MIT_0001

5.3 单桩竖向极限承载力

5.3.1

本条说明不同桩基设计等级对于单桩竖向极限承载力标准值确定方法的要求。
目前对单桩竖向极限承载力计算受土强度参数、成桩工艺、计算模式不确定性影响的可靠度分析仍处于探索阶段的情况下，单桩竖向极限承载力仍以原位原型试验为最可靠的确定方法，其次是利用地质条件相同的试桩资料和原位测试及端阻力、侧阻力与土的物理指标的经验关系参数确定。对于不同桩基设计等级应采用不同可靠性水准的单桩竖向极限承载力确定的方法。单桩竖向极限承载力的确定，要把握两点，一是以单桩静载试验为主要依据，二是要重视综合判定的思想。因为静载试验一则数量少，二则在很多情况下如地下室土方尚未开挖，设计前进行完全与实际条件相符的试验不可能。因此，在设计过程中，离不开综合判定。
本规范规定采用单桩极限承载力标准值作为桩基承载力设计计算的基本参数。试验单桩极限承载力标准值指通过不少于2 根的单桩现场静载试验确定的，反映特定地质条件、桩型与工艺、几何尺寸的单桩极限承载力代表值。计算单桩极限承载力标准值指根据特定地质条件、桩型与工艺、几何尺寸、以极限侧阻力标准值和极限端阻力标准值的统计经验值计算的单桩极限承载力标准值。

5.3.2

本条主旨是说明单桩竖向极限承载力标准值及其参数包括侧阻力、端阻力以及嵌岩桩嵌岩段的侧阻力、端阻力如何根据具体情况通过试验直接测定，并建立承载力参数与土层物性指标、静探等原位测试指标的相关关系以及岩石侧阻、端阻与饱和单轴抗压强度等的相关关系。直径为0.3m 的嵌岩短墩试验，其嵌岩深度根据岩层软硬程度确定。

5.3.5

根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系计算单桩竖向极限承载力，核心问题是经验参数的收集，统计分析，力求涵盖不同桩型、地区、土质，具有一定的可靠性和较大适用性。

原《建筑桩基技术规范》JGJ94-94 收集的试桩资料经筛选得到完整资料229 根，涵盖11 个省市。本次修订又共收集试桩资料416 根，其中预制桩资料88 根，水下钻（冲）孔灌注桩资料184 根，干作业钻孔灌注桩资料144 根。前后合计总试桩数为645 根。以原规范表列q_sik 、q_pk为基础对新收集到的资料进行试算调整，其间还参考了上海、天津、浙江、福建、深圳等省市地方标准给出的经验值，最终得到规范表5.3.5-1、表5.3.5-2 所列各桩型的q_sik 、 q_pk 经验值。
对按各桩型建议的q_sik 、q_pk经验值计算统计样本的极限承载力Q_uk ，各试桩的极限承载力实测值Q'_uk与计算值Q_uk 比较，η=Q_'u/Quk，将统计得到预制桩（317 根）、水下钻（冲）孔桩（184 根）、干作业钻孔桩（144 根）的h 按0.1 分位与其频数N 之间的关系，Q_'u /Q_uk平均值及均方差Sn 分别表示于图5.3-1～图5.3-3。

5.3.6

关于大直径桩（d≥800mm）极限侧阻力和极限端阻力的尺寸效应
（1）大直径桩端阻力的尺寸效应。大直径桩静载试验Q - S 曲线均呈缓变型，反映出其端阻力以压剪变形为主导的渐进破坏。G.G.Meyerhof(1998)指出，砂土中大直径桩的极限端阻随桩径增大而呈双曲线减小。根据这一特性，将极限端阻的尺寸效应系数表示为

$\200dpi \tiny \psi _{\rho }= \left (\frac{0.8}{D} \right )^{n}$

式中

D ：桩端直径；

n ：经验指数，对于粘性土、粉土，n=1/4;对于砂土、碎土，n=1/3

图5.3-4为试验结果与上式计算端阻尺寸效应系数 $\200dpi \tiny \psi _{\rho }$ 的比较

（2）大直径桩侧阻尺寸效应系数
桩成孔后产生应力释放，孔壁出现松弛变形，导致侧阻力有所降低，侧阻力随桩径增大呈双曲线型减小（图5.3-5 H.Brand1.1988）。本规范建议采用如下表达式进行侧阻尺寸效应计算。

