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(jù)地基土質(zhì)、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。
8.4.2 筏形基礎的平面尺寸，應根據(jù)工程地質(zhì)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(guī)范第5章有關規(guī)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(guī)定：

e≤0.1W/A (8.4.2)

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)。
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?shù)鼗至訛榉敲軐嵉耐梁蛶r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～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(shù)。
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?jié)B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?jié)B等級

8.4.5 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(nèi)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(nèi)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200mm。
8.4.6 平板式筏基的板厚應滿足受沖切承載力的要求。
8.4.7 平板式筏基柱下沖切驗算應符合下列規(guī)定：
    1. 平板式筏基柱下沖切驗算時應考慮作用在沖切臨界截面重心上的不平衡彎矩產(chǎn)生的附加剪力。對基礎邊柱和角柱沖切驗算時，其沖切力應分別乘以1.1和1.2的增大系數(shù)。距柱邊h₀/2處沖切臨界截面的最大剪應力τ_max應按式(8.4.7-1)、式(8.4. 7-2)進行計算(圖8.4.7)。板的最小厚度不應小于500mm。

τ_max＝(F_l/u_mh₀)＋α_s(M_unbc_AB/I_s)    (8.4. 7-1)
τ_max≤0.7(0.4＋1.2/β_s)β_hpƒ_t (8.4.7-2)

圖8.4.7內(nèi)柱沖切臨界截面示意
1—筏板；2—柱
(8..4.7-3)

式中：F_l——相應于作用的基本組合時的沖切力(kN)，對內(nèi)柱取軸力設計值減去筏板沖切破壞錐體內(nèi)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(nèi)的基底凈反力設計值；
      u_m——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(guī)范附錄P計算；
      h₀——筏板的有效高度(m)；
      M_unb——作用在沖切臨界截面重心上的不平衡彎矩設計值(kN·m)；
      c_AB——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；
      I_s——沖切臨界截面對其重心的極慣性矩(m⁴)，按本規(guī)范附錄P計算；
      β_s——柱截面長邊與短邊的比值，當β_s＜2時，β_s取2，當β_s＞4時，β_s取4
      β_hp——受沖切承載力截面高度影響系數(shù)，當h≤800mm時，取β_hp＝1.0；當h≥2000mm時,取β_hp ＝0.9，其間按線性內(nèi)插法取值；
      ƒ_t——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(guī)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(guī)范附錄P計算；
      α_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(shù)。
    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。
8.4.8 平板式筏基內(nèi)筒下的板厚應滿足受沖切承載力的要求，并應符合下列規(guī)定：
    1. 受沖切承載力應按下式進行計算：

F_l/u_mh₀ ≤0.7β_hpƒ_t/η(8.4.8)

式中：F_l——相應于作用的基本組合時，內(nèi)筒所承受的軸力設計值減去內(nèi)筒下筏板沖切破壞錐體內(nèi)的基底凈反力設計值(kN)；
      u_m——距內(nèi)筒外表面h₀/2處沖切臨界截面的周長(m)(圖8.4.8)；
      h_O——距內(nèi)筒外表面h₀/2處筏板的截面有效高度(m)；
      η——內(nèi)筒沖切臨界截面周長影響系數(shù)，取1.25。
    2. 當需要考慮內(nèi)筒根部彎矩的影響時，距內(nèi)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τ_max≤0.7β_hpƒ_t/η。

圖8.4.8 筏板受內(nèi)筒沖切的臨界截面位置

8.4.9 平板式筏基應驗算距內(nèi)筒和柱邊緣h₀處截面的受剪承載力，當筏板變厚度時，尚應驗算變厚度處筏板的受剪承載力。
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300mm的雙向鋼筋網(wǎng)。

V_s≤0.7β_hsƒ_tb_wh₀ (8.4.10)

