中华人民共和国行业标准建筑桩基技术规范GJ 94－2008条文说明 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"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λp 表征闭塞程度对端阻力的影响。图5.3-6 为λp 与桩进入持力层相对深度h b / d的关系， λp＝静载试验总极限端阻/30NAp 。其中30NAp 为闭口桩总极限端阻， N 为桩端土标贯击数，Ap为桩端投影面积。从该图看出，当h b / d ≤5 时， λp 随h b / d线性增大；当h b / d ＞5 时，λp 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λp，λp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），
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 Qrk 和总端阻力 Qpk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(qrs/frk)
（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(frk≤15MPa)，剪切面发生于岩体一侧；对于硬质岩(frk >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qrs和侧阻系数ζs 。
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qs1 =0.1frk ，软质岩 qs1 =0.12frk。
（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：
（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frk=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frk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：
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λN有关，λN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。
5.4 特殊条件下桩基竖向承载力验算
Ⅰ 软弱下卧层验算
5.4.1 桩距不超过6d 的群桩，当桩端平面以下软弱下卧层承载力与桩端持力层相差过大（低于持力层的1/3）且荷载引起的局部压力超出其承载力过多时，将引起软弱下卧层侧向挤出，桩基偏沉，严重者引起整体失稳。对于本条软弱下卧层承载力验算公式着重说明四点：
（1）验算范围。规定在桩端平面以下受力层范围存在低于持力层承载力1/3 的软弱下卧层。实际工程持力层以下存在相对软弱土层是常见现象，只有当强度相差过大时才有必要验算。因下卧层地基承载力与桩端持力层差异过小，土体的塑性挤出和失稳也不致出现。
（2）传递至桩端平面的荷载，按扣除实体基础外表面总极限侧阻力的3/4 而非1/2 总极限侧阻力。这是主要考虑荷载传递机理，在软弱下卧层进入临界状态前基桩侧阻平均值已接近于极限。
（3）桩端荷载扩散。持力层刚度愈大扩散角愈大这是基本性状，这里所规定的压力扩散角与《建筑地基基础设计规范》GB 50007 一致。
（4）软弱下卧层承载力只进行深度修正。这是因为下卧层受压区应力分布并非均匀，呈内大外小，不应作宽度修正；考虑到承台底面以上土已挖除且可能和土体脱空，因此修正深度从承台底部计算至软弱土层顶面。另外，既然是软弱下卧层，即多为软弱粘性土，故深度修正系数取1.0。
Ⅱ 负摩阻力计算
5.4.3 桩周负摩阻力对基桩承载力和沉降的影响，取决于桩周负摩阻力强度、桩的竖向承载类型，因此分三种情况验算。
1 对于摩擦型桩，由于受负摩阻力沉降增大，中性点随之上移，即负摩阻力、中性点与桩顶荷载处于动态平衡。作为一种简化，取假想中性点（按桩端持力层性质取值）以上摩阻力为零验算基桩承载力。
2 对于端承型桩，由于桩受负摩阻力后桩不发生沉降或沉降量很小，桩土无相对位移或相对位移很小，中性点无变化，故负摩阻力构成的下拉荷载应作为附加荷载考虑。
3 当土层分布不均匀或建筑物对不均匀沉降较敏感时，由于下拉荷载是附加荷载的一部分，故应将其计入附加荷载进行沉降验算。
5.4.4 关于负摩阻力及下拉荷载的计算
1 负摩阻力计算
负摩阻力对基桩而言是一种主动作用。多数学者认为桩侧负摩阻力的大小与桩侧土的有效应力有关，不同负摩阻力计算式中也多反映有效应力因素。大量试验与工程实测结果表明，以负摩阻力有效应力法计算较接近于实际。因此本规范规定如下有效应力法为负摩阻力计算方法。
ζn与土的类别和状态有关，对于粗粒土，ζn 随土的粒度和密实度增加而增大；对于细粒土，则随土的塑性指数、孔隙比、饱和度增大而降低。综合有关文献的建议值和各类土中的测试结果，给出如规范表5.4.4-1 所列ζn 值。由于竖向有效应力随上覆土层自重增大而增加，当qni=ζn·σ'i 超过土的极限侧阻力qsk时，负摩阻力不再增大。故当计算负摩阻力qni 超过极限侧摩阻力时，取极限侧摩阻力值。
下面列举饱和软土中负摩阻力实测与按规范方法计算的比较。
某电厂的贮煤场位于厚70～80m 的第四系全新统海相地层上，上部为厚20～35m 的低强度、高压缩性饱和软粘土。用底面积为35m×35m、高度为4.85m 的土石堆载模拟煤堆荷载，堆载底面压力为99kPa，在堆载中心设置了一根入土44m 的Φ610 闭口钢管桩，桩端进入超固结粘土、粉质粘土和粉土层中。在钢管桩内采用应变计量测了桩身应变，从而得到桩身正、负摩阻力分布图、中性点位置；在桩周土中埋设了孔隙水压力计，测得地基中不同深度的孔隙水压力变化。
按规范式（5.4.4-1）估算，得图5.4-1 所示曲线。
由图中曲线比较可知，计算值与实测值相近。
2 关于中性点的确定
当桩穿越厚度为lo 的高压缩土层，桩端设置于较坚硬的持力层时，在桩的某一深度ln以上，土的沉降大于桩的沉降，在该段桩长内，桩侧产生负摩阻力；ln深度以下的可压缩层内，土的沉降小于桩的沉降，土对桩产生正摩阻力，在ln深度处，桩土相对位移为零，既没有负摩阻力，又没有正摩阻力，习惯上称该点为中性点。中性点截面桩身的轴力最大。
一般来说，中性点的位置，在初期多少是有变化的，它随着桩的沉降增加而向上移动，当沉降趋于稳定，中性点也将稳定在某一固定的深度 ln 处。
工程实测表明，在高压缩性土层 lo 的范围内，负摩阻力的作用长度，即中性点的稳定深度 ln ，是随桩端持力层的强度和刚度的增大而增加的，其深度比 ln / lo 的经验值列于规范表5.4.4-2 中。
