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TCCES 1-2017 孔压静力触探测试技术规程.pdf

图6Robertson1.土分类对比图

直范围，其准确率均可送90%以上。本规程所应用的分类方法 通过编制应用程序可以自动实现，并可自动生成部面图

表4RobertsonI.土分类图准确率分布

7.2土的物理力学指标

7.2.1砂土的抗剪强度通常采用有效内摩擦角来评估。基于 CPTU试验的锥尖阻力来评价?已经有很多方法，可分为经验 或半经验相关关系（大部分基于标定罐试验结果）、承载力理论 和孔穴扩张理论几类。 Kulhawy和Mayne采用大型标定槽试验研究了砂土的有效 为摩擦角与CPT数据之间的关系西柏坡公路绿化工程石阎公路Lh-3合同段施工组织设计方案，尖阻力经过了标定槽尺寸 与探头直径比值（D/d）的修正，得到如下关系式：

式中：Q 归一化锥尖阻力。 和归一化锥尖阻力Q.的关系如图7所示

g=17.6+11.0lg(Qu)

图7基于归一化锥尖阻力的评估（据Kulhawy和Mayne

7.2.2砂土的相对密实度D.同样往往采用标定槽试验进行统计

分析，建立D，与锥尖阻力之间的经验或半理论一半经验关系式 本条采用的是Jamiolkowski等（2001）所提出的计算方法。Ro bertson和Campanella总结和评价了已有砂土标定槽中CPT的

试验结果，强调了压缩性对相对密实度的影响。Mayne指出， 以往的研究方法并未考虑柔性壁标定槽所引起的锥尖阻力9.降低 效应，而Jamiolkowski等（2001）所提出的方法则考虑了尺寸 效应和压缩性对关系式建立的影响，并以5个国家的不扰动试样 与CPTU测试数据进行分析，验证了Jamiolkowski等（2oo1） 方法的适用性。Mayne同时指出，对于碳质或含钙质砂土，通 常由于颗粒破碎而趋手符合高压缩性土的估算公式 7.2.3Rix和Stokoe基于标定槽试验和现场测试结果，提出了 如图8所示的关系，以公式表述为：

Go =1634 Ae OK

式中，G、q.与的单位均为kPa；Go/q的范围为其平均值的 上下1/2之间

无论是通过王工试验还是原位测试，它都是最难精确测定的参数 之一。Kulhawy和Mayne建议采用本规程式（7.2.4）估算Ko， 如图9所示，该图中的K。测试值来源于自钻式旁压仪测试结果。

图9基于CPTU预测K。

7.2.5土的渗流和固结特性通常表示为土的固结系数c

7.2.5土的渗流和固结特性通常表示为土的固结系数c和渗透 系数尺，两者之间具有如下关系：

系数k，两者之间具有如下关系：

式中：E一压缩模量； w一水的重度。 参数和的变化幅度一般在几个数量级之间，在许多岩土 工程尚题中，两者是关键的输入参数，文很难准确测定，其预 则的准确性在一个数量级之内就认为是可以接受的。另一方面， 由于土体的各向异性，参数c和k在水平和垂直方向也不一样， 相关的设计值还依赖于排水条件和荷载方向，这些都是在估计士 的渗透性参数时必须面对的困难。 固结系数可以通过CPTU的孔压消散试验获得，但是在

CPTU中，量测孔压的位置不同，其消散曲线表现也不同（图 10）。图10所示的是软黏中典型的孔压消散曲线，试验结果随 孔压测量位置的不同而不同。因此，最好将测量的孔压按初始孔 压u和原位静止孔压uo进行归一化，t时刻的归一化超孔隙水压 力U表示为：