式中：V_s——相應于作用的基本組合時，基底凈反力平均值產(chǎn)生的距內(nèi)筒或柱邊緣h₀處筏板單位寬度的剪力設計值(kN)；
      b_w——筏板計算截面單位寬度(m)；
      h₀——距內(nèi)筒或柱邊緣h₀處筏板的截面有效高度(m)。
8.4411 梁板式筏基底板應計算正截面受彎承載力，其厚度尚應滿足受沖切承載力、受剪切承載力的要求。
8.4.12 梁板式筏基底板受沖切、受剪切承載力計算應符合下列規(guī)定：
    1. 梁板式筏基底板受沖切承載力應按下式進行計算：

F_l≤0.7β_hpƒ_tu_mh₀ (8.4.12-1)

式中：F_l——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(kN)；
      u_m——距基礎梁邊h₀/2處沖切臨界截面的周長(m)(圖8.4.12-1)。

圖8.4.12-1 底板的沖切計算示意
1—沖切破壞錐體的斜截面；2—梁；3—底板

 2. 當?shù)装鍏^(qū)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1/14，且板厚不應小于400mm。

(8.4.12-2)

圖8.4.12-2 底板剪切計算示意

式中：l_nl、l_n2——計算板格的短邊和長邊的凈長度(m)；
      p_n——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：

V_s≤0.7β_hsƒ_t(l_n2－2h₀)h₀ (8.4.12-3)

式中：V_s——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(chǎn)生的剪力設計值(kN)
    4. 當?shù)装灏甯駷閱蜗虬鍟r，其斜截面受剪承載力應按本規(guī)范第8.4.10條驗算，其底板厚度不應小于400mm。
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(guī)定：
    1. 柱、墻的邊緣至基礎梁邊緣的距離不應小于50mm(圖8.4.13)；
    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8.4.13a)；
    3. 單向基礎梁與柱的連接，可按圖8.4.13b、c采用；
    4. 基礎梁與剪力墻的連接，可按圖8.4.13d采用。

圖8.4.13 地下室底層柱或剪力墻與梁板式筏基的基礎梁連接的構造要求
1—基礎梁；2—柱；3—墻

8.4.14 當?shù)鼗帘容^均勻、地層壓縮層范圍內(nèi)無軟弱土層或可液化土層、 上部結構剛度較好，柱網(wǎng)和荷載較均勻、相鄰柱荷載及柱間距的變化不超過20％，且梁板式筏基梁的高跨比或平板式筏基板的厚跨比不小于1/6時，筏形基礎可僅考慮局部彎曲作用。筏形基礎的內(nèi)力，可按基底反力直線分布進行計算，計算時基底反力應扣除底板自重及其上填土的自重。當不滿足上述要求時，筏基內(nèi)力可按彈性地基梁板方法進行分析計算。
8.4.15 按基底反力直線分市計算的粱板式筏基，其基礎梁的內(nèi)力可按連續(xù)梁分析，邊跨跨中彎矩以及第一內(nèi)支座的彎矩值宜乘以1.2的系數(shù)。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配筋率不應小于0.15％
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(nèi)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(nèi)，其鋼筋配置量不應小于柱下板帶鋼筋數(shù)量的一半，且應能承受部分不平衡彎矩α_mM_unb。M_unb為作用在沖切臨界截面重心上的不平衡彎矩，α_m應按式(8.4.16)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％

α_m＝1－α_s (8.4.16)

式中：α_m——不平衡彎矩通過彎曲來傳遞的分配系數(shù)；
      α_s——按公式(8.4.7-3)計算。
8.4.17 對有抗震設防要求的結構，當?shù)叵乱粚咏Y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距設計值應按現(xiàn)行國家標準《建筑抗震設計規(guī)范》GB 50011的規(guī)定乘以與其抗震等級相對應的增大系數(shù)。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，底層框架拄下端內(nèi)力應考慮地震作用組合及相應的增大系數(shù)。
8.4.18 梁板式筏基基礎梁和平板式筏基的頂面應滿足底層柱下局部受壓承載力的要求。對抗震設防烈度為9度的高層建筑，驗算柱下基礎梁、筏板局部受壓承載力時，應計入豎向地震作用對柱軸力的影響。
8.4.19 筏板與地下室外墻的接縫、地下室外墻沿高度處的水平接縫應嚴格按施工縫要求施工，必要時可設通長止水帶。
8.4.20 帶裙房的高層建筑筏形基礎應符合下列規(guī)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8.4.20a)。