3 关于负摩阻力的群桩效应的考虑
对于单桩基础，桩侧负摩阻力的总和即为下拉荷载。
对于桩距较小的群桩，其基桩的负摩阻力因群桩效应而降低。这是由于桩侧负摩阻力是由桩侧土体沉降而引起，若群桩中各桩表面单位面积所分担的土体重量小于单桩的负摩阻力极限值，将导致基桩负摩阻力降低，即显示群桩效应。计算群桩中基桩的下拉荷载时，应乘以群桩效应系数ηｎ< 1。
本规范推荐按等效圆法计算其群桩效应，即独立单桩单位长度的负摩阻力由相应长度范围内半径ｒe 形成的土体重量与之等效，得
Ⅲ 抗拔桩承载力验算
5.4.5 桩基的抗拔承载力破坏可能呈单桩拔出或群桩整体拔出，即呈非整体破坏或整体破坏模式，对两种破坏的承载力均应进行验算。
5.4.6 关于群桩基础及其基桩的抗拔极限承载力确定问题
1 对于设计等级为甲、乙级建筑桩基应通过单桩现场上拔试验确定单桩抗拔极限承载力。群桩的抗拔极限承载力难以通过试验确定，故可通过计算确定。
2 对于设计等级为丙级建筑桩基可通过计算确定单桩抗拔极限承载力，但应进行工程桩抗拔静载试验检测。单桩抗拔极限承载力计算涉及如下三个问题：
（1）单桩抗拔承载力计算分为两大类：一类为理论计算模式，以土的抗剪强度及侧压力系数为参数按不同破坏模式建立的计算公式；另一类是以抗拔桩试验资料为基础，采用抗压极限承载力计算模式乘以抗拔系数λ的经验性公式。前一类公式影响其剪切破坏面模因素较多，包括桩的长径比、有无扩底、成桩工艺、地层土性等，不确定因素多，计算较为复杂。为此，本规范采用后者。
（2）关于抗拔系数l （抗拔极限承载力/抗压极限承载力）
从表5.4-1 所列部分单桩抗拔抗压极限承载力之比即抗拔系数λ看出，灌注桩高于预制桩，长桩高于短桩，粘性土高于砂土。本规范表5.4.6-2 给出的l 是基于上述试验结果并参照有关规范给出的。
（3）对于扩底抗拔桩的抗拔承载力。扩底桩的抗拔承载力破坏模式，随土的内摩擦角大小而变，内摩擦角愈大，受扩底影响的破坏柱体愈长。桩底以上长度约4～10d 范围内，破裂柱体直径增大至扩底直径D；超过该范围以上部分，破裂面缩小至桩土界面。按此模型给出扩底抗拔承载力计算周长ui ，如规范表5.4.6-1。
5.5 桩基沉降计算
5.5.6～5.5.9 桩距小于和等于6 倍桩径的群桩基础，在工作荷载下的沉降计算方法，目前有两大类。一类是按实体深基础计算模型，采用弹性半空间表面荷载下Boussinesq 应力解计算附加应力，用分层总和法计算沉降；另一类是以半无限弹性体内部集中力作用下的Mindlin 解为基础计算沉降。后者主要分为两种，一种是Poulos 提出的相互作用因子法；第二种是Geddes 对Mindlin 公式积分而导出集中力作用于弹性半空间内部的应力解，按叠加原理，求得群桩桩端平面下各单桩附加应力和，按分层总和法计算群桩沉降。
上述方法存在如下缺陷：（1）实体深基础法，其附加应力按Boussinesq 解计算与实际不符（计算应力偏大），且实体深基础模型不能反映桩的长径比、距径比等的影响；（2）相互作用因子法不能反映压缩层范围内土的成层性；（3）Geddes 应力叠加-分层总和法对于大桩群不能手算，且要求假定侧阻力分布，并给出桩端荷载分担比。针对以上问题，本规范给出等效作用分层总和法。
1 运用弹性半无限体内作用力的Mindlin 位移解，基于桩、土位移协调条件，略去桩身弹性压缩，给出匀质土中不同距径比、长径比、桩数、基础长宽比条件下刚性承台群桩的沉降数值解：
3 两种沉降解之比：
相同基础平面尺寸条件下，对于按不同几何参数刚性承台群桩Mindlin 位移解沉降计算值WM与不考虑群桩侧面剪应力和应力不扩散实体深基础Boussinesq 解沉降计算值WB 二者之比为等效沉降系数ψe 。按实体深基础Boussinesq 解分层总和法计算沉降WB，乘以等
效沉降系数ψe，实质上纳入了按Mindlin 位移解计算桩基础沉降时，附加应力及桩群几何参数的影响，称此为等效作用分层总和法。
5.5.11 关于桩基沉降计算经验系数ψ 。本次规范修编时，收集了软土地区上海、天津，一般第四纪土地区北京、沈阳，黄土地区西安等共计150 份已建桩基工程的沉降观测资料，由实测沉降与计算沉降之比ψ与沉降计算深度范围内压缩模量当量值 的关系如图5.5.1，同时给出ψ 值列于规范表5.5.11。
关于预制桩沉桩挤土效应对桩基沉降的影响问题。根据收集到的上海、天津、温州地区预制桩和灌注桩基础沉降观测资料共计110 份，将实测最终沉降量与桩长关系散点图分别表示于图5.5-2（a）、（b）、（c）。图5.5-2 反映出一个共同规律：预制桩基础的最终沉降量显著大于灌注桩基础的最终沉降量，桩长愈小，其差异愈大。这一现象反映出预制桩因挤土沉桩产生桩土上涌导致沉降增大的负面效应。由于三个地区地层条件存在差异，桩端持力层、桩长、桩距、沉桩工艺流程等因素变化，使得预制桩挤土效应不同。为使计算沉降更符合实际，建立以灌注桩基础实测沉降与计算沉降之比y 随桩端压缩层范围内模量当量值 而变的经验值，对于饱和土中未经复打、复压、引孔沉桩的预制桩基础按表5.5.11 所列值再乘以挤土效应系数1.3～1.8，对于桩数多、桩距小、沉桩速率快、土体渗透性低的情况，挤土效应系数取大值；对于后注浆灌注桩则乘以0.7～0.8 折减系数。
5.5.14 关于单桩、单排桩、疏桩(桩距大于6d)基础最终沉降量计算。工程实际中，采用一柱一桩或一柱两桩、单排桩、桩距大于6d 的疏桩基础并非罕见。如：按变刚度调平设计的框架－核心筒结构工程中，刚度相对弱化的外围桩基，柱下布1～3 桩者居多；剪力墙结构，常采取墙下布桩（单排桩）；框架和排架结构建筑桩基按一柱一桩或一柱二桩布置也不少。有的设计考虑承台分担荷载，即设计为复合桩基，此时承台多数为平板式或梁板式筏形承台；另一种情况是仅在柱、墙下单独设置承台，或即使设计为满堂筏形承台，由于承台底土层为软土、欠固结土、可液化、湿陷性土等原因，承台不分担荷载，或因使用要求，变形控制严格，只能考虑桩的承载作用。首先，就桩数、桩距等而言，这类桩基不能应用等效作用分层总和法，需要另行给出沉降计算方法。其次，对于复合桩基和普通桩基的计算模式应予区分。
单桩、单排桩、疏桩复合桩基沉降计算模式是基于新推导的Mindlin 解计入桩径影响公式计算桩的附加应力，以Boussinesq 解计算承台底压力引起的附加应力，将二者叠加按分层总和法计算沉降，计算式为规范式（5.5.14-1）～（5.5.14-5）。
沉降计算点为底层柱、墙中心点，应力计算点取与沉降计算点最近的桩中心点，见图5.5-3。当沉降计算点与应力计算点不重合时，二者的沉降并不相等，但由于承台刚度的作用，在工程实践的意义上，近似取二者相同。本规范中，应力计算点的沉降包含桩端以下土层的压缩和桩身压缩，桩端以下土层的压缩应按桩端以下轴线处的附加应力计算（桩身以外土中附加应力远小于轴线处）。
