DL／T 5555-2019标准规范下载简介

DL／T 5555-2019 海上架空输电线路设计技术规程

位测试端位置，所有被保护钢结构应通过电联接线（钢筋）连成一 个整体，并将联接线与保护电位测试端焊接，此电联接系统及其引 出线均应完全独立于全部混凝土构件的钢筋体系，保证其与钢筋 系统无电连接现象。 由于铝合金在海泥中可能会钝化，即使性能优良的阳极品种， 其在海泥中的电流效率也会有所下降，而且电化学性随着海泥的 性质、温度和使用时间而变化，因此铝合金牲阳极在海泥中应 慎用。

7.4.1桩身主筋保护层厚度统一按桩身最不利环境区段的要求 从严取值。考虑到海中桩基的耐久性、船舶意外碰撞和施工等不 利因素，现行行业标准《码头结构设计规范》TS167参考国外规 范的灌注桩最小配筋率，规定桩身主筋最小配筋率取0.6%，本标 准遵从了这一规定。 全钢护筒是指筒端达到桩端位置或进入风化岩等强度较高土 层一定深度的钢护筒，采用全钢护筒是为了避免施工中出现塌孔 现象，此措施对斜灌注桩尤为有益。 7.4.2由于所受荷载较大且条件较复杂，海中灌注桩的桩径一般 也较大，因此其顶部伸人上部结构的长度不宜小于100mm，再配 合桩顶钢筋构造以更好地达到刚接效果。 本条给出了不同上部结构边缘与桩边距的控制标准，主要参 考了现行行业标准《码头结构设计规范》JTS167的相关规定，较 现行行业标准《建筑桩基技术规范》JGJ94更严格。 7.4.3钢管桩的实际壁厚应为计算有效壁厚与预留腐蚀厚度（设 计使用年限内管壁的腐蚀厚度）之和。对于正常使用期的承载力 计算，应仅取有效壁厚；对施工期验算，可根据施工期限、防腐效 果，壁厚取有效厚度加全部或部分预留腐蚀壁厚。 为防止沉桩时钢管桩发生屈皱破环，对抗锤击的最小壁厚作

7.4.2由于所受荷载较大且条件较复杂，海中灌注桩的桩径

了规定。 钢管桩按斜桩布置时，桩与桩之间应留有足够净距离，避免发 生碰桩，建议桩间净距离不小于0.5m，便于设计校核。 钢管桩制作工艺及沉桩条件许可时，应尽量避免水上接桩，接 桩需慎重考虑。 不同壁厚的管节接缝位置、桩内加强混凝土底面位置均宜位 于桩身弯矩较小处，根据假想嵌固点法的假定T／CCMA0056-2018 土方机械 液压挖掘机多样本可靠性试验方法.pdf，嵌固点处土体对桩 的约束为刚性嵌固，此点为桩身弯矩最大、水平变位及转角为零的 应置，因此管节拼缝等宜尽量位于此嵌固点以下。 假想嵌固点位置可按下列公式确定：

b。=kr(d十1) d≥1.0m时1 b。=k(1.5d+0.5) d<1.0m时|

h, = n2 T EI V mbo

7.4.4钢管桩的纵缝和环缝均属于主要结构焊缝，故均应采用对 接焊，不得用搭接或其他形式；为保证焊缝质量，尽可能进行工厂 焊接且双面施焊，如不能双面施焊，则应设内衬板单面施焊，或采 用其他可靠的焊接工艺，否则焊缝强度应适当降低。 大直径钢管桩，推荐采用螺旋焊一次焊接成型，确保桩身

7. 4. 5海中基础受力条件复杂且

出了各类连接形式的桩顶锚固验算项目。 7.4.6海中基础由于悬臂高度一般较大，桩身抗弯要求较高，因 此在沉贯难度不大、桩长不大时可采用预应力高强度混凝土管桩， 当沉桩困难或桩长较长时宜选用钢管桩或灌注桩。当抗震设防烈 度为8度且地基土类型为血、NV类时，预应力混凝土管桩应慎用 考虑到海上施工环境和现场条件所限.建议海中基础的预应力高 强度混凝土管桩采用先张法工艺制作。 管桩接头要求参照现行行业标准《预应力混凝土管桩基础技 术规程》DGJ32TJ109的相关规定给出，对抗拨管桩接头应采用 经论证后的接头形式，并不得超过1个。 管桩桩身开排气孔是为了消除沉桩过程中的水锤现象，减少 桩塞土的孔隙水压力，一般可开在桩顶下方约2m位置，对称开 2 个。 7.4.7桩顶填芯混凝土、桩顶与上部结构的连接等要求主要参考 了国标图集《预应力混凝土管桩》10G409以及现行行业标准《码头 结构设计规范》TS167的相关规定。 7.4.10桩端持力层要求的较硬土层，是指中密或密实砂层、硬黏 性土层、碎石类土、风化岩等良好土层。对进入持力层深度砂土 分为中密、密实两类取值，同时增加了对强风化岩的要求。 嵌岩桩嵌入新鲜基岩或微风化岩的要求对保证桩端承载能力 是十分重要的，宜尽量做到；工程中存在困难、只能嵌入中等风化 岩时，只要充分考虑中风化岩的特点、保证嵌岩深度，嵌入中风化 岩也是可行的。岩面倾斜度较大而孔壁受压区域可能位于岩面较