图10孔压消散试验典型曲线

式中：Ch 水平向固结系数； 圆锥探头半径，通常为17.85mm； 刚度指数（=G/Su）。 修正后的时间因数t可以从表5中查出。

表5修正后的时间因数！

7.2.6Parez和Fauriel基于大量CPTU孔压消散试验，提出了 从tso直接得到水平渗透系数k的经验方法，按下式计算：

7.2.6Parez和Fauriel基于大量CPTU孔压消散试验，提出了 从to直接得到水平渗透系数k的经验方法，按下式计算：

kh=（251tso）1.25

式中，t5o的单位是s。 刘松玉基于连云港海相黏土CPTU消散试验，利用本规程 式（16）预测了土的渗透系数与变水头渗透试验结果，并与 Asaoka方法反分析结果及室内固结仪结果进行了对比，图11给

图11不同方法测得的水平渗透系数结果

出了不同方法测得的水平渗透系数结果。从图中可以看出：变水 买渗透试验得到的K值与CPTU消散试验值一致性很好，而固 结试验得到的值与推断的现场渗透系数值比较起来很小（近 以小1～2个数量级），这可能是室内固结仪对主样具有侧限级 束，使得主体中存在的裂缝或裂隙变得闭合。相反，渗透仪充许 存在的裂缝充当可能的排水通道。因此，可以认为CPTU消散 试验在预测连云港海相黏土渗透系数值方面比由固结仪试验得到 的渗透系数值更加可靠。 Robertson等基于孔压消散试验和室内试验测试的k成果 对于10cm的孔压探头提出了根据tso评价kh的关系图，详见图 12，图中也给出了Parez和Fauriel提出的公式预测曲线

图12根据5评价k的关系

Jamiolkowski等提出了通过水平渗透系数kh评价竖向渗透 系数k，的关系表（表6）。

Jamiolkowski等提出了通过水平渗透系数kh评价竖向渗透 系数k，的关系表（表6）。

软土原位测试的k/k，值可能的变化范围

7.2.7在非常小的应变情况下，剪变模量表现出最大值，并且 剪变模量随着应变的增大而减小。研究发现，在应变率小于 0.001%时，剪变模量为常数。 在初始静荷载和动荷载下，小应变刚度可以通过剪切波速确 定。剪切波速可以由地震波孔压静力触探测试技术快速便捷地得 到。根据弹性理论，小应变动剪变模量（Go或Gmx）可用式G= 0r确定，其中，pr=Y/g为密度，Y为重度，g=9.8m/s为 重力常数；U为土层剪切波速。 Long和Donohue回顾与整理了基于CPTU测试参数的剪切 波速和小应变剪变模量计算方法，并以挪威海相黏土的CPTU 则试与波速测试成果为基础，提出了更为方便、可靠的计算方 法。根据其研究内容和成果，表7将基手CPTU的黏性士Go计 算方法进行了总结。

注：9s、gt、Au以及p，单位均为kPa，e为孔隙比

繁国军和刘松玉等对苏北里下河古泻湖相软王地区进行了多 功能CPTU测试，建立了动剪切模量G与多功能CPTU测试参 数之间的关系。提出G/（1十B.）4.59与q之间存在较好的相关 关系，如图13所示

地震波CPTU测试G/（1+B）59与9

7.2.8自前国内外基于孔压静力触探的黏性土超固结比（CR估 算方法研究已经形成了较为完善的理论系统。早期的CPT方法 采用不排水抗剪强度比S./oo联合塑性指数进行OCR的估算， 其后采用CPTU曲线部面进行超固结程度的定性分析，自前则 采用多功能CPTU实测和衍生参数进行OCR的定量评估。基于 CPTU的OCR（或先期固结压力）定量评估方法有许多，不 同学者进行了不同的分类，总体上分为经验方法和理论方法两大 类：经验方法包括基于锥尖阻力q、基于孔隙水压力u2以及两 者联合的方法：理论研究对经验方法的建立具有重要的指导意 义，如Wroth指出，在不排水条件下的最大剪应力与两个总应 力的差值有关，因此建立先期固结压力与净锥尖阻力9之间 的关系具有更高的逻辑性，这一结论也与承载力理论更为符合

