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T∕CECS 703-2020 单管塔钢桩基础技术规程.pdf2.1.1本规程中的单管塔钢桩基础，主要是指采用单根钢管作 为单管塔的刚性短桩基础，当钢管和地基土符合本规程第4.2.2 条规定时，可以认为钢桩在受上部弯矩作用后，绕旋转中心呈刚 性转动，即可以作为刚性短桩考虑。 钢桩可根据尺寸、加工条件等选用圆形或多边形截面，一般 以正十二边形、正十六边形为主
3.0.1根据单管塔的结构特点确定设计使用年限、结构安全等 级。正常维护条件是指钢桩外露部分防腐蚀层未损坏，桩周围土 本未流失，以及桩顶螺栓连接可靠。现行国家标准《工程结构可 靠性设计统一标准》GB50153规定，工程设计时应规定结构的 设计使用年限，单管塔钢桩基础设计必须符合上部结构设计使用 年限的规定。对有其他特殊要求的钢桩基础，可根据具体条件 确定。 3.0.2根据现行行业标准《建筑桩基技术规范》JGJ94，钢桩 基础应按两种承载能力极限状态设计。 3.0.3～3.0.5这几条明确了桩基设计内容，以及对应的作用效 应组合。 3.0.6、3.0.7单管塔的正常维护工作相当重要。对于单管塔而 言，钢桩的异常变形可以很容易通过周边地坪平整度情况体现，
基础应按两种承载能力极限状态设计 3.0.3～3.0.5这几条明确了桩基设计内容，以及对应的作用效 应组合。 3.0.6、3.0.7单管塔的正常维护工作相当重要。对于单管塔而 言，钢桩的异常变形可以很容易通过周边地坪平整度情况体现， 因此需要加强基础周边土体情况
.1.1基础设计前应进行必要的岩土勘察，以判断是否适宜 用钢桩基础；同时为基础设计提供必要的设计参数。由于很多 管塔建设在道路两侧，而这些地方往往理有市政、通信管线 比增加物探要求，以免造成较大损失
4.1.2大块石或混凝土块容易嵌入钢桩的底部十字板的槽口内， 随桩一起沉入下层土内，如遇硬土层则使沉桩困难辽2015D803：太阳能光伏发电系统设计与安装（无水印 带书签），甚至继续锤 击导致桩体失稳，故应事先清障。对于选址要求不高的单管塔基 站，也可以另行选址，避开大块石或混凝土块。 4.1.3钢桩基础有着受力直接、施工方便的优点，但并不是所 有场地条件都适用；本条对于不适宜于采用钢桩基础的场地条件 作出了规定。
4.2.1单管塔钢桩基础采用单桩形式，主要承受上部单管塔塔 身传递下来的竖向自重、水平剪力与弯矩，其中弯矩值远大于竖 向自重与水平剪力，因此与普通抗压、抗拔或者抵抗水平力的桩 基础差异很大。 桩基的抗弯承载力验算其实同时包括桩侧向土压力强度与桩 身位移验算，本条考虑到与后续条文对应，因此把两者单独列 出来。 考虑到实际工程中，等直径桩制作加工方便，应用更加厂 泛，本条示意图以及后续的计算公式中钢桩不同深度处直径均相 同。也可以根据实际需要采用上端直径较大，下端直径较小的不
等径钢桩，与土体结合更加紧密，同时上部较大直径有助于弥补 般表层土强度不够的不足。当采用不等径钢桩时，桩侧向土压 力强度验算可采用极值点和桩身底部相应的直径，桩基竖向承载 力验算、桩顶位移及桩身转角均可以偏安全地采用较小的端部直 径，桩身强度验算采用相应截面处直径。 4.2.2本规程中钢桩符合下式规定时，可以认为是刚性桩
表1 《港口工程桩基规程》中弹性长桩、中长桩和刚性桩划分标准
