TCCES-孔压静力触探测试技术规程条文说明

和，可简化计算工作量，其中静水压力和总自重压力同样可取层平均值。所谓较大值，指该层土的触探参数最大值所在深度上、下各20cm范围内的大值平均值。曲线中的特殊大值点，往往是由黏性土或粉土中的礓石、湖沼软土中的贝壳、泥炭质土中的朽木、混合土中个别大颗粒物质等造成。为正确反映土层的触探参数值，这些大值不应参与平均计算；采用东大华宁CPTU分析软件可自动实现对土层的划分。通过对锥尖阻力qc的修正得到qt＝qc+u2(1-a)，并由此导出摩阻比Rf和孔压参数比Bq：或说明（7.1.3-1）说明（7.1.3-2）式中：u2为实测的孔隙水压力；u0为净水压力；σv0为竖向总应力。Jefferies和Davies认为Robertson的归一化土质分类图（Qt、Ft图和Qt、Bq图）合并后可建立一个同时考虑归一化锥尖阻力（Qt）、归一化摩阻比（Ft）和孔隙水压力比（Bq）三个参数的土质分类图表（说明图7.1.3-1）。Jefferies和Davies也提出了说明图7.1.3-1中各种土质分类界限对应的归一化锥尖阻力（Qt）、归一化摩阻比（Ft）和孔隙水压力比（Bq）关系式，为近似同心圆的数学表达式（3），各种土质分类界限可找到对应的同心圆半径，并定义Ic为土类指数(Soilbehaviortypeindex)，并据此作为土分类的依据。说明（7.1.3-3）说明图7.1.3-1CPTU土质分类图Lunne等参考JefferiesandDavies土类指数Ic的概念，将Robertson的归一化土质分类图中2～7类的分类界限视为同心圆的圆弧（说明图7.1.3-2）。Lunne等以归一化摩阻比（Ft）和归一化锥尖阻力（Qt）的双对数坐标（-1.22，3.47）为同心圆的圆心，由归一化锥尖阻力（Qt）和归一化摩阻比（Ft）的资料计算其对应的半径（4）式，此半径即为土类指数Ic。应用多功能CPTU试验结果计算的土类指数Ic与各种土行为分类界限关系即可直接进行土类划分。说明（7.1.3-4）说明图7.1.3-2基于归一化锥尖阻力和小应变剪切模量的土分类法7.2土的工程分类与状态参数确定7.2.1土分类一直是CPTU的主要工程应用之一。国内外对基于CPTU/CPT的土类划分进行了大量研究，但国外采用的土类名称和分类方法主要是根据美国ASTM(D2487)的统一土质分类方法(USCS)，与中国国家标准《土的工程分类标准》（GB/T50145-2007）和2009年版《岩土工程勘察规范》（GB50021-2001）的土分类方法和名称存在很多差异，不能直接为我国工程应用使用。美国统一土质分类方法（USCS）是一种服务于工程目的的土分类简明方法，也是最为广泛应用和国际认可的土分类体系，该方法将土分为粗粒土和细粒土，粗粒土中的砂土分为级配良好纯净砂（SW）、级配不良纯净砂（SP）、粉质砂土（SM）、黏质砂土（SC）；细粒土中分为低液限粉土（ML）、低液限黏土（CL）、高液限粉土（MH）、高液限黏土（CH）、富有机质土（泥炭类、PT）等。我国标准的土分类主要根据颗粒级配和塑性指数两个指标，但不同行业颁发的规范对土类名称和分类方法也存在不少差异，在我国有很大影响和大量采用的是国家标准《岩土工程勘察规范》的土类名称和分类方法，也是一个实用标准，联合采用颗粒级配与塑性指数将土分为：砂土（粗砂、中砂、粉砂、细砂）、粉土、粉质黏土与黏土，其液限是76g圆锥仪沉入土中深度为10mm时的含水率。我国广泛分布软土，往往是决定工程设计的关键因素，也是CPTU测试应用最多的领域，因此，本规程根据《岩土工程勘察规范》中关于淤泥和淤泥质土的定义，需要给出基于CPTU测试的淤泥和淤泥质土的分类，以形成我国的实用分类体系。因此，如何直接采用CPTU测试指标进行我国标准的土工程分类是工程勘察和设计中迫切需要解决的一个问题。