理论方法则包含很多，如孔穴扩张理论、临界状态理论和承载力 理论等解析方法，以及人工神经网络预测方法等，分别提出了不 司的计算公式。对于黏性土而言，借助于高质量钻孔取样技术， 大量无扰动试样的结果已经可以良好地建立OCR与CPTU测试 参数之间的关系式，而理论方法则较多地需要室内试验的辅助参 数结果。 Lunne等对已有研究成果进行了分析和总结，指出当缺乏经 验时建议采用下式进行层OCR的估算：

式中，Lunne等建议n.的取值范围为0.2～0.5，平均值为0.3。 普遍认为经验系数随不同因素（如地质成因、胶结度以 及地质年龄等）的影响，具有较强的地区性，对于胶结与超固结 程度较高的土层，通常推荐采用更高的值。 刘松玉等对已有的文献进行了总结和归纳，采用江苏省南 京、连云港和常州黏土场地的CPTU测试资料与高质量无扰动 试样的室内试验结果进行了对比和分析，结果如图14所示。刘

图14刘松玉等CPTU参数与先期固结压力。的关系

松玉等指出，对于欠固结～轻微超固结到中等超固结的黏主，基 于净锥尖阻力9的先期固结应力估算方法最为可靠，确定系数 R均能达到0.95以上。然而，不同场地所采用的经验系数n有 所差异：对南京轻微超固结淤泥质粉质黏土，n取0.40；对连 云港欠固结轻微超固结软土，取0.37；对常州轻微～中等 超固结黏王，%取0.45。这些相关性对轻微～中等超固结黏王 很好，然而，随看CR的增大，离散性增大。根据刘松玉等的 研究，m%取值范围为0.37～0.45，其平均值为0.40。 7.2.9目前，利用CPTU评价不排水抗剪强度的方法主要分为 两类：一是理论方法，另一是经验公式法。由于圆锥贯入是个复 杂的过程，因此所有的理论解都针对王的性质、破环机理和边界 条件作出了假定，这些理论解不仅需要根据现场和室内试验数据 进行验证，而且在模拟不同应力历史、非均质特征、灵敏度等条 件下真实土体的性能时具有局限性。正因为如此，实际应用中经 验公式得到了广泛应用。 基于CPT/CPTU资料，可采用净锥尖阻力、有效锥尖阻力 和超孔压分别估算Su。一般利用下式根据CPT的净尖阻力 (a:一) 估算 Sm:

中：Nk 经验圆锥系数，根据已有的研究成果，取值范围 为9~20；

为920; 00一一总上覆压力。 蔡国军和刘松玉采用连云港海相黏士的多功能CPTU现场 测试数据分析了不同方法的经验系数取值。采用现场十字板测试 的S.平均值作为参考值，进行反演Nk值，得到对于海黏王 Nkt=16，结果见图15。采用该公式对沪苏浙高速场地也进行了 评价，CPTU净锥尖阻力所测不排水抗剪强度与十字板测试的 变化趋势基本一致，CPTU预测值与十字板试验的原状土不排水 抗剪强度较为接近，但峰值强度普遍比十字板试验的原状土略

图15连云港海相黏土N.值的反演

低。计算中采用的CPTU解释方法仅仅适用于正常固结一轻微 超固结主。对强超固结主，因为用手计算不排水抗剪强度的圆锥 系数受到各向异性的影响，应对圆锥系数取值做进一步评价。 7.2.10土的灵敏度定义为原状土的不排水抗剪强度与完全重塑 土的不排水抗剪强度的比值。由于侧壁摩擦力为重塑土抗剪强度 的函数，因此，Schmertmann建议用摩阻比R估算土的灵敏度 S.=/R，为待定常数，建议取值15。Robertson和Cam panella在比较从孔压试验和十字板试验得出的灵敏度值后，提 出㎡=6。Rad和Lunne提出在5～10之间，并取其平均 值7.5。 7.2.11在多功能CPTU贯入过程中，土体并非经历无侧向应 变的压缩过程，且对黏性土而言通常认为是不排水贯人，因此由 不排水的CPTU贯入估算土体压缩模量方法，其可靠性是很低 的。然而对于某一类土，根据试验数据建立适合于特定场地的局 部经验关系式是较为可靠的。 长期以来，普遍采用锥尖阻力预测土的压缩模量，一般关系