7.4.10桩端持力层要求的较硬土层，是指中密或密实砂层、

嵌岩桩嵌入新鲜基岩或微风化岩的要求对保证桩端承载能力 是十分重要的，宜尽量做到；工程中存在困难、只能嵌入中等风化 岩时，只要充分考虑中风化岩的特点、保证嵌岩深度，嵌入中风化 岩也是可行的。岩面倾斜度较大而孔壁受压区域可能位于岩面较 低侧时，斜面岩体较水平岩体薄弱，因此要求岩面的起算点适当 降低。

7.4.11本条的主要目的是为了减少桩基不均匀沉降对结构 的不利影响。

7.5.2桩体与被其置换的土体之间存在自重差，此自重差对计算

注桩等实心截面结构无应注意此问题。 7.5.3对于桩基承载力的计算，本标准仍遵循了现行行业标准 《码头结构设计规范》JTS167的模式，荷载和承载力均采用设计 值，相应采用荷载分项系数Yc、YQ和抗力分项系数Yk来保证所设 计的基础具有规定的可靠度。 静载荷试验是确定单桩轴向极限承载力最为可靠的方法，因 此在有条件时应首先考虑采用现场静载荷试验，无其对于建设规 模大、重要性高、环境较恶劣的海中杆塔基础，更应强调采用静载 荷试验法。采用静载荷试验来确定单桩轴向极限承载力时，若试 桩数量≥2根且各桩的极限承载力最大值和最小值之比<1.3，则 取为试桩结果的平均值；若两者的比值大于1.3，需经分析后 确定。 7.5.4现行行业标准《码头结构设计规范》JTS167对按经验参 数法计算各类桩的轴向承载力、单桩极限侧摩阻力标准值及极限 端阻力标准值的推荐取值等均进行了充分的试桩资料统计分析和

7.5.3对于桩基承载的计算，本标准仍遵循了现行行业

7.5.4现行行业标准《码头结构设计规范》JTS167对按经验者

数法计算各类桩的轴向承载力、单桩极限侧摩阻力标准值及极限 端阻力标准值的推荐取值等均进行了充分的试桩资料统计分析 对比研究，从前在众多港口和海中建构筑物工程的应用情况来 看，配套采用相应的抗力分项系数后，对应的桩基设计可靠度指标 均大于3.5，能够保证海中桩基具有足够的安全度。因此，本规范 原则上对该规范的设计方法、计算公式及参数取值等均予以沿用 本条给出了按经验参数法计算单桩轴向抗压极限承载力时需 特殊注意之处： 1单桩极限侧摩阻力标准值、极限端阻力标准值的取值应与 计算方法相匹配。

2对桩端持力层为风化岩层或密实砂层、桩径大于2m等特 殊的打入桩，桩端承载力折减系数在该规范内未有明确规定，应经 专项论证或试验验证后确定其取值。 3对嵌岩桩，当嵌岩段深度不足、持力基岩性质差、会遇水软 化及强度较低等时，均建议按普通灌注桩模式计算，以确保承载安 全。另外，当桩身混凝土强度小于基岩强度时，嵌岩段的承载力由 混凝土强度控制，因此应以混凝土强度值于取代计算式中的岩石 强度frk。 4后注浆技术是提高桩基抗压承载力的有效措施之一，但由 于在地基土中后注浆质量存在一定的不确定性，为保证能达到设 计要求的地基增强效果，桩基后注浆应在现行行业标准《码头结构 施工规范》TS215的相关规定条件下实施，该规范中的后注浆工 艺要求是针对桩端后注浆提出的。

