港口工程地基规范——条文说明.

本规范是根据90交函工字210号文的要求，由主编单位天津港湾工程研究所会同天津大学、中交水运规划设计院、武汉水利电力大学、交通部第一、二、三、四航务工程勘察设计院、南京水利科学研究院等单位共同修订而成。

本规范在修订过程中，依据《港口工程结构可靠度设计统一标准》(GB50158)规定的原则，开展了地基可靠度(包括岩土基本变量统计方法、边坡稳定和地基承载力以及地基沉降可靠度等研究)和风化岩特性及风化带划分研究；总结十几年来筑港经验，尤其是软基处理的成熟经验与方法；吸收部分国外先进经验；并与有关规范协调配套；广泛征求部内外有关勘察、设计、施工、科研及大专院校等单位意见；经编写组反复修改，于1996年3月完成送审稿。 为便于使用，正确理解和掌握本规范条文，在编制和修订条文的同时，编写了条文说明。 修订本规范各章节条文及附录和编制条文说明的编写人员如下： 第1章 张忠恕 第2章 陈环 孙万禾

第3章 申伯熙 崔冠英 张忠恕 第4章 陈环 孙万禾 黄传志 申伯熙 张忠恕

张美燕 詹明 张萼芳 梁之劲

第5章 孙万禾 黄传志 陈环 郭怀志 申伯熙

张忠恕 詹明 张萼芳 梁之劲

第6章 俞季民

第7章 孙万禾 张美燕 陈环 刘翼熊 范期锦

柴长清

第8章 刘翼熊 孙万禾

附录D 黄传志 孙万禾 陈环 张忠恕 规范总校工作领导小组： 组长：仉伯强 副组长：姜明宝 成员：杜延瑞 贺铮 孙毓华 孙万禾 本规范总校组： 组长：贺铮

副组长：孙毓华 孙万禾 成员：仉伯强 姜明宝 杜廷瑞 申伯熙 张忠恕

俞季民

本规范于1996年9月11日通过部审，1998年4月1日发布， 1999年6月1日起实施。 目次 1总则 3岩土分类 3.1岩的分类 3.2土的分类 4地基承载力 4.1一般规定

4.2地基承载力验算

4.3保证与提高地基承载力的措施 5土坡和地基稳定 5.1一般规定

5.2抗剪强度计算指标 5.3土坡和地基稳定的验算 5.4抗力分项系数

5.5保证土坡稳定的措施 6地基沉降 6.1一般规定

6.2地基最终沉降量计算 7软基处理 7.1一般规定 7.2换填砂垫层法 7.3堆载预压法 7.4真空预压法

7.5真空预压联合堆载预压法 7.6轻型真空井点法 7.7强夯法 7.8振冲置换法 7.9振冲密实法

7.10水上深层水泥搅拌法 8现场观测

附录D岩土基本变量的概率分布及统计参数的近似确定 方法 1总则

1.0.1本规范是根据《港口工程结构可靠度设计统一标准》(以下简称“统标”)的要求修订的。为此，在修订过程中，对土的物理力学指标进行了大量统计；确定了概率分布；提出了土的抗剪强度统计方法；进行了土坡和地基稳定、地基承载力以及地基沉降等可靠度探索、研究、分析；校准了土坡和地基稳定、地基承载力原安全系数对应的可靠指标β(土坡和地基稳定β＝2.5～4.0，地基承载力β＝3～4)，以此为基础提出了新规范的分项系数。

1.0.2本规范主要总结港口工程建筑物地基及陆上、水上软土地基加固的设计、施工经验，根据《统标》要求编写的，所以主要适用于上述工程。对于干船坞、船台、船闸等岸边建筑物虽有其自身特点，但与港口水工建筑物基本相近，因此可参照使用。

1.0.3地基的设计施工必须掌握地基变异性特点。首先要合理划分单元土体，这是大前提。对于较厚土层，要注意根据物理、力学特性和变异性，划分亚层。对取样困难的土以及混合土，应进行现场测试。对变异性较大的土层要查明原因，同时要注意查明对建筑物可靠性起不利作用的工程问题，如软弱夹层、倾斜岩面、岩溶、地下水状态、滑坡体、被软土掩埋的古河道、古冲沟、河床坡度(尤其是下部河床坡度)及不同季节受冲、淤影响而引起坡度变化等。

3岩土分类 3.1岩的分类

3.1.1～3.1.3这三条主要说明岩体定义、岩体按质量指标(RQD)分类及岩石的定义。按本条文定义岩体、岩石、评价岩体质量比原规范条文具体、合理。首先定义岩体，用RQD值划分岩体质量，使其对整个岩体从宏观上有一明确认识，然后再谈到岩石的定义及分类。

3.1.4岩石按成因分类：这是最广泛应用的基本分类，不同成因的岩石，其工程地质特性常有明显差别，故在工程中应做为基本的分类，即首先要查明属何种成因类型的岩石及其名称。 3.1.5岩石按强度分类：原规范仅划分出硬质岩石与软质岩石两类。为适应高大、重要建筑物的要求，参照现行国家标准《岩土工程勘察规范》(GB50021)增加了亚类的划分，即在硬质岩石类别中又分出极硬岩石与次硬岩石，在软质岩石中又分出次软岩石与极软岩石共4个亚类(见附录A中附表A.0.1)。

3.1.6岩石按软化系数分类：软化系数是衡量水对岩石强度影响程度的重要指标。采用0.75作为软化和不软化岩石的界限值是根据现行国家标准《岩土工程勘察规范》(GB50021)而确定的，这也符合国内外以往的惯例。

3.1.7岩石岩体风化程度划分：根据实际工程的需要做了三处较大的修改；一是将硬质岩石与软质岩石区别开来单独列表(见附录A中附表A.0.2及附表A.0.3)；二是增加了全风化一档次，现行国家标准《岩土工程勘察规范》(GB50021)和英国标准《场地土勘察规范》(BS5930)均有全风化这一档次。同时对各种风化程度的岩石及岩体特征的描述进行了修改，但对微风化、中等风化及强风化的特征描述及划分档次与原规范基本上是相同的，无原则上的修改；三是增加了定量划分指标。

3.1.8花岗岩不同风化程度物理力学指标参考值表(见附录B)是根据国内外有关资料(包括手册、论文、勘察试验报告等)收集整理而成，鉴于我国幅员辽阔，岩性多种多样，表中数据仅供参考。 3.2土的分类

3.2.1～3.2.2根据现行国家标准《建筑地基基础设计规范》(GBJ7)制定。

3.2.3砂土分类：这次修订规范对细砂、粉砂两种土采用0.075mm孔径的筛作颗分试验，不再采用0.1mm孔径的筛，这样就与国内有关规范规定相一致，而且与国际标准也基本一致。原规范采用0.1mm孔径的筛，规定粉砂为粒径大于0.1mm颗粒含量小于或等于总质量的75%，这个规定不严密，75%是个上限值，而未规定下限值，这就常发生将粉土(亚砂土)误定为粉砂，本次修订规范，对粉砂的定义更为科学，避免了上述缺点。 3.2.4砂土颗粒组成特征，根据土的不均匀系数Cu和曲率系数Cc确定，这条是引用现行国家标准《土的分类标准》(GBJ145)。Cu和Cc是表示级配曲线分布范围的宽窄和级配曲线分布形态的参数，对重要工程的砂类土给出Cu、Cc系数是有实用价值的。

3.2.5砂土的密实度：原规范是根据标准贯入击数N值确定砂土的相对密实度，这次修订规范仍按N值判定砂土密实度，但密实度分为六级，这是国际较为通用的分级标准，也是美国太沙基(Terzaghi)最早提出的按标准贯入击数N值分类标准。

3.2.6粉土：这次修订规范，提出了粉土这一类土，塑性指数Ip≤10的土为粉土。粉土就是原规范的亚砂土和Ip＝7～10的亚粘土，采用这一规定划分粉土，就使其不属于粘性土的范畴了，而是介于粘性土和砂土之间的一类土。粉土的划分标准是根据以下情况制定的：现行国家标准《建筑基地基础设计规范》(GBJ7)、地区规范和部门行业规范基本是一致的。现行国家标准《建筑抗震设计规范》(GBJ11)中对粉土须进行液化判别。1976年唐山发生地震，天津地区就发生多处粉土液化的场区。鉴于以上情况，本规范将粉土作为砂土和粘性土之间的一类土对待是必要的、合理的。本规范将粉土再划分为两个亚类土，即粘质粉土和砂质粉土，而且两个亚类土按粘粒含量Mc来划分定名，这是考虑Ip＜10的低塑性粉土，液、塑限试验不易作准，误差较大，按粘粒含量Mc判别，较为可靠、合理。

3.2.7～3.2.10粘性土：本次规范修订，将粉土从粘性土中划分出来，粘性土的亚类为粘土和粉质粘土，分档界限值为Ip＝17和Ip＝10。1976年我们在编制本规范过程中，对收集天津、上海、广州、连云港及长江沿线的5300个土的试件，进行了液塑限与塑性指数、液限与塑限、抗剪强度、C与塑性指数等项指标间的相关分析，绘制散点图，其结果并未取得Ip

＝17、Ip＝10、Ip＝17等处具有折点特征。我们认为粘性土塑性指数变化与土的一些特性指标有关系，并能找出其变化趋势，但不存在折点和其所具有明显的折线关系。Ip＝17、Ip＝10或Ip＝7都是分当界限值，而并不是折点值。

3.2.11淤泥性土：原规范根据孔隙比e和液性指数IL分为淤泥和淤泥质土。这次修订规范通过调研、搜集资料，我们认为我国沿海地区淤泥性土广为分布，且不同地区的含水率及孔隙比变化范围较大，不同地区的淤泥其物理力学指标相差较大，这对港口工程中的土坡稳定计算、港池航道的挖泥疏浚、软土地基加固处理等工程地质问题影响很大。为了解决和处理好这方面的问题，我们将淤泥性土划分为四个亚类(淤泥、淤泥质土、流泥、浮泥)。原规范淤泥分类标准为天然孔隙比e≥1.5，天然含水率大于液限，这是个下限，e＝1.5相当于含水率w＝55%，港口工程经常遇到高含水率(w＞100%)的淤泥，原规范淤泥定名标准只有下限值，而无上限值，若将我们遇到工程实例中高含水率的淤泥与接近下限值的淤泥划为同一单元土体，统计土的物理力学指标(如均值、方差、变异系数)，则掩盖了不同亚类的变异性，有可能造成工程的不安全。这次修订规范将淤泥性土分为淤泥、淤泥质土、流泥、浮泥，提高了工程的安全性、统计的物理力学指标成果的合理性和可靠性。