承台底压力引起的沉降实际上包含两部分，一部分为回弹再压缩变形，另一部分为超出土自重部分的附加压力引起的变形。对于前者的计算较为复杂，一是回弹再压缩量对于整个基础而言分布是不均的，坑中央最大，基坑边缘最小；二是再压缩层深度及其分布难以确定。若将此二部分压缩变形分别计算，目前尚难解决。故计算时近似将全部承台底压力等效为附加压力计算沉降。
这里应着重说明三点：一是考虑单排桩、疏桩基础在基坑开挖（软土地区往往是先成桩后开挖；非软土地区，则是开挖一定深度后再成桩）时，桩对土体的回弹约束效应小，故应将回弹再压缩计入沉降量；二是当基坑深度小于5m 时，回弹量很小，可忽略不计。三是中、小桩距桩基的桩对于土体回弹的约束效应导致回弹量减小，故其回弹再压缩可予忽略。
计算复合桩基沉降时，假定承台底附加压力为均布，Pc=ηcfak， ηc 按Sa > 6d 取值，fak 为地基承载力特征值，对全承台分块按式（5.5.14-5）计算桩端平面以下土层的应力σzci ，与基桩产生的应力σzi 叠加，按规范式（5.5.14-3）计算最终沉降量。若核心筒桩群在计算点0.6 倍桩长范围以内，应考虑其影响。
单桩、单排桩、疏桩常规桩基，取承台压力Pc ＝0 即规范式（5.5.14-1）进行沉降计算。
这里应着重说明上述计算式有关的五个问题：
1 单桩、单排桩、疏桩桩基沉降计算深度相对于常规群桩要小得多，而由Mindlin 解导出得Geddes 应力计算式模型是作用于桩轴线的集中力，因而其桩端平面以下一定范围内应力集中现象极明显，与一定直径桩的实际性状相差甚大，远远超出土的强度，用于计算压缩层厚度很小的桩基沉降显然不妥。Geddes 应力系数与考虑桩径的Mindlin 应力系数相比，其差异变化的特点是：愈近桩端差异愈大，桩端下l /10 处二者趋向接近；桩的长径比愈小差异愈大，如l / d = 10 时，桩端以下0.008 l 处，Geddes 解端阻产生的竖向应力为考虑桩径的44 倍，侧阻（按均布）产生的竖向应力为考虑桩径的8 倍。而单桩、单排桩、疏桩的桩端以下压缩层又较小，由此带来的误差过大。故对Mindlin 应力解考虑桩径因素求解，桩端、桩侧阻力的分布如附录F 图F.0.2 所示。为便于使用， 求得基桩长径比l / d = 10,15,20,25,30,40 ~ 100 的应力系数 I p、Isr 、Ist列于附录F。
2 关于土的泊松比v 的取值。土的泊松比v = 0.25 ~ 0.42 ；鉴于对计算结果不敏感，故统一取v= 0.35计算应力系数。
3 关于相邻基桩的水平面影响范围。对于相邻基桩荷载对计算点竖向应力的影响，以水平距离ρ = 0.6l （ l 为计算点桩长）范围内的桩为限，即取最大n =ρ / l = 0.6 。
4 沉降计算经验系数ψ 。这里仅对收集到的部分单桩、双桩、单排桩的试验资料进行计算。若无当地经验，取ψ = 1.0 。对部分单桩、单排桩沉降进行计算与实测的对比，列于表5.5-1。
5 关于桩身压缩。由表5.5-1 单桩、单排桩实测与计算沉降比较可见，桩身压缩比 Se /S随桩的长径比l / d 增大和桩端持力层刚度增大而增加。如CCTV，长径比l / d ＝43、28，桩端持力层为卵砾、中粗砂层，Es≥100MPa，桩身压缩分别为22mm， Se /S ＝88％；14.4mm，Se /S ＝59％。因此，本规范第5.5.14 条规定应计入桩身压缩。这是基于单桩、单排桩总沉降量较小，桩身压缩比例超过50%，若忽略桩身压缩，则引起的误差过大。
6 桩身弹性压缩的计算。基于桩身材料的弹性假定及桩侧阻力呈矩形、三角形分布，由下式可简化计算桩身弹性压缩量：
5.5.15 上述单桩、单排桩、疏桩基础及其复合桩基的沉降计算深度均采用应力比法，即按σz+ σzc = 0.2σc 确定。
关于单桩、单排桩、疏桩复合桩基沉降计算方法的可靠性问题。从表5.5-1 单桩、单排桩静载试验实测与计算比较来看，还是具有较大可靠性。采用考虑桩径因素的Mindlin 解进行单桩应力计算，较之Geddes 集中应力公式应该说是前进了一大步。其缺陷与其他手算方法一样，不能考虑承台整体和上部结构刚度调整沉降的作用。因此，这种手算方法主要用于初步设计阶段，最终应采用共同作用有限元方法进行分析。
为说明规范第3.1.8 条变刚度调平设计要点及规范第5.5.14 条疏桩复合桩基沉降计算过程，以某框架－核心筒结构为例，叙述如下。
1 概念设计
1.1 桩型、桩径、桩长、桩距、桩端持力层、单桩承载力
该办公楼由地上36 层、地下七层与周围地下七层车库连成一体，基础埋深26m。框架-核心筒结构。建筑标准层平面图见图5.5-4，立面图见图5.5-5，主体高度156m。拟建场地地层柱状土如图5.5-6，第⑨层为卵石-圆砾，第⒀层为细-中砂，是桩基础良好持力层。采用后注浆灌注桩桩筏基础，设计桩径1000mm。按强化核心筒桩基的竖向支承刚度、相对弱化外围框架柱桩基竖向支承刚度的总体思路，核心筒采用常规桩基，桩长25m，外围框架采用复合桩基，桩长15m。核心筒桩端持力层选为第⒀层细-中砂，单桩承载力特征值Ra=9500kN，桩距Sa =3d；外围边框架柱采用复合桩基础，荷载由桩土共同承担，单桩承载力特征值Ra=7000kN。
1.2 承台结构形式
由于变刚度调平布桩起到减小承台筏板整体弯距的作用，板厚可减少。核心筒承台采用
平板式， 厚度h1 =2200mm ； 外围框架采用梁板式筏板承台， 梁截面bb×hb = 2000× 2200 ，板厚 h2 =1600mm 。与主体相连裙房（含地下室）采用天然地基，梁板式片筏基础。
2 基桩承载力计算与布桩
2.1 核心筒
荷载效应标准组合(含承台自重)：Nck=843592kN；
基桩承载力Ra=9500,每个核心筒布桩90 根，并使桩反力合力点与荷载重心接近重合。
偏心距如下：
左核心筒荷载偏心距离：ΔX=-0.04m；ΔY=0.26m；
右核心筒荷载偏心距离：ΔX=0.04m；ΔY=0.15m；
9500kN x 90=855000kN>843592 kN；
2.2 外围边框架柱
柱下布桩3 根，
3 沉降计算
3.1 核心筒沉降采用等效作用分层总和法计算
3.1 边框架复合桩基沉降计算，采用复合应力分层总和法，即按规范式（5.5.14-3）
计算范围见图5.5-8，计算参数及结果列表于5.5-2。
沉降计算荷载应考虑回弹再压缩，采用准永久荷载效应组合的总荷载为等效附加荷载；桩顶荷载取Q = 7000kN ；
4 按上部结构刚度－承台－桩土相互作用有限元法计算沉降。按共同作用有限元分析程序
计算所得沉降等值线如图5.5-9 所示。从中看出，最大沉降为40mm，最大差异沉降ΔSmax=0.0005Lo，仅为规范允许值的1/4。
5.6 软土地基减沉复合疏桩基础
