CATii 提供的基樁形式有：圓形樁、矩形樁、壁樁、連續壁、H 型鋼樁、鋼軌樁。

軸向承載力分析

圓形樁計入周圍之摩擦力及底承力；矩形樁計入四邊之摩擦力及底承力；壁樁僅計壁面之摩擦力，不計入兩端之摩擦力，預設底承力不計入(可修改)；連續壁類似壁樁，但開挖面以上只計壁面單側摩擦力，預設底承力不計入(可修改)；H 型鋼樁計算沿腹板及沿型鋼最外圍潛在破壞面之摩擦力，並取保守值，另計入底承力；鋼軌樁計算沿著鋼軌與土壤界面周圍之摩擦力，另計入底承力。

側向承載力分析

僅提供圓形樁、H 型鋼樁、鋼軌樁三種選項進行分析。選擇 H 型鋼樁時請指定對強軸或弱軸進行分析，選擇鋼軌樁時只能對強軸進行分析。

CATii 提供兩種承載力分析方法，分別說明如下。

靜力學

不論是排水地層 D、不排水地層 U 或是岩層 R，皆採用靜力學方式計算 f_s 與 q_s 值。

N 值 (砂)

排水地層 D (例如：砂層) 採用 N 值相關的經驗公式計算 f_s 與 q_s 值。不排水地層 U 或是岩層 R 仍採用靜力學方式。

除此之外，如果有試樁成果或以其他方式決定之 f_s 與 q_s 值，亦可於下方地層表單自行輸入，此輸入值將取代以上兩種方式之計算值。

樁身/土壤黏滯係數 α 與土壤之不排水剪力強度及基樁施工方式有關。一般而言，α 值常介於 0.25 ~ 1.0 之間，且隨黏土之不排水剪力強度增加而減小。

分析時可自行決定 α 值，或設定以 Stas & Kulhawy (1984) 公式自動計算 α 值：

$$\mathrm{α=0.21+0.26\frac{P_a}{S_u}}\le1$$

上式中，P_a 代表大氣壓力，S_u 為不排水剪力強度，亦可適用於排水地層中的有效黏滯力 c'。

日本鐵道綜合技術研究所 (2012)

$$\mathrm{k_h=1.8\rho_{gk}E_dD^{-3/4}，\rho_{gk}=0.5~[永久性]，\rho_{gk}=1.0~[臨時性]}$$ $$\mathrm{E_d=\frac{\rho_{gE}E_N}{\gamma_{gE}}，\rho_{gE}=1.0}$$ $$\mathrm{E_N=2000N(kN/m^2)，\gamma_{gE}=1.2\sim1.4}~~[砂土]$$ $$\mathrm{E_N=4000N(kN/m^2)，\gamma_{gE}=1.7~~[黏土]}$$ $$\mathrm{p_y=\alpha_h\gamma_a'zK_p，\alpha_h=3，K_p=tan^2(45\unicode{x00B0}+\phi')~~[砂土]}$$ $$\mathrm{p_y=(1 + z/2D)(\gamma_a'z + 2c)\le 9c~~[黏土]}$$

日本鐵道綜合技術研究所 (2000)

$$\mathrm{k_h=f_{rk}(0.6\alpha E_oD^{-3/4})}$$ $$\mathrm{f_{rk}=1.0，\alpha=2.0，E_o=2500N(kN/m^2)}$$ $$\mathrm{p_y=f_{rp}(\alpha\gamma_a'zK_p)，f_{rp}=1，\alpha=2，K_p=tan^2(45\unicode{x00B0}+\phi')~~[砂土]}$$ $$\mathrm{p_y=f_{rc}(1 + z/2D)(\gamma_a'z + 2c)\le 6c，f_{rc}=1~~[黏土]}$$

福岡&宇都

$$\mathrm{k_h=0.691N^{0.406}(kgf/cm^2)}$$

赤井&高橋

$$\mathrm{k_h=0.502N^{0.37}(kgf/cm^2)}$$

彈塑性基礎梁模型

利用彈塑性基礎梁模型模擬基樁承受側向力及彎矩，將基樁視為彈性梁，土壤視為彈簧，並考慮土壤彈塑性行為，在樁頭施加水平力或彎矩後，再以有限元素法解出基樁之位移、剪力、彎矩，土壤之變位、應力。本程式逕行利用 XDO (eXcavation Design Online) 計算核心 (彈塑性基礎梁模型) 來進行分析，其中分析所需之地盤反力係數 k_h 以及側向極限強度 p_y 則依使用者需求採用「日本鐵道綜合技術研究所」2012 年或 2000 年規範之建議值，其 p-y 曲線為完全性塑性。因採用之 p-y 曲線初始變位為零，亦即在 XDO 分析中初始側向土壤應力設定為零。

