樁承載力已有不少地區和單位進行過研究和總結，取得了許多寶貴經驗。其他原位測試方法確定單樁豎向承載力的經驗不足，規范未推薦。確定單樁豎向承載力時，應重視類似工程、鄰近工程的經驗。試樁前的初步設計，規范推薦了通用的估算公式(8.5.6-1)，式中側阻、端阻采用特征值，規范特別注明側阻、端阻特征值應由當地載荷試驗結果統計分析求得，減少全國采用同一表格所帶來的誤差。嵌入完整和較完整的未風化、微風化、中風化硬質巖石的嵌巖樁，規范給出了單樁豎向承載力特征值的估算式(8.5.6-2)，只計端阻。簡化計算的意義在于硬質巖強度超過樁身混凝土強度，設計以樁身強度控制，樁長較小時再計入側阻、嵌巖阻力等已無工程意義。當然，嵌巖樁并不是不存在側阻力，有時側阻和嵌巖阻力占有很大的比例。對于嵌入破碎巖和軟質巖石中的樁，單樁承載力特征值則按8.5.6-1式進行估算。為確保大直徑嵌巖樁的設計可靠性，必須確定樁底一定深度內巖體性狀。此外，在樁底應力擴散范圍內可能埋藏有相對軟弱的夾層，甚至存在洞隙，應引起足夠注意。巖層表面往往起伏不平，有隱伏溝槽存在，特別在碳酸鹽類巖石地區，巖面石芽、溶槽密布，此時樁端可能落于巖面隆起或斜面處，有導致滑移的可能，因此，規范規定在樁底端應力擴散范圍內應無巖體臨空面存在，并確保基底巖體的穩定性。實踐證明，作為基礎施工圖設計依據的詳細勘察階段的工作精度，滿足不了這類樁設計施工的要求，因此，當基礎方案選定之后，還應根據樁位及要求進行專門性的樁基勘察，以便針對各個樁的持力層選擇入巖深度、確定承載力，并為施工處理等提供可靠依據。8.5.7當作用于樁基上的外力主要為水平力或高層建筑承臺下為軟弱土層、液化土層時，應根據使用要求對樁頂變位的限制，對樁基的水平承載力進行驗算。當外力作用面的樁距較大時，樁基的水平承載力可視為各單樁的水平承載力的總和。當承臺側面的土未經擾動或回填密實時，可8.5.8【8.5.7～8.5.8條文說明】單樁水平承載力與諸多因素相關，單樁水平承載力特征值應由單樁水平載荷試驗確定。規范特別寫入了帶承臺樁的水平載荷試驗。樁基抵抗水平力很大程度上依賴于承臺側面抗力，帶承臺樁基的水平載荷試驗能反映樁基在水平力作用下的實際工作狀況。帶承臺樁基水平載荷試驗采用慢速維持荷載法，用以確定長期荷載下的樁基水平承載力和地基土水平反力系數。加載分級及每級荷載穩定標準可按單樁豎向靜載荷試驗的辦法。當加載至樁身破壞或位移超過30～40mm(軟土取大值)時停止加載。卸載按2倍加載等級逐級卸載，每30min卸一級載，并于每次卸載前測讀位移。根據試驗數據繪制荷載位移H0-X0曲線及荷載位移梯度H0-(ΔX0/ΔH0)曲線，取H0-(ΔX0/ΔH0)曲線的第一拐點為臨界荷載，取第二拐點或H0-X0曲線的陡降起點為極限荷載。若樁身設有應力測讀裝置，還可根據最大彎矩點變化特征綜合判定臨界荷載和極限荷載。對于重要工程，可模擬承臺頂豎向荷載的實際狀況進行試驗。水平荷載作用下樁基內各單樁的抗力分配與樁數、樁距、樁身剛度、土質性狀、承臺形式等諸多因素有關。水平力作用下的群樁效應的研究工作不深入，條文規定了水平力作用面的樁距較大時，樁基的水平承載力可視為各單樁水平承載力的總和，實際上在低樁承臺的前提下應注重采取措施充分發揮承臺底面及側面土的抗力作用，加強承臺間的連系等等。當承臺周圍填土質量有保證時，應考慮土的抗力作用按彈性抗力法進行計算。用斜樁來抵抗水平力量項有效的措施，在橋梁樁基中采用較多。但在一般工業與用民建筑中則很少采用，究其原因是依靠承臺埋深大多可以解決水平力的問題。8.5.9當樁基承受拔力時，應對樁基進行抗拔驗算。單樁抗拔承載力特征值應通過單樁豎向抗拔靜載荷試驗確定，并應加載至破壞。單樁豎向抗拔載荷試驗，應按本規范附錄T進行。【條文說明】單樁抗拔承載力特征值應通過單樁豎向抗拔靜載荷試驗確定，并應加載至破壞，試驗數量，同條件下的樁不應少于3根且不應少于總抗拔樁數的1%。