(圖8.4.20a) 高層建筑與裙房間的沉降縫、后澆帶處理示意
1—高層建筑；2—裙房及地下室；
3—室外地坪以下用粗砂填實；4一后澆帶  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(nèi)。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(nèi)，此時應滿足以下條件：
        1)地基土質(zhì)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(shù)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8.4.20b)。
    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(nèi)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(chǎn)生有不利影響的差異沉降。
8.4.21 在同一大面積整體筏形基礎上建有多幢高層和低層建筑時，筏板厚度和配筋宜按上部結構、基礎與地基土共同作用的基礎變形和基底反力計算確定。
8.4.22 帶裙房的高層建筑下的整體筏形基礎，其主樓下筏板的整體撓度值不宜大于0.05％，主樓與相鄰的裙房柱的差異沉降不應大于其跨度的0.1％。
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(nèi)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現(xiàn)行國家標準《混凝土結構設計規(guī)范》GB 50010中受彎構件的最小配筋率，鋼筋的錨固長度不應小于30d。
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(shù)不應小于0.94。
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、軟塑流塑黏性土，上部結構為框架、框剪或框架-核心筒結構，當?shù)叵乱粚咏Y構頂板作為上部結構嵌固部位時，應符合下列規(guī)定：
    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(nèi)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?shù)叵率覂?nèi)、外墻與主體結構墻體之間的距離符合表8.4.25的要求時,該范圍內(nèi)的地下室內(nèi)、外墻可計入地下一層的結構側向剛度，但此范圍內(nèi)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，此時宜考慮基側土和基底土對地下室的抗力。

表8.4.25 地下室墻與主體結構墻之間的最大間距d

8.4.26 地下室的抗震等級、構件的截面設計以及抗震構造措施應符合現(xiàn)行國家標準《建筑抗震設計規(guī)范》GB 50011的有關規(guī)定。剪力墻底部加強部位的高度應從地下室頂板算起；當結構嵌固在基礎頂面時，剪力墻底部加強部位的范圍尚應延伸至基礎頂面。

條文說明

8.4 高層建筑筏形基礎

8.4.1 筏形基礎分為平板式和梁板式兩種類型，其選型應根據(jù)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(jīng)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 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(chǎn)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(wěn)定系數(shù)K_F可用下式表示：

     y     γB     γ
K_F = —— = —— = ——
      e     e     e/B

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(wěn)定系數(shù)K_F，K_F隨著e/B的增大而降低，因此容易引起較大的傾斜。表19三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19 e/B值與整體傾斜的關系