式中：q 锥尖阻力或其衍生参数，可以为qe，也可以为qt， 或为净锥尖阻力qet等； 经验系数，无量纲，根据g的选择方法和土类不同 而有所差别； b一一经验系数，无量纲常量。 蔡国军和刘松玉等对国内外基于多功能CPTU的土压缩模 量评估方法进行了归纳，详见表8。

表8基于多功能CPTU评价土压缩模量的方法和我国典型公式汇总

公式。本条给出的是利用CPTU测试资料估计E，的一般表达式。 对连云港海相软士室内试验得到的E.值与多功能CPTU测试参 数净锥尖阻力（q一6）之间的关系进行进一步比较与拟合，如 图16所示，表明净锥尖阻力q.=q一6o与室内试验得到压缩模 量值E有很好的相关性，具体得到如下线性关系式： E,=3.54:9mR²=0.97 （20）

图16净锥尖阻力（g一o）与E的相

我国的规范判别方法属于经验法：是根据在邢台地震 （1966）、通海地震（1970）、海城地震（1975）、唐山地震 （1976）及国外历史上地震后出现喷水、冒砂或发生滑移、沉陷 等液化变形场地，通过对比试验数据，运用概率统计法建立判别 方法，因而具有较强的实用性和针对性，成为自前砂主液化判别 的主要方法。但该方法缺乏理论基础，对深层地基主的判别结果 偏于保守。 欧美地区多采用修正的Seed简化判别法，其实质是将砂士 中由振动作用产生的剪应力与产生液化所需的剪应力（即在相应 动力作用下砂主的抗剪强度）进行比较。该方法虽然较好地结合 广砂主液化的机理，但要确定这两种剪应力仍然不是很容易的 为此，简化成等效周期应力比CSR与地基土的周期阻力比CRR 的比较。如果CRR>CSR，则可判别为不液化：如果CRR< SR，则可判别为液化。该方法属手试验一分析法。 7.3.3周期应力比CSR根据场地的地震基本设计参数计算得

CSR= =0.65 0v0 Cmax .rd 00 0w0 g

NCEER对地震震级的选取展开了详细的讨论，设计了五种 不同的震级评价方法，包括里氏震级M、面波震级M、短期体 波震级M、长期体波震级M和地震矩震级Mw。NCEER指出， 地震矩震级最常用手工程实践中，应当优先用手液化评估中，开 提出了五种震级的换算方法（图17）

图17地震矩震级与其他震级的换算

7.3.4周期阻力比CRR评价了震级M=7.5、有效上覆应力 =p.=100kPa时土的抗液化能力，与等效周期应力比CSR7.5 对应。Seed简化法的提出最初基于标准贯入试验SPT的结果，采 用标贯锤击数N来计算CRR，其后在1996年和1998年NCEER VSF研讨会中扩展至四种不同的原位测试技术。自前基于CPT CPTU的CRR评价方法有很多，可以分为确定性方法和概率方法 两大类，其涉及的算法除常规计算方法之外，还包括有数值模拟 和人工神经网络方法等。确定性方法采用安全系数FS评价土的液 化潜能。FS定义为CRR与CSR之比，若FS<1，则将会发生液