8.5.10樁身混凝土強度應滿足樁的承載力設計要求。【條文說明】2002版規范的8.5.9條拆成了本規范的8.5.10條與8.5.11條本條為強制性條文。為避免基樁在受力過程中發生樁身強度破壞，樁基設計時應進行基樁的樁身強度演算，確保樁身混凝土強度滿足樁的承載力要求。8.5.11按樁身混凝土強度計算樁的承載力時，應按樁的類型和成樁工藝的不同將混凝土的軸心抗壓強度設計值乘以工作條件系數，樁軸心受壓時樁身強度應符合式(8.5.11)的規定。當樁頂以下5倍樁身直徑范圍內螺旋式箍筋間距不大于100mm且鋼筋耐久性得到保證的灌注樁，可適當計入樁身縱向鋼筋的抗壓作用。≤(8.5.11)式中：——混凝土軸心抗壓強度設計值（kPa），按現行國家標準《混凝土結構設計規范》GB50010取值；Q——相應于作用的基本組合時的單樁豎向力設計值（kN）；——樁身橫截面積（m2）；——工作條件系數，非預應力預制樁取0.75，預應力樁取0.55～0.65，灌注樁取0.6～0.8(水下灌注樁、長樁或混凝土強度等級高于C35時用低值)。【條文說明】鑒于樁身強度計算中并未考慮荷載偏心、彎矩作用、瞬時荷載的影響等因素，因此，樁身強度設計必須留有一定富裕。在確定工作條件系數時考慮了承臺下的土質情況，抗震設防等級、樁長、混凝土澆注方法、混凝土強度等級以及樁型等因素。本次修訂中適當提高了灌注樁的工作條件系數，補充了預應力混凝土管樁工作條件系數。考慮到高強度離心混凝土的延性差、加之沉樁中對樁身混凝土的損壞、加工過程中已對樁身施加軸向預應力等因素，結合日本、廣東省的經驗，將工作條件系數規定為0.55～0.65。日本、美國及廣東省等規定管樁允許承載力(相當于承載力特征值)應滿足下式要求：Ra≤0.25(fcu.k-σpc)AG式中：fcu.k——樁身混凝土立方體抗壓強度；σpc——樁身混凝土有效預應力值(約為4～10MPa)；AG——樁身混凝土橫截面積。Q≤0.33(fcu.k-σpc)AGfcu.k=[2.18(C60)～2.23(C80)]fcPHC樁：Q≤0.33(2.23fc-σpc)AG當σpc=4MPa時Q≤0.33(2.23fc-0.11fc)AGQ≤0.699fcAG當σpc=10MPa時Q≤0.33(2.23fc-0.28fc)AGQ≤0.644fcAGPC樁Q≤0.33(2.18fc-σpc)AG當σpc=4MPa時Q≤0.33(2.18fc-0.145fc)AGQ≤0.67fcAG當σpc=10MPa時Q≤0.33(2.18fc-0.36fc)AGQ≤0.6fcAG考慮到當前管樁生產質量、軟土中的抗震要求、沉樁中樁身混凝土受損以及接頭焊接時高溫對樁身混凝土的損傷等因素，將工作條件系數定為0.55～0.65是合理的。8.5.12非腐蝕環境中的抗拔樁應根據環境類別控制裂縫寬度滿足設計要求，預應力混凝土管樁應按樁身裂縫控制等級為二級的要求進行樁身混凝土抗裂驗算。腐蝕環境中的抗拔樁和受水平力或彎矩較大的樁應進行樁身混凝土抗裂驗算，裂縫控制等級應為二級；預應力混凝土管樁裂縫控制等級應為一級。【條文說明】非腐蝕性環境中的抗拔樁，樁身裂縫寬度應滿足設計要求。預應力混凝土管樁因增加鋼筋直徑有困難，考慮其鋼筋直徑較小，耐久性差，所以裂縫控制等級應為二級，即混凝土拉應力不應超過混凝土抗拉強度設計值。腐蝕性環境中，考慮樁身鋼筋耐久性，抗拔樁和受水平力或彎矩較大的樁不允許樁身混凝土出現裂縫。預應力混凝土管樁裂縫等級應為一級(即樁身混凝土不出現拉應力)。預應力管樁作為抗拔樁使用時，近期出現了數起樁身抗拔破壞的事故，主要表現在主筋墩頭與端板連接處拉脫，同時管樁的接頭焊縫耐久性也有問題，因此，在抗拔構件中應慎用預應力混凝土管樁。