高層建筑由于樓身質(zhì)心高，荷載重，當筏形基礎開始產(chǎn)生傾斜后，建筑物總重對基礎底面形心將產(chǎn)生新的傾覆力矩增量，而傾覆力矩的增量又產(chǎn)生新的傾斜增量，傾斜可能隨時間而增長，直至地基變形穩(wěn)定為止。因此，為避免基礎產(chǎn)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(guī)定豎向合力偏心距的限值。本規(guī)范根據(jù)實測資料并參考交通部(公路橋涵設計規(guī)范)對橋墩合力偏心距的限制，規(guī)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(qū)稍嚴格，當有可靠依據(jù)時可適當放松。
8.4.3 國內(nèi)建筑物脈動實測試驗結果表明，當?shù)鼗鶠榉敲軐嵧梁蛶r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(jù)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(shù)為地表的0.5倍；法國規(guī)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FEMA386及IBC規(guī)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(guī)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(xiàn)階段的地震作用條件并與美國UBC1977和FEMA386、IBC規(guī)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，場地類別為Ⅲ類和Ⅳ類，結構基本自振周期處于特征周期的1.2倍～5倍范圍時，按剛性地基假定分析的基底水平地震剪力和傾覆力矩可根據(jù)抗震設防烈度乘以折減系數(shù)，8度時折減系數(shù)取0.9，9度時折減系數(shù)取0.85，該折減系數(shù)是一個綜合性的包絡值，它不能與現(xiàn)行國家標準《建筑抗震設計規(guī)范》GB 50011第5.2節(jié)中提出的折減系數(shù)同時使用。
8.4.6 本條為強制性條文。平板式筏基的板厚通常由沖切控制，包括柱下沖切和內(nèi)筒沖切，因此其板厚應滿足受沖切承載力的要求。
8.4.7 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(chǎn)生的彎矩來傳遞的，如圖32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(chǎn)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(chǎn)生的附加剪應力。本規(guī)范公式(8.4.7-1)右側第一項是根據(jù)現(xiàn)行國家標準《混凝土結構設計規(guī)范》GB 50010在集中力作用下的沖切承載力計算公式換算而得，右側第二項是引自美國ACI 318規(guī)范中有關的計算規(guī)定。

圖32 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(nèi)外大量試驗結果表明，內(nèi)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(nèi)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(guī)范參考了國外經(jīng)驗，取柱軸力設計值減去沖切臨界截面范圍內(nèi)相應的地基凈反力作為沖切力設計值。
    本規(guī)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(chǎn)生了附加的壓力。本次修訂時將角柱和邊柱的沖切力乘以了放大系數(shù)1.2和1.1。
    公式(8.4.7-1)中的M_unb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N和該處筏板沖切臨界截面范圍內(nèi)相應的地基反力P對臨界截面重心產(chǎn)生的彎矩。由于本條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設計值M_c，如圖33所示，M的表達式為：

M_unb＝Ne_N－Pe_p±M_c

    對于內(nèi)柱，由于對稱關系，柱截面形心與沖切臨界截面重心重合，e_N＝e_p＝0，因此沖切臨界截面重心上的彎矩，取柱根彎矩設計值。
    國外試驗結果表明，當柱截面的長邊與短邊的比值β_s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(guī)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ACI 318規(guī)范中受沖切承載力公式中有關規(guī)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(nèi)的平板式筏基。圖34給出了本規(guī)范與美國ACI 318規(guī)范在不同β_s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(guī)范算得的筏板有效高度稍大于美國ACI 318規(guī)范相關公式的結果。

圖33 邊柱M_unb計算示意
1—沖切臨界截面重心；2—柱；3—筏板

圖34 不同β_s條件下筏板有效高度的比較
1—實例一、筏板區(qū)格9m×11m，作用的標準組合的地基土
凈反力345.6kPa；2—實例二、筏板區(qū)格7m×9.45m，
作用的標準組合的地基土凈反力245.5kPa

    對有抗震設防要求的平板式筏基，尚應驗算地震作用組合的臨界截面的最大剪應力τ_E,max，此時公式(8.4.7-1)和式(8.4.7-2)應改寫為：

      V_sE      M_E 
τ_E,max = —— ＋ αs——C_AB
       A_s      I_s

  0.7      1.2
τ_E,max ≤ ——（0.4＋——）β_hpƒ_t
   γ_RE       β_S

式中：
    V_sE——作用的地震組合的集中反力設計值(kN)；
    M_E——作用的地震組合的沖切臨界截面重心上的彎矩設計值(kN·m)；
    A_s——距柱邊h₀/2處的沖切臨界截面的筏板有效面積(m²)；
    γ_RE——抗震調(diào)整系數(shù)，取0.85。
8.4.8 Venderbilt在他的《連續(xù)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u_m/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敦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(xiàn)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(guī)范給出的核心筒下筏板沖切截面周長影響系數(shù)η，是通過實際工程中不同尺寸的核心筒，經(jīng)分析并和美國ACI 318規(guī)范對比后確定的(詳見表20)。