以上四种亚类土均有不同的特性：淤泥和淤泥质土具有结构强度，有附着力，流泥稍具结构强度，有附着力，浮泥无结构强度，也无附着力。

3.2.12饱和状态下(饱和度Sr＝100%时)，当已知土的含水率和土粒的相对密度G时，可用(3.2.12)式确定土的重度。此式为上述条件下的理论计算公式。

3.2.13～3.2.14混合土：在我国港口工程中常遇到淤泥质土或淤泥与砂土相混构成的混合土，这是两种成因类型(如海相与陆相)的两类土(如砂土与淤泥)相混沉积构成的混合土，不同于残积、坡积，洪积单一成因类型的土。其特点为没有层理构造，又极不均匀，因缺乏中间粒径，不均匀系数Cu和曲率系数Cc极大，超过粘性土或砂土的数10倍甚至上百倍，其中淤泥或淤泥质土的状态多属流塑状态，强度低，土质极软，但因混有粗砾砂土，往往在土工试验中得出内摩擦角偏大，这样在进行地基设计时，如果对混合土认识不清，未能选取起主导作用土类的强度值进行设计，就可能发生地基失稳。

3.2.15层状构造土：在我国沿海、河口港、三角洲地区和河漫滩地区，常遇到粘性土与粉细砂土呈互层或夹层以及间层的层状构造土，这种土层层理清楚，层薄者为夹层或间层，层厚者为互层，这种土的渗透性，固结性质和抗剪强度具有非常明显的各向异性特征，对工程进行评价时必须注意这个问题。

3.2.16花岗岩残积土：这类土在我国东南沿海和北方部分沿海花岗岩地区广为分布，本条内容根据有关经验和港口工程特点制订。

3.2.17填土：我国沿海港口工程中的大面积填土是普遍存在的，如填海造陆。填土方式和填土成分也很复杂，冲填土在海港工程中较为普遍，对各类填土均要专门研究其物理力学性质。 4地基承载力 4.1一般规定

4.1.1港口工程水工建筑物不同于一般陆上工业与民用建筑，它承受偏心荷载和水平荷载，如土压力、水压力、波浪力、系缆力等作用。使其作用于基础底面的合力为偏心的倾斜荷载，根据地基承载力理论，合力偏心距e可使基础有效宽度减少，承载力降低；合力倾斜率使相对于竖向荷载的地基承载力有明显折减，因此港口工程水工建筑物在验算地基承载力时，必须考虑合力偏心矩e和倾斜率(tgδ)的影响，这是港口工程的特点。

4.1.2作用于重力式水工建筑物抛石基床顶面及底面上的应力及合力偏心矩，应按港口工程各类水工建筑物规范的有关规定确定。

4.1.5根据港口工程特点，对验算地基承载力的墙前水位作了规定。对计入波浪力的建筑物，由于极端低水位与波浪力作用组合不一定是最不利的，所以规范条文规定“应取水位与波浪

力的最不利组合”。

4.1.6土是天然沉积并经大自然变迁的产物，在形成时及形成后的历史过程中，必然受到各种自然条件的影响，因而使土的物理力学指标随空间和时间产生不均匀性，这种不均匀性按照概率论数理统计理论分析，称为土的物理力学指标的变异性。其统计参数(均值，方差及变异系数)的确定应有足够的取样数量，使所取指标的数量，能反映该指标随土体空间与时间的变异性。应该认识到： 从数量较多、试验较准确的土样试验得到的物理力学指标统计参数，能提高工程结构的可靠度，才能在满足可靠度要求的基础上降低造价，使工程造价更为合理。而取样数量少，试验不准，又没有当地工程经验，工程的可靠性是没有保障的，因此必须保证有一定数量、试验质量较高的试验件数，所以条文规定取样件数应不少于6件。对于土的抗剪强度统计方法，附录D中规定了两种方法：简化相关法(即τ平均法)和正交变换法。由于简化相关法应用较多也比较方便，用该法计算的可靠指标与实际比较相符，而正交变换法只是在计算可靠度时应用，因此条文中规定宜用简化相关法。 4.2地基承载力验算

4.2.1地基承载力的确定，受勘察质量的高低、土层划分是否合理、指标统计件数多少和代表性以及可靠性等因素的影响，单纯用一种方法确定地基承载力，有时可能与实际不符或出现失误，因此条文规定应按“极限状态设计表达式验算，尚应结合原位测试和实践经验综合确定”。

对一般情况，当地基勘察和试验质量满足工程要求、土层划分合理、数据统计可靠时，地基承载力应以公式计算满足极限状态设计表达式为主，并辅以原位测试和实践经验相互验证，综合分析确定。在一般情况，三者应是一致的。

4.2.2～4.2.6第4.2.2条给出了有、无抛石基床两种情况下的极限状态设计表达式，其中抗力和作用均取综合分项系数，这是由于多层地基土的C、、γ等基本变量较多，各地区、各土层的变异性不完全一致，经多次试算，对全国各地区、各土层的C、不便给出统一的分项系数，所以仅给出综合分项系数。其中抗力(综合)分项系数γR不得低于2～3，作用综合分项系数γs＝1。经过近10项工程的可靠度验算(见表4.2.2)，当γS＝1，γR＝3.0时，可靠指标β＝3～4，失效概率1.35‰～0.0317‰。而γR·γS＝3.0与原规范规定的安全系数K相一致。

在计算抗力F′K时，用极限平衡理论计算公式代替了原规范计算式，即汉森(Hansen1968)公式。这是本次修订规范，贯彻港工统标的重大改进。 当K＝3时，按极限平衡理式计算β及分项系数 表4.2.2 码 头 类 型 重 力 式 ： 扶 壁 码头原断面两种计算 方法安全系数比较 87规范法 (汉森法) kH 3.90 5.54 5.23 6.57 5.04 极限平衡 理式法 kg 4.48 6.01 5.01 6.53 5.49 kg/kH 1.15 1.09 0.96 0.99 1.09 缩窄断面K≈3时极限平衡法 的K、β及分项系数γR、γS 总分项系数 kg 3.0 2.95 2.94 2.97 2.92 β 5.34 4.74 2.38 2.03 5.41 γR 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0 γS 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 工程 编号 荷载 (kPa) 16 17 18 19 20 30→60 30→60 30→60 30→60 30→60 重 力 式 、 方 块 、 沉 箱 、 空 心 方 块 21 22 23 24 25 各项 平均 60 30→60 →120 60 20→75 →150 30→60 3.04 5.49 4.72 3.74 6.20 4.95 3.40 6.10 5.11 3.96 6.27 5.24 1.12 1.11 1.08 1.06 1.01 1.06 2.98 2.97 3.01 2.99 3.0 2.97 2.60 2.92 5.81 2.62 4.72 3.86 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 小结 由上表看出：原断面两种方法计算的安全系数，一般情况下，极限平 衡理式计算的安全系数有所增加(大约6%左右)，缩窄断面校准β， 一般安全系数等于3.0，总分项系数γR≈3，γS＝1.0 通过本次修订规范对承载力的研究，得到如下结论：

一、通过研究和理论推导，在国内首次搞清了汉森公式的来龙去脉。 (1)原规范公式的承载力系数Nc、Nq是Prandtl无重土的理论解；

(2)倾斜系数ic、iq是用极限平衡理论求得的倾斜荷载作用下无重土滑动面上的理论解； (3)原规范公式对倾斜系数ic、iq修正的目的是试图以更简化的形式使汉森解接近於索科洛夫斯基(Coкловский)的理论解(即极限平衡理论解)；

(4)Nγ是在分析了Meyerhof公式和Lundgren、Mortensen等解的基础上，找出的一种介於二者之间的经验公式：1.8(Nq－1)tgυ；后为了接近於索氏解，1968年修正后改为1.5(Nq－1)tgυ；

(5)iγ是原规范式(Hansen61公式)在借鉴了Lundgren和Mortensen等人的计算成果的基础上给出的半经验公式：

的计算成果，于1968年作了修正：

。后来又吸收了Odgaard和N.H.Christensen

。

二、应用索氏理论进行差分计算，得到如下几点认识：

(1)采用差分法时，只有差分网格划分得足够细，才能得到逼近於精确解的结果，大量计算表明，当网格数＞100时，差分结果逼近于精确解；

(2)利用差分方法证明了Nc、Nq是精确解，并依据所得到的极限承载力Fu的精确解，从数值上证明了γ、c、q三项((Fuc＝c·Nc、Fuq＝q·Nq、Fuγ＝γ·B·Nγ)迭加(Fu＝Fuc＋Fuq＋Fuγ)也是精确合理的。现行极限承载力的一般模式(包括Hansen模式)的推导均是建立在无重土(γ＝0、c≠0、q≠0))和有重土(γ≠0、c＝0、q＝0)两部分的迭加得到的，本项研究也不例外，值得指出，本研究从数值上严格证明了这种迭加不仅是可行的，同时也是精确的，只是这时Nγ的函义有了改变；

(3)过去一直认为当合力倾斜率tgδ一定时，影响Nγ的因素只有υ一个因素，本研究证明，Nγ是一个很复杂的系数，影响参数有υ、γ、B、c、q等诸因素，但经过归一化后可简化

为及υ两个因素，使得问题大为简化，但概念合理、精度提高。

三、原规范公式最初是建立在无粘性土基础上的，而对于粘性土来说，则存有一定的误差。 四、通过分析计算，提出了一种简化的承载力计算公式，该公式实际上只包含两个待定系数Nc和Nγ，用这种公式计算地基承载力的优点是：

(1)理论基础清楚，概念明确，全部推证严格遵循理想刚性极限平衡理论；

(2)计算方法简单、便捷，用现行规范中的汉森公式需5个系数(Nγ、iγ、Nq、iq、dq)，且无表可查，全都需要计算；利用本规范推荐的公式实质上只需两个系数(Nγ、Nc)，可查表且用函数计算式表达；

(3)具有继承性，经10项工程验算(见表4.2.2)，本规范法与原规范推荐方法计算出的承载力平均相差约为6%；

(4)与汉森公式相比，本规范所建议的计算公式中不再含有半经验性参数，为本规范贯彻现行国家标准《港口工程结构可靠度设计统一标准》(GB50158)提供了必要条件。

五、原规范计算式的推导过程复杂，Nγ、iγ、iq、dq的计算又是近似公式，概念不明确，计算也较繁锁，因此用极限平衡理式代替原规范式。

六、对形状修正系数(Sγ、Sq、Sc)原规范式引用了经验公式，并与倾斜系数((iγ、iq、ic)有关。根据收集到的十几种计算承载力形状系数公式，只有汉森68年公式与倾斜系数有关，其它均与倾斜系数无关，因此为了简化起见，选择了既有试验依据，理论上又较合理的形状系数表达式。

对于Sγ所有公式形式相同：

；其中各公式中m的取值为0.1～0.4，大多数为0.3～

0.4，根据匈牙利L.Rethati(1976)对Sγ的数学分析，取m＝1/3，理论上较为充分，同时与

De.Beer(1970)在砂土试验中得到的m＝0.4较接近。

对于Sq：各公式的形式间的主要区别在于Sq是否与υ有关。

近期的公式包括：德国DIN4017(1979)、欧洲地基规范EURCODE(1993)、美国API(1984)