5.6.1 软土地基减沉复合疏桩基础的设计应遵循两个原则，一是桩和桩间土在受荷变形过程中始终确保两者共同分担荷载，因此单桩承载力宜控制在较小范围，桩的横截面尺寸一般宜选择?200～?400（或200×200～300×300），桩应穿越上部软土层，桩端支承于相对较硬土层；二是桩距Sa>5～6d，以确保桩间土的荷载分担比足够大。
减沉复合疏桩基础承台型式可采用两种，一种是筏式承台，多用于承载力小于荷载要求和建筑物对差异沉降控制较严或带有地下室的情况；另一种是条形承台，但承台面积系数（与首层面积相比）较大，多用于无地下室的多层住宅。
桩数除满足承载力要求外，尚应经沉降计算最终确定。
5.6.2 减沉复合疏桩基础的沉降计算
对于复合疏桩基础而言，与常规桩基相比其沉降性状有两个特点。一是桩的沉降发生塑性刺入的可能性大，在受荷变形过程中桩、土分担荷载比随土体固结而使其在一定范围变动，随固结变形逐渐完成而趋于稳定。二是桩间土体的压缩固结受承台压力作用为主，受桩、土相互作用影响居次。由于承台底面桩、土的沉降是相等的，桩基的沉降既可通过计算桩的沉降，也可通过计算桩间土沉降实现。桩的沉降包含桩端平面以下土的压缩和塑性刺入（忽略桩的弹性压缩），同时应考虑承台土反力对桩沉降的影响。桩间土的沉降包含承台底土的压缩和桩对土的影响。为了回避桩端塑性刺入这一难以计算的问题，我们采取计算桩间土沉降的方法。
基础平面中点最终沉降计算式为： S=ψ(Ss+Ssp）
1 承台底地基土附加应力作用下的压缩变形沉降Ss 。按Bouissinesq 解计算土中的附加应力，按单向压缩分层总和法计算沉降，与常规浅基沉降计算模式相同。
关于承台底附加压力Po ，考虑到桩的刺入变形导致承台分担荷载量增大，故计算Po 时乘以刺入变形影响系数，对于粘性土ηр＝1.30，粉土ηр＝1.15，砂土ηр＝1.0。
2 关于桩对土影响的沉降增加值Ssp 。桩侧阻力引起桩周土的沉降，按桩侧剪切位移传递法计算，桩侧土离桩中心任一点r 的竖向位移为：
3 条形承台减沉复合疏桩基础沉降计算
无地下室多层住宅多数将承台设计为墙下条形承台板，条基之间净距较小，若按实际平面计算相邻影响十分繁锁，为此，宜将其简化为等效平板式承台，按角点法分块计算基础中点沉降。
4 工程验证
5.7 桩基水平承载力与位移计算
Ⅰ 单桩基础
5.7.2 单桩水平承载力特征值的确定
影响单桩水平承载力和位移的因素包括桩身截面抗弯刚度、材料强度、桩侧土质条件、桩的入土深度、桩顶约束条件。如对于低配筋率的灌注桩，通常是桩身先出现裂缝，随后断裂破坏；此时，单桩水平承载力由桩身强度控制。对于抗弯性能强的桩，如高配筋率的混凝土预制桩和钢桩，桩身虽未断裂，但由于桩侧土体塑性隆起，或桩顶水平位移大大超过使用允许值，也认为桩的水平承载力达到极限状态。此时，单桩水平承载力由位移控制。由桩身强度控制和桩顶水平位移控制两种工况均受桩侧土水平抗力系数的比例系数m 的影响，但是，前者受影响较小，呈m1/ 5 的关系；后者受影响较大，呈m3 / 5 的关系。对于受水平荷载较大的建筑桩基，应通过现场单桩水平承载力试验确定单桩水平承载力特征值。对于初设阶段和设计等级非甲级建筑桩基可通过规范所列的按桩身承载力控制的规范式（5.7.2-1）和按桩顶水平位移控制的规范式（5.7.2-2）进行计算。最后对工程桩进行静载试验检测。
Ⅱ 群桩基础
5.7.3 建筑物的群桩基础多数为低承台，且多数带地下室，故承台侧面和地下室外墙侧面均能分担水平荷载，对于带地下室桩基受水平荷载较大时应按本规范附录C 计算基桩、承台与地下室外墙水平抗力及位移。本条适用于无地下室，作用于承台顶面的弯矩较小的情况。本条所述群桩效应综合系数法，是以单桩水平承载力特征值 Rha为基础，考虑四种群桩效应，求得群桩综合效应系数ηh ，单桩水平承载力特征值乘以ηh即得群桩中基桩的水平承载力特征值Rh。
1 桩的相互影响效应系数ηi
桩的相互影响随桩距减小、桩数增加而增大，沿荷载方向的影响远大于垂直于荷载作用
方向，根据23 组双桩、25 组群桩的水平荷载试验结果的统计分析，得到相互影响系数ηi ，见规范式（5.7.3-3）。
2 桩顶约束效应系数ηr
建筑桩基桩顶嵌入承台的深度较浅，为5～10cm，实际约束状态介于铰接与固接之间。这种有限约束连接既能减小桩顶水平位移（相对于桩顶自由），又能降低桩顶约束弯矩（相对于桩顶固接），重新分配桩身弯矩。
根据试验结果统计分析表明，由于桩顶的非完全嵌固导致桩顶弯矩降低至完全嵌固理论值的40%左右，桩顶位移较完全嵌固增大约25%。
为确定桩顶约束效应对群桩水平承载力的影响，以桩顶自由单桩与桩顶固接单桩的桩顶位移比Rx 、最大弯矩比RM基准进行比较，确定其桩顶约束效应系数为：
式中xo0 、xor-分别为单位水平力作用下桩顶自由、桩顶固接的桩顶水平位移；
M omax 、M rmax-分别为单位水平力作用下桩顶自由的桩，其桩身最大弯矩；桩顶固接的桩，其桩顶最大弯矩。
将m 法对应的桩顶有限约束效应系数ηr 列于规范表5.7.3-1。
3 承台侧抗效应系数ηl
桩基发生水平位移时，面向位移方向的承台侧面将受到土的弹性抗力。由于承台位移一般较小，不足以使其发挥至被动土压力，因此承台侧向土抗力应采用与桩相同的方法-线弹性地基反力系数法计算。该弹性总土抗力为：
由此得规范式（5.7.3-4）承台侧抗系数ηl 。
4 承台底摩阻效应系数ηb
本规范规定，考虑地震作用且Sa/d≤6 时，不计入承台底的摩阻效应，即ηb =0；其他情况应计入承台底摩阻效应。
5 群桩中基桩的水平承载力特征值分别由规范式（5.7.3-2）和规范式（5.7.3-6）计算。
5.7.5 按m 法计算桩的水平承载力。桩的水平变形系数α ，由桩身计算宽度 bo 、桩身抗弯刚度EI 、以及土的水平抗力系数沿深度变化的比例系数m 确定,。m 值，当无条件进行现场试验测定时，可采用规范表5.7.5 的经验值。这里应指出，m 值对于同一根桩并非定值，与荷载呈非线性关系，低荷载水平下，m 值较高；随荷载增加，桩侧土的塑性区逐渐扩展而降低。因此，m 取值应与实际荷载、允许位移相适应。如根据试验结果求低配筋率桩的m ，应取临界荷载 H cr及对应位移Xcr 按下式计算：
对于配筋率较高的预制桩和钢桩，则应取允许位移及其对应的荷载按上式计算m 。
根据所收集到的具有完整资料参加统计的试桩，灌注桩114 根，相应桩径d =300～1000mm，其中d =300～600mm 占60%；预制桩85 根。统计前，将水平承载力主要影响深度[2(d +1)]内的土层划分为5 类，然后分别按上式（5.7-1）计算m 值。对各类土层的实测
m 值采用最小二乘法统计，取m 值置信区间按可靠度大于95%，即m= m-1.96σm ， σm为均方差，统计经验值m 值列于规范表5.7.5。表中预制桩、钢桩的m 值系根据水平位移为10mm 时求得，故当其位移小于10mm 时，m 应予适当提高；对于灌注桩，当水平位移大于表列值时，则应将m 值适当降低。
5.8 桩身承载力与裂缝控制计算
Ⅰ 受压桩
5.8.2、5.8.3 钢筋混凝土轴向受压桩正截面受压承载力计算，涉及以下三方面因素。