式中：㎡一 水平地基系数随深度增长的比例系数（kN/m）： E、I一钢桩的弹性模量（N/m）和截面惯性矩（m4）： b。一一考虑桩周围土空间受力的计算宽度（m）。 公式（2）中，用m法表示的T与本规程用C值法表示的 桩土形变系数入互为倒数关系，可以看出公式（1）与表1在形 式上是一致的；同时刚性桩长小于4.0/入，满足本规程公式（6） 的要求，即地基反力系数K随着深度之呈0.5次方的曲线增长。 2本规程在编制过程中，对不同地质条件下的若干通信基 站，分别采用公式（1）与表1进行计算比较，刚性桩临界长度 的差别在10%以内，主要还是由于m值与C值的取值差异引起 因此可以认为公式（1）可以作为判断是否为刚性桩的依据 3规程编制组采用ABAQUS有限元分析软件，综合考虑
材料本构、模型尺寸、加载条件、边界条件、桩土接触等因素， 建立8个具有不同的H·入值的等直径钢桩在匀质软土中的 ABAQUS有限元模型，分别研究单调水平加载作用、单调弯矩 加载作用下，埋深H与桩土形变系数对有限元模型破坏机制、 水平土抗力分布、极限承载力的影响，结果发现在H=2.4/入时 简桩也基本保持了刚性转动的变位模式，验证了公式的合理性。 4规程编制组对一些通信工程进行试设计以及试验后发现 刚性桩的判别条件还可以适当放宽。由于没有大量实际工程与试 验数据的支撑，暂时还以公式（1）作为判断是否为刚性桩的 依据
材料本构、模型尺寸、加载条件、边界条件、桩土接触等因素， 建立8个具有不同的H·入值的等直径钢桩在匀质软土中的 ABAQUS有限元模型，分别研究单调水平加载作用、单调弯矩 加载作用下，理埋深H与桩土形变系数对有限元模型破坏机制、 水平土抗力分布、极限承载力的影响，结果发现在H=2.4/入时 筒桩也基本保持了刚性转动的变位模式，验证了公式的合理性， 4规程编制组对一些通信工程进行试设计以及试验后发现 刚性桩的判别条件还可以适当放宽。由于没有大量实际工程与试 验数据的支撑，暂时还以公式（1）作为判断是否为刚性桩的 依据。 4.2.3单桩基础设计的关键点在于正确反映基础沿深度方向的 向土压力分布规律。 本规程中的钢桩基础，定义为刚性短桩，即可忽略钢桩本身 的变形，可以认为钢桩在受上部弯矩作用后，绕旋转中心呈刚性 转动。 本规程编制过程中，经过理论分析、有限元模拟、试验验证 以及工程实例，认为根据线弹性地基反力法中的C值法的1.5 次方曲线拟合得到的侧向土压力曲线能够较真实的反映圆筒单桩 受力后侧向土压力沿深度方向的分布规律。 1现有的理论方法 自前对于单桩基础的理论分析主要包括：①极限平衡法 ②弹性地基反力法，③弹塑性地基反力法，④p一y曲线法。 1）极限平衡法的本质就是通过假定极限状态下地基土反力 分布形式、竖向力分布模式、摩擦力分布模式建立水平力平衡、 竖向力平衡以及弯矩平衡方程，通过解方程来计算极限水平承载 力及抗弯承载力。极限平衡法中采用的水平土抗力力是主要研 究内容，其分布假设是根据刚性短桩受水平推力后桩侧土抗力的 试验数据归纳总结的，由于试验土材性、短桩尺寸和测点密度的
由于计算过程较为简便，我国 输电线路塔和单管通信塔基础验算 抗倾覆地基承载力时曾使用的刚性 短柱法就是采用极限平衡法的求解 思路，如图2所示。但是此类方法 用于高箕结构刚性桩的工程设计中 存在不适应性，一方面是其主要用 于受水平力为主的短桩基础，并未 考虑较大倾覆弯矩荷载对刚体在空 间转动的改变进而导致对土抗力分 布曲线的影响；另一方面是该计算 模型不能完全反映土抗力与桩体转 动变形的对应关系。
各类极限平衡法的桩侧极限土抗力
图2刚性短柱法桩侧受力 简图（属于极限平衡法）
2）弹性地基反力法假定基础（刚性桩或弹性桩）周围土为 winkler离散线性弹簧，不考虑基础与土之间的黏结力和摩阻力， 当基础受水平外力作用后，桩土协调变形，任意深度处所产生的 桩侧土水平抗力仅与土的深度和桩的横向挠度有关，单位土抗力 表示为：
q(y,z) = K(z) . y