等Sq均与sinυ线性相关，因此我们选用。

对于Sc：根据极限分析法，假设土体为刚塑性体Yokoo等(1972)严格证明了形状系数

，当

＝1.0、υ＝0时，

，这一结果

与Skempton(1951)试验研究的结果一致，所以选用。 对于υ＝0情况，仍然采用原规范公式(汉森68公式)给出的各系数。 七、关于深度系数：原规范公式(υ＞0)中的深度修正系数，它的概念是由于基础埋深部分(覆盖层)的抗剪强度发挥而引起的承载力增加，且与D/B有关。上述所谓埋深部分土的抗剪强度的发挥，对埋入式浅基础是相当有限的，因为只有设置基础的方法(如打入式桩基)引起土体明显的侧向压缩时，才能产生由于埋深的影响而使承载力增大的深度修正。而各种深度系数的研究大都以深基础打入桩的数据为依据，因此Vesic关于浅基础承载力不考虑深度系数是正确的，从近年来各国规范看，引入深度系数的越来越少，如丹麦规范(1985)、欧洲规范(1993)，都未引入深度修正系数，而仅仅考虑基底以上覆盖层的重量(q)引起的承载力增大。因此本次修订规范，去掉了深度修正系数(dq、dc)。

4.2.8对于各土层抗剪强度指标相差不大(各土层的内摩擦角相差不超过3°～5°)的多层土地基，需求得加权平均c、υ、γ，才能计算地基的极限承载力。求加权平均c、υ、γ时，

需已知地基的最大滑动面深度。

原规范是根据无重土得到的最大滑动面深度公式，仅与υ、δ′(δ)有关，它用较粗略的查表法计算确定。

本次修订规范给出的试算最大滑动面深度公式(4.2.8－1)为根据有重土(γ≠0、c≠0、υ≠0)的极限平衡理论得到的，它不仅与υ、δ′(δ)有关，还与

有关。它直

接用计算公式试算得到，因此比原规范计算的最大滑动面深度更为合理、精确。

当各土层的抗剪强度指标相差较大，如各土层的内摩擦角相差超过3°～5°时，用加权平均的c、υ、γ计算的极限承载力可能会有误差，确定极限承载力时，应注意结合现场测试与实践经验，综合确定。

4.3保证与提高地基承载力的措施

4.3.1～4.3.2这两条都是为了保证与提高地基承载力的一般措施，在施工中应引起高度重视。 5土坡和地基稳定 5.1一般规定

5.1.1我国港口工程地基基本属于正常压密和压密比小于4的土，所以本条对此作了规定。至于规定压密比小于4，是由于当压密比小于4时在三轴试验中施加偏应力时孔隙水压力为正值，而当压密比大于4时孔隙水压力为负值。 对于压密比大于4的土，常具有特殊的工程性质，国内外的经验表明采用通常方法确定的强度指标进行计算常得出过大的安全系数，所以本条未作规定。遇到这种土时，应进行专门研究。

5.1.3按《统标》规定，取消了原规范校核低水位，采用极端低水位，所以本次修订规范规定：“对于持久状况的土坡和地基的稳定性，应按极端低水位验算”。对于有波浪作用的直立堤，由于不同的波浪力与不同水位的组合对码头稳定性影响不同，所以应考虑不同水位与波浪力的最不利组合。 5.2抗剪强度计算指标

5.2.1计算土坡与地基稳定应根据土质和工程实际情况，合理选择土的抗剪强度指标。 对于设计状况的持久状况宜用固结快剪指标，但应考虑填土及堆货荷载的固结情况。 对于设计状况的短暂状况宜用十字板剪或无侧限抗压强度。

直剪快剪，虽然方法简便，各单位应用也较多，但缺点也较多，最主要是试验中土样易被扰动且不能控制排水条件，试验过程中将产生不同程度的排水固结，这种排水固结随土的性质、仪器的型式及操作人员的习惯等因素而不同，常使试验结果分散，因此在本条中规定“直剪快剪不宜采用”。

无侧限抗压强度(qu)试验是测定粘性土在无侧限情况下，不固结不排水强度的简单、迅速的方法，各单位都有应用，一般情况下可取计算边坡稳定。这一方法在我国应用不多，还有待于进一步总结经验，尤其是总结各地区Cu与qu的相关关系。

还需说明，十字板剪、直剪固结快剪，都不能模拟实际建筑物及荷载作用下上坡和地基千变万化的固结条件，理论上讲只有用有效强度指标，并能获得较准确的孔隙水压力分布和变化规律才能解决。所以本条规定有条件时采用有效剪测定土的抗剪强度指标。

5.2.2开挖的土坡处于卸荷状态，开挖卸荷后土层将产生负的孔隙水压力，在一定的时间过程中逐渐吸水膨胀，负的孔隙水压力逐渐消失，因而抗剪强度逐渐降低。所以开挖工程与填方工程的土层主要不同点在于后者强度随土体固结逐渐增高，而前者初始强度较高而后期(吸水膨胀后)较低，因而抗剪强度指标应采用在卸荷条件下进行试验的抗剪强度指标。 同一工程可能既有挖方区也有填方区，则应该采用不同的试验方法，挖方区采用卸荷条件下

进行试验的抗剪强度指标，而加荷区则采用常规试验方法。 5.2.3本条与4.1.6条是相对应的，4.1.6条主要强调了一般土层的取样件数，本条强调容易被人们忽略的，但往往对稳定起控制作用的土层，特别是软弱夹层取样件数不宜少于10件。对于填土(包括人工填土和吹填土)，常无试验数据，表层硬壳层也经常不取土样。因此本条规定，对填土及表层土、取样件数也不宜少于6件。 5.3土坡和地基稳定的验算

5.3.2本条给出的极限状态设计表达式中，由于抗滑力矩MR与滑动力矩Ms都包含有土体自重Wki和可变荷载qki，因此计算Wki时，土的重度标准值取均值，分项系数取1.0，qki取标准值，其分项系数取1.0。

计算模式和采用的抗剪强度指标，对边坡稳定的计算分析是至关重要的。无论是持久状况还是暂短状况，采用有效剪强度指标和考虑条间力的计算式(5.3.2－4)，同时能准确获得土体孔隙水压力，计算抗滑力矩标准值MRK是最合理的，但是目前往往不具备条件。因此，本次修订规范时，对于持久状况，推荐应用较广的固结快剪指标和考虑条间力的计算式(5.3.2－2)，计算抗滑力矩标准值。结合原规范，应用简单条分法的经验，经过大量可靠度计算分析，认为式(5.3.2－2)能较好地反映边坡稳定的可靠性：对应于简单条分法安全系数Kgfo＝1.1～1.3时，对应式(5.3.2－2)计算模式，可靠指标β＝2.5～4.0，基本达到了可靠度要求。基于上述方法，式(5.3.2－2)国内外普遍认为是较好的方法，所以本次修订规范增加了采用固结快剪指标、考虑条间力的计算模式(5.3.2－2)，计算边坡稳定极限状态设计表达式中的MRk。其中式(5.3.2－2)在计算最危险滑弧安全系数K时需在等式两边迭代，现换成极限状态设计表达式，原计算方法仍不变，将原安全系数改称为抗力分项系数γR，当最危险滑弧的γR满足第5.4.1条规定时，码头即是稳定的；不满足，需重新设计码头断面或采取其它措施。

当有渗流时，计算时应计入渗流力，并应观测相应于设计及施工状况下的地下水位。

应当注意：本规范不推荐用直剪快剪计算边坡稳定(第5.2.1条规定“直剪快剪不宜采用”)，但在实际工程中，仍有单位应用，这种情况已存在多年，由于直剪快剪存在较多问题(见第5.2.1条说明)，全国沿海和内陆以及各地区软土性质不尽相同，所以只有当设计人员有经验时，才可应用。

5.3.3对于有软土夹层或有倾斜岩面等情况，需采用非圆弧面计算边坡或地基稳定，该方法为考虑条间力(水平及竖向)的较严密的方法(见附录G)。

应用此法不考虑条间力时，如采用固结快剪、十字板剪和三轴(UU)快剪强度指标时，只需计算出γR0(见附录G)即可，它相当于不考虑条间力的简单条分法，但滑弧面为非圆弧。 用此法考虑条间力时，如采用有效剪强度指标和固结快剪指标时，相当于Bishop法，只不过滑弧面是非圆弧而已。

在计算抗力分项系数γR的过程中，由于采用了最危险滑弧的极限状态设计表达式，计算的γR应满足本规范第5.4.1条对γR的规定。

5.3.4本条是对两种设计状况，稳定计算采用不同强度指标和计算公式(模式)的说明。

当采用总应力法(包括使用固结快剪指标的简单条分法和考虑条间力的方法式5.3.2－2、使用十字板剪强度指标及三轴CU或UU的简单条分法)计算边坡稳定时，对于持久状况下的土体强度指标，一般来说，既不同于固结快剪指标，也不同于不排水剪指标(十字板剪强度指标也可视为不排水剪指标)，而是介于两者之间。仅在个别情况下等于这两个极端情况(某级荷重作用下，土体完全排水或完全不排水)，它与土体性质、成因类型、地质年代、固结条件、填方量大小、施工速率、堆荷快慢等因素有关，因而确定土体在计算情况下实际强度值是一个复杂的问题，至今还未完全解决。 为了工程需要，选取指标时，从尽可能接近土的实际情况的要求出发而采用一些简单和近似

的方法：其一是采用固结快剪指标计算土体自重产生的抗滑力，但适当考虑其堆货荷载引起的部分强度增长；其二是采用十字板或三轴(UU)总强度指标计算土体的抗滑力，再另外考虑因土体强度增长产生的抗滑力。

对设计的持久状况，一般采用固结快剪指标，即在这种荷载作用下，土体已完成固结。由于港工建设的施工速率和交付使用后的堆货速率是很难估计的。所以条文中(见表5.3.4)规定了堆货荷载“q引起的抗滑力矩(抗力)可全部或部分采用，视土体在q作用下的固结程度而定”，意思是土的自重部分已完全固结，而附加堆货荷载部分是否完全固结则要看堆货速率。假如堆货很慢，则可认为完成了大部分固结；若很快，则认为并未发生固结。对填土量很大的情况，则填土荷载可与堆货荷载同样考虑。这只是一种希望尽量能反映实际情况的处理办法。 十字板剪强度指标的实质和快剪指标相同，都是反映土体不排水时的强度。因此，设计的持久状况下采用十字板剪强度指标时，也要考虑因土体固结而引起的强度增长。