1 纵向主筋的作用。轴向受压桩的承载性状与上部结构柱相近，较柱的受力条件更为有利的是桩周受土的约束，侧阻力使轴向荷载随深度递减，因此，桩身受压承载力由桩顶下一定区段控制。纵向主筋的配置，对于长摩擦型桩和摩擦端承桩可随深度变断面或局部长度配置。纵向主筋的承压作用在一定条件下可计入桩身受压承载力。
2 箍筋的作用。箍筋不仅起水平抗剪作用，更重要的是对混凝土起侧向约束增强作用。图5.8-1 是带箍筋与不带箍筋混凝土轴压应力-应变关系。由图看出，带箍筋的约束混凝土轴压强度较无约束混凝土提高80%左右，且其应力-应变关系改善。因此，本规范明确规定凡桩顶5 d 范围箍筋间距不大于100mm 者，均可考虑纵向主筋的作用。
3 成桩工艺系数ψc 。桩身混凝土的受压承载力是桩身受压承载力的主要部分，但其强度和截面变异受成桩工艺的影响。就其成桩环境、质量可控度不同，将成桩工艺系数ψc 规定如下。ψc 取值在原JGJ 94-94 规范的基础上，汲取了工程试桩的经验数据，适当提高了安全度。
混凝土预制桩、预应力混凝土空心桩ψc =0.85；主要考虑在沉桩后桩身常出现裂缝。
干作业非挤土灌注桩（含机钻、挖、冲孔桩、人工挖孔桩）ψc =0.90；泥浆护壁和套管护壁非挤土灌注桩、部分挤土灌注桩、挤土灌注桩ψc =0.7～0.8；软土地区挤土灌注桩ψc =0.6。对于泥浆护壁非挤土灌注桩应视地层土质取ψc 值，对于易塌孔的流塑状软土、松散粉土、粉砂， ψc 宜取0.7。
4 桩身受压承载力计算及其与静载试验比较
本规范规定，对于桩顶以下5 d 范围箍筋间距不大于100mm 者，桩身受压承载力设计值可考虑纵向主筋按规范式（5.8.2-1）计算，否则只考虑桩身混凝土的受压承载力。对于按规范式（5.8.2-1）计算桩身受压承载力的合理性及其安全度，从所收集到的43 根泥浆护壁后注浆钻孔灌注桩静载试验结果与桩身极限受压承载力计算值 Ru 进行比较，以检验桩身受压承载力计算模式的合理性和安全性（列于表5.8-1）。其中R u按如下关系计算：
从表5.8-1 可见，虽然后注浆桩由于土的支承阻力（侧阻、端阻）大幅提高，绝大部分试桩未能加载至破坏，但其荷载水平是相当高的。最大加载值Q max 与桩身受压承载力极限值Ru 之比 Qmax / Ru均大于1，且无一根桩桩身被压坏。其中1/ 4 桩加载值 Qmax 因锚桩等原因未达 Qu 值。
以上计算与试验结果说明三个问题：一是影响混凝土受压承载力的成桩工艺系数，对于泥浆护壁非挤土桩一般取ψc =0.8 是合理的；二是在桩顶5 d 范围箍筋加密情况下计入纵向主筋承载力是合理的，同时可使混凝土受侧向约束而提高轴向承载力；三是按本规范公式计算桩身受压承载力的安全系数高于由土的支承阻力确定的单桩承载力特征值安全系数K =2，桩身承载力的安全可靠性处于合理水平。
这里应强调说明一个问题，在工程实践中常见有静载试验中桩头被压坏的现象，其实这是试桩桩头处理不当所致。试桩桩头未按现行行业标准《建筑基桩检测技术规范》（JGJ106）规定进行处理，如：桩顶千斤顶接触不平整引起应力集中；桩顶混凝土再处理后强度
过低；桩顶未加钢板围裹或未设箍筋等，由此导致桩头先行破坏。很明显，这种由于试验处置不当而引发无法真实评价单桩承载力的现象是应该而且完全可以杜绝的。
5.8.4 关于桩身稳定系数。工程实践中，桩身处于土体内，一般不会出现压曲失稳问题，但下列两种情况应考虑桩身稳定系数确定桩身受压承载力，即将按规范第5.8.2 条计算的桩身受压承载力乘以稳定系数φ 。一是桩的自由长度较大（这种情况只见于少数构筑物桩基）、桩周围为可液化土；二是桩周围为超软弱土，即土的不排水抗剪强度小于10 kPa 。当桩的计算长度与桩径比lc / d > 7.0 时要按规范表5.8.4-2 确定φ值。而桩的计算长度lc 与桩顶、桩端约束条件有关，lc 的具体确定方法按规范表5.8.4-1 规定执行。
Ⅱ 抗拔桩
5.8.7、5.8.8 对于抗拔桩桩身正截面设计应满足受拉承载力，同时应按裂缝控制等级，进行裂缝控制计算。
1 桩身承载力设计
规范式（5.8.7）中预应力筋的受拉承载力fpyApy ，由于目前工程实践中多数为非预应力抗拔桩，故该项承载力为零。近来较多工程的将预应力混凝土空心桩用于抗拔桩，此时桩顶与承台连接系通过桩顶管中埋设吊筋浇注混凝土芯，此时应确保加芯的抗拔承载力。对抗拔灌注桩施加预应力，由于构造、工艺较复杂，实践中应用不多，仅限于单桩承载力要求高的条件。从目前既有工程应用情况看，预应力灌注桩要处理好两个核心问题，一是无粘结预应力筋在桩身下部的锚固：宜于端部加锚头，并剥掉2m 长左右塑料套管，以确保端头有效锚固。二是张拉锁定，有二种模式，一种是于桩顶预埋张拉锁定垫板，桩顶张拉锁定；另一种是在承台浇注预留张拉锁定平台，张拉锁定后，第二次浇注承台锁定锚头部分。
2 裂缝控制
首先根据规范第3.5 节耐久性规定，参考现行《混凝土结构设计规范》（GB 50010），按环境类别和腐蚀性介质弱、中、强等级诸因素划分抗拔桩裂缝控制等级，对于不同裂缝控制等级桩基采取相应措施。对于严格要求不出现裂缝的一级和一般要求不出现裂缝的二级裂缝控制等级基桩，宜设预应力筋；对于允许出现裂缝的三级裂缝控制等级基桩，应按荷载效应标准组合计算裂缝最大宽度Wmax，使其不超过裂缝宽度限值，即Wmax Wlim 。
Ⅲ 受水平作用桩
5.8.10 当桩处于成层土中且土层刚度相差大时，水平地震作用下，软硬土层界面处的剪力和弯距将出现突增，这是基桩震害的主要原因之一。因此，应采用地震反应的时程分析方法分析软硬土层界面处的地震作用效应，进而采取相应的措施。
5.9 承台计算
Ⅰ 受弯计算
5.9.1 本条对桩基承台的弯矩及其正截面受弯承载力和配筋的计算原则作出规定。
5.9.2 本条对柱下独立桩基承台的正截面弯矩设计值的取值计算方法系依据承台的破坏试验资料作出规定。上世纪80 年代以来，同济大学、郑州工业大学（郑州工学院）、中国石化总公司、洛阳设计院等单位进行的大量模型试验表明，柱下多桩矩形承台呈"梁式破坏"，即弯曲裂缝在平行于柱边两个方向交替出现，承台在两个方向交替呈梁式承担荷载（见图5.9-1），最大弯矩产生在平行于柱边两个方向的屈服线处。利用极限平衡原理导得柱下多桩矩形承台两个方向的承台正截面弯矩为规范式(5.9.2-1)、(5.9.2-2)。
对柱下三桩三角形承台进行的模型试验，其破坏模式也为"梁式破坏"。由于三桩承台的钢筋一般均平行于承台边呈三角形配置，因而等边三桩承台具有代表性的破坏模式见图5.9-1（b），可利用钢筋混凝土板的屈服线理论按机动法基本原理推导，得通过柱边屈服曲线的等边三桩承台正截面弯矩计算公式：
考虑到图5.9-1(b)的屈服线产生在柱边，过于理想化，而图5.9-1(c)的屈服线未考虑柱的约束作用，其弯矩偏于安全。根据试件破坏的多数情况采用(5.9-1)、(5.9-2)两式的平均值作为本规范的弯矩计算公式，即得到规范式(5.9.2-3)