图18徐州场地CPTU试验结果示例

也在图中进行了标明。值得指出的是，图18中的锥尖阻力均为 经孔压修正后的锥尖阻力q。 Robertson法和Olsen法为较新的液化判别经验方法，在国 内目前的规范、规程中还没有明文规定，这需要有更多的工程实 践去检验和总结。下面结合实际工程资料，评价和比较了国内外 砂土液化的判别方法。 Robertson液化分析法中的周期阻力比（CRR）是利用归一 化方式修正CPTU锥尖阻力（qN）经计算而得到的：这两者关 系则由液化及非液化案例数据库的9i和CRR决定。因此：较 高锥尖阻力被归类为液化的保守取样问题：同样也发生于Ro oertson液化分析法中。针对砂土液化试验场地，Robertson液 化分析法中的周期阻力比（CRR）与归一化锥尖阻力（qeN）的 临界线也基于液化资料点的下限，在锥尖阻力较高时的液化分析 结果趋于保守。图19给出了徐州场地的CRR与9eIN的关系。整 体而言，Robertson液化分析结果在较小CRR条件下的应用尚 可，但在中等或较高的CRR条件下的液化分析结果趋于保守

场地考虑粘粒含量的CRR与qeIN的关系

根据徐州场地不同深度位置的液化判别结果，结合国内规范 法判别结果，比较了Robertson法和Olsen法预测的成功率。本 规程总共进行了673个深度位置的液化性能分析，分别采用Ro bertson法和Olsen法计算CRR值，并将这些CRR值与CSR值 进行了比较，得出是否液化的结论。汇总的比较结果如表9所 示：结果表明：Robertson法和Olsen法在全部数据分析点预测 夜化阻力时相当精确。Robertson法在预测CRR时比Olsen法 更加保守，在预测液化发生时有更高的成功率，在预测非液化发 生时具有更低的成功率。这个现象与图20显示的趋势是一致的 由此可以看出，在工程实践中进行液化判别时，应将Robertsor 法作为首选。这是因为采用更低的CRR评价值，预测液化发生 的成功率可以达到100%。因此，一个方法的精度应该采用液化 和非液化的判别结果分别进行评价。在这一点上，由表9可以看 出Robertson法比Olsen法稍微更加精确一些

表9 徐州场地Robertson法和Olsen法预测液化情况比较

值得指出的是，有些深度位置，预测的CRR值和CSR值之 间的差异非常小（例如，小于10%）。因此，评价一个特定的预 测方法是否准确是很困难的。更加有意义的比较或许应该采用液 化概率进行判断。 采用徐州场地典型断面（K45十333断面）进行两个方法的 比较，表10给出了比较结果的汇总。结果表明：我国规范法判 别结果偏于保守，采用Seed简化方法在深度比较大时判别结果

O徐州场地Robertson法和Olsen法的

扁于不安全，而Robertson法比Olsen法稍微更加精确一些。采 用静力触探试验的液化判别方法所计算出来的结果偏手安全，这 与锥尖阻力基准值的取值大小有关

表10采用Robertson法和Olsen法场地液化判别比较

上述比较表明：与Olsen法相比，Robertson法在预测液化 发生时更加精确，但在预测非液化发生时不如Olsen法精确。总 的来说，Robertson法比Olsen法稍微更加精确一些，并两个 方法均被认为在预测液化阻力时都是当精确的。由手国内规范 判别法与国外CPT法计算方法存在差异，因此两者的判别结果 存在不一致的结果，甚至出现相反的情况。尽管在其他工程中也 经常得出这样的结论，但是可以看出，我国规范法中所列出的锥 尖阻力基准值偏于安全。如何有效减少这种判别误差，还有得进 步研究。 值得强调的是，自前尚没有哪一种方法最为可靠的结论。在 工程实践中，采用多种方法的综合评话与比较更受推荐。根据上 述研究结果，建议采用Robertson法判别砂士的液化可能性。本

条即采用了由NCEER推荐的Robertson液化判别标准方法。该 方法后由Robertson更进一步改进和扩展。改进后的方法能够同 时适合手无黏性土和黏性的液化可能性评估，而且已经成为国 际上最为通用的液化判别简化法