对于设计的短暂状况如施工期的稳定验算，一般可采用十字板剪或快剪指标(主要指三轴UU)。

5.3.5本条根据“统标”要求进行修订过程中，通过调查研究及广泛征求意见，发现如下问题：

大多数高桩码头边坡稳定的抗力分项系数都偏低，与国外有关规定比较也偏低。考虑桩的抗滑力，实际上把本来可靠度较低的边坡安全储备“吃掉”了，使其边坡稳定接近极限临界状态，施工挖泥，边坡往往形成台阶形，对边坡的稳定、变形不利。因此，在实际工程中，常出现码头变形大等问题。在结构计算中，又不考虑土对桩的作用，这是不合理的。通过对高桩码头边坡稳定可靠度分析，发现可靠指标(β为2.5左右)偏低。为此在边坡稳定计算中将原条文“应计入桩的抗滑作用”改为“可不计入桩的抗滑作用”，以增大高桩码头的可靠性。 5.3.6防波堤地基的稳定计算，对直立式防波堤计入波浪力的作用是明确的。对斜坡式防波堤不计入波浪力的作用是根据设计经验确定的。认为斜坡式防波堤多为大块散体，波浪作用后，能量为块体的位移、变形所吸收，对地基影响较小，所以不考虑波浪力的作用。 滑弧通过斜坡式防波堤身时如何考虑堤身的抗滑作用，有三种作法：①圆弧法：滑弧通过堤身与通过地基时同样对待，用一般圆弧滑动法的概念计入滑动力和抗滑力；②土压力法：滑弧通过地基部分为圆弧滑动面，自滑弧与地基表面交点处作一竖直面，弧上的堤重量作为荷载，同时计入竖直面上主动土压力产生的滑动力矩；③荷载法。与②基本相同，但不计入土压力作用，即只把堤身作为荷载处理。我们对此三种方法进行了比较计算。

计算结果表明，圆弧法①抗力分项系数最低，荷载法③抗力分项系数最高，而土压力法②介于两者之间。所以应用圆弧法(滑弧通过堤身)计算斜坡式防波堤的边坡稳定。 5.3.7根据我们收集到的板桩码头稳定计算结果表明，稳定常不是设计控制情况。

对板桩码头，通常只计算滑动面通过桩尖时的情况，这是因为板桩的抗滑阻力较大，不易发生切桩破坏。

5.3.8港工建筑物失稳破坏都是在有限长的范围内产生的。破坏时滑动体为三维曲面，即侧面存在着摩擦阻力。一般港工设计都按平面问题考虑，即取垂直于滑动方向的长度为无限长、失稳破坏的滑动体为圆筒形且不计侧面阻力的作用，这是偏于安全的近似简化方法。 滑动范围垂直于滑动方向的长度一般不是无限长的，其长度取决于外荷、建筑物和地基三者的共同作用。一般当局部荷载过大，局部有软土和滑动范围受的情况，滑动范围较小，此时应计入侧面摩阻力的影响。

考虑侧摩阻力影响计算稳定的方法很多。从概念明确，计算简单考虑，推荐附录H给出的方法。计入摩阻力时，MRk可增大5%～10%。 5.4抗力分项系数

5.4.1本条规定的抗力分项系数是在校准原规范安全系数的基础上进行的。原规范制订安全

系数时，根据港工多年设计、施工经验，采用不同的抗剪强度指标和计算方法，给出对应的安全系数。

本次修订规范仍然继承这套“指标一方法一安全系数”计算体系，而经过可靠度计算分析，使这套体系成为“指标一方法一分项系数”计算体系。这反映了港口工程边坡稳定计算特点。 在进行可靠度分析，确定分项系数时，共收集计算、分析了全国2工程，其中高校码头15项，重力式码头10项，护岸1项，板桩码头2项。

经过大量统计土性指标，反复、多次进行可靠度验算与分析，发现当原安全系数(采用固结快剪指标，用简单条分法计算)Kgfo＝1.1～1.3时，可靠指标β＝2.5～4.0，失效概率6‰～0.03‰，基本满足工程要求并与实际相符。高桩码头β偏小，这与实际上高桩码头安全系数偏低，往往出现码头变形等现象是一致的，从而校准了原规范规定的安全系数。

计算分析中发现：由于地基由多层土组成，采用不同的指标和不同的方法计算边坡稳定，不便给出各随机变量的分项系数，因此给出了综合分项系数。而直接计算可靠指标β比求分项系数更为方便，但限于目前条件不能一步到位。根据可靠度计算分析与多年工程经验确定的作用综合分项系数γS等于1.0，抗力综合分项系数γR仍与原规范的安全系数K相同。 本次修订规范过程中，对采用直剪仪固结快剪指标的计算方法，增加了考虑条间力的方法(即相当于简化Bishop法和Krey法)。由于Bishop法是国内外一致公认的较好的方法，在送审稿时，去掉了Krey法，但Krey法计算简便，通过2工程计算，规律性也较好，在今后的计算中仍然可以用该法作为参考。增加上述使用条件下的Bishop法是由于原规范采用的简单条分法(Fellenius法)未考虑条间力。而考虑条间力的简化Bishop法比简单条分法理论上更为合理，计算的可靠指标β与实际比较接近，说明该法实用性强，因此增加该法，其分项系数的确定如下：

用简化相关法统计土的抗剪强度指标，采用四种计算模式，即简单条分法(Fellenius)、Bishop法、Krey法、Janbu法。由上述可知，它们的抗力分项系数即为它们的安全系数，分别用γgfo、γgb、γgk、γgj代表。

通过对2工程边坡稳定的四种计算模式的分析，发现如下规律：随着边坡土质不同和码头类型及码头后填料不同，其抗力分项系数变化规律不同，同一类型的土坡变化规律基本一致。这种变化规律如仔细区分基本上可归纳为四种类型(见本条说明表5.4.1)，根据表5.4.1综合分析可分为二大类。

各计算方法的分项系数变化规律和取值范围 表5.4.1

工 程 数 量 6 1.2～1.4 4 1.18～1.38 1.2～1.4 当γgfo(Kgfo)＝1.1～1.3时各计 算模式对应的分项系数取值范围 γgb 码头类型 岸坡土质特点 γgk γgj (1) 高 桩 (A) 海港(或 河口港) 河港 粘性土坡，表 层有薄层煤渣 或砂 粘性土坡 粘土坡上有 较大抛石体挡 土 扶壁后填砂 沉箱、方块后 (2)高桩 (B) (3)重力式扶壁 码头 (4)重力式方 5 1.3～1.5 1.23～1.43 1.23～1.45 4 6 1.3～1.5 1.3～1.5 1.23～1.43 1.23～1.43 1.23～1.45 1.23～1.45 块、沉箱、空心 方块码头 回填抛石棱体 基本上可将高桩(A)(包括海港和河口港以及河港)归纳为一大类，将其余三种类型归纳为另一大类，据此可以确定最小抗力分项系数如下：

采用固结快剪指标和考虑条间力的简化Bishop计算模式，对应Kgfo＝1.1～1.3(简单条分法最小安全系数取值范围)的最小抗力分项系数取值范围为： 对粘性土坡γgb＝1.2～1.4对其它类型土坡γgb＝1.3～1.5

5.4.2用对比计算法，设计附近已有滑坡工程的拟建工程，应注意查明滑坡工程处于极限状态的最小分项系数(安全系数)。因滑坡工程的安全度接近于极限状态，所以只要土层和土质条件基本相同，坡高和坡度相近，并已查明滑坡时的各种条件，用对比计算的方法设计拟建工程是符合实际的好方法。国内已有这方面的经验，如某港西防波堤接长加高设计中就是这样做的。采用固结快剪指标和十字板剪强度指标的容许的最危险滑弧的MRk/Msd接近于1.1～1.3，因而条文中规定拟建土坡的MRk/MSd应比曾有滑坡的MRk/MSd增大20%～30%。

5.4.3用对比计算法设计附近已有稳定坡的拟建工程，是根据港口工程设计、施工经验确定的。

5.5保证土坡稳定的措施

5.5.1实践证明，工程失稳事故大多发生于施工期。分析其原因往往是设计时没有估计到和验算过这种可能出现的情况，没有及时提出施工措施和要求；而施工时也没有从有利于边坡稳定来考虑合理的施工方法和施工程序。因此本条提出在设计和施工时要采取有利于边坡稳定的施工措施、方法和程序。

5.5.4高灵敏度粘土加荷速率较快可使土的强度降低，在某试验工程中得到证实。所以在这种土上修建建筑物必需采取较慢的加荷速率。

5.5.8打桩时土坡的临时稳定性和打桩施工进度及施工程序有密切关系。打桩对土坡的不利因素是挤土和震动，因此施工应尽量避免这些不利方面的因素，条文中所列出的各项措施，都是根据大量施工经验总结的。 6地基沉降 6.1一般规定

6.1.1建筑物的自重和施加于建筑物的各种静荷载是引起码头沉降的主要原因，为计算地基沉降所必须考察的因素。至于其它一些偶然遇到的使地基发生沉降的因素，诸如邻近地区的开挖，地下水位的大幅度下降，振动和地震等，它们所引起的地基沉降量也可能很值得注意，但目前尚无较成熟的分析计算方法，故不列入本章内容，若遇到这类问题时，应进行专门研究。

在常见的建筑物荷载作用下，岩石、碎石、密实砂和第四纪晚更新世(Q3)及其以前沉积的粘性土，或则压缩性很小，或则压缩稳定得快，在建筑物施工过程中便能沉降稳定，对这些土层可不进行沉降计算。

6.1.2沉降计算的目的是为了确定或预估地基可能出现的最终沉降量、沉降差和倾斜。港工码头建筑物一般纵向长度大，基础也较宽，建筑物位置又处于海岸或河岸冲积土层且土质变化较多的地区，因之，计算沉降时就应根据上部结构、基础(及其荷载)以及地基土质的变化情况，尤其是根据土的压缩性指标变异性的不同，合理地选择沉降计算断面，以预估码头可能发生的变形情况，据以采取合理的工程措施。 由于码头前后的受荷情况很不相同，故沿基础底面宽度各点的沉降量也不一样，为要了解基础向前或向后的倾斜情况，应在每个计算断面内取基础底面两侧端点(前趾和后踵)以及中点作为沉降计算点。

6.1.3码头地基大都系饱和土层，荷载加于其上时必须经历一定时间，饱和土层中的孔隙水

压力才会消散，地基才会下沉。因之，计算沉降时所采用的荷载以及水位，都应考虑它们作用时间的长短。如潮汐港的水位，最低和最高的水位作用历时都较短，就应考虑某一最常遇到而作用历时最长的水位，目前按设计低水位考虑。

6.1.4在地基沉降计算中，完成最终沉降，需要相当长的时间，因此只能按正常使用极限状态的长期组合情况计算。此时除永久作用应采用标准值外，对可变作用，只有堆货荷载作用时间相对较长，故规定仅考虑堆货荷载。其它可变作用，由于作用时间均较短，对最终沉降的影响可以忽略不计，故均不考虑。 在正常使用极限状态、长期组合情况下，应取可变荷载作用时间出现机会较长的值为代表值，即准永久值，经校准结果准永久值应为标准值的0.6倍，故取准永久值系数为0.6。