其中m法在我国应用最为广泛，C值法在我国公路部门应用 较多。 3）弹塑性地基反力法：随看弹性地基反力法研究的推进： 有学者针对刚性桩提出桩侧的土体同时考虑弹、塑性的受力状态 的简化计算方法，即根据荷载位移模型对应的应力状态；并提出 了“土抗力屈服条件”的概念，定义不同土质对应的极限土抗沿 深度变化的模型，以此发展出理想弹塑性地基反力法用于求解弯 剪作用下的刚性桩水平承载力。该方法需要通过计算机进行迭代 计算，相对于弹性地基反力法来讲，在实际工程设计中操作仍有 定复杂性。 4）力一y曲线法：规定在某深度之处，桩的横向位移y与单 位桩长土反力合力力之间存在非线性对应关系。力一曲线法目 前主要用于求解柔性长桩的水平承载力及大变形的非线性分析 中，用于刚性桩的计算并不多见。主要原因是柔性长桩相对于刚 性短桩在埋深范围内遇到的分层土离散性增大，因此在计算桩的 水平承载力及变形时，力一曲线法较线弹性地基反力法可以更 真实地反映柔性长桩桩周土在加载全过程的非线性反应。然而， 越来越多的工程实例表明，对于不同的土体条件、桩基结构和施 工方法以及荷载类型，力一曲线的形式各不相同，某一种特定 的力一y曲线模式很难准确预测桩基的所有性状。因此，针对某 特定项目，一方面仍需要单独进行现场试验获得力一y曲线， 另一方面要借助大型计算机进行大量计算，代价相当大。 2有限元模拟分析 规程编制组通过对风力发电塔基础的大圆筒桩一土结构进行 弹塑性分析，采用基于摩尔一库伦内切圆准则和直接约束的接触 算法的半空间三维实体模型对不同直径和不同埋深的大圆筒简基础 的抗弯性能做了深入研究。分析指出，在增加圆筒埋深的情况 下，可以增加离旋转中心较远处起主要抗弯作用的侧向土压力， 比增加筒径能更有效地提高大圆筒基础的抗弯承载力；在土体对
圆筒基础的所有反力中，起主要抗弯作用的是侧向土压力，其次 是外摩阻力，然后是筒底水平切向力和筒底反力，最后是内侧摩 阻力，如表3所示，因此圆筒基础的侧向土压力分布情况成为其 抗弯性能研究的关键因素
表3各反力承担的弯矩及所占比例
通过有限元分析得到大圆筒受弯后基础外侧土压力的拟合分 布，与极限平衡法做了对比，有限元分析得到的土压力分布曲线 在埋深较浅处土压力发挥较充分，转动点以上呈抛物线分布，而 转动点以下接近直线分布（图3）。
3基于C值法的1.5次方曲线侧向土压力拟合 本规程采用基于线弹性地基反力法中的C值法的1.5次方
曲线，推导刚性短桩的侧向土压力曲线 将圆筒基础看作刚性桩，在承受外荷载剪力V和弯矩M时， 桩绕某一点O做刚性转动如图4所示，在坐标系OYZ中，刚性 桩侧向位移曲线可表达为：
式中：yz 深度之处桩的横向位移（m）： 0 桩顶横向位移（m）； 2 埋深（m); 21 转动中心到地面距离（m）
图4基础刚性转动示意
桩身在横向作用下的内力与位移的计算方法采用文克勒弹性 地基梁法，即：
Ozy =K· yz kN/m²) :
K——地基反力系数（kN/m²），表示单位面积土在弹性 限度内产生单位变形所需加的力
本规程中采用C值法，即采用地基反力系数K随着深度 呈0.5次方的曲线增长的分布规律，其假定地基反力模式为：
当<4.0/入时 K =Cz0.5 当z>4.0/入时K=C（4.0/a)0.5=const 将公式（2）、公式（6）带入公式（5）中
.+ 之1 Co21.5 + C8o≥0.5 Z1
由此可以看出，基于地基反力法中C值法的土压力分布曲 线是关于埋深的1.5次方函数，该假设曲线下简称为“1.5次 方曲线”。 根据上面的分析，可设土被动抗力分布曲线表达式为：
q=a21.5+b.20.5
式中：q一单位长度上的土被动抗力（kN/m)； a、b一曲线系数，单位分别为kN/m2.5、kN/ml.5 根据基础整体弯矩剪力受力平衡条件，基础埋深处的剪力 值和弯矩值分别为：
式（9）代入上两式，整理得：
Qz 2. 51 1. 5 a 6 Mz= .5 2.5+V.z+M 2. 5 X 3.