2对桩端持力层为风化岩层或密实砂层、桩径天于2m等特 殊的打入桩，桩端承载力折减系数在该规范内未有明确规定，应经 专项论证或试验验证后确定其取值。 3对嵌岩桩，当嵌岩段深度不足、持力基岩性质差、会遇水软 化及强度较低等时，均建议按普通灌注桩模式计算，以确保承载安 全。另外，当桩身混凝土强度小于基岩强度时，嵌岩段的承载力由 混凝土强度控制，因此应以混凝土强度值于取代计算式中的岩石 强度ftk。 4后注浆技术是提高桩基抗压承载力的有效措施之一，但由 于在地基土中后注浆质量存在一定的不确定性，为保证能达到设 计要求的地基增强效果，桩基后注浆应在现行行业标准《码头结构 施工规范》TS215的相关规定条件下实施，该规范中的后注浆工 艺要求是针对桩端后注浆提出的。 7.5.5按承载力经验参数法确定单桩轴向抗拔极限承载力时，现 行行业标准《码头结构设计规范》TS167给出的相关计算规定仅 适用于基桩发生非整体破环模式的情况，因此，在此基础之上，本 标准补充给出了与整体破坏模式对应的相关抗拨承载力计算规 定。整体破坏模式对应群桩及桩间土整体被拔出，土提供的侧阻 力对应桩群外围周长，重力对应桩群及桩间土的总自重。 对承受上拨力的嵌岩桩，嵌岩深度小于3倍桩径时，其嵌岩段 的抗拔承载力相对较低，因此建议按灌注桩模式计算其抗拔承载 力。另外，当持力基岩性质差、会遇水软化及强度较低等时，均建 议按普通灌注桩模式计算，也是为保证抗拨承载安全而提出的。 7.5.6本条从原则上给出了需要考虑桩侧土负摩阻的工况，当所 述情况发生时，可参照现行行业标准《建筑桩基技术规范》JG」94 的相关方法考虑负摩阻的影响。 7.5.7对于海中杆塔基础，由于使用功能的要求一般采用高承台 桩基，大部分桩的间距也不会过小，这与常规建筑桩基多为低承台

7.5.6本条从原则上给出了需要考虑桩侧土负摩阻的工况，当所

7. 5.7 对于海中杆塔基础,由于使用功能的要求一般采用高承

桩基，大部分桩的间距也不会过小，这与常规建筑桩基多为低 桩有所不同。因此,对海中高承台群桩的轴向极限承载力,仍采

7.5.8由于海中杆塔基础多为高承台桩基结构，桩基悬臂高度较 大、下部人土也较深，在水平力和力矩的作用下，桩身内力和变形 基本表现出弹性长桩模式居多，因此桩基设计计算时也相应按弹 性长桩考虑。弹性长桩、中长桩和刚性短桩的划分标准按表5 确定。

表5弹性长桩、中长桩和刚性短桩的划分标准

注：h为桩的入土深度（m）。α为桩的水平变形系数（1/m），α=1/T，T按条文说 明中式（3）计算。

水平静载荷试验是确定桩的地基反力变化规律的可靠方法， 因此对重要的海中线路基础，其计算参数应根据现场水平静载荷 试验确定。另外，在水平往复荷载作用下，桩周土会发生应变和超 静孔压累积、抗剪强度弱化等现象，使得桩周土能提供的有效土抗 力降低，发生退化。影响桩周土退化的因素很多，如往复荷载幅 值、频率、循环次数、土体初始应力状态等，建议根据实际基础位置 的荷载情况通过试验得出，如动三轴不排水剪切试验等。 对于水平力作用下的嵌岩桩，要求嵌岩段长度不小于1.5倍 桩径且不小于计算嵌岩深度，主要是为了在构造上保证结构计算 时可以将嵌岩端作为固接考虑，1.5倍桩径的要求是参考水运工 程经验确定的。嵌岩桩在水平力作用下的破环与桩身混凝土强 度、基岩强度有关，当身混凝土强度小于基岩强度时，应采用混 凝土抗压强度fck作为强度限值。 7.5.9由于土质、桩基和受力等的复杂性、不确定性，水平力或力