本规程通过选择江苏典型地质成因的试验场地，进行了95孔CPTU测试和相应的钻孔取样与室内土工试验，其CPTU孔和相应钻孔之间距离小于5m，对采用室内土工试验依据我国国家标准《岩土工程勘察规范》（GB50021－2001）得到的土分类和依据CPTU得到的土分类进行了系统对比分析。选择国外7种常用的CPTU土分类图进行应用比较，发现Robertson(2009)的土类指数法分类图能提供最好的分类结果。据此，本规程提出了我国基于CPTU土类指数法的实用土分类方法。Robertson等（1986）首先提出了基于CPTU的土分类应当采用经过孔压u2修正后的锥尖阻力qt，并建立了qt–Rf和qt–Bq的12区域土分类图，说明图7.2.1-1所示，此图也被称为SBT图。区域土类区域土类1灵敏细粒土7粉质砂土—砂质粉土2有机质土、泥炭8砂土—粉质砂土3黏土9砂土4粉质黏土—黏土10砾砂—砂土5黏质粉土—粉质黏土11非常坚硬的细粒土注6砂质粉土—黏质粉土12砂土—黏质砂土注注：强超固结土类或胶结性土类说明图7.2.1-1Robertson等（1986）土分类图（SBT图）采用qt和Rf进行土分类时存在一个问题，表现在于贯入阻力qt和fs以及孔隙水压力u随着上覆应力的增加而增加，因此土分类准确性也会受到影响。Robertson（1990）等采用归一化指标Qt、Fr以及Bq重新提出了土分类图，如说明图7.2.1-2所示，此图也被称为SBTn图。Robertson指出，当原位有效上覆应力位于50～150kPa时，SBTn与SBT图往往并无区别。说明表7.2.1-1为SBTn图土代号与USCS的土名对应关系。区域土类区域土类1灵敏细粒土6粉质砂土—纯砂2有机质土、泥炭7砂—砾质砂3黏土—粉质黏土8黏质砂—极硬砂4粉质黏土—黏质粉土9极硬细砂5砂质粉土—粉砂说明图7.2.1-2Robertson（1990）归一化土分类图（SBTn图）说明表7.2.1-1SBTn图分类代号与USCS的土名对应关系符号USCS土名代码SBTn土名CH高液限黏土1灵敏细粒土PT泥炭2有机质土、泥炭CL低液限黏土3黏土—粉质黏土MH高液限粉土4粉质黏土—黏质粉土ML低液限粉土5砂质粉土—粉砂SC-SM级配不良砂土6粉质砂土—纯砂SM-SP粉砂—级配不良砂7砂—砾质砂SP-SW级配不良—良好砂8黏质砂—极硬砂SW纯净砂9极硬细砂*注：*强超固结土或胶结性土。Jefferies等将Robertson的Qt–Fr和Qt–Bq土分类图整合为一张修正的土分类图，以Qt(1-Bq)–Fr表示。其后Jefferies等提出，综合考虑Qt，Bq和Fr之后的土分类图曲线簇可以采用一系列同心圆近似估算，并将同心圆半径定义为土类指数Ic，记为Ic(JD)，表达式如下：说明(7.2.1-1)由于在软黏土中，超静孔隙水压力很大，而锥尖阻力很小，因此可能出现(1-Bq)<0的情况，此时上式并不适用，Been等对上式进行了修正，采用无量纲参数(Qt(1-Bq)+1)进行计算，表达式如下：说明(7.2.1-2)Robertson等建议仍然采用Qt–Fr分类图中，但新的土类指数（Ic(RW)）定义如下：说明(7.2.1-3)式中，Qtn为考虑应力水平的归一化锥尖阻力：说明(7.2.1-4)式中，n≤1为应力指数；qt、、及的单位均为kPa；为参考压力，=100kPa。Robertson（2009）建议如下计算应力指数n，并提出了基于土类指数Ic(RW)的土类划分图，见说明图7.2.1-3。图中代号同说明表7.2.1-1。说明(7.2.1-5)说明图7.2.1-3Robertson(2009)土类指数分类图东南大学CPTU课题组刘松玉、蔡国军等选择江苏典型地质成因的试验场地进行CPTU测试，共计95孔，钻孔取样点共计370个。根据我国的土工程分类标准和CPTU测试土层条件，特别考虑到软土的特殊性，将研究的土类确定为以下7大类：①淤泥和淤泥质土、②黏土、③粉质黏土、④粉土、⑤粉砂、⑥细砂和⑦中砂。CPTU测试数据和土类资料汇总见说明表7.2.1-2。