a、b——分别为桩帽的长度和宽度（m）；
q——码头地面均布荷载标准值（kN/m2），计算拉桩时，可不考虑。 3.4.14 锚碇叉桩锚碇点的水平位移可按下式计算：
（3.4.14）
式中 △H——水平位移(m)；
CD、CZ——分别为压桩D和拉桩Z的轴向刚性系数(kN/m)；可参照现行行业标准《高桩码头设计与施工规范》(JTJ291)中有关规定确定。 3.4.15 锚碇叉桩的位置应遵守以下规定：
3.4.15.1 叉桩必须位于板桩墙后土体主动破裂面以外； 3.4.15.2 压桩桩尖距板桩墙的距离不得小于1.0m；
条文说明
3.4.1 锚碇墙（板）的稳定性是采用以分项系数表达的极限状态设计法。 条文中式（3.4.1），锚碇墙（板）后土体本身产生的主动土压力 作用，拉杆设计拉力的水平分力 荷载产生的主动土压力
为永久
为主导可变作用，锚碇墙（板）后地面使用
为非主导可变作用。土压力分项系数与条文中表
3.3.3的值完全一致，拉杆设计拉力的分项系数取1.35。
对几座具有典型性的板桩码头在改变锚碇墙后填料的条件下进行了锚碇墙稳定的校准计算，按条文中式（3.4.1）左端项和各码头的有关作用的标准值求出各自的
，即
（3.4.1-1）
同时，
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（3.4.1-2）
按条文中式（3.4.1）即可求出起调整作用的结构系数rd。
计算结果表明，rd取1.15，锚碇板的稳定性符合结构设计精度的要求。 3.4.2 条文中表3.4.2的ρ值是根据国内外试验室模型试验结果和《装配式钢筋混凝土水工建筑物》一书中提供的数值，综合分析给出的。
关于土或填料与锚碇墙（板）间的δ取值问题，以前在计算中取δ＝0，从60年代以后，国内外的大量模型试验和原型观测发现，δ确实存在，并且对锚碇墙（板）的被动土压力影响很大，所以国内外的技术文献中都主张考虑δ。国外有的建议取δ＝φ/3，国内试验，在保证锚碇墙（板）不“上浮”的情况，也得出δ＝φ/3的结果。但锚碇板“上浮”是客观存在的，特别是实际工程中锚碇板（板）多采用矩型或梯型截面（很少采用L型截面），而且埋深又不大，根据对不约束锚碇板“上浮”的试验，测得不同埋深δ才有4°～8°，相当于
。综合以上情况，本规范规定：一般取δ＝φ/3，当δ＝φ/3≥7°
时，取δ＝7°。
3.4.3 条文中式（3.4.3）是根据空间滑动棱体的体积与平面滑动棱体的体积之
比推导出来的。
3.4.4 从调查发现，有些设计，锚碇墙（板）只按设计低水位情况设计，这是错误的，而且是危险的。设计低水位时拉杆力最大，但锚碇墙（板）前土的被动土压力也大，不一定是最危险情况。设计高水位时，虽然拉杆力小一些，但由于锚碇墙前土或填料的重度变成水下重度，被动土压力减小很多，对于锚碇墙的稳定性来说，常常是设计高水位控制。
3.4.8 锚碇墙（板）的位移计算是为采用竖向弹性地基梁法计算板桩墙提供参数。锚碇墙（板）在拉杆力和墙后主动土压力作用下产生的位移，以前很少研究。为了解决这个问题，在室外进行了接近原型的试验研究，锚碇墙前采用工程中常用的抛石和夯实灰土填料，试验得到了位移计算系数。
3.4.10 条文中式（3.4.10）是《桥梁桩基设计》一书中推荐的。
3.4.12 根据国外对板桩码头工程的观测，板桩码头锚碇点的位移一般为20mm～40mm，最大达70mm～80mm。为了使板桩码头的位移不致过大，影响使用，我们在本条中规定：锚碇板桩在拉杆处的水平位移不宜大于50mm（再加上拉杆受力伸长，使板桩墙锚碇点的位移能控制在70mm～80mm以内）。
3.4.13 条文中式（3.4.13）是根据叉桩中压桩和拉桩的轴向变形推导出来的。
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3.5 斜拉桩式板桩码头计算
3.5.1 斜拉桩式板桩码头中板桩墙的入土深度可按第3.3节有关规定确定，并应满足板桩轴向承载力要求，板桩墙后的主动力土压力可按附录B的规定计算，板桩墙前的被动土压力可按第3.2节有关规定计算。
3.5.2 斜拉桩式板桩码头的内力，可按附录B假设为弹性嵌固于地基中的平面构架计算。
条文说明