7.5.9由于土质、桩基和受力等的复杂性、不确定性，水平力

采用m法设计且考虑群桩效应的m值相应折减时，仍应 桩在冲刷后泥面处的允许水平位移与m取值时的位移原则

采用Py曲线法设计且考虑群桩效应时，桩的水平承载力应考虑 桩身混凝土开裂或钢管桩管壁强度、屈曲失稳等控制条件。 采用力曲线法设计时，当桩间距不满足本条的要求时，应考 虑群桩效应的影响。对于荷载作用方向上最前面的桩，由于其后 方桩基无法形成遮蔽效应，其前方桩侧土的水平土抗力可以充分 发挥，因此按单桩计算，而对于其余位置的桩基应考虑群桩效应。 7.5.10对钢管桩、预应力高强度混凝土管桩，吊运验算时桩自重 来以动力系数主要是为了考虑在吊运时桩可能受到冲击和振动的 影响，动力系数的取值依据现行行业标准《码头结构设计规范》 JTS167的相关要求给出。 7.5.11桩基承台的计算可参照现行行业标准《公路钢筋混凝土 及预应力混凝土桥涵设计规范》TGD62、《建筑耕基技术规范》 JGJ94的相关规定。对于大型海中桩基的上部役板承台，由于其 平面尺寸和板厚一般均较大，宜采用Reissner厚板理论进行其内 力分析，可根据实际情况将役板、群桩和地基土整体三维建模并进

7.5.11桩基承台的计算可参照现行行业标准《公路钢筋混凝土 及预应力混凝土桥涵设计规范》JTGD62、《建筑桩基技术规范》 JGJ94的相关规定。对于大型海中桩基的上部筏板承台，由于其 平面尺寸和板厚一般均较大，宜采用Reissner厚板理论进行其内 力分析，可根据实际情况将筱板、群桩和地基土整体三维建模并进 行有限元数值计算。

7.6.1试沉桩时要求附近有代表性钻孔、详细的土层分层及性能 指标，是为了明确试验成果的适用条件。试沉桩可以检验以下 内容： 然确主盒流施杰

7.6.1试流桩时要求附近有代表性钻孔、详细的土层分层及性

7.6.1试沉桩时要求附近有代表性钻孔、详细的土层分层及性能 指标，是为了明确试验成果的适用条件。试沉桩可以检验以下 内容： （1）能否穿过桩端设计高程以上的硬土层、沉排或抛石体等： （2）桩端进入持力层的深度和最后的贯入度； （3)沉桩设备性能与桩身结构强度是否与沉桩地质条件相 适应。

7.6.2沉桩船应有足够高的桩架和满足沉桩要求的锤型

度确定的原则是保证桩在竖立时，桩尖不触及泥面。当沉桩锤型 系统可满足要求但桩架高度略有不足时，为避免选用过大的沉桩 船型造成浪费，经论证后可对施工区进行挖泥处理，加大施工水深

以满足总施工高度的要求。 锤击沉桩的替打应具有一定的刚度和良好的抗疲劳性能，满 足反复锤击的要求；用于施打预应力高强度混凝土管桩的替打，应 在替打底部或侧面设置孔洞。 桩垫的主要目的是减少作用在桩顶锤击应力、保护桩顶，因此 必须具有适当的弹性和厚度，一般可采用硬纸垫、木板垫、棕绳或 麻绳盘根垫等。混凝土桩的桩垫尺寸宜与桩顶截面相同且不得割 除钢筋。桩垫厚度应均匀，锤击后的厚度宜满足：纸垫100mm~ 120mm，沉桩困难时取150mm~200mm、木垫50mm~100mm、其 他材料宜根据试验或经验确定。 控制打桩速率是防止挤土隆起的有效措施之一，现行行业标 准《建筑桩基技术规范》JGJ94规定，24h内休止时间不应少于 8h；对于经检测确有桩体上涌情况的.应实施复打。 预应力高强度混凝土管桩由于一般桩径均不大，若桩顶未及 时固定，在风浪大、水流急、地基坡度变化大或自身倾斜度较大等 恶劣条件下，易发生桩基倾斜、偏位或折裂等事故，这是水上工程 特点决定的，因此沉桩后及时夹桩或固定十分重要。工程中大多 采用夹桩木夹桩，斜桩用拉条固定，交叉桩用方木顶撑，当新材料、 新工艺经论证后能达到固定桩基的效果时也可采用

能较可靠地确定控制贯入度，还可以检验所选沉桩设备能否将桩 贯穿地基土层、达到设计高程，为沉桩提供依据。 7.6.4对于钢管桩，在接桩前和沉桩完毕后对桩顶局部切割处 理，主要是为了避免已遭受较大局部强度损失或桩顶已发生局部 屈曲变形的桩材继续在工程中使用，影响桩的防腐性能和力学性 能。桩顶部分切割处理后，应采用砂轮机磨平，且外形尺寸允许偏 差满足表6要求。