对等腰三桩承台，其典型的屈服线基本上都垂直于等腰三桩承台的两个腰，试件通常在长跨发生弯曲破坏，其屈服线见图5.9-1 (d)。按梁的理论可导出承台正截面弯矩的计算公式：
公式(5.9-3)未考虑柱的约束影响，偏于安全；而公式（5.9-4）又不够安全，因而本规范采用该两式的平均值确定等腰三桩承台的正截面弯矩，即规范式（5.9.2-4）、（5.9.2-5）。
上述关于三桩承台计算的M 值均指通过承台形心与相应承台边正交截面的弯矩设计值，因而可按此相应宽度采用三向均匀配筋。
5.9.3 本条对箱形承台和筏形承台的弯矩计算原则进行规定
1 对箱形承台及筏形承台的弯矩宜按地基－桩－承台－上部结构共同作用的原理分析计算。这是考虑到结构的实际受力情况具有共同作用的特性，因而分析计算应反映这一特性。
2 对箱形承台，当桩端持力层为基岩、密实的碎石类土、砂土且深厚均匀时；当上部结构为剪力墙或当上部结构为框架－核心筒结构且按变刚度调平原则布桩时，由于基础各部分的沉降变形较均匀，桩顶反力分布较均匀，整体弯矩较小，因而箱形承台顶、底板可仅考虑局部弯矩作用进行计算、忽略基础的整体弯矩，但需在配筋构造上采取措施承受实际上存在的一定数量的整体弯矩。
3 对筏形承台，当桩端持力层深厚坚硬、上部结构刚度较好，且柱荷载及柱间距变化不超过20％时，或当上部结构为框架－核心筒结构且按变刚度调平原则布桩时,由于基础各部分的沉降变形均较均匀，整体弯矩较小，因而可仅考虑局部弯矩作用进行计算，忽略基础的整体弯矩，但需在配筋构造上采取措施承受实际上存在的一定数量的整体弯矩。
5.9.4 本条对柱下条形承台梁的弯矩计算方法根据桩端持力层情况不同，规定可按下列两种方法计算。
1 按弹性地基梁（地基计算模型应根据地基土层特性选取）进行分析计算，考虑桩、柱垂直位移对承台梁内力的影响。
2 当桩端持力层深厚较硬且桩柱轴线不重合时，可将桩视为不动铰支座，采用结构力学方法，按连续梁计算。
5.9.5 本条对砌体墙下条形承台梁的弯矩和剪力计算方法规定可按倒置弹性地基梁计算。将承台上的砌体墙视为弹性半无限体，根据弹性理论求解承台梁上的荷载，进而求得承台梁的弯矩和剪力。为方便设计，附录G 已列出承台梁不同位置处的弯矩和剪力计算公式。对于承台上的砌体墙，尚应验算桩顶以上部分砌体的局部承压强度，防止砌体发生压坏。
II 受冲切计算
5.9.7 本条对桩基承台受柱（墙）冲切承载力的计算方法作出规定：
1 根据冲切破坏的试验结果进行简化计算，取冲切破坏锥体为自柱（墙）边或承台变阶处至相应桩顶边缘连线所构成的截锥体。锥体斜面与承台底面之夹角不小于45°。
2 对承台受柱的冲切承载力按公式（5.9.7-1）～（5.9.7-3）计算。依据现行国家标准《混凝土结构设计规范》（GB 50010），对冲切系数作了调整。对混凝土冲切破坏承载力由0.6ftumho 提高至0.7ftumho，即冲切系数βo 提高了16.7%，故本规范将其表达式βo ＝0.72/（λ+0.2）调整为βo ＝0.84/（λ+0.2）。
3 关于最小冲跨比取值，由原λ＝0.2 调整为λ＝0.25，λ满足0.25～1.0。根据现行《混凝土结构设计规范》（GB 50010）的新规定，需考虑承台受冲切承载力截面高度影响系数βhp 。
必须强调对圆柱及圆桩计算时应将其截面换算成方柱或方桩，即取换算柱截面边长bc=0.8dc(dc 为圆柱直径)，换算桩截面边长bp=0.8d，以确定冲切破坏锥体。
5.9.8 本条对承台受柱冲切破坏锥体以外基桩的冲切承载力的计算方法作出规定，这些规定与《建筑桩基技术规范》JGJ94-94 的计算模式相同。同时按现行《混凝土结构设计规范》（GB50010）规定，对冲切系数βo 进行调整，并增加受冲切承载力截面高度影响系数βhp 。
III 受剪计算
5.9.9 本条对柱（墙）下桩基承台斜截面的受剪承载力计算作出规定。由于剪切破坏面通常发生在柱边（墙边）与桩边连线形成的贯通承台的斜截面处，因而受剪计算斜截面取在柱边处。当柱（墙）承台悬挑边有多排基桩时，应对多个斜截面的受剪承载力进行计算。
5.9.10 柱下独立桩基承台的斜截面受剪承载力的计算：
1 斜截面受剪承载力的计算公式是以《建筑桩基技术规范》JGJ94-94 计算模式为基础，根据现行《混凝土结构设计规范》（GB 50010）规定，斜截面受剪承载力由按混凝土受压强度设计值改为按受拉强度设计值进行计算，作了相应调整。即由原承台剪切系数α＝0.12/（λ+0.3）（0.3≤λ<1.4）、α＝0.20/（λ+1.5）（1.4≤λ<3.0）调整为α＝1.75/（λ+1）（0.25≤λ≤3.0）。 最小剪跨比取值由λ＝0.3 调整为λ＝0.25。
2 对柱下阶梯形和锥形、矩形承台斜截面受剪承载力计算时的截面计算有效高度和宽度的确定作出相应规定，与《建筑桩基技术规范》JGJ94-94 规定相同。
5.9.11 本条对梁板式筏形承台的梁的受剪承载力计算作出规定，求得各计算斜截面的剪力设计值后，其受剪承载力可按现行《混凝土结构设计规范》（GB 50010）的有关公式进行计算。
5.9.12 本条对配有箍筋但未配弯起钢筋的砌体墙下条形承台梁，规定其斜截面的受剪承载力可按公式（5.9.12）计算。该公式来源于《混凝土结构设计规范》（GB 50007-2002）。
5.9.13 本条对配有箍筋和弯起钢筋的砌体墙下条形承台梁，规定其斜截面的受剪承载力可按规范公式（5.9.13）计算，该公式来源同上。
5.9.14 本条对配有箍筋但未配弯起钢筋的柱下条形承台梁，由于梁受集中荷载，故规定其斜截面的受剪承载力可按规范公式（5.9.14）计算，该公式来源同上。
IV 局部承压计算
5.9.15 承台混凝土强度等级低于柱或桩的混凝土强度等级时，应按现行《混凝土结构设计规范》（GB 50010）的规定验算柱下或桩顶承台的局部受压承载力，避免承台发生局部受压破坏。
V 抗震验算
5.9.16 对处于抗震设防区的承台受弯、受剪、受冲切承载力进行抗震验算时，应根据现行《建筑抗震设计规范》（GB 50011），将上部结构传至承台顶面的地震作用效应乘以相应的调整系数；同时将承载力除以相应的抗震调整系数γRE，予以提高。
6 灌注桩基础施工
6.2 一般规定
6.2.l 在岩溶发育地区采用冲、钻孔桩应适当加密勘察钻孔。在较复杂的岩溶地段施工时经常会发生偏孔、掉钻、卡钻及泥浆流失等情况，所以应在施工前制定出相应的处理方案。
人工挖孔桩在地质、施工条件较差时，难以保证施工人员的安全工作条件，特别是遇有承压水、流动性淤泥层、流砂层时，易引发安全和质量事故，因此不得选用此种工艺。
6.2.3 当很大深度范围内无良好持力层时的摩擦桩，应按设计桩长控制成孔深度。当桩较长且桩端置于较好持力层时，应以确保桩端置于较好持力层作主控标准。
6.3 泥浆护壁成孔灌注桩
6.3.2 清孔后要求测定的泥浆指标有三项，即比重、含砂率和粘度。它们是影响混凝土灌注质量的主要指标。