3.5.1 本条目的在于指出斜拉桩式的板桩墙与通常采用水平拉杆的单锚板桩相比，作用在墙上的土压力较小，但受有较大的轴向压力，并在实际工程中曾发生过因地基承载能力不足而造成码头位移过大的事故，以引起设计者的注意。 3.5.2 斜拉桩式板桩码头与一般常用的单锚板桩相比，不仅数量少得多，其受力状态也十分复杂。德国、日本和前苏联在1960年前、后即有各自的计算方法，但它们之间还有相当大的出入，直到最近仍未见有什么变化，也未见到它们被引用于他们的国家规范之中。我国自70年代以来所建造的10座左右这种型式的码头，大体上都是参照或类同于上述方法进行的。虽也曾进行过两次实体观测，但所获资料有限。鉴于目前对于斜拉桩式板桩结构还没有一个普遍公认的较好计算方法，可考虑采用附录B的方法进行。建议今后在实际工程中多注意观测，积累资料，为修订工作打下基础。
3.6 整体稳定性验算
3.6.1 板桩码头整体稳定性的验算可采用圆弧滑动法，并应遵守现行行业标准《港口工程地基规范》（JTJ250）中的有关规定。
3.6.2 板桩码头的整体稳定计算可只考虑滑动面通过板桩桩尖的情况，如桩尖以上或以下附近有软土层时，尚应验算滑动面通过软土层的情况，当圆弧从桩尖以上附近软土层中通过时，计算时可不计截桩力的影响。
3.6.3 当滑动面在锚碇结构前通过时，可不计拉杆力对稳定性的影响。
4.1 板 桩
4.1.1 钢筋混凝土板桩可按受弯构件设计，当轴向力较大时，应按偏心受压构件设计。
4.1.2 钢筋混凝土板桩和预应力混凝土板桩，应按强度进行配筋。对于钢筋混凝土板桩应验算裂缝宽度。对于预应力混凝土板桩应进行抗裂验算。 4.1.3 钢板桩的单宽强度应满足下式：
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≤ （4.1.3）
式中 N——作用标准值产生的每米轴向力（kN）；
Mmax——作用标准值产生的每米板桩墙最大弯矩（kN2m）； A——钢板桩的截面面积（m2/m）； Wz——钢板桩的弹性抵抗矩（m3/m）；
ft——钢材的强度设计值（N/mm2）；按现行国家标准《钢结构设计规范》（GBJ17）中规定采用；
——综合分项系数取1.35。
4.1.4 U型钢板桩的截面惯性矩和弹性抵抗矩，应分别乘折减系数α和β。对于上部设有钢筋混凝土帽梁的钢板桩墙，α取0.9，β取1.0。对其他形状钢板桩，折减值宜通过试验确定。
注：焊接的组合钢板桩墙，焊缝长度不得小于200mm，焊缝间距不得大于800mm。
条文说明
4.1.4 不同型式的钢板桩因其锁口位置不同，其截面系数的折减亦不相同。目前常用的U型（拉森）钢板桩有一般型式和组合型式两种断面，因其锁口位于断面的中和轴上，受弯时此处剪力最大，如锁口咬合不牢，受力后将发生错动使截面系数降低。在实际工程中对于一般型式钢板桩之间的锁口均不焊接，而只对组合型式钢板桩之间的锁口进行焊接，然后对其截面系数进行适当的折减。关于钢板桩截面的折减系数，目前国内还没有一个统一的规定。四航局1990年编写的钢板桩设计施工技术暂行规定中规定：钢板桩的弹性抵抗矩乘以一个折减系数，U型钢板桩一般乘以0.9。《港口水工建筑物》一书中提出：U型钢板桩的断面折减系数ξ，板桩顶不设帽梁并打入软土时ξ＝0.7，设置刚性帽梁时ξ＝0.9。锁口焊接时ξ＝1.0。德国港口工程、土力学和基础工程协会在《码头岸壁建筑物委员会的建议》一书中规定，在确定组合钢板桩的截面系数时，要把所有的板桩都考虑在内。但只在肯定其锁口能承受全部剪力时，才可将组合断面作为一个整体进行计算，锁口焊缝的布置和施工要使它们为不间断地承受剪力提供最佳的条件，为此最好采用一条连续焊缝，如果通过计算而采用间断焊缝，则最小焊缝长度为200mm，焊缝间距应不大于800mm。
4.2 拉 杆
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4.2.1 拉杆拉力的标准值应按下式计算：
(4.2.1)
式中 ——拉杆拉力标准值(kN)
——拉杆受力不均匀系数，预先拉紧时，可采用1.35；
——每米宽板桩墙的拉杆拉力标准值(kN/m)；
——拉杆间距(m)；
——拉杆与水平面的夹角（o）。
4.2.2 钢拉杆可按中心受拉构件设计。拉杆直径可按下式计算：
(4.2.2)
式中 d——拉杆直径(mm)；
——拉杆拉力的标准值(kN)；
——拉杆拉力分项系数取1.35；
——钢材的强度设计值(N/mm2)；
——预留锈蚀量(mm)，可取2mm～3mm。
条文说明
4.2.1 每延米拉杆力Ra是板桩结构计算中得到的，考虑到施工不均匀的影响，一般都将拉杆力Ra乘以受力不均匀系数ξ＝1.3～1.5。上海地基规范规定，当采
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