能较可靠地确定控制贯入度，还可以检验所选沉桩设备能否将桩 贯穿地基土层、达到设计高程，为沉桩提供依据。

表6钢管桩管节外形尺寸允许偏差

7.7.1鉴于海中基础的重要性、桩基水下施工工艺的不确定性等 因素，准确确定基桩极限承载力是海中桩基设计的关键依据，分 必要。自前，由于高应变法的可靠性很大程度上取决于检测人员 的技术水平、经验以及设备匹配性等因素，静载荷试验是确定基桩 轴向承载力最可靠的方法。现行行业标准《架空输电线路基础设 计技术规程》DL/T5219一2014的"可采用高应变法对杆塔桩基 进行单桩竖向抗压承载力检测验收”的要求与海中杆塔基础的重 要性并不匹配，因此，本条规定对于海中杆塔基础的单桩轴向承载 力确定及验收检测，均应首先考虑进行静载荷试验，只有在一定条 件下才可不进行静载荷试验。 考虑到常规静载荷试验有时难度大、费用高，故充许在一定条 件下采用可靠的新型试验方法替代，如灌注桩的自平衡试桩法等。

7.7.2海中塔位具有一定的分散性，同时每基塔的桩数也不如码 头等海港工程多，港口工程“桩数500根以内不少于2根”的检测 标准对海中基础过于宽松。因此，为确保试桩成果具有足够的代 表性，并综合考虑到海中试桩费用昂贵，本条遵从现行行业标准 《建筑基桩检测技术规范》JG106一2014，试桩数量按“同一条件 下不小于3根、桩总数小于50根时不小于2根”原则控制，而并不 要求每个塔位均做试桩检测。 预制桩沉桩时，桩在土中的冲剪排挤作用，使土体的原状结构 受到破环；而沉桩后，桩周土体强度和结构性又会随着时间的推移 而得到恢复。因此，从沉桩到复打检测应预留一定的间歇时间，确 保试桩时土体强度基本恢复至长期使用状态。土的黏性越大，强 度初期变化速度越慢、后期稳定所需的时间也越长。 7.7.3当同一根桩上先进行轴向静载荷试验、再进行水平静载荷 试验时，两次试验之间的间歇时间一股取48h，这是因为轴向静载 荷试验主要使桩周土受到轴向剪切破坏，而在水平方向上并未受 到太大的扰动。 7.7.5对预应力高强度混凝土管的低应变检测数量，考虑海中 环境限制及成本控制，要求不小于总桩数的20%且不少于10根， 司时每个承台下检测桩数不少于1根，与现行行业标准《建筑基桩 检测技术规范》JGJ106、《电力工程基桩检测技术》DL/T5493等 的最低要求一致，与现行行业标准《水运工程地基基础试验检测技

试验时，两次试验之间的尚歇时间一股取48h，这是因为轴向 荷试验主要使桩周土受到轴向剪切破坏，而在水平方向上并 到太大的扰动

环境限制及成本控制，要求不小于总桩数的20%且不少于10根， 司时每个承台下检测桩数不少于1根，与现行行业标准《建筑基桩 检测技术规范》JGJ106、《电力工程基桩检测技术》DL/T5493等 的最低要求一致，与现行行业标准《水运工程地基基础试验检测技 术规程》TS237中对多节预制混凝土的检测数量规定也是 致的。

8.1.2非结构性防撞受限于人为的参与和复杂的天气情况，往往

8.1.+本条提出了结构性防撞设计应符合的规定。 2对刚性防撞系统，可设置船形防撞承台，承台的尖端使撞 击船舶改变行驶方向，从而减轻铁塔基础受到的威胁。对柔性防 撞系统，在最大可能撞击方向设置船舶转向桩，以减少船舶垂直撞 击防撞系统的可能性。 +材料性能试验主要是指冲击试验，试验方法应参照现行国 家标准《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》（GB/T229等相关 规定。 8.1.5导航、助航设施设置应符合如下规定，并应根据导航、助航 设施的种类和数量，设置相应的管理和维护播措施： (1)导航、助航设施应根据铁塔、航道的具体条件和航海技术 的发展合理配置。 （2）视觉航标应根据其功能要求确定标体的形状、颜色、尺寸 及灯光的颜色、灯质与射程。 （3）铁塔基础外围设置浮标时，浮标应符合现行国家标准《中 国海区水上助航标志》GB4696的相关规定。 （4）无线电助航设施应根据船舶航行需要和塔基的具体要求

2对刚性防撞系统，可设置船形防撞承台，承台的尖端使撞 击船舶改变行驶方向，从而减轻铁塔基础受到的威胁。对柔性防 撞系统，在最大可能撞击方向设置船舶转向桩，以减少船舶垂直撞 击防撞系统的可能性。 4材料性能试验主要是指冲击试验，试验方法应参照现行国 家标准《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》（GB/T229等相关 规定。