必須使用時應考慮以下幾點：1、預應力筋必須錨入承臺；2、截樁后應考慮預應力損失，在預應力損失段的樁外圍應包裹鋼筋混凝土；3、宜采用單節管樁；4、多節管樁可考慮通長灌芯，另行設置通長的抗拔鋼筋，或將抗拔承載力留有余地，防止墩頭拔出。5．.端板與鋼筋的連結強度應滿足抗拔力要求。8.5.13樁基沉降計算應符合下列規定：1對以下建筑物的樁基應進行沉降驗算；1）地基基礎設計等級為甲級的建筑物樁基；2）體形復雜、荷載不均勻或樁端以下存在軟弱土層的設計等級為乙級的建筑物樁基；3）摩擦型樁基。2樁基沉降不得超過建筑物的沉降允許值，并應符合本規范表5.3.4的規定。【條文說明】2002版規范的8.5.10條拆成了本規范的8.5.13條與8.5.14條。本條為強制性條文。地基基礎設計強調變形控制原則，樁基礎也應按變形控制原則進行設計。本條規定了樁基沉降計算的適用范圍以及控制原則。8.5.14嵌巖樁、設計等級為丙級的建筑物樁基、對沉降無特殊要求的條形基礎下不超過兩排樁的樁基、吊車工作級別A5及A5以下的單層工業廠房且樁端下為密實土層的樁基，可不進行沉降驗算。當有可靠地區經驗時，對地質條件不復雜、荷載均勻、對沉降無特殊要求的端承型樁基也可不進行沉降驗算。8.5.15計算樁基沉降時，最終沉降量宜按單向壓縮分層總和法計算。地基內的應力分布宜采用各向同性均質線性變形體理論，按實體深基礎方法或明德林應力公式方法進行計算，計算按本規范附錄R進行。【條文說明】軟土中摩擦樁的樁基礎沉降計算是一個非常復雜的問題。縱觀許多描述樁基實際沉降和沉降發展過程的文獻可知，土體中樁基沉降實質是由樁身壓縮、樁端刺入變形和樁端平面以下土層受群樁荷載共同作用產生的整體壓縮變形等多個主要分量組成。摩檫樁基礎的沉降是歷時數年、甚至更長時間才能完成的過程，加荷瞬間完成的沉降只占總沉降中的小部分。大部分沉降都是與時間發展有關的沉降，也就是是由于固結或流變產生的沉降。因此，摩擦型樁基礎的沉降不是用簡單的彈性理論就能描述的問題，這就是為什么依據彈性理論公式的各種樁基沉降計算方法，在實際工程的應用中往往都與實測結果存在較大的出入，即使經過修正，兩者也只能在某一范圍內比較接近的原因。近年來越來越多的研究人員和設計人員理解了，目前借用彈性理論的公式計算樁基沉降，實質是一種經驗擬合方法。從經驗擬合這一觀點出發，本規范推薦Mindlin方法和考慮應力擴散以及不考慮應力擴散的實體深基礎方法。修訂組收集了部分軟土地區62棟房屋沉降實測資料和工程計算資料，將大量實際工程的長期沉降觀測資料與各種計算方法的計算值對比，經過統計分析，最后推薦了樁基礎最終沉降量計算的經驗修正系數。考慮應力擴散以及不考慮應力擴散的實體深基礎方法計算沉降量和沉降計算深度都有差異，從統計意義上沉降量計算的經驗修正系數差異不大。本規范中刪去了2002版規范的8.5.12條（應按有關規范的規定考慮特殊土對樁基的影響。應考慮巖溶等場地的特殊性，并在樁基設計中采取有效措施。抗震設防區的樁基按現行《建筑抗震設計規范》GB50011有關規定執行。軟土地區的樁基應考慮樁周土自重固結、蠕變、大面積堆載及施工中擠土對樁基的影響；在深厚軟土中不宜采用大片密集有擠土效應的樁基。位于坡地岸邊的樁基應進行樁基穩定性驗算。對于預制樁，尚應進行運輸，吊裝和錘擊等過程中的強度和抗裂驗算。)8．5．16以控制沉降為目的設置樁基時，應結合地區經驗，并滿足下列要求：1樁身強度應按樁頂荷載設計值驗算；2樁、土荷載分配應按上部結構與地基共同作用分析確定；3樁端進入較好的土層，樁端平面處土層應滿足下臥層承載力設計要求；4樁距可采用4倍～6倍樁身直徑。【條文說明】八十年代上海市開始采用為控制沉降而設置樁基的方法，取得顯著的社會經濟效益。目前天津、湖北、福建等省市也相繼應用了上述方法。開發這種方法是考慮樁、土、承臺共同工作時，基礎的承載力可以滿足要求，而下臥層變形過大，此時采用摩擦型樁旨在減少沉降，以滿足建筑物的使用要求。