ψs=(0.8/d)^m

式中

d ：桩身直径；

m ：经验指数；粘性土、粉土m=1/5；砂土、碎石m=1/3。

5.3.7

关于钢管桩的单桩竖向极限承载力

1. 闭口钢管桩
闭口钢管桩的承载变形机理与混凝土预制桩相同。钢管桩表面性质与混凝土桩表面虽有所不同，但大量试验表明，两者的极限侧阻力是可视为相等的，因为除坚硬粘性土外，侧阻剪切破坏面是发生于靠近桩表面的土体中，而不是发生于桩土介面。因此，闭口钢管桩承载力的计算可采用与混凝土预制桩相同的模式与承载力参数。
2. 敞口钢管桩的端阻力
敞口钢管桩的承载力机理与承载力随有关因素的变化比闭口钢管桩复杂。这是由于沉桩过程，桩端部分土将涌入管内形成”r;土塞”。土塞的高度及闭塞效果随土性、管径、壁厚、桩进入持力层的深度等诸多因素变化。而桩端土的闭塞程度又直接影响桩的承载力性状。称此为土塞效应。闭塞程度的不同导致端阻力以两种不同模式破坏。
一种是土塞沿管内向上挤出，或由于土塞压缩量大而导致桩端土大量涌入。这种状态称为非完全闭塞，这种非完全闭塞将导致端阻力降低。
另一种是如同闭口桩一样破坏，称其为完全闭塞。
土塞的闭塞程度主要随桩端进入持力层的相对深度h _b / d（h _b 为桩端进入持力层的深度，d 为桩外径）而变化。
为简化计算，以桩端土塞效应系数λ_p 表征闭塞程度对端阻力的影响。图5.3-6 为λ_p 与桩进入持力层相对深度h _b / d的关系， λ_p＝静载试验总极限端阻/30NA_p 。其中30NA_p 为闭口桩总极限端阻， N 为桩端土标贯击数，A_p为桩端投影面积。从该图看出，当h _b / d ≤5 时， λ_p 随h _b / d线性增大；当h _b / d ＞5 时，λ_p 趋于常量。由此得到规范式（5.3.7-2）、（5.3.7-3）。

5.3.8

混凝土敞口管桩单桩竖向极限承载力的计算。与实心混凝土预制桩相同的是，桩端阻力由于桩端敞口，类似于钢管桩也存在桩端的土塞效应；不同的是，混凝土管桩壁厚度较钢管桩大的多，计算端阻力时，不能忽略管壁端部提供的端阻力，故分为两部分：一部分为管壁端部的端阻力，另一部分为敞口部分端阻力。对于后者类似于钢管桩的承载机理，考虑桩端土塞效应系数λ_p，λ_p随桩端进入持力层的相对深度h _b / d而变化（ d 为管桩外径），

按规范式（5.3.8-2）、（5.38-3）计算确定。敞口部分端阻力为 $\200dpi \tiny \lambda _{p}q_{pk}A_{p1}\left (A_{p1} =\frac{\pi }{4}d_{1}^{2}\right )$ , $\200dpi \inline \tiny d_{1}$ 为空心内径，管壁端部阻力为 $\200dpi \tiny q_{pk}A_{j}$ （ $\200dpi \tiny A_{j}$ 为桩端净面积，圆形管桩 $\200dpi \tiny A_{j}= \frac{\pi }{4}\left (d^{2}-d_{1}^{2} \right )$ ，空心方桩 $\200dpi%20\tiny%20A_{j}=%20b^{2}-\frac{\pi%20}{4}d_{1}^{2}$ 。故敞口混凝土管桩总极限端阻力 $\200dpi \tiny Q_{pk}=q_{pk}\left (A_{j} +\lambda _{p}A_{p1}\right )$ 。总极限侧阻力计算与闭口预应力混凝土空心桩相同。

VI 嵌岩桩

5.3.9

嵌岩桩极限承载力由桩周土总侧力 Q _sk、嵌岩段总侧阻力 Q_rk 和总端阻力 Q_pk三部分组成。
《建筑桩基技术规范》JGJ94-94 是基于当时数量不多的小直径嵌岩桩试验确定嵌岩段侧阻力和端阻力系数，近十余年嵌岩桩工程和试验研究积累了更多资料，对其承载性状的认识进一步深化，这是本次修订的良好基础。

1. 关于嵌岩段侧阻力发挥机理及侧阻力系数ζs(q_rs/f_rk)

（1）嵌岩段桩岩之间的剪切模式即其剪切面可分为三种，对于软质岩(f_rk≤15MPa)，剪切面发生于岩体一侧；对于硬质岩(f_rk >30MPa)，发生于桩体一侧；对于泥浆护壁成桩，剪切面一般发生于桩岩介面，当清孔好，泥浆比重小，与上述规律一致
（2）嵌岩段桩的极限侧阻力大小与岩性、桩体材料和成桩清孔情况有关。表5.3-1～表
5.3-4 是部分不同岩性嵌岩段极限侧阻力q_rs和侧阻系数ζs 。