设施的种类和数量，设置相应的管理和维护播施： （1）导航、助航设施应根据铁塔、航道的具体条件和航海技术 的发展合理配置。 （2）视觉航标应根据其功能要求确定标体的形状、颜色、尺寸 及灯光的颜色、灯质与射程。 （3）铁塔基础外围设置浮标时，浮标应符合现行国家标准《中 国海区水上助航标志》GB4696的相关规定。 （4）无线电助航设施应根据船舶航行需要和塔基的具体要求 进行设置。在条件受限的特殊水域或重要位置，设置AIS虚拟 航标。 （5）音响航标可作为辅助性的助航设施选用，且宜与视觉航标 共同设置。

8.2.2弹性材料的吸能特性与刚度阻尼系数、应力波

件工件口 传递率等因素相关，可通过求解弹性应变能的简化方法对材料的 吸能特性进行估算.以方便材料选取。 8.2.6公式（8.2.6）主要依据1991年版美国国家高速公路和交 通运输协会标准《桥梁船舶撞击设计指南》给出的船首正碰设计船 舶撞击力的计算公式。

8.3.2《中国水运月刊》2016年第2期发表的《跨角江航道的招 宝山大桥主墩防撞设施选型分析》一文指出，附着式防撞套箱对船 舶撞击的缓冲效果很有限.通常能够消减10%～30%的撞击力。 由于该方案结构与基础承台无直接连接，撞击力需通过墩身传递 至下部基础，并且基础承台与套箱之间的滑动面需进行有效的防 护，因此原承台需进行加固。该方案对基础承台不产生附加竖向 力，且套箱可随水位高低上下移动，对水位的适应性较好。 防撞套箱结构分为多个独立拼装节段，每个节段内设多个封 闭箱室，现场拼装附着于基础承台上。护滚轮与基础承台间耐 板如采用钢板，钢板与滚轮之间宜设置复合材料板材，避免滚轮 对钢板防腐涂层的损伤。 8.3.4浙江省电力设计院和浙江大学对单桩、单排桩防撞体系及 双排桩组合式防撞体系分别进行了水平撞击试验，防撞桩统一采 用桩径0.114m，桩长3.12m，壁厚0.0045m的单桩。双排桩组合 式防撞体系吸能效果分别是同桩数单桩和单排桩防撞体系的2.5 倍和1.6倍，因此柔性护墩桩式防撞系统推荐设置内外圈双排防 撞桩，

8.3.4浙江省电力设计院和浙江大学对单桩、单排桩防撞体

双排桩组合式防撞体系分别进行了水平撞击试验，防撞桩统一采 用桩径0.114m，桩长3.12m，壁厚0.0045m的单桩。双排桩组合 式防撞体系吸能效果分别是同桩数单桩和单排桩防撞体系的2.5 倍和1.6倍，因此柔性护墩桩式防撞系统推荐设置内外圈双排防 撞桩。

9.0.1根据运行经验，建议150m以上跨越塔可同时设置提升装 置和旋梯，150m以下时可设置爬梯或旋梯。海上铁塔采用电梯 需要专用电源：运维困难且造价高；跨越塔提升装置可优先采用电 池驱动和燃油发动机驱动装置，如有必要再设置电梯。 9.0.3海中基础的靠船构件多为适应高、低水位时的正常靠泊要 求，设计成下挂式的悬臂梁式结构，考虑船舶的撞击力作用，一般 宜按双向受弯、受剪、受扭构件设计。当靠船构件悬臂较长时.为 提高靠润设施的整体刚度，可在靠船构件之间设置纵向水平支撑 连系梁，水平连系梁宜与系船柱整浇，且其与靠船构件外边线的净 距离一般不得小于100mm。当连系梁的纵向水平支撑效应可靠 时，靠船构件也可按单向受弯构件设计。 靠船构件的悬臂高度能适应基础顶面与靠船时最低水位之间 的高程差要求时，可优先采用与基础整浇的下挂式结构；当基础顶 面与靠船时最低水位之间的高程差过大时，宜采取与基础分离式 靠泊系统，合理控制靠船构件的悬臂高度。 靠泊设施的方位布置应与海中基础和线路路径走向相协调， 并尽量考虑工程海域的风、浪、流的主要方向，宜使检修船只停靠 时船舶纵轴与水流平行或两者夹角（流向角）小于15°或大 于165°。 所有靠船构件均应布置橡胶护.橡胶护型号应根据船只 停靠时的撞击力和挤靠力合理选择，其性能应满足现行行业标准 《橡胶护》HG/T2866的有关规定。