7.4单桩竖向承载力计算

7.4.2直接法：桩的单位端阻9由锥尖阻力9计算，桩的单

表11预测预制桩承载力的静力触探直接法

29m为指定区域的等价平均锥尖阻力

自前主要应用的方法有ILCPC法（法国法）、DeRuiter和 Beringen法（欧洲法）、Meyerhof法、Schmertmann和Notting nam法、Tumay和Fakhroo法。 国际上许多学者比较了国外CPT确定桩竖尚承载力的方法 与室内实验及其他原位测试确定桩竖向承载力的方法。这些比较 是基于大量的桩基测试和可靠的CPT方法进行的。 Briaud（1988）评价了六种CPT方法，选择了98根在不同 土质条件的压入桩和7根在黏主中钻孔桩作为静载试验的数据 库，结果发现：LCPC法估算的桩承载力与实测桩的承载力拟合 得最好。 Robertson等（1988）根据8根桩端封闭或者不封闭的打入 管桩的试验数据，评价了6种CPT直接方法和7种间接方法 由于大部分间接的方法都是利用CPT数据，却没有特定公式， 因此不可能把预测与实测的承载力之间的任何差异归于这些 方法本身。Robertson等（1988）发现LCPC法、DeRuiter和 Beringen法（欧洲法）、Schmertmann法预测的结果最能符合静 载试验结果。 Sharp等（1988）将28根打人无黏性土的预应力混凝王桩的 静载试验结果与2种CPT方法和3种标准贯入试验SPT预测方 法估算的结果进行了比较，发现所有的预测方法均高估了的承 载力，但CPT预测方法估算的结果与静载试验结果最接近，其 中LCPC法最准。 Tand和Funegard（1989）把一组9根桩群桩与1o根入硬 黏土的桩的静载试验结果与4种CPT方法和4种传统的预测方 法估算的承载力进行了比较，得出的结论是DeRuiter和 Beringen法预测的结果与静载试验实测桩的承载力最为接近。 Almeida等（1996）根据CPT或CPTU试验数据对8个黏 性士场地43根打入和静压钢桩的静载试验结果进行厂分析。试 验场地沉积层从软黏土到硬黏土变化，桩径从0.102m到 0.812m变化。大部分的静载试验是在抗拔条件下进行的，以此

表13单桩承载力比较汇总

本规程经综合比较分析，针对预制桩，采用LCPC法（法国 法）为基础，结合我国特别是江苏地区的桩基载荷试验资料，进 行了一些修正。LCPC法是Bustamante和Gianeselli基于对不同 地基土和不同类型桩的197组载荷（或抗拔）试验结果的分析而 提出的，单位端阻和单位侧阻均采用qe得到。Bustamante和Gi nselli提出详细的过滤规则来选择平均锥尖阻力，单位端阻为平 均qc值的40%55%。单位侧阻的上限从15kPa到120kPa，取 快手士类、桩型和桩施工方法。 其中，极限桩侧摩擦力f，和极限桩端阻力9按下列公式 计算：

财税信息培训中心装饰工程施工组织设计.docAp=Seqe fp=9e Er

式中：、5 分别为摩擦系数和端承系数，根据地基土类利 锥尖阻力范围确定（表14）：

a 等价的平均锥尖阻力，它是取桩尖士α（a三 1.5D，D为桩的直径）范围内的锥尖阻力9.的 平均值，参见本规程图7.4.2

表14单桩承载力系数

该方法用等价平均锥尖阻力q来计算单位桩端阻力qp， Bustamante和Gianeselli建议分三步来计算qa：首先SY／T 6489-2020 水平井测井资料处理与解释规范.pdf，计算 一1.5D~十1.5D范围内的g.平均值9a；然后，在一1.5D～ 十1.5D深度范围内舍弃大于1.39和一1.5D深度范围内低于 0.7的9值；最后，计算剩下的9平均值，即得到9。

该方法用等价平均锥尖阻力qc来计算单位桩端阻力qp， Bustamante和Gianeselli建议分三步来计算qa：首先，计算 一1.5D~十1.5D范围内的.平均值9；然后，在一1.5D~ 十1.5D深度范围内舍弃大于1.39和一1.5D深度范围内低于 0.7的9值；最后，计算剩下的9平均值，即得到9。

统一书号：15112·30172