表5.3-1

Thorne（1997）的试验结果
q_rs（MPa）	0.5	2.0
f_rk（MPa）	5	50
ζs=q_rs/f_rk	0.1	0.04

表5.3-2

Shin and chung（1994）和Lam et al(1991)的试验结果
q_rs（MPa）	0.5	0.7	1.2	2.0
f_rk（MPa）	5	10	40	100
ζs=q_rs/f_rk	0.1	0.07	0.03	0.02

表5.3-3

王国民论文所述试验结果
岩类	砂砾岩	中粗砂岩	中细砂岩	粘土质粉砂岩	粉细砂岩
q_rs（MPa）	0.7～0.8	0.5～0.6	0.8	0.7	0.6
f_rk（MPa）	7.5		4.76	7.5	8.3
ζs=q_rs/f_rk	0.1		0.168	0.09	0.072

表5.3-4

席宁中论文所述试验结果
模拟材料	M5砂浆		C30砼
q_rs（MPa）	1.3	1.7	2.2	2.7
f_rk（MPa）	3.34		20.1
ζs=q_rs/f_rk	0.39	0.51	0.11	0.13

由表5.3-1~表5.3-4 看出实测ζs 较为离散，但总的规律是岩石强度愈高，ζs 愈低。作为规范经验值，取嵌岩段极限侧阻力峰值，硬质岩q_s1 =0.1f_rk ，软质岩 q_s1 =0.12f_rk。
（3）根据有限元分析，硬质岩（ Er > E p）嵌岩段侧阻力分布呈单驼峰形分布，软质岩（ Er < Ep ）嵌岩段呈双驼峰形分布。为计算侧阻系数ζs的平均值，将侧阻力分布概化为图5.3-7.各特征点侧阻力为：

（a）硬质岩（b）软质岩

图5.3-7嵌岩段侧阻力分布概化

硬质岩 $\200dpi \tiny q_{s1}=0.1f_{r}$ ， $\200dpi \tiny q_{s4}=\frac{d}{4hr}q_{s1}$

软质岩 $\200dpi%20\tiny%20q_{s1}=0.12f_{r}$ ， $\200dpi%20\tiny%20q_{s2}=0.8q_{s1}$ ， $\200dpi%20\tiny%20q_{s3}=0.8q_{s1}$ ， $\200dpi \tiny q_{s4}=\frac{d}{4hr}q_{s1}$

分别计算出硬质岩 $\200dpi \tiny h_{r}=0.5d$ ， $\200dpi \tiny 1d$ ， $\200dpi \tiny 2d$ ， $\200dpi \tiny 3d$ ， $\200dpi \tiny 4d$ ；软质岩 $\200dpi \tiny h_{r}=0.5d$ ， $\200dpi \tiny 1d$ ， $\200dpi \tiny 2d$ ， $\200dpi \tiny 3d$ ， $\200dpi \tiny 4d$ ， $\200dpi \tiny 5d$ ， $\200dpi \tiny 6d$ ， $\200dpi \tiny 7d$ ， $\200dpi \tiny 8d$ 情况下的平均侧阻力 $\200dpi \tiny q_{rs}$ 及平均侧阻力系数 $\200dpi \tiny \zeta _{s}$ 如表5.3-5。

2. 嵌岩桩极限端阻力发挥机理及端阻力系数 $\200dpi \tiny \zeta _{p}\left (\zeta _{p}=q_{rp/f_{rk}} \right )$ 。

（1）嵌岩桩端阻性状

图5.3-8所示不同桩、岩刚度比 $\200dpi \tiny \left (E_{p}/E_{r} \right )$ 干作业条件下，桩端分担荷载比 $\200dpi \tiny F_{b}/F_{r}$ （ $\200dpi \tiny F_{b}$ -总桩端阻力； $\200dpi \tiny F_{t}$ -岩面桩顶荷载）随嵌岩深径比 $\200dpi \tiny d_{r}/r_{o}\left (2h_{r}/d \right )$ 的变化。从图中看出，桩端总阻力 $\200dpi \tiny F_{b}$ 随 $\200dpi \tiny E_{p}/E_{r}$ 增大而增大，随深径比 $\200dpi \tiny d_{r}/r_{o}$ 增大而减小。