f录 A加劲钢管完善构件弹性稳定承载力 x.cr

附录 B 水流阻力系数 Cw取值

水流阻力系数Cw取值主要参照现行行业标准《港口工程荷 见范》JTS144一1 的相关规定。

附录 C 基于耐久性要求的海中

含量。有碱活性的骨料，可能会与来自水泥等的碱（Na2 K，O)发生反应，反应物会使混凝土膨胀，引起混凝土开裂，因 海水环境的部位应严禁采用碱活性骨料，对大气区结构和淡 境基础，在条件许可时应尽量使用非碱活性骨料。

馄凝工抗冻等级按乙8阅的试件用快试验方法 时，分为F350、F300、F250、F200、F150和F100六级，试验方 符合现行行业标准《水运工程混凝土试验规程》JTJ270的 规定。

的能力，其值越小，防止或延缓由于氯离子引入引起的混凝土 发生钢筋腐蚀破坏的能力越强。目前，为便于设计和施工控制 内外较常用的抗氯离子渗透性快速试验方法主要有以下两和 美国ASTMC1202快速电通量测定方法和北欧推荐的非稳

迁移快速氯离子扩散系数测定法（RCM法）。在我国水运工程 中，快速电通量方法应用比较普遍，技术成熟，且能较准确地反映 不同混凝土的抗氯离子渗透性差异，现行行业标准《海港工程混凝 土结构防腐蚀技术规范》JTJ275、《水运工程结构耐久性设计标 准》TS153均采用该法作为海水环境混凝土耐久性指标控制标 准，因此本标准也予以沿用。 掺入粉煤灰或粒化高炉矿渣粉的混凝土抗氯离子渗透性按 56d龄期评定，主要是因为粉煤灰或粒化高炉矿渣粉与水泥水化 产物Ca（OH)2发生二次水化进程较为缓慢，28d时尚不能反映混 凝土抗氯离子渗透性的真实水平，评定龄期太长则不方便施工过 程混凝土质量控制。 C.0.7本条规定是针对设计使用年限50年以上的海中基础，主 要是遵循了现行行业标准《水运工程结构耐久性设计标准》TS 153对设计使用年限50年以.上港口工程、通航建筑物、渠化枢纽 及船厂等水工结构的相关规定。另外，值得说明的是，本条给出的 是按50年及以上设计时的最低要求，实际按耐久性设计确定氯离 子扩散系数时，需结合保护层厚度校核设计使用年限，综合考虑环 境、荷载、材料及施工情况，通过计算，针对不同的设计使用年限规 定相对应的最大氯离子扩散系数和最小保护层厚度，具体设计使 用年限校核方法按《水运工程结构耐久性设计标准》JTS153的相 关要求进行。

录 D基于撞击能量控制简化防撞分析方法的

D.0.2通过桩基水平变形数值分析计算获得单根防撞桩的桩顶 水平力一位移曲线，通过对该曲线进行拟合、积分等数学方法将单 桩简化为一个由若干非线性弹簧组成的弹簧系统，使得弹簧系统 心的水平力一位移曲线接近单桩桩顶水平力一位移曲线，且水 平力作用方向不同时，其水平力一位移曲线基本相同。 头的荷载一位移曲线可以利用静力力y曲线法求出，采用 三次多项式拟合为：

P = Ay3 +By² +Cy

ko= auy² +boy+ Co

P= 4]~ ko · ycos?0dg = 4 3 = Ay3 + By? +Cy

对于一个拥有有限数量弹簧的弹簧组，方程（6）在0到2元/1 间的积分给出了每个弹簧的非线性刚度，其中n是一个弹簧组中 弹簧的数量。

D.0.6大变形试验标准为防撞桩水平力二位移曲线达

态，或者试验过程中防撞桩全截面达到塑性状态。

图3工程区域局部流场图

采用如图4所示的柔性护墩桩式防撞系统，该系统主要分内、 圈钢管混凝土防撞桩，同圈防撞桩之间采用通长的钢丝束缆 钢管梁连接，桩顶标高为4.0m。内圈纵梁通过1根194mm