6.3.9 灌注混凝土之前孔底沉渣厚度指标规定端承型桩≤50mm，摩擦型桩≤100mm，首先这是多年灌注桩的施工经验；其二，近年对于桩底不同沉渣厚度的试桩结果表明，沉渣厚度大小不仅影响端阻力的发挥，而且也影响侧阻力的发挥值。这是近年来灌注桩承载性状的重要发现之一，故对原规范关于摩擦桩沉渣厚度≤300mm 作修订。
6.3.18～6.3.24 旋挖钻机重量较大、机架较高、设备较昂贵，保证其安全作业很重要。强调其作业的注意事项，这是总结近几年的施工经验后得出的。
6.3.25 旋挖钻机成孔，孔底沉渣（虚土）厚度较难控制，目前积累的工程经验表明，采用旋挖钻机成孔时，应采用清孔钻头进行清渣清孔，并采用桩端后注浆工艺保证桩端承载力。
6.3.27 细骨料宜选用中粗砂,是根据全国多数地区的使用经验和条件制订，少数地区若无中粗砂而选用其他砂，可通过试验进行选定,也可用合格的石屑代替。
6.3.30 条文中规定了最小的埋管深度宜为2~6m，是为了防止导管拔出混凝土面造成断桩事故，但埋管也不宜太深，以免造成埋管事故。
6.4 长螺旋钻孔压灌桩
6.4.1~6.4.13 长螺旋钻孔压灌桩成桩工艺是国内近年开发且使用较广的一种新工艺，适用于地下水位以上的粘性土、粉土、素填土、中等密实以上的砂土, 属非挤土成桩工艺，该工艺有穿透力强、低噪音、无振动、无泥浆污染、施工效率高、质量稳定等特点。
长螺旋钻孔压灌桩成桩施工时，为提高混凝土的流动性，一般宜掺入粉煤灰。每方混凝土的粉煤灰掺量宜为70-90kg,坍落度应控制在160~200mm，这主要是考虑保证施工中混合料的顺利输送。坍落度过大，易产生泌水、离析等现象，在泵压作用下，骨料与砂浆分离，导致堵管。坍落度过小，混合料流动性差，也容易造成堵管。另外所用粗骨料石子粒径不宜大于30mm。
长螺旋钻孔压灌桩成桩，应准确掌握提拔钻杆时间，钻至预定标高后，开始泵送混凝土，管内空气从排气阀排出，待钻杆内管及输送软、硬管内混凝土达到连续时提钻。若提钻时间较晚，在泵送压力下钻头处的水泥浆液被挤出，容易造成管路堵塞。应杜绝在泵送混凝土前提拔钻杆，以免造成桩端处存在虚土或桩端混合料离析、端阻力减小。提拔钻杆中应连续泵料，特别是在饱和砂土、饱和粉土层中不得停泵待料，避免造成混凝土离析、桩身缩径和断桩，目前施工多采用商品混凝土或现场用两台0.5m3的强制式搅拌机拌制。
灌注桩后插钢筋笼工艺近年有较大发展，插笼深度提高到目前20~30m，较好地解决了地下水位以下压灌桩的配筋问题。但后插钢筋笼的导向问题没有得到很好地解决，施工时应注意根据具体条件采取综合措施控制钢筋笼的垂直度和保护层有效厚度。
6.5 沉管灌注桩和内夯沉管灌注桩
振动沉管灌注成桩若混凝土坍落度过大，将导致桩顶浮浆过多，桩体强度降低。
6.6 干作业成孔灌注桩
人工挖孔桩在地下水疏干状态不佳时，对桩端及时采用低水混凝土封底是保证桩基础承载力的关键之一。
6.7 灌注桩后注浆
灌注桩桩底后注浆和桩侧后注浆技术具有以下特点：一是桩底注浆采用管式单向注浆阀，有别于构造复杂的注浆预载箱、注浆囊、U 形注浆管，实施开敞式注浆，其竖向导管可与桩身完整性声速检测兼用，注浆后可代替纵向主筋；二是桩侧注浆是外置于桩土界面的弹性注浆管阀，不同于设置于桩身内的袖阀式注浆管，可实现桩身无损注浆。注浆装置安装简便、成本较低、可靠性高，适用于不同钻具成孔的锥形和平底孔型。
6.7.1 灌注桩后注浆(Cast-in-place pile post grouting-简写PPG)是灌注桩的辅助工法。该技术旨在通过桩底桩侧后注浆固化沉渣(虚土)和泥皮，并加固桩底和桩周一定范围的土体，以大幅提高桩的承载力，增强桩的质量稳定性，减小桩基沉降。对于干作业的钻、挖孔灌注桩，经实践表明均取得良好成效。故本规定适用于除沉管灌注桩外的各类钻、挖、冲孔灌注桩。该技术目前已应用于全国二十多个省市的数以千计的桩基工程中。
6.7.2 桩底后注浆管阀的设置数量应根据桩径大小确定，最少不少于2 根,对于d＞1200mm 桩应增至3 根。目的在于确保后注浆浆液扩散的均匀对称及后注浆的可靠性。桩侧注浆断面间距视土层性质、桩长、承载力增幅要求而定，宜为6~12m。
6.7.4~6.7.5 浆液水灰比是根据大量工程实践经验提出的。水灰比过大容易造成浆液流失,降低后注浆的有效性，水灰比过小会增大注浆阻力，降低可注性，乃至转化为压密注浆。因此，水灰比的大小应根据土层类别、土的密实度、土是否饱和诸因素确定。当浆液水灰比不超过0.5 时，加入减水、微膨胀等外加剂在于增加浆液的流动性和对土体的增强效应。确保最佳注浆量是确保桩的承载力增幅达到要求的重要因素，过量注浆会增加不必要的消耗，应通过试注浆确定。这里推荐的用于预估注浆量公式是以大量工程经验确定有关参数推导提出的。
关于注浆作业起始时间和顺序的规定是大量工程实践经验的总结, 对于提高后注浆的可靠性和有效性至关重要。
6.7.6~6.7.9 规定终止注浆的条件是为了保证后注浆的预期效果及避免无效过量注浆。采用间歇注浆的目的是通过一定时间的休止使已压入浆提高抗浆液流失阻力，并通过调整水灰比消除规定中所述的两种不正常现象。实践过程曾发生过高压输浆管接口松脱或爆管而伤人的事故，因此，操作人员应采取相应的安全防护措施。
7 混凝土预制桩与钢桩的施工
7.1 混凝土预制桩的制作
7.1.3 预制桩在锤击沉桩过程中要出现拉应力，对于受水平、上拔荷载桩桩身拉应力是不可避免的，故按现行《混凝土结构工程施工质量验收规范》（GB 50204）的规定，同一截面的主筋接头数量不得超过主筋数量的50%，相邻主筋接头截面的距离应大于35dg。
7.1.4 钢筋骨架允许偏差表中项次(7)和(8)应予强调。按以往经验，如制作时质量控制不严，造成主筋距桩顶面过近，甚至与桩顶齐平，在锤击时桩身容易产生纵向裂缝，被迫停锤。网片位置不准，往往也会造成桩顶被击碎事故。
7.1.5 桩尖停在硬层内接桩，如电焊连接耗时较长，桩周摩阻得到恢复，使进一步锤击发生困难。对于静力压桩，则沉桩更困难，甚至压不下去。若采用机械式快速接头，则可避免这种情况。
7.1.8 根据实践经验，凡达强度与龄期的预制桩大都能顺利打入土中，很少打裂；而仅满足强度不满足龄期的预制桩打裂或打断的比例较大。为使沉桩顺利进行，应做到强度与龄期双控。
7.3 混凝土预制桩的接桩
管桩接桩有焊接、法兰连接和机械快速连接三种方式。本规范对不同连接方式的技术要点和质量控制环节作出相应规定，以避免以往工程实践中常见的由于接桩质量问题导致沉桩过程由于锤击拉应力和土体上涌接头被拉断的事故。
7.4 锤击沉桩
7.4.3 桩帽或送桩帽的规格应与桩的断面相适应,太小会将桩顶打碎,太大易造成偏心锤击。插桩应控制其垂直度，才能确保沉桩的垂直度，重要工程插桩均应采用二台经纬仪从两个方向控制垂直度。
7.4.4 沉桩顺序是沉桩施工方案的一项重要内容。以往施工单位不注意合理安排沉桩顺序造成事故的事例很多，如桩位偏移、桩体上涌、地面隆起过多、建筑物破坏等。