图5.3-8 嵌岩桩端阻分担荷载比随桩岩刚度比

和嵌岩深径比的变化（引自Pells and Turner，1979）

（2）端阻系数ζp
Thorne(1997)所给端阻系数ζp =0.25～0.75；吴其芳等通过孔底载荷板( d = 0.3m)试验得到ζp =1.38～4.50，相应的岩石f_rk=1.2～5.2MPa , 载荷板在岩石中埋深0.5～4m。总的说来，ζp是随岩石饱和单轴抗压强度f_rk降低而增大，随嵌岩深度增加而减小，受清底情况影响较大。
基于以上端阻性状及有关试验资料，给出硬质岩和软质岩的ζp 如规范表5.3.9。
3 嵌岩段总极限阻力简化计算
嵌岩段总极限阻力由总极限侧阻力和总极限端阻力组成：

$\200dpi \tiny Q_{rk}=Q_{rs}+Q_{rp}$

$\200dpi \tiny =\zeta _{s}f_{rk}\pi dh_{r}+\zeta _{p}f_{rk}\frac{\pi }{4}d^{2}$

$\200dpi \tiny ^{}=\left [\zeta _{s} \frac{4h_{r}}{d}+\zeta _{rp}\right ]f_{rk}\frac{\pi }{4}d^{2}$

令 $\200dpi \tiny \zeta _{s} \frac{4h_{r}}{d}+\zeta _{rp}=\zeta _{r}$

称 $\200dpi \tiny \zeta _{r}$ 为嵌岩段侧阻和端阻综合系数。故嵌岩段总极限阻力标准值可按如下简化公式计算：

$\200dpi \tiny Q_{rk}=\zeta _{r}f_{rk}\frac{\pi }{4}d^{2}$

其中 $\200dpi \tiny \zeta _{r}$ 可按表5.3-5确定。

表5.3-5

嵌岩段侧阻、端阻系数ζs、ζp及侧阻和端阻综合系数ζr
嵌岩深径比hr/d		0	0.5	1.0	2.0	3.0	4.0	5.0	6.0	7.0	8.0
极软岩软岩	ζs	0.0	0.052	0.056	0.056	0.054	0.051	0.048	0.045	0.042	0.040
	ζp	0.60	0.70	0.73	0.73	0.70	0.66	0.61	0.55	0.48	0.42
	ζr	0.60	0.80	0.95	1.18	1.35	1.48	1.57	1.63	1.66	1.70
较硬岩坚硬岩	ζs	0.0	0.050	0.052	0.050	0.045	0.040
	ζp	0.45	0.55	0.60	0.50	0.46	0.40
	ζr	0.45	0.65	0.81	0.90	1.00	1.04

Ⅶ 后注浆灌注桩

5.3.10

后注浆灌注桩单桩极限承载力计算模式与普通灌注桩相同，区别在于侧阻力和端阻力乘以增强系数βsi 和βp 。βsi 和βp 系通过数十根不同土层中的后注浆灌注桩与未注浆灌注桩静载对比试验求得。浆液在不同桩端和桩侧土层中的扩散与加固机理不尽相同，因此侧阻和端阻增强系数βsi 和βp 不同，而且变幅很大。总的变化规律是：端阻的增幅高于侧阻，粗粒土的增幅高于细粒土。桩端、桩侧复式注浆高于桩端、桩侧单一注浆。这是由于端阻受沉渣影响敏感，经后注浆后沉渣得到加固且桩端有扩底效应，桩端沉渣和土的加固效应强于桩侧泥皮的加固效应；粗粒土是渗透注浆，细粒土是劈裂注浆，前者的加固效应强于后者。
收集北京、上海、天津、河南、山东、西安、武汉、福州等城市后注浆灌注桩静载试桩资料106 份，根据本规范第5.3.10 条的计算公式求得Qu 计，其中qsik、qpk取勘察报告提供的经验值或本规范所列经验值；增强系数βsi、βp取本规范表5.3.10 所列上限值。计算值Qu 计与实测值Qu 测散点图如图5.3-9。该图显示，实测值均位于45°线以上，即均高于或接近于计算值。这说明后注浆灌注桩极限承载力按规范第5.3.10 条计算的可靠性是较高的。

Ⅷ 液化效应

5.3.11

振动台试验和工程地震液化实际观测表明，首先土层的地震液化严重程度与土层的液化指数λ_N 有关，λ_N 愈小液化愈严重；其二，土层的液化并非随地震同步出现，而显示滞后，即地震过后若干小时乃至一二天后才出现喷水冒砂。这说明，桩的极限侧阻力并非瞬间丧失，而且并非全部损失。因此，桩侧阻力根据液化指数乘以不同的折减系数。