平行钢丝束缆索及单排$630mm钢管梁连接，外圈纵梁通过1根 p194mm平行钢丝束缆索及双排Φ820mm钢管梁连接。内外圈防 撞桩间采用单排Φ630mm钢管梁连接以增加防撞系统整体刚度。 柔性护墩桩式防撞系统现场施工和安装流程为：钢管防撞桩 预制及防腐→钢管防撞桩施工→防撞桩清孔→桩内C30混凝土 灌注→钢管连系梁现场焊接一→防撞桩U型槽切割→拉索、索夹制 造→索夹固定底板制作、防腐→内圈拉索安装→外圈拉索安装→ 拉索预紧一→索夹螺栓紧固→防腐补涂一→分项工程交工。 根据塔基所处的水深、流速和船舶撞击参数给出桩、连接梁和 钢丝束缆的设计参数如表7，不同规格钢丝束及钢管连接梁的极 限承载力如表8所示：

表7防撞系统桩与各构件尺寸表

由防撞桩、桩周土及桩顶纵梁、斜梁、钢丝束缆索组成的防撞 系统是一个三维结构，涉及复杂的桩周土材料非线性、钢丝束缆索 的儿何非线性等，采用连续介质模型进行整体桩一梁一土体系的 三维数值分析较为困难。采用两种软件进行分析：①采用 SAP2000对防撞系统进行线性分析，主要用于优化钢丝束缆索、 钢管梁尺寸及防撞系统平面布置；②采用ANSYS软件对防撞系 统进行非线性分析，主要用于确定防撞系统的整体防撞性能。 SAP2000及ANSYS分析模型分别如图5和图6所示。

图5SAP2000分析模型

图6ANSYS分析模型

同尺寸钢丝束及刚性连系梁的极限

保证了内、外圈纵梁钢丝束能继续承受撞击能量。因而考虑到造 价、维修及总体防撞能力，推荐组合情况E中钢丝束缆索及刚性 连系梁为最优组合。

表9不同尺寸钢丝束缆索及钢管梁组合

（d）内圈梁最大受力杆内力图 图7不同杆件尺寸组合下防撞系统的防撞性能

图8防撞系统变形及内力图

撞击角度对防撞系统防撞性能的影响分析（SAP2000与AN SYS)：对于顺流撞击的最不利撞击点，考虑顺流垂直于外圈纵梁 撞击情况A及成45°撞击情况A如图10所示，防撞系统的防撞性 能比较如图11所示。防撞系统对于非垂直撞击A'更为有效，最 不利撞击角度应是垂直撞击A。

图10撞击角度不同的两种撞击情

DB11／T 1282-2015 数据中心节能设计规范.pdf图11撞击角度不固时防撞系统的防撞性能

不同的撞击位置分析（SAP2000）：如图12所示，撞击情况B 为撞击在两根防撞桩之间连系梁的正中央，其他撞击位置均在防 撞桩上。顺流直撞中部防撞桩(撞击情况A)为最不利撞击情况

图12不同撞击位置的撞击情况

一般10年一遇大潮情况下船舶的撞击能量为1215kN·m，而连 系梁破坏前防撞系统可吸收的能量却达3000kN·m以上，因而 防撞系统在不损坏的前提下可防一般大潮情况下船舶的撞击，达 到了“一般撞击不坏”的要求。50年一遇大潮下船舶的撞击能量 为9312kN：m，此种撞击情况下，防撞系统局部将损坏，但可继续 依靠防撞桩和连系梁变形抵抗撞击能量。 防撞系统斜梁陆续发生破坏后，防撞系统依然可以依靠防撞 桩和内、外圈钢丝束以及其他构件共同吸收船舶的撞击能量。撞 卡情况A和B（如图13）下防撞系统的撞击力～位移关系曲线如 图14所示，防撞系统吸收的能量如图15所示，两种撞击情况下防 系统可吸收的总能量分别为20719.3kN：m及21209.5kN： m，大于50年一遇大潮下船舶的撞击能量9312kN·m（见表10）

表10 防撞系统的防撞性能比较

图14防撞系统不同撞击位置时的撞击力一位移关系曲线

因此，该防撞系统可抵抗该极限撞击能量，而且撞击过程中仅刚性 连系梁发生破坏，达到了“极限撞击可修”的要求。图14及图15显 示了该防撞系统渐进破坏的过程，撞击过程中，防撞系统构件逐渐 破坏，但仍能继续抵抗撞击能量。分析过程中一且防撞系统中的防 撞桩桩顶位移达到最大值或连系梁内力达到极限值，则保守地认为 它们将退出工作，继续分析防撞系统其他部分承受的撞击能量。

DB34／T 1972-2013 P91钢对接焊接接头超声检测规程（h）撞击点B 图15防撞系统吸收能量图

图15防撞系统吸收能量图