之=H时，Mz与Qz均为零，代入公式（12）、公式（13） 解得
H3. 5 5 H2. 5
4试验验证 2015年6月，规程编制组在河北衡水对于软土中直径为 .9m~1.09m、埋深6.47m的钢管单桩进行弯剪作用下的单向 单循环快速维持荷载试验，获得了桩身弯矩和桩顶位移随荷载的 变化情况，并探讨了刚性短柱法对此类结构的适用性。 1）试验情况 对两根单管塔钢桩基础分别进行单调加、卸试验，测试桩周 土地基加固前后其水平承载性能。通过测量钢桩沿深度方向的应 变情况，得到典型单管塔荷载作用下的桩身弯矩，用以衡量现有 也基水平承载力验算方法的适用性；通过测量桩顶水平位移，得
15年6月，规程编制组在河北衡水对于软土中直径为 1.09m、埋深6.47m的钢管单桩进行弯剪作用下的单向 快速维持荷载试验，获得了桩身弯矩和桩顶位移随荷载的 况，并探讨了刚性短柱法对此类结构的适用性
理深范围内无地下水。 为反映单管塔所受荷载中弯矩和剪力的真实情况，根据计算 得到的单管塔荷载数据，理论加载点高度应设在24.5m处。用 于施加拉力的钢丝绳顶端设置在试验桩上部塔筒顶（标高十 25.48m），钢丝绳底端设置在反力桩顶端（标高十0.48m）；为 了避免两桩之间土体相互影响，以及钢丝绳竖向分力不大于轴力 设计值，两桩中心间距L最终确定为25.24m。试验分两个工 况，工况一中1#作为试验桩、2#作为反力桩，工况二中试验 桩反力桩功能对调，试件加载布置如图6所示
艺桩身弯矩 采用“C值法”、“弹性地基m法”对试验对象进行理论计 算，与试验值进行对比，如图7、图8所示。 可以看出，C值法求得桩身弯矩较m法更接近于试验值。 3）桩顶位移 作为刚性桩变形检验的重要指标，桩顶水平位移与桩体转 角、转动中心埋深位置密切相关，这其中的关键在于地基反力系 数如何准确地模拟真实土体情况。分别采用两种理论方法与试验
图7工况一试验值与理论值对比
图8工况二试验值与理论值对比
数据进行对比，如图9所示。总体上变化趋势和数值大小，C值 法较m法更接近于试验值。 4）理论分析结合试验结果表明，C值结构变位法计算桩身 弯矩与桩顶位移时较弹性地基m法更接近试验值，且有安全
图9桩顶位移试验值与理论值
4.2.4主的破环准则主要是以王的抗剪强度理论为根据而提出 一定的应力组合，用于预示土体是否进人破坏状态。对于刚性圆 状基础地基承载力的验算采用与有限元结果对比进行修正后的 基于线性摩尔库仑准则的朗金土压力理论作为土的破坏准则。地 基承载力验算即要求基础的侧向土压力极值小于相应埋深处的朗 金被动土压力修正值。 已知埋深H处出现土压力极值点qm，为求另一极值点qo所 在深度20，令：
qm = aH1.5 +bH0.5
由于荷载效应采用标准组合，而土体被动土压力为极限承载力，取安全系数2.0，要求符合公式（19）和公式（20）的规定。qo/D≤β·Pro /2=β·[·2o· tan²(45°+号+2c· tan(45°+号)]/2(19)+2c· tan(45°+号)(20)式中：D一桩相应位置的实际直径（m);β一极限承载力修正系数，β1.8。直接采用朗金被动土压力作为土体强度判断准则偏于保守，目前工程上常采用计算桩径替代实际直径的方式。本规程编制组采用有限元计算，得到了不同单桩埋深的修正系数，见表4。表4不同单桩埋深H对应修正系数H (m)H<1010