表20 內(nèi)筒下筏板厚度比較

8.4.9 本條為強制性條文。平板式筏基內(nèi)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 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(guī)范明確了取距內(nèi)柱和內(nèi)筒邊緣h₀處作為驗算筏板受剪的部位，如圖35所示；角柱下驗算筏板受剪的部位取距柱角h₀處，如圖36所示。式(8.4.10)中的V_s即作用在圖35或圖36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(nèi)柱)、或距角柱角點h₀處45°斜線的長度(角柱)。國內(nèi)筏板試驗報告表明：筏板的裂縫首先出現(xiàn)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(shù)。圖37給出了筏板模型試驗中裂縫發(fā)展的過程。設計中當角柱下筏板受剪承載力不滿足規(guī)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35 內(nèi)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   

 圖36 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      

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(jù)工程的具體情況采用符合實際的計算模型或根據(jù)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，式(8.4.10)中的V_s即作用在圖38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(jù)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。

圖37 筏板模型試驗裂縫發(fā)展過程

圖38 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

關于厚筏基礎板厚中部設置雙向鋼筋網(wǎng)的規(guī)定，同國家標準《混凝土結構設計規(guī)范》GB 50010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(V/bh₀)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(fā)展，改善其抗剪性能是有效的。
8.4.11 本條為強制性條文。本條規(guī)定了梁板式筏基底板的設計內(nèi)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(zhí)行。
8.4.12 板的抗沖切機理要比梁的抗剪復雜，目前各國規(guī)范的受沖切承載力計算公式都是基于試驗的經(jīng)驗公式。本規(guī)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《高層建筑箱形基礎設計與施工規(guī)程》JGJ 6-80。驗算底板受剪承載力時，規(guī)程JGJ 6-80規(guī)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。在本規(guī)范2002版編制時，對北京市十余幢已建的箱形基礎進行調(diào)查及復算，調(diào)查結果表明按此規(guī)定計算的底板并沒有發(fā)現(xiàn)異常現(xiàn)象，情況良好。表21和表22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(guī)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，并將梯形受荷面積上的平均凈反力攤在(l_n2－2h₀)上的計算結果與工程實際的板厚以及按ACI 318計算結果是十分接近的。

表21 已建工程箱形基礎雙向底板信息表

表22 已建工程箱形基礎雙向底板剪切計算分析

8.4.14 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(wǎng)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(zhì)黏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39)，其上為三榀單層框架(圖40)。試驗結果表明，土質(zhì)無論是粉質(zhì)黏土還是碎石土，沉降都相當均勻(圖41)，筏板的整體撓曲度約為萬分之三?；A內(nèi)力的分布規(guī)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42)。

圖39 模型試驗加載梁平面圖

圖40 模型試驗(B)軸線剖面圖
1—框架梁；2—柱；3—傳感器；4—筏板

圖41 （B）軸線沉降曲線
（a）粉質(zhì)粘土  （b）碎石土

圖42 整體分析法與倒梁板法彎矩計算結果比較
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?shù)鼗帘容^均勻，地基壓縮層范圍內(nèi)無軟弱土層或可液化土層、上部結構剛度較好，柱網(wǎng)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(nèi)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(nèi)力，分析時采用的地基模型應結合地區(qū)經(jīng)驗進行選擇。
    對于地基土、結構布置和荷載分布不符合本條要求的結構，如框架—核心筒結構等，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。
8.4.16 工程實踐表明，在柱寬及其兩側一定范圍的有效寬度內(nèi)，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α_mM_unb，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(tài)。條款中有效寬度的范圍，是根據(jù)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43所示。