在地基规范中，除可变荷载外，所有的标准值均取均值，经校准，作用分项系数均可取1.0，故在沉降计算公式中不再列出分项系数。

6.1.5地基沉降过程计算，国内外虽都作过不少的理论探讨，但在目前说来，如果不借助于相同土层的现场实测资料加以判断，沉降过程计算的精度常难于满足工程实践要求，加之码头荷载变化复杂，码头的沉降过程计算结果与实际情况出入颇大。因此本章一般不作计算。若要计算，可按本规范第7章有关规定执行。 6.2地基最终沉降量计算

6.2.1目前计算地基附加应力常用的理论是各向同性均质直线变形体理论。本条文中地基内任一点的垂直附加应力的计算，亦以此理论为根据。 由于码头前后两侧的荷载不同，码头就会受到水平力的作用，故作用于基础底面的水平力在地基内引起的垂直附加应力也应在沉降计算中计入。水平力在基础底面的实际分布情况尚难以正确确定，故暂用均匀分布的假定。

边载主要指码头后面地表的堆载和原地面线以上的填料重量及原地面线以下回填料减去原来土重的重量。以图6.2.1为例，码头的边载可从ob线的右侧算起。如边载分布情况不规则时，可简化为简单分布形式以便于计算。 边载对基础的沉降很有影响，尤其是基础前后两侧的边载为不对称时，更可造成基础的不均匀沉降。

码头后的边载有时分布得很远，例如码头后有堆场，堆场后有一线、二线仓库，这就提出了一个在实际工程中边载应算至多远才较适合的问题。 根据计算，当边载分布宽度为码头基础宽度的5倍时，其在地基中的垂直附加应力与边载分布至无限远者相差不多。为便于计算，本条文规定当边载宽度超过基础宽度的5倍时，可按5倍计，不足5倍时则按边载的实际分布宽度计算。

图6.2.1码头及边载

6.2.2地基最终沉降量采用单向压缩分层总和法计算的理由如下： 1.此法为国内外工程实践中使用最广的方法，因而积累的经验较多。

2.此法适用的条件较广，无论均质地基或成层地基，小基础或大基础，沉降计算点在基础底面以内或以外以及任何的荷载分布情况都可使用。

3.用来测定计算指标的试验仪器系单轴固结仪，为目前我国所有土工试验室所具备。

孔隙比设计值e1i和e2i可从单轴固结仪试验所得的e－p曲线选用。有条件时也可用e－logP曲线确定压缩指数Cc值，用相应的公式计算沉降量。

研究结果指出，粘土的地质历史对土的压缩性有很大影响，我国南方某港扩建的中级码头，地基系超固结粘土，按一般试验成果算得该码头的沉降值比实测值几乎大2倍。 沉降计算由于受到多种因素的影响，计算结果常常与实测沉降有所差别。为了使计算结果更能符合于实际，就有必要对之进行修正。由于港工部门缺乏码头沉降资料，无法统计ms经验修正系数，所以规定按地区经验选取。

6.2.3地基压缩层的计算深度Zn选用是否合理对地基最终沉降

量有一定的影响，而合理选用Zn则与地基中的应力分布、土的性质以及沉降计算的精度要求有关，国内外常用应力比法确定Zn的准则，大都系根据经验，选择地基附加应力σZ与地基自重压力σc达到某一比值，如最常用的为σZ＝0.2σc时的深度作为Zn值。 此法已有较丰富经验，故规定用来确定压缩层计算深度。由于码头结构的容许差异沉降难以作出规定，还有待于今后作系统的研究。所以本条文只规定地基沉降量应符合建筑物沉降量限值要求。 7软基处理 7.1一般规定

7.1.1选择地基处理方法受本条所列的诸多因素影响，执行本条时注意结合当地条件进行综合比较分析，择优选用。条文中表7.1.1给出了6大类13种加固方法的适用条件，这是根据港工多年经验并参照各部门的经验编写的。其中：真空预压联合堆载预压法、振冲法、水上深层水泥搅拌法、爆炸排淤填石法以及土工织物垫层法是本次修订规范补充的内容，同时反映了港工特点。

振冲置换法的适用土质条件，一般为土的抗剪强度大于20kPa的粘性土和粉土。但港口工程加固地基往往以消除沉降为主，强度低的土用该法加固后仍然要产生较大沉降，达不到加固要求，港口工程曾利用真空预压加固后的软土(强度大于30kPa)进行振冲碎石桩加固试验取得良好效果(强度高，沉降小)。因此该法在本条表7.1.1“适用土质情况”一栏中指出：抗剪强度不宜小于30kPa。

7.1.4由于地基的复杂性及变异性，对重要的或大型加固工程，为了防止加固工程的实际效果与加固设计出现较大差别，所以宜选择代表性场地进行现场试验或试验性施工，以检验加固设计参数和加固效果，指导设计与施工。 7.2换填砂垫层法

7.2.2本条依据地基承载力极限状态设计表达式求得换填砂垫层最小厚度。 对于存在软弱下卧层的建筑物地基，经换填砂垫层局部处理后，由于软弱下卧层的变形而产生过大的沉降及差异沉降，因而需进行地基变形验算。

7.2.3～7.2.6依据港口工程各施工单位经验编写。执行本条文时应注意施工质量控制。

港口工程中，砂垫层的施工往往利用抛砂船在水上进行，控制施工质量会有一定难度，这就要求施工单位采取措施，达到施工质量要求，否则砂垫层中混有淤泥会造成码头等建筑物的水平位移或滑动，砂垫层的质量控制主要是保证密实度和防止抛填中混有淤泥或出现淤泥夹层。尤其抛填深厚的砂垫层，由于抛砂船受风浪、水流影响，抛填的间歇会造成基槽回淤，所以要控制抛填的间歇时间，尽量做到不间断抛填，从一个方向推进，发现回淤应及时清除。抛砂密实度用标准贯入试验检验，如密实度达不到设计要求，可用振冲(挤)密实法将其振密。对表层(或砂垫层厚度较小时)宜在其上抛一定厚度的碎石，再行夯实。

若基槽底部回淤严重，施工单位一定要采取措施清淤。用清淤泵(如潜吸式清淤泵)或其它方法清淤，当槽底薄层淤泥难以清除干净，为保证与下卧土层的良好接触，可在槽底抛一层块

石，再抛砂垫层，以消除对其上建筑物水平抗滑及整体稳定的不利影响。 7.3堆载预压法

7.3.1本条依据固结理论和实际工程经验编写，当需加固软土层厚度小于5m，或含有较多薄粉砂夹层时，在设计荷载作用下，其固结速率能满足工期要求，可用排水砂垫层预压法加固软土，这是依据实际工程总结的经验。排水距离大，固结慢，一般不满足工程要求，所以对排水距离(加固软土厚度)作了。 7.3.3同7.2.5条说明。

7.3.4本条依据软土固结、强度、变形理论及加固设计的一般要求编写。主要介绍堆载预压设计的主要内容，具体设计与7.3.5～7.3.15有关。其中竖向排水体型式(普通砂井、袋砂井或塑料排水板)的选择，是根据加固深度、施工单价、施工难易、机具设备情况而定，一般选用袋砂井或塑料排水板，由于塑料排水板排水效果好、造价比较便宜并可工厂化生产，运输、保存、施工方便，为目前一般工程所常用。

7.3.5～7.3.8这三条依据软土固结、强度、变形理论和工程经验编写。主要说明堆载预压的设计方法和一般原则。 预压荷载、竖向排水体深度及间距、预压时间这三者是互相关联的，需进行组合，择优确定，以满足加固要求(在规定的预压时间内满足工期、沉降、承载力及地基稳定等要求)。 预压荷载一般等于堆场或其它建筑的基底压力或者说等于基底以上的设计荷载。这里要注意的是要考虑由于预压沉降使地表低于堆场或建筑物基底面而需补充的土重，同时注意这部分填土对原地面是预压荷载，其本身也会产生沉降。 近年来不少工程是围海吹填造陆后形成的陆域，吹填部分土层对原土层作为荷载，使原土层产生沉降，吹填土本身在加固过程中也会产生较大沉降(因土质很软)。应注意这二部分沉降一般会造成加固后地表低于堆场或建筑物基底标高，因此还得再回填一部分土提高地面标高，这部分回填土对原土层及吹填土仍然要产生沉降，而回填土本身也产生沉降。因此在堆载预压设计中，沉降计算要综合考虑各种荷载因素。条文中所述的预压荷载系指当上部所施加的全部荷载作用后，在规定的时间内满足残余沉降要求时，设计高程面以上所施加的荷载值。

竖向排水体长度与堆场及建筑物的压缩层深度、土层分布有关。软土较厚时，应根据地基沉降和稳定的要求确定。软土中若有砂夹层或砂透镜体应尽量利用，这是因为它们可作为水平排水层，加速固结，可减小竖向排水体的长度和数量。 在预压荷载确定后，根据上述原则，可假定不同的竖向排水体间距和长度，进行地基固结度、沉降、土体强度增长等计算，看其是否在预定期限内满足加固要求，选择其中最优者。 对于加固时间短而要求消除沉降大(或残余沉降小)的加固工程，当按上述设计仍不能满足要求时，可采用超载预压，使其满足要求。

对于宽10cm厚3mm～4mm的塑料排水板，经某港的两次现场对比试验证明，该塑料排水板的排水效果与直径7cm的袋装砂井效果相当。

7.3.12～7.3.13这两条依据固结理论编写。是计算径向、竖向固结度的一般公式。

7.3.16在刚刚吹填(水力冲填)不久的软土上打设砂井或塑料排水板时，由于承载力不足，往往需铺设荆芭(竹笆)、碎石(或山皮土)及砂垫层。这是依据在某港软基上进行多种复合垫层(无纺布、荆芭、碎石垫层、砂垫层组合)试验得到的提高承载力效果的最好方案，并经某港东突堤48×104m2软基加固施工检验，效果良好。因此本条文推荐此种方法铺设复合垫层，在其上打设袋砂井或塑料排水板。

7.3.17砂井用砂的含泥量是根据施工经验及现行国家行业标准《建筑地基处理技术规范》(JGJ79)规定的。塑料排水板的透水性能、湿润抗拉、抗弯能力应满足设计要求。根据现行行业标准《塑料排水板施工规程》(JTJ/T256)的有关规定，我国常用塑料排水板型号及性能

指标见表7.3.17。

我国常用塑料排水板型号及性能指标 项目 纵向通水量 滤膜渗透系数 滤膜等效孔径 复合体抗拉强度(干态) 滤膜抗拉强度 干态 湿态 单位 cm3/s cm/s μm kN/10cm N/cm N/cm A型 表7.3.17 条件 B型 ≥25 ≥5×10-4 ＜75 C型 ≥40 ≥15 侧压力35kPa，水力坡降1.0 试件在水中浸泡24h 以O98计 ≥1.0 ≥15 ≥10 ≥1.3 ≥25 ≥20 ≥1.5 ≥30 ≥25 延伸率10% 延伸率10% 延伸率15%，试件在水中浸泡24h 表7.3.17中，A型排水板适用于打设深度小于15m；B型排水板适用于打设深度15m～25m；C型排水板适用于打设深度大于25m。

