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，具嵌岩探匹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，力求涌盖不同桩型、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》JGJ 94-94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，最终得到本规范表5.3.5-1、表5.3.5-2所列各桩型的q_sik、q_pk经验值。

图11 预制桩（317根）极限承载力实测/计算频数分布

5.3.6 本条说明关于大直径桩(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

图12 水下钻（冲）孔桩（184根）极限承载力实测/计算频数分布

图13 干作业钻孔桩（144根）极限承载力实测/计算频数分布

    图14为试验结果与上式计算端阻尺寸效应系数ψ_p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15

图14 大直径桩端阻尺寸效应系数ψp与桩径D关系计算与试验比较

图15 砂、砾土中极限侧阻力随桩径的变化

5.3.7 本条说明关于钢管桩的单桩竖向极限承载力的相关内容。
    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，两者的极限侧阻力可视为相等，因为除坚硬黏性土外，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“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。称此为土寒效应。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16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

表5 Thorne（1997）的试验结果

表6 Shin and chung(1994)和Lam et al(1991)试验结果

表7 王国民论文所述试验结果

表8 席宁中论文所述试验结果



图17 嵌岩段侧阻力分布概化


图18 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)

相同，因此侧阻和端阻增强系数β_si和β_p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。另一点是桩侧注浆增强段对于泥浆护壁和干作业桩，由于浆液扩散特性不同，承载力计算时应有区别。
    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Q_u计，其中q_sik、q_pk取勘察报告提供的经验值或本规范所列经验值；增强系数β_si、β_p取本规范表5.3.10所列上限值。计算值Q_u计与实测值Q_u实散点图如图19所示。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。

图19 后注浆灌注桩单桩极限承载力实测值与计算值关系

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标贯数N与液化临界标贯数N_cr之比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，而上部有无一定厚度非液化覆盖层对此也有很大影响。
因此，存在3.5m厚非液化覆盖层时，桩侧阻力根据λ_N值和液化土层埋深乘以不同的折减系数。