4.2.8单管塔钢桩基础的主要控制指标为桩顶位移，地基土比
4.2.8单管塔钢桩基础的主要控制指标为桩顶位移，地基土比
。2.8单管塔钢桩基础的主要控制指标为桩顶位移，地基土 列系数C为关键参数。表5为我国公路交通行业建议的计算 礼桩水平承载力的取值
表5不同土类对应C值
4.2.9单管塔钢桩顶部的法兰不同于普通单管塔的基础
大开孔。螺栓强度及加劲板的计算均应符合现行国家标准《高算 结构设计标准》GB50135的相关规定
3.2对单管塔钢桩以受弯为主，同时又有周边土的环向约束 施工时竖向力也较小，因此参考《钢结构单管通信塔技术规程 ECS236：2008，对径厚比作出限制，但是要比现行国家标 钢结构设计标准》GB50017规定值宽松。钢桩厚度采用不考 蚀裕量的有效厚度。
根长度钢桩能满足受力要求，也方便运输，因此不建议采用 段再到现场进行拼接的方式。
4.3.5钢桩内部填充一定高度的混凝土，对于提高桩身
钢桩内部填充一定高度的混凝土，对于提高桩身强度
弯强度以及桩身的防腐能力都有一定的作用。考虑到单管塔 垂直度的要求，在钢桩顶部应设置调节螺栓；待铁塔安装完 ，再用等级不低于C25的微膨胀细石混凝士包封
部土体强度是影响单桩基础安全的关键因素。因此有必要在地面
4.3.10管壁腐蚀裕量的选取，直接影响到钢桩基础的安全性与
3.10管壁腐蚀裕量的选取，直接影响到钢桩基础的安全性 济性。
120世纪70年代，因为宝钢工程建设采用钢管桩，上海 地区开始对钢桩的腐蚀问题引起重视并开展了研究。当时主要参 考日本经验GTCC-017-2018 高速铁路用钢轨，确定预留2mm作为钢桩外表100年的腐蚀裕量 不考虑内侧腐蚀，
5.4.1钢桩制作偏差不仅要在制作过程控制，运到工地后
5.4.1钢桩制作偏差不仅要在制作过程控制，运到工地后在施 工前还应检查，否则沉桩时会发生困难，甚至沉桩失败。这是因 为出厂后在运输或堆放过程中会因措施不当而造成桩身局部 变形
5.1由于直缝焊接质量容易保证，同时单管塔制作时也多买
5.5.1由于直缝焊接质量容易保证，同时单管塔制作
用直缝焊接方式，因此钢桩推荐使用直缝焊接钢管，埋弧自 动焊。
6.3.2沉桩头与管桩连接需要安装弹簧垫片，避免高频振动过 程中螺母松落。 6.3.4由于高频液压沉桩方式DB5101／T 38-2018 成都市国土绿化信息资源数据规范，会使桩周围饱和砂土液化加速， 更饱和软黏土土体软化，因此建议沉桩后静置1d～2d，以待土 体强度恢复。
7.2.1～7.2.3国家现行标准《建筑地基基础工程施工质量验收 标准》GB50202、《建筑基桩检测技术规范》JGJ106规定必须 对基桩承载力和桩身完整性进行检验。 对于采用钢桩基础的单管塔，都是一塔一桩，在一个地区也 相当分散；因此完全根据普通建筑的要求进行钢桩承载力的检验 很难实现，成本也很高。 没有本地区相近条件的对比验证资料时，根据现行行业标准 建筑基桩检测技术规范》JGJ106选取一定比例的钢桩，采用 静荷载试验方法对钢桩的抗弯承载力和抗压承载力进行检测。 对于有本地区相近条件的对比验证资料时，可以通过桩身质 量的检验与周围土体的定期检查来保证钢桩的抗弯承载力
统书号：15112·36165 定价：24.00元