7.3.21本条根据加固要求、固结理论及工程经验编写。为检验施工质量及加固效果，应根据变形(s)一时间(t)及孔隙水压力(μ)一时间(t)曲线，分别推算地基的最终沉降、不同时间的固结度及孔隙水压力消散速率(有效应力增长速率)。一般工程中往往用下列公式推算最终沉降量(S∞)及参数β：

(6.3.21－1)

(7.3.21－2)

式中：S1、S2、S3为加荷停止后，时间t1、t2、t3相应的沉降量，并取t2－t1＝t3－t2，根据β可求出任意时间土层的平均固结度为Ut，也可根据某时刻的实测沉降St与S∞之比确定Ut。 任意时间的固结沉降St为： St＝S∞Ut (7.3.21－3)

利用加荷间歇或停止后的实测孔隙压力(u)一时间(t)曲线，取u1及u2及其对应的时间t1、t2利用下式计算β：

(7.3.21－4)

此式反映了土体某点(或该点附近)固结速率，而前式(7.3.21－2)反映压缩土层的平均固结速率。利用β可求出固结系数。

当求出Ut时，可根据要求达到的固结度确定加固效果，若满足加固要求，即可卸载。在实际施工中，往往根据最后5d～10d的平均沉降量小于或等于2mm/d为卸载标准。 7.4真空预压法

7.4.1本条依据负压边界条件下的固结理论及工程经验编写，根据真空预压法的特点，提出真空预压法的设计内容。

真空预压法加固软土地基同堆载预压法一样，完全符合有效应力原理，只不过是负压边界条件的固结过程，因此只要边界条件与初始条件符合实际，各种固结理论(如太沙基理论、比奥理论等)和计算方法都可求解其固结问题。

根据工程经验和室内试验表明，土体除在正、负压作用下土体侧向变形方向不同外，其它固结特性无明显差异。因此根据工程经验，真空预压加固中竖向排水体间距、排列方式、深度的确定、土体固结时间的计算，一般可采用与堆载预压基本相同的方法进行。 对于固结沉降计算，要考虑因侧向收缩对土体沉降的影响，因此沉降计算中的经验修正系数

ms要小于按堆载计算时的经验修正系数ms。对软土，根据经验ms可取1.0～1.1。 7.4.2对于表层存在良好透气(水)层及在加固处理范围内有充足水源补给等情况，应采取有效措施切断透气层及透水层。根据真空预压法开发、研制单位加固软土经验，用粘土泥浆与地表的粉砂层拌合，形成柔性密封墙，可满足密封要求。根据室内试验，粘土掺入粉砂后，粘粒(＜0.005mm)含量达15%，即可使渗透系数小于1×10-5cm/s，经工程检验，满足真空预压密封要求。

7.4.3确定真空预压竖向排水体深度时，当加固范围(被加固的软土层)以下有透水土层时，应注意竖向排水体不得进入该土层，并应离该土层顶面有一定距离，以保持土体内真空度。 7.4.4本条规定膜下真空度稳定地维持在80kPa(600mm汞柱)以上，在此压力下的预压效果相当于80kPa堆载预压。这是根据真空预压“攻关”时，在真空预压加固后的软土地基上堆载检验(现场试验)得到的结果。 真空预压的加固深度：

形成负压边界的真空预压法的加固深度(即真空度传递深度)与没有负压边界条件的真空降水深度是两个概念。后者有一极限深度(10m)，而前者，并不存在“极限”深度，它取决于传递真空度的塑料排水板(或砂井)的“井阻”大小。

根据实测结果，10m长的袋砂井真空度损失20%，在加固深度为10m时，使用袋砂井尚可以，但在较深层(15m～20m)加固中就不易使用袋砂井作为排水通道了。对塑料排水板情况则不同，该法研制单位曾做过专门试验，测量结果表明，在抽真空后期，地表下20m处塑料排水板的真空度达600mmHg左右，与表层几乎相同。

有关井阻的理论分析结果与上述实测结果基本一致。例如，由瑞典汉斯保(S.Hansbo)对井阻的分析可知，塑料排水板排水能力远大于直径7cm袋砂井，因此在深层加固中推荐使用塑料排水板。

大气压力是一种流体压力，在真空预压条件下，密封膜下形成负压边界，这种负压也是流体压力，它不能直接作用在土颗粒间成为有效应力，而是在总应力不变的条件下，通过降低孔隙水压力逐渐转化为有效应力。它首先作用于排水通道中，使塑料排水板内形成负压，与土体中的孔隙水压力形成压差和水力梯度，发生由土向排水板的渗流。渗流过程就是孔隙水压力不断降低，有效应力不断增加的过程，也就是固结过程，可用固结理论求解。

由此可知，真空预压法的加固深度，就决定于塑料排水板传递负压的深度。当形成负压边界后，若井阻趋近于零，而加固时间又较长时，塑料排水板传递负压可以达到很大的深度。当存在井阻时，加固深度就取决于井阻的大小。常用的塑料排水板(排水能力25cm3/s)井阻影响不太大，该法研制单位在软基加固中已成功地用塑料排水板作排水通道，使加固有效深度达25m，大大突破了所谓的10m“极限”加固深度。 7.4.5真空预压法的施工顺序根据施工经验编写。 图7.4.5是典型真空预压施工断面图。 施工顺序如下：

铺砂垫层→打设竖向排水通道→在砂垫层表面铺设安装传递真空压力及抽气集水用的滤水管、挖压膜沟→铺塑料薄膜、封压膜沟→安装射流泵、连接管路→布设沉降杆、抽气、观测。 本条的真空预压施工顺序(1)～(5)是根据真空预压法开发、研制单位多年的施工及监测经验总结确定的。

图7.4.5真空预压施工断面图

1-竖向排水通道2-滤水管3-砂垫层-塑料膜 5-敷水6-射流泵7-土堰8-压膜沟

7.4.6在满足真空度要求情况下，真空预压的沉降稳定标准，是根据真空预压“攻关”及实际工程施工中固结度达到80%以上时的沉降速率提出的。此时它的沉降速率为连续5d，每天的沉降速率小于或等于2mm/d(为原条文规定)，同样固结度下堆载预压沉降速率为1mm/d，说明真空预压沉降速率大，加固效果好。在近10年真空预压加固推广应用中，有的建设单位以最后10d的平均沉降小于或等于1mm/d作为真空预压法的沉降稳定标准，综合上述情况将原条文修改为“连续5d～10d平均沉降量小于或等于2mm/d”作为沉降稳定标准。

7.4.7由于真空预压使加固土体产生侧向变形，从而增加有效压密效果，因此应测量加固土体边缘沿深度的侧向位移。 7.5真空预压联合堆载预压法

7.5.1本条根据有效应力原理及工程验证编写。真空预压与堆载预压联合加固，加固效果可以迭加，是由于它们符合有效应力原理，并经工程实践证明。真空预压是逐渐降低土体的孔隙水压力，不增加总应力，而堆载预压是增加土体总应力，同时，使孔隙水压力增大，然后逐渐消散。

两者叠加：既抽真空降低孔隙水压力又堆载增加总应力，使孔隙水压力增大，然后消散。开始时抽真空使土中孔隙水压力降低有效应力增大，经不长时间(7d～10d)在土体保持稳定的情况下堆载，使土体产生正孔隙水压力，并与抽真空产生的负孔隙水压力叠加。正、负孔隙水压力叠加，转化的有效应力为消散的正、负孔隙压力绝对值之和。现以瞬间加荷为例，对土中任一点m的应力转换加以说明。m点的深度为地面下hm，地下水位与地面齐平，堆载量为Δσ1，土的浮重度γ′，水重度γw，大气压力Pa，抽真空土中m点大气压力逐渐降至Pn，t时的固结度为Ut，不同时间土中m点总应力和有效应力如表7.5.1。 土中任意点(m)应力—时间转换关系 表7.5.1

情况 t＝0 (未抽真空未堆载) 0≤t≤∞ (既抽真空又堆载) t→∞ (既抽真空又堆载) 总应力σ σ0 有效应力σ′ σ′0＝γ′hm σ′t＝γ′hm＋［(Pa－Pn)＋Δσ1］Ut σ′t＝γ′hm＋［(Pa－Pn)＋Δσ1］Ut 孔隙水压力u u0＝γWhmPa σt＝σ0＋Δσ1 ut＝γ′ωhm＋Pn＋［(Pa－Pn)＋Δσ1］(1-Ut) u＝γ′ωhm＋Pn σt＝σ0＋Δσ1 7.5.2～7.5.8根据工程经验编写。 7.6轻型真空井点法

7.6.1～7.6.8这部分条文都是根据工程施工经验及现行国家标准《地基与基础工程施工及验收规范》(GBJ202)编写的，与修订前原规范内容基本相同。目前轻型真空井点在港口工程中主要应用于干船坞基坑边坡的开挖，华南某船厂19年1＃坞基坑、1973年2＃坞基坑和

1994年3＃坞10万吨级船厂基坑均采用轻型真空井点获得成功。轻型真空井点主要用于加固基坑边坡及基坑降水。 7.7强夯法

7.7.1根据工程经验编写。

7.7.2～7.7.3本条根据国内外强夯试验及工程经验编写。强夯法加固地基有效深度公式由法国路易·梅纳(Menard)提出：

(7.2.2)

式中H———有效深度(m)； M———锤重(kN)； h———落距(m)。

自该法引入我国后，多年来做了许多现场观测、试验和实际工程，根据收集到的资料来看，用上述公式的计算值与实测值有不小差距，实践证明该公式应加以修正，乘以修正系数α，即：条文中(7.2.2)式

(7.2.2)

根据交通部某局经验：

杂填土、建筑垃圾、块石、山皮土 细砂(回填或天然沉积细砂) 饱和软粘土 国外学者经验： Leonards Lukas 福岗见已 国内其它单位经验： 上海某厂 太原某大学

α＝0.63

α＝0.57 α＝0.66 α＝0.5(砂土) α＝0.65～0.8 α＝0.4～0.7 αααα

＝0.5

＝0.45～0.5(饱和软土) ＝0.5～0.6(饱和砂土) ＝0.6～0.8(填土)

《软土地基与地下工程》一书介绍： 砂土、粉土 α＝0.6 地下水位较低的粉质粘土 α＝0.7 高填土及地下水位较低的黄土 α＝0.9

从以上可以看出，各个地区、单位都有自己的经验系数，α一般在0.6左右，考虑港工部门几乎没有黄土，常用吊机为30t～50t影响深度不会太大，我们推荐在0.4～0.7范围内选用。 从已往工程实例来看，受起重机械等条件的，一般10t左右的锤重，落距10m，影响半径6m～10m(试验观测)，因此在同一遍强夯中，夯点间距为5m～9m的范围内，基本可以互相搭接。有的第一遍中的夯点间距大，但第二遍的夯点与第一遍的夯点距离减小，同样可以搭接。