7.4.5 本条所规定的停止锤击的控制原则适用于一般情况，实践中也存在某些特例。如软土中的密集桩群，由于大量桩沉入土中产生挤土效应，对后续桩的沉桩带来困难，如坚持按设计标高控制很难实现。按贯入度控制的桩，有时也会出现满足不了设计要求的情况。对于重要建筑，强调贯入度和桩端标高均达到设计要求，即实行双控是必要的。因此确定停锤标准是较复杂的，宜借鉴经验与通过静载试验综合确定停锤标准。
7.4.8 本条列出的一些减少打桩对邻近建筑物影响的措施是对多年实践经验的总结。如某工程，未采取任何措施沉桩地面隆起达15~50cm，采用予钻孔措施地面隆起则降为2~10 cm。控制打桩速率减少挤土隆起也是有效措施之一。对于经检测，确有桩体上涌的情况，应实施复打。具体用哪一种措施要根据工程实际条件，综合分析确定，有时可同时采用几种措施。即使采取了措施，也应加强监测。
7.6 钢桩（钢管桩、H 型桩及其他异型钢桩）施工
Ⅰ 钢桩的制作
7.6.3 钢桩制作偏差不仅要在制作过程控制，运到工地后在施打前还应检查，否则沉桩时会发生困难，甚至成桩失败。这是因为出厂后在运输或堆放过程中会因措施不当而造成桩身局部变形。此外，出厂成品均为定尺钢桩，而实际施工时都是由数根焊接而成，但不正好是定尺桩的组合，多数情况下，最后一节为非定尺桩，这就要进行切割。因此要对切割后的节段及拼接后的桩进行外形尺寸检验。
Ⅱ 钢桩的焊接
7.6.5 焊接是钢桩施工中的关键工序，必须严格控制质量。如焊丝不烘干，会引起烧焊时含氢量高，使焊缝容易产生气孔而降低其强度和韧性，因而焊丝必须在200~300℃温度下烘干2 小时。据有关资料,未烘干的焊丝其含氢量为12mL/100gm,经过300℃温度烘干2 小时后,减少到9.5mL/100gm。
现场焊接受气候的影响较大，雨天烧焊时，由于水分蒸发会有大量氢气混入焊缝内形成气孔。大于10m/s 的风速会使自保护气体和电弧火焰不稳定。雨天或刮风条件下施工，必须采取防风避雨措施,否则质量不能保证。
焊缝温度未冷却到一定温度就锤击，易导致焊缝出现裂缝。浇水骤冷更易使之发生脆裂。因此，必须对冷却时间予以限定且要自然冷却。有资料介绍，1 分钟停歇,母材温度即降至300℃,此时焊缝强度可以经受锤击压力。
外观检查和无破损检验是确保焊接质量的重要环节。超声或拍片的数量应视工程的重要程度和焊接人员的技术水平而定，这里提供的数量，仅是一般工程的要求。还应注意检验应实行随机抽样。
7.6.6 H 型钢桩或其他薄壁钢桩不同于钢管桩,其断面与刚度本来很小，为保证原有的刚度和强度不致因焊接而削弱，一般应加连接板。
Ⅲ 钢桩的运输和堆存
7.6.7 钢管桩出厂时，两端应有防护圈，以防坡口受损；对H 型桩，因其刚度不大，若支点不合理，堆放层数过多，均会造成桩体弯曲，影响施工。
Ⅵ 钢桩的沉桩
7.6.9 钢管桩内取土，需配以专用抓斗，若要穿透砂层或硬土层，可在桩下端焊一圈钢箍以增强穿透力，厚度为8~12mm，但需先试沉桩，方可确定采用。
7.6.10 H 型钢桩，其刚度不如钢管桩，且两个方向的刚度不一，很容易在刚度小的方向发生失稳，因而要对锤重予以限制。如在刚度小的方向设约束装置有利于顺利沉桩。
7.6.11 H 型钢桩送桩时，锤的能量损失约1/3~4/5，故桩端持力层较好时，一般不送桩。
7.6.12 大块石或混凝土块容易嵌入H 钢桩的槽口内，随桩一起沉入下层土内，如遇硬土层则使沉桩困难，甚至继续锤击导致桩体失稳，故应事先清障。
8 承台施工
8.1 基坑开挖
8.1.3 目前大型基坑越来越多，且许多工程位于建筑群中或闹市区。完善的基坑开挖方案，对确保邻近建筑物和公用设施（煤气管线、上下水道、电缆等）的安全至关重要。本条中所列的各项工作均应慎重研究以定出最佳方案。
8.1.4 外降水可降低主动土压力，增加边坡的稳定；内降水可增加被动土压，减少支护结构的变形，且利于机具在基坑内作业。
8.1.5 软土地区基坑开挖分层均衡进行极其重要。某电厂厂房基础，桩断面尺寸为450mm ×450mm，基坑开挖深度4.5m。由于没有分层挖土，由基坑的一边挖至另一边，先挖部分的桩体发生很大水平位移，有些桩由于位移过大而断裂。类似的由于基坑开挖失当而引起的事
故在软土地区屡见不鲜。因此对挖土顺序必须合理适当，严格均衡开挖，高差不应超过1m；不得于坑边弃土；对已成桩须妥善保护，不得让挖土设备撞击；对支护结构和已成桩应进行严密监测。
8.2 钢筋和混凝土施工
8.2.2 大体积承台日益增多,钢厂、电厂、大型桥墩的承台一次浇注混凝土量近万方，厚达3~4m。对这种桩基承台的浇注,事先应作充分研究。当浇注设备适应时，可用平铺法；如不适应，则应从一端开始采用滚浇法，以减少混凝土的浇注面。对水泥用量，减少温差措施均需慎重研究；措施得当，可实现一次浇注。
9 桩基工程质量检查及验收
9.1.1~9.1.3 现行国家标准《建筑地基基础工程施工质量验收规范》（GB 50202）和行业标准《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106）以强制性条文规定必须对基桩承载力和桩身完整性进行检验。桩身质量与基桩承载力密切相关，桩身质量有时会严重影响基桩承载力，桩身质量检测抽样率较高，费用较低，通过检测可减少桩基安全隐患，并可为判定基桩承载力提供参考。
9.2.1~9.4.5 对于具体的检测项目，应根据检测目的、内容和要求，结合各检测方法的适用范围和检测能力，考虑工程重要性、设计要求、地质条件、施工因素等情况选择检测方法和检测数量。影响桩基承载力和桩身质量的因素存在于桩基施工的全过程中，仅有施工后的试验和施工后的验收是不全面、不完整的。桩基施工过程中出现的局部地质条件与勘察报告不符、工程桩施工参数与施工前的试验参数不同、原材料发生变化、设计变更、施工单位变更等情况，都可能产生质量隐患，因此，加强施工过程中的检验是有必要的。不同阶段的检验要求可参照现行《建筑地基基础工程施工质量验收规范》（GB 50202）和现行《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106）执行。
附加说明 为本规范提供资料的单位及个人名单
中国建筑标准设计研究院 刘 敏
天津市新型建材建筑设计研究院 马 训
现代设计集团华东建筑设计研究院有限公司 李来宝 宋青君 吴江斌
中冶集团建筑研究总院 张玉玲 钟东波
中国建筑科学研究院 朱春明 郝猷猷 杨生贵 宫剑飞 张东刚
上海岩土工程勘察设计研究院 杨石飞
机械工业勘察设计研究院 张苏民 张玉守 戚长军
中国京冶建设工程承包公司 付文光
济南市建筑设计研究院 高传印 徐承强
天津大学建筑设计研究院 安海玉
天津市房屋鉴定勘测设计院 邓永胜
天津市岩土工程勘察院 李连营
山东建筑工程学院设计研究院 王同果
山东建筑工程学院土木系 王 示
山东省建筑设计研究院 张维汇
肇庆市建筑工程质量检测站