以控制沉降為目的設置樁基是指直接用沉降量指標來確定用樁的數量。能否實行這種設計方法，必須要有當地的經驗，特別是符合當地工程實踐的樁基沉降計算方法。直接用沉降量確定用樁數量后，還必須滿足本條所規定的使用條件和構造措施。上述方法的基本原則有三點：一、設計用樁數量可以根據沉降控制條件，即允許沉降量計算確定；二、基礎總安全度不能降低，應按樁、土和承臺共同作用的實際狀態來驗算。樁土共同工作是一個復雜的過程，隨著沉降的發展，樁、土的荷載分擔不斷變化，作為一種最不利狀態的控制，樁頂荷載可能接近或等于單樁極限承載力。為了保證樁基的安全度，規定按承載力特征值計算的樁群承載力與土承載力之和應大于等于作用的標準組合產生的作用在樁基承臺頂面的豎向力與承臺及其上土自重之和；三、為保證樁、土和承臺共同工作，應采用摩擦型樁，使樁基產生可以容許的沉降，承臺底不致脫空，在樁基沉降過程中充分發揮樁端持力層的抗力。同時樁端還要置于相對較好的土層中，防止沉降過大，達不到預期控制沉降的目的。為保證承臺底不脫空，當承臺底土為欠固結土或承載力利用價值不大的軟土時，尚應對其進行處理。8．5．17樁基承臺的構造，除滿足抗沖切、抗剪切、抗彎承載力和上部結構的要求外，尚應符合下列要求：1承臺的寬度不應小于500mm。邊樁中心至承臺邊緣的距離不宜小于樁的直徑或邊長，且樁的外邊緣至承臺邊緣的距離不小于150mm。對于條形承臺梁，樁的外邊緣至承臺梁邊緣的距離不小于75mm2承臺的最小厚度不應小于300mm；圖8.5.17承臺配筋1-墻；2-箍筋直徑≥6mm；3-樁頂入承臺≥50mm；4-承臺梁內主筋除須按計算配筋外尚應滿足最小配筋率；5-墊層100mm3承臺的配筋，對于矩形承臺其鋼筋應按雙向均勻通長布置（圖8.5.17a），鋼筋直徑不宜小于10mm，間距不宜大于200mm；對于三樁承臺，鋼筋應按三向板帶均勻布置，且最里面的三根鋼筋圍成的三角形應在柱截面范圍內（圖8.5.17b）。承臺梁的主筋除滿足計算要求外尚應符合現行國家標準《混凝土結構設計規范》GB50010關于最小配筋率的規定，主筋直徑不宜小于12mm，架立筋不宜小于10mm，箍筋直徑不宜小于6mm（圖8.5.17c）；柱下獨立樁基承臺的最小配筋率不應小于0.15%。鋼筋錨固長度自邊樁內側﹙4承臺混凝土強度等級不應低于C20；縱向鋼筋的混凝土保護層厚度不應小于70mm，當有混凝土墊層時，不應小于40mm。8．5．18柱下樁基承臺的彎矩可按以下簡化計算方法確定：1多樁矩形承臺計算截面取在柱邊和承臺高度變化處（杯口外側或臺階邊緣，圖8.5.18a（8.5（8.5式中：Mx、My——分別為垂直y軸和x軸方向計算截面處的彎矩設計值（kN·m）；xi、yi——垂直y軸和x軸方向自樁軸線到相應計算截面的距離（m）；作用（kN）2三樁承臺1）等邊三樁承臺（圖8.5.18b）。（8.5式中：M——由承臺形心至承臺邊緣距離范圍內板帶的彎矩設計值（kN·m）；Nmax——扣除承臺和其上填土自重后的三樁中相應于作用的基本組合時的最大單樁豎向力設計值（kN）；s——樁距（m）；c——方柱邊長（m），圓柱時c=0.886d（d為圓柱直徑）。2）等腰三樁承臺（圖8.5.18圖8.5.（8.5（8.5式中：M1、M2——分別為由承臺形心到承臺兩腰和底邊的距離范圍內板帶的彎矩設計值（kN·m）；s——長向樁距（m）；——短向樁距與長向樁距之比，當小于0.5時，應按變截面的二樁承臺設計；c1、c2——分別為垂直于、平行于承臺底邊的柱截面邊長（m）。【條文說明】樁基承臺的彎矩計算1承臺試件破壞過程的描述中國石化總公司洛陽設計院和鄭州工學院曾就樁臺受彎問題進行專題研究。試驗中發現，凡屬抗彎破壞的試件均呈梁式破壞的特點。四樁承臺試件采用均布方式配筋，試驗時初始裂縫首先在承臺兩個對應邊的一邊或兩邊中部或中部附近產生，之后在兩個方向交替發展，并逐漸演變成各種復雜的裂縫