圖43 柱兩側有效寬度范圍的示意
1—有效寬度范圍內(nèi)的鋼筋應不小于柱下板帶配筋量的一半，
且能承擔α_mM_unb；2—柱下板帶；3—柱；4—跨中板帶

8.4.18 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。
8.4.20 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(nèi)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(shù)、間距以及筏板的厚度有關，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(chǎn)生的變形效應通過以各個塔樓下面一定范圍內(nèi)的區(qū)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(guī)律為：各塔樓荷載產(chǎn)出的基底反力以其塔樓下某一區(qū)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，并隨著距離的增大而逐漸衰減。
    4. 大比例室內(nèi)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并逐漸減小，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(nèi)的裙房基礎板厚度突然減小過多時，有可能出現(xiàn)基礎板的截面因承載力不夠而發(fā)生破壞或其因變形過大出現(xiàn)裂縫。因此本條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(nèi)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(fā)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(xiàn)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(nèi)(見圖44)。

圖44 平面呈L形的高層建筑后澆帶示意
1—L形高層建筑；2—后澆帶

8.4.21 室內(nèi)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 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(guī)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(nèi)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，當△/L＞0.7‰時，筏板角部開始出現(xiàn)裂縫，隨后底層邊、角柱的根部內(nèi)側順著基礎整體撓曲方向出現(xiàn)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45)，當基礎撓曲度△/L＝0.45‰時，混凝土柱子出現(xiàn)發(fā)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。

圖45 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

圖46 大底盤結構試驗模型平面及剖面

8.4.23 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-核心筒結構筏板基礎進行了室內(nèi)模型試驗，試驗基坑內(nèi)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i＝6，上部結構為8層框架-核心筒結構，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46。
    試驗結果顯示：
    1. 當筏板發(fā)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(fā)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(nèi)側，以及底層邊、角柱上端的外側出現(xiàn)裂縫。
    2. 裙房的角柱內(nèi)側樓板出現(xiàn)弧形裂縫、順著撓曲方向裙房的外柱內(nèi)側樓板以及主裙樓交界處的樓板均發(fā)生了裂縫，圖47及圖48為一層和二層樓板板面裂縫位置圖。本條的目的旨在從構造上加強此類樓板的薄弱環(huán)節(jié)。

圖47 一層樓板板面裂縫位置圖

圖48 二層樓板板面裂縫位置圖

8.4.24 試驗資料和理論分析都表明，回填土的質(zhì)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 20世紀80年代，國內(nèi)王前信、王有為曾對北京和上海20余棟23m～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(zhì)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黏滯效應，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(xiàn)。對絕大多數(shù)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(xiàn)轉動，因此所謂嵌固實質(zhì)上是指接近于固定的計算基面。本條中的嵌固即屬此意。
    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(chǎn)生52.4mm的整體水平位移外，還產(chǎn)生了萬分之三的整體轉角。實測記錄反映了兩個基本事實：其一是厚筏基礎四周外墻與土層緊密接觸，且具有一定數(shù)量縱橫內(nèi)墻的地下室變形呈現(xiàn)出與剛體變形相似的特征；其二是地下結構的轉角體現(xiàn)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?shù)叵乱粚咏Y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(xiàn)預期的耗能機制，本規(guī)范規(guī)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(nèi)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(nèi)的地下室的內(nèi)墻的剛度計入地下室層間側向剛度內(nèi)，但該范圍內(nèi)的側向剛度不能重疊使用于相鄰建筑，6度區(qū)和非抗震設計的建筑物可參照表8.4.25中的7度、8度區(qū)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(nèi)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(guī)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(fā)揮其有效減小基礎整體彎曲變形和基礎內(nèi)力的作用，使結構受力、變形更為合理、經(jīng)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貢獻，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 國內(nèi)震害調(diào)查表明，唐山地震中絕大多數(shù)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?qū)佘浲羺^(qū)，唐山地震波及天津時，該地區(qū)的地震烈度為7度～8度，震后已有的人防地下室基本完好，僅人防通道出現(xiàn)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(nèi)震害還表明，個別與上部結構交接處的地下室柱頭出現(xiàn)了局部壓壞及剪壞現(xiàn)象。這表明在強震作用下，塑性鉸的范圍有向地下室發(fā)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(xiàn)行國家標準《建筑抗震設計規(guī)范》GB 50011有關條款使用。