Y.L.Chang

為彈性基礎梁模型的解析解，原分析條件考慮地盤為線彈性，且為單一地層，因為不考慮塑性，因此適用於基樁側向變位較小的情況。一般地層之分布常有層次，其地盤反力係數 k_h 可能不同，考量基樁側向反應主要集中於地表淺層附近，分析時取有效作用深度內 k_h 之平均值，則可將分析模式簡化為均值土壤模式，有效作用深度取 1/𝛽，此 𝛽 為樁土系統之特徵係數。此外，本方法適用樁長超過 2.5/𝛽 之情況。

$$\mathrm{\beta=\sqrt[4]{\frac{k_hD}{4\phi E_pI_p}}}$$

於基樁側向力分析時，RC 設計規範規除了影響載重組合之外，亦影響基樁之楊氏模數計算。

在 TWN-USD112 中，規定 E = 120,000\(\mathrm{\sqrt{{f_c}'}}\) tf/m²
在 TWN-USD110 之前規定 E = 150,000\(\mathrm{\sqrt{{f_c}'}}\) tf/m²

基樁之容許側向承載力決定於容許側向位移，應視各不同設計情況而定。對於常時載重情況可取 1cm，短期載重情況取 1.5cm，此時基樁之反應大約仍在彈性或近似彈性反應之範圍內，工程設計可採彈性設計法。對於極限限界狀態之檢核，側向位移容許值應視上部所承結構物之需求而定，避免結構物倒塌，一般以 5cm 為上限值。

當基樁貫入岩盤內時，CATii 採用以下公式計算基樁在岩層中之摩擦力及承載力。

岩層摩擦力

樁身與岩層界面之單位面積摩擦力可根據 Horvath et. al (1983) 所建議之公式估算：

$$\mathrm{f_s=\lambda\sqrt{q_u}}$$

上式中，λ 為經驗值，約介於 2~3\(\mathrm{\sqrt{tf/m^2}}\) 之間，q_u 為設計岩石單壓強度 (tf/m²)。

岩層承載力

單位面積極限承載力可由 Goodman (1980) 所建議之公式估算：

$$\mathrm{q_b=q_u(N_ϕ+1)}$$ $$\mathrm{N_ϕ=tan^2(45+ϕ'/2)}$$

當樁基礎承載於均質砂性地層時，早期之設計常假設支承力隨樁基之埋置深度而線性增加，惟根據近年來之研究顯示，樁端極限支承力 q_b 與樁身摩擦力 f_s 於超過某一埋置深度時有趨近某一定值之現象，Vesic (1963) 將此深度定義為臨界深度，CATii 採用 L_pcr 做為臨界深度符號。

綜合文獻研究結果顯示，L_pcr 之變化範圍極廣，約介於 4D~60D 之間，主要與地層之摩擦角值及基樁施工方式有關，目前國內之試樁資料仍未完備，現階段建議採 NAVFAC DM-7.2 (1982) 規範所建議之 20D 為臨界深度，超過此深度時，其有效覆土壓採臨界深度處之有效覆土壓以計算樁底極限端點支承力與樁身極限摩擦力。

倘基樁因施工因素造成樁底承載力無法完全發揮 (如：樁底沉泥無法清除)，可視有效樁底面積減少，在 CATii 中將樁底面積折減係數 α_b 設為小於 1 的數值可模擬此效果。

基礎開挖致使開挖面下方地層解壓，造成樁頂有效應力降低，此時可將 σ_ve'/σ_v' 設定為小於 1，倘不考慮有效應力降低則將 σ_ve'/σ_v' 設為 1。

註：σ_v' 為未解壓前之樁頂有效應力，σ_ve' 為開挖解壓後之樁頂有效應力。

排水地層同時含有 c' (c' ≠ 0) 及 ϕ' 時，以靜力學分析可選擇計算摩擦力 f_s 與底承力 q_b 之方式。

靜力學分析時僅考慮 ϕ' (規範建議選項)

$$\mathrm{f_s=Kσ_v'tanδ}$$ $$\mathrm{q_b=σ_v'N_q^*}$$

靜力學分析時 c' 及 ϕ' 皆考慮

$$\mathrm{f_s=αc'+Kσ_v'tanδ}$$ $$\mathrm{q_b=c'N_c^*+σ_v'N_q^*}$$