7.7.4本条根据土体变形、孔隙水压力变化规律及工程经验编写。最佳夯击次数(或最佳夯击能)可通过孔隙水压力的观测或每次夯击的贯入度(即夯沉量)控制。因为强夯的一部分能量用于夯实土体，使其产生垂直变形，另一部分则使土体产生横向压缩和挤出，当贯入度小到趋

于某个稳定值时，夯实体积也趋于一个稳定值(如图7.7.4所示)，说明这时大部分能量不能起压实土体的作用，此时对应的能量为最佳夯击次数。

7.7.5～7.7.6根据孔隙水消散原理及工程经验编写。夯击遍数要根据土质的松软程度而定，一般为2～3遍；土质较软的可以增加夯击遍数(如4～5遍)且增大每遍的夯点间距。两遍之间的间歇时间，对砂土在大面积施工中可以连续作业；对含水率较大的粘性土(天然地基或人工填土)需视孔隙水压力消散程度(一般80%以上)规定间歇时间，一般为1～4周。

图7.7.4最佳夯击能的确定

7.7.7强夯施工参数(夯锤重量和落距、夯点布置形式和间距、每夯点最佳夯击能、间歇时间、夯击遍数等)的影响因素很复杂。

强夯理论及计算至今仍不成熟，如同一类土，采用不同的夯击能影响深度不同，目前一般用半经验半理论方法进行强夯设计，因此对于缺乏经验或加固面积大以及重要工程，都要进行现场试验，确定强夯施工参数。

7.7.8～7.7.17根据工程经验和国家现行行业标准《建筑地基处理技术规范》(JGJ79)编写。 7.8振冲置换法

7.8.1～7.8.6根据大量工程实践经验编写。

7.8.8港工建筑许多是建在岸边处(如高桩码头等)，对于振冲法加固的土坡，需进行整体稳定计算，本条文给出的复合地基抗剪强度计算式是一般国内外常用的计算式。 土坡复合地基的稳定分析，应按本规范第五章的有关规定进行。

7.8.9～7.8.17根据港口工程水上施工经验及国家现行行业标准《建筑地基处理技术规范》(JGJ79)编写。

7.8.18对水上大型重要工程，振冲桩质量检验方法，可用动力触探检验振冲桩密实度。桩间土的强度可用十字板，标准贯入试验检验，除此之外当有条件时尚宜做海底复合地基载荷试验。

7.9振冲密实法

7.9.1～7.9.3根据土的工程性质及工程经验编写。对于粉细砂地基及砂基，加固的主要目的是增加密实度，提高承载力，达到抗液化的目的。为了达到加固效果，对粉细砂地基只有加填料，才能增加密实性，达到挤密与振密的效果。对于粘粒(粒径小于0.005mm)含量小于10%的中、粗砂地基，当振冲器下沉至设计标高处，再上提时，由于孔壁极易坍落会自行填满下方的孔洞，因此可不加填料。

对有抗震要求的松砂地基，应根据颗粒组成、起始密度、地下水位、建筑物设防烈度，计算振冲处理深度，并决定布点型式、间距和挤密标准。其中处理深度往往是决定处理工作量、进度和加固费用的关键因素，应根据有关的抗震规范综合论证。

处理范围为：基础平面外轮廓线四边各加宽至少5m，这相当于2～3倍振冲点间距，目的在于保护基础下的砂层和基础边缘应力扩散至基础之外时，砂基仍处于加固状态。

7.9.4～7.9.6根据土的工程性质和工程经验编写。振冲点布置宜用等边三角形或正方形。对大面积挤密处理，用前者比后者可得到更好的挤密效果。振冲点间距视砂土的颗粒组成、密实度要求、振冲器功率等因素而定。砂的粒径越细，密实度要求越高，则间距越小。使用30kW振冲器，间距一般为1.8m～2.5m；使用75kW大型振冲器，间距可加大到2.5m～3.5m。目前国内应用75kW大功率振冲器的工程实录较少。从少量的大面积处理资料来看，75kW振冲器的挤密影响范围大，单孔控制面积较大，因而具有更高的经济效益。 填料的作用：一方面是填充振冲器上提后在砂层中可能留下的孔洞；另一方面是利用填料作为传力介质，在振冲器的水平振动下通过连续加填料，将砂层进一步挤压加密。一般情况，填料粒径越粗，挤密效果越好。

7.9.7～7.9.13根据工程经验及国家现行行业标准《建筑地基处理技术规范》(JGJ79)编写。 7.10水上深层水泥搅拌法

7.10.1对于拟采用水上深层水泥搅拌法的工程，除了常规的工程地质勘察要求外，尚应着重查明：

(1)土的颗粒组成及其密实度：特别是较大粒径的块石、孤石和树根及其他异物的存在，往往导致搅拌贯入困难，甚至损坏搅拌机等情况的发生。实践表明，对N＞15击的硬土层，搅拌已十分困难；对N＞30击的局部夹层，搅拌处理机也无法穿透，故应查明。

(2)水域的水质：水上深层水泥搅拌是采用当地水制成水泥浆与土拌合的，水质的好坏直接影响到加固效果。经验表明，PH＜5基本没有加固效果。海水的侵蚀性和易溶盐(特别是其中的硫酸盐)含量较大时，不利于水泥的硬化和强度的增长，故应进行调查。

(3)水下土的物理化学性质直接影响到水泥深层搅拌的加固效果。一般土颗粒相对密度较大，含水率较小，有一定砂性、有机质和腐殖质含量较低、活性较高的土，加固效果较好。根据经验，腐殖质含量超过1%时，将无加固效果。 7.10.2水泥加固土是水泥与地基土的拌合固化物，影响其强度的因素很多。仅就配合比而言，水泥的品种、掺量、水灰比、外加剂和龄期均有明显影响，且又都与土体本身的物理化学性质有关。

因此规定设计前必须进行加固土的室内试验，以初步确定设计参数。同时对于指导施工也是十分必要的。

7.10.3本条依据水泥土在水下强度发展规律及国内外有关规定编写。大量试验资料和工程经验表明，水泥土的强度随龄期的增长而增大。但在海水中硬化的水泥土的强度增长速度一般较缓慢。根据经验，qu180d/qu28d＝1.4～3.0，qu3～5年/qu28d＝2.0～5.9。

我国在烟台港的工程经验也表明，加固200d以后，水泥土的强度仍有增长。因此，结合工程施工中荷载施加速度，适当取较长龄期的强度值作为标准值对降低工程成本有益，质量上也是有保证。

鉴于目前国内陆上深层搅拌有关规范和经验均以龄期90d的强度作为水泥土的标准强度，本条也推荐90d强度作标准值。

7.10.4根据搅拌桩布置形式的不同，加固体可以做成块式、壁式、格子式和桩式等多种形式(见图7.10.4－1～图7.10.4－4)，一般应根据工程地质条件和上部结构的要求选择。我国陆上水泥搅拌法多采用桩式加固体，并按复合地基进行设计。对水下桩式加固体也采用复合地基理论进行设计。当采用块体和壁式时，均将加固体与上部结构物视为整体，按重力式结构设计。

图7.10.4－1块式加固地基图7.10.4－2壁式加固地基

图7.10.4－3格子式加固地基

图7.10.4－4桩式加固地基

由于港口工程海上(岸边)建筑物一般都要承受水平力，并鉴于水(海)上深层水泥搅拌多用作处理重力式防波堤、码头和护岸结构的地基，对其它结构形式缺乏实例，故限定水(海)上深层水泥搅拌法的适用范围为重力式结构的地基加固，且只列入了块式和壁式两种加固型式。我国海上工程中对块式和壁式加固已有成功的实践。 水上深层水泥搅拌工程成本较高，采用格子式或桩式可大大减少加固工程量，有待于今后从设计理论和工程实践方面进行大胆探索，积累经验。

7.10.5～7.10.6水上水泥深层搅拌法加固地基的基本设计程序如图7.10.5－1所示。 采用水上深层水泥搅拌加固地基的重力式结构物的设计与一般重力式结构完全相同，只是对块式和壁式加固体需要分别按整体稳定和内部强度进行验算。验算其整体稳定时，是把加固体作为重力式结构的刚性基础，与上部结构一起作为整体进行验算；计算其强度时，则将加固体视为整体稳定条件下的一种弹性结构进行内力分析。加固体可以设计成“着底式”和“悬浮式”(参见图7.10.5－2)。

着底式是持力层(或中间持力层)以上的软基均进行加固，从而使外力基本上全部传递到持力层的加固型式。悬浮式是指加固体座落在较软土层上的加固型式，因此在上部荷载作用下，

有可能发生固结沉降等变形，故对这种型式应验算其地基沉降。

图7.10.5－1水(海)上水泥深层搅拌法加固地基设计程序

图7.10.5－2加固体下持力层的型式 (a)、(b)为着底式；(c)为悬浮式

7.10.7加固体抗压强度的设计值σcad用其标准值quck除以分项系数γR表示。由于加固体现场无侧限抗压强度quf代表性较强，所以可用quf的平均值quf代表加固体抗压强度的标准值

quck。而在加固体强度设计时，加固工程及其试验性施工并未进行，无法验证拟采用的配合比及施工工艺能否满足现场无侧限抗压强度的要求，此时只能以与现场同配合比的室内无侧限抗压强度平均值quf表示现场无侧限抗压强度平均值quf。

根据国内外工程经验，当采用大型专用深层搅拌船机施工时，可取quf等于qul；当采用小型船机施工时，可取quf等于

1qul。待试验性施工(参见第7.10.12条)后，进行现场无侧限2抗压强度检验得到quf，据此可以进一步调整和确定施工所用配合比及施工工艺。 分项系数γR的取值是根据国内外的工程经验，在偏于安全的基础上，考虑以下不利因素和变异性以及安全度确定的：

(1)搅拌柱体互相搭接引起实际有效断面缩小和搅拌柱体搭接的可靠性(搭接部分强度可能低于加固体强度)，使现场强度折减至

1； 1.251； 1.25(2)由于现场加固体的不均匀性使加固体强度产生变异性，使现场强度折减至

(3)考虑一般建筑物要求的安全度，取安全系数为3.0上述(1)、(2)项折减倍数及(3)项安全系数连乘，综合安全系数为5.625，考虑国内已建工程经验，现场无侧限抗压强度平均值的综合系数取5已足够安全，因此确定取γR等于5.0。

应当指出：目前深层搅拌法的设计在国内外均处于“理论落后于实践状态”，如按现行设计方法，计算的(使加固体失去稳定的外部荷载)极限水平荷载较试验值和有限元解析值偏小较多，而对加固体底面的反力又给出过大的结果。在国内：国家现行行业标准《建筑地基处理技术规程》JGJ79)、冶金部《软土地基深层搅拌加固法技术规程》(YBJ225)及浙江省标准《水泥搅拌桩法》(BJ－10－1)所取的γR值在2～3.3之间。因此本规范规定γR取5.0是偏于安全的，在目前情况下，降低水上深层水泥搅拌法的γR值的理论根据和实践经验还不足，有待今后开展研究和在实践中总结经验，以便确定更为合理的γR值。 7.10.8壁式加固已在我国高桩码头接岸结构5个泊位中成功地采用过，虽然加固体结构有长、短壁之分，但采用大型自动化船组施工并无任何困难。条文中列出的壁间未加固土挤出的验算方法是考虑未加固土体所具有的抗力与挤出作用的平衡，经试算求出最小抗力分项系数。这是采用壁式加固体必须增加的一项验算。

7.10.9海上或水上施工条件复杂，风、浪、流、雾、潮位均对施工进度和质量有明显影响，因此采用的施工设备的性能要求比陆上严格的多。

由于桩间互相搭接，以增强加固体的整体性，因此定位精度要求高。从施工进度考虑，采用传统经纬仪定位，不满足海上施工要求，而且效率低，故要求应有自动定位系统。 鉴于需在水泥固化前完成搅拌桩之间的搭接施工，故水上深层水泥搅拌施工一般要求在一个分段范围内连续作业。 在水上施工条件下，成桩质量不可能目视检查，因此施工质量必须主要依靠严格施工确定的工艺标准，保证每组桩工艺参数的稳定性，实现施工全过程质量控制。因此规定了对主要施工参数应进行自动和自动记录。

7.10.10分区段施工的目的，一方面是与上部结构分段相适应，便于适应地质条件的变化，有利于适应地基的不均匀沉降；另一方面是为连续作业的施工船组创造出检修的条件。 7.10.11深层搅拌开始前的挖泥标高，除应满足施工船舶吃水深度外，尚应根据每一工程的具体情况，如挖泥量大小与效率，挖除隆起土的多少与难易以及总施工工期等，综合分析利弊后，慎重决定。

7.10.12由于室内试验的搅拌成型条件与海上施工完全不同，室内试验的目的一般限于定性地判断该工程采用水泥搅拌法加固的适应性，各种技术参数的影响规律，决定采用材料的种类，给出参考的定量配合比，为设计提供必要的技术参数。为保证设计技术要求的实现，正式施工采用的技术参数和施工控制标准均需通过正式施工用的作业船组，在与正式工程相同的地质条件下进行试验性施工确定。对于小型加固工程，如对当地的土质、水质等条件了解的比较清楚，且有一定经验时，也可不做现场试验。 为了不影响工期，现场试验后的取样龄期可按28d掌握，通过与室内试验得到的加固土强度增长与龄期的关系，判断其90d强度。

试验工程位置要求靠近已有地质钻孔是为了更准确地分析不同土层的加固效果和确定着底标准。在土层平面变化较大的地区，这一点尤为重要。在着底式深层搅拌设计和施工中，每组加固体底标高应参照勘察地质剖面图，以进入持力层进行控制，而不应单纯按高程控制。 7.10.13水泥质量及稳定性是保证深层水泥搅拌加固质量的重要条件之一。与一般混凝土工程不同，深层搅拌法所用的水泥还必须确保能有效地与海底土产生固化作用。因此特别强调了经室内配合试验确定合格的水泥并适合当地土、水条件。 采用散装水泥是为了便于海上作业船组利用。

7.10.14深层水泥搅拌施工是利用搅拌机的旋转将水泥浆和软土强制拌合。实践证明，搅拌次数越多，水泥浆与土拌合得越均匀，水泥土的强度也就越高。但搅拌次数越多，施工时间越长，工效越低。工程实例表明，按本条所述的施工步骤，一般可达到搅拌均匀，施工速度快的目的。

搅拌工艺及时间、搅拌机的转速、升降速度和输浆量等必须在保证质量的前提下，结合工效并经现场试验检验后综合考虑选定。

7.10.15由于隆起土强度一般高出σcad(加固体抗压强度设计值)较多，强度较高(如烟台工程的隆起土强度quf约为2.0MPa)，全部加固体的质量又是用quf来评价，故在满足设计要求的前提下也可适当保留。这时应注意保证上部抛石基床的最小厚度范围为50cm～100cm。必要时也可采用顶层重复搅拌及增加喷浆量的方法来提高隆起部分的加固强度。

由于隆起土相对于一般疏浚土强度要高得多，故宜采用铲扬式挖泥船或绞吸式挖泥船挖除，缺乏条件时，也可用8m3抓扬式挖泥船挖除，但施工困难。

7.10.16由于对深层水泥搅拌法施工质量的影响因素众多，故除在前述各条中规定了原材料检验、室内试验、现场试验等各项措施外，要求把质量控制重点放在施工全过程的控制上。实际施工的各项技术参数就是检验和评定加固质量的重要依据，故要求记录完整，随时检查。 7.10.17鉴于水上施工水泥搅拌桩的特殊条件，对加固体的质量检验宜采用钻孔取样、载荷试验、动测等方法。其中钻孔取样，直接测定试件强度是目前国内外普遍采用的方法。 为了保证取芯质量，尽量减少钻取芯样操作造成试件的强度损失，钻孔取样宜采用海(水)上平台进行。

由于加固体的强度介于一般粘土和岩石之间，采用岩心钻机取样很难完全避免对芯样的扰动和破坏，使得检验结果不能真实反映加固土的实际强度，故要求制订严格的取样试验操作规程。

确保着底式加固体座落于持力层是一项重要的质量标准，故在钻孔取样时，应重点进行检验。 7.10.18对建筑物进行原型观测是最终检验设计施工质量，保证港工建筑物发挥使用功能、积累设计、施工经验的重要措施。

由于地基土的复杂性和变异性以及深层水泥搅拌法加固地基的设计理论尚不成熟，同时我国水(海)上这类工程的实践经验也不多，在加固处理后对加固体和上部结构物进行沉降、位移和倾斜变形的观测就显得尤为重要。天津港和烟台港工程从深层水泥搅拌施工后期到工程投产，采用可靠的观测手段，均进行了一年以上的原型观测，证明了设计、施工质量的可靠性，

设计单位也在此基础上逐步对设计计算方法作了一定的优化。 对于悬浮式加固体，由于加固体下较软土层的存在，必然会在上部荷载作用下发生固结沉降和一定程度的水平位移，严重时还会发生水平滑移失稳，因此除在设计阶段应进行专门计算，采取适当控制措施外，原型观测也是验证设计，预防建筑物出现较大变形的一项必要手段，因此规定必须进行此项观测。 8现场观测

8.0.1本条依据现场观测的重要性、土的复杂性及对港口工程技术发展的重要意义编写。 以往现场观测往往不被人们重视，或者施工中重视，使用中不重视。应该充分认识现场观测，不仅能指导施工，往往对工程成败起着决定性作用。如某工程在靠近码头的后方进行软基加固，开始甲方坚持用堆载预压法，加载后，通过观测发现堆载造成码头位移，施工单位及时向甲方提出来用该法不妥，后来甲方接受了施工单位意见，采用真空预压法加固软基，就及时制止了码头位移。又如软土上的填土工程及分级堆载预压工程和软土地基上的防波堤工程，一般是依据现场观测控制加载速率，保证工程安全的。 由于土的复杂性及变异性，地基设计中的理论、方法以及经验至今并不一定与实际完全相符。实际工程是1：1的模型试验，最具代表性，因此通过现场观测，可以发现原设计中没考虑到的或与实际不符的问题，以便及时采取措施，制止已发生的工程问题(或事故)和总结经验，上述实例就说明了这个问题。

8.0.2现场观测是设计、施工的重要组成部分，因此本条强调，编制设计文件时，应将现场具体观测项目列入，提出观测要求，这是保证现场观测的重要条件。施工单位应提前做好准备，注意从施工一开始就进行系统的、完整的观测。 从地基的角度看，对各种建筑物影响较大的主要问题有： (1)重力式码头：稳定和变形； (2)高桩码头：码头位移和沉降差；

(3)板桩码头：板桩的变形和土压力分布； (4)斜坡码头：位移和沉降；

(5)防波堤、护岸：地基和堤身稳定。

条文中表8.0.2规定的观测项目，就是根据上述情况确定的。

另外，通过加固前后十字板强度分析，可以弄清加固地基强度变化规律。

8.0.4本条强调观测应从施工开始进行。这就要求施工及观测单位在施工前作好准备，提前埋设及保护好仪器，并使仪器处于稳定状态，测出准确的初读数(如初始孔隙水压力等)以便施工一开始，就正常观测，保证观测数据准确并善始善终。 附录D岩土基本变量的概率分布及统计参数的近似确定方法

D.0.1划分地质单元体时，对较厚的土层应注意划分亚层，对较薄的土层不要漏划。 D.0.2岩土基本变量系指岩土材料性能，包括物理和力学指标。

前者包括：含水率(w)、液限(ωL)、塑限(ωp)、塑性指数(Ip)、液性指数(IL)、饱和度(Sr)、天然孔隙比(e)、重度(γ)、孔隙率(n)、相对密实度(Dr)、渗透系数(k)等。后者包括：粘聚力(c)、内摩擦角(υ)、压缩系数(a)、压缩模量(Es)、固结系数(Cv)、两介质(如土与碎石、土与砂、砂与碎石、碎石与混凝土等)之间的摩擦系数(f)等。

D.0.3各基本变量的概率分布类型是根据全国港口工程各土层的样本数据进行概率分布检验，依据大多数样本通过的概率分布确定的。通过相关分析，C、υ是相关的。

D.0.4基本变量分布参数的确定方法是按照现行国家标准《港口工程结构可靠度设计统一标准》(GB50158)的有关规定确定的。

D.0.5抗剪强度统计方法是一个重要问题，它直接涉及地基的可靠度大小。不同的统计方法，可以得到不同的方差(或变异性)，合理的统计方法才能得到反映实际的变异性和可靠度。港

口工程一直沿用τ平均法求均值，几年来通过对抗剪强度统计方法和地基可靠度的研究，发现τ平均法的均值与传统法一致。在研究求c、υ方差时，根据c、υ相关的特点，提出了简化相关法，并发现与τ平均法求得的方差一致，计算的边坡稳定与地基承载力的可靠度也与实际相符，因此条文规定统计土的抗剪强度指标宜用简化相关法(即τ平均法)。利用简化相关法求σc及σtgυ示意图见图 D.0.5，συ由σtgυ转换近似得出。

图D.0.5利用简化相关法求σc、σtgυ示意图

此外，本附录还给出了正交变换法，该法通过正交变换，可将c、tgυ两个相关的随机量变为c′、tgυ两个的随机量，利用c′、tgυ的统计参数(均值、标准差)可以进行可靠度计算，因此，该法计算可靠度时可以应用。本规范采用以分项系数表达的极限状态设计表达式，分项系数通过可靠度计算已经求得，所以在一般情况下不用正交变换法，而用简化相关法(即τ平均法)。

在研究中还发现一般传统法没有考虑c、υ相关的缺点，尤其是发现利用传统的线性回归理论(求回归参数的方差)不适合求随机变量c、υ的方差，从而将抗剪强度概率统计理论向前推进一步提高了人们对这一问题的认识。