说明表7.2.1-2CPTU测试孔和土类样本数分布情况汇总场地CPTU孔数淤泥和淤泥质土黏土粉质黏土粉土粉砂细砂中砂南京1916122735715连云港153726108400盐城8140017300苏州6121080200姜堰38740400宿迁25012028000泰州24040660启东89060700徐州90609680总计95100735965372115对上述CPTU土分类方法进行比较，Robertson（2009）的土类指数分类图对我国土的工程分类具有最高的适用性和准确性，且其分类名称与我国标准的土类名称较类似，经过一定修正后可应用于我国工程实践。说明图7.2.1-4是将所有土层投影至Robertson(2009)土类指数Ic(RW)分类图上的结果，可以看出，粘性土与无粘性土在Ic(RW)土分类图上明显的分类界限。粘性土中的②粘土与③粉质粘土和③粉质粘土与④粉土之间存在共同区域，然而也有明显的界限区域。无粘性土中的④粉土与⑤粉砂之间存在共同区域，也有较为明显的界限区域，而⑤粉砂、⑥细砂和⑦中砂之间具有明显的界限区域。说明图7.2.1-4Robertson(2009)Ic(RW)土分类对比图说明表7.2.1-3给出了修正后的土类指数Ic(RW)用于划分我国土的工程分类时取值范围，其准确率均可达90%以上。说明表7.2.1-3Robertson(2009)Ic(RW)土分类图准确率分布土类指数Ic(RW)我国土的工程分类准确率(%)Ic(RM)>3.45①淤泥和淤泥质土—3.00<Ic(RW)<3.45②粘土932.80<Ic(RW)<3.00③粉质粘土~②粘土1002.60<Ic(RW)<2.80④粉土~③粉质粘土922.40<Ic(RW)<2.60④粉土902.10<Ic(RW)<2.40⑤粉砂~④粉土981.87<Ic(RW)<2.10⑥细砂95Ic(RW)>1.87⑦中砂100整体（平均值）95根据上述研究，本规程7.2.1条给出了基于Robertson（2009）土类指数分类图的我国实用土分类图，该图采用土类指数法（Ic(RW)），将Qtn–Fr空间划分为7个区域，其对应的土类名称与2009年版《岩土工程勘察规范》（GB50021-2001）一致。该分类方法通过编制应用程序可以自动实现，并可自动生成剖面图。7.2.2可利用CPTU参数来预测土的重度。本规程是按照Mayne（2010）基于世界范围内215个试验场地提出的经验公式，见说明图7.2.2。当存在可靠的钻孔资料时，应采用钻孔试验数据。说明图7.2.2基于CPTU参数预测土的重度图7.2.3土的初始应力状态可以用侧压力系数表示，无论是通过土工试验还是原位测试它都是最难精确测定的参数之一。Mayne提出对加荷-卸荷具有简单应力历史的土来说，可利用公式计算。这个表达式建立在粘土、粉土、砂土和砾石的高压固结试验、三轴应力路径试验和其它室内试验基础上。在粘土中进行原位标定罐试验、旁压试验和水力劈裂试验，结果总结如说明图7.2.3-1(a)。对砂土，由于取样困难，采用原位旁压试验（PMT）发现，侧压力系数K0随OCR的增大而增大，如说明图7.2.3-1(b)。(a)粘土(b)砂土说明图7.3.3-1侧压力系数K0测试的原位数据汇总对粘性土，目前，利用CPTU资料确定估算原位水平应力或侧压力系数K0，有以下几种方法：1利用OCR来估算K0首先，Lunne等人建议利用CPTU的数据估算Su和Su/，或者估算OCR，然后利用塑性指数Ip和Su/，或者根据说明图7.2.3-2估计K0值，该方法一般仅适用于超固结土。说明图7.2.3-2利用Su/σ′v0和Ip估算OCR和K02根据净锥尖阻力估算K0Kulhawy和Mayne建议采用本规程式（7.2.3）估计K0，如说明图7.2.3-3，该图中的K0测试值来源于自钻式旁压仪测试结果，可以看出二者之间有一定离散性，因此该公式也是一种近似估计。说明图7.2.3-3基于CPTU预测K03利用侧壁摩阻力估算Masood等提出了侧壁摩擦力与原位水平应力之间的经验关系式，但该方法需要估算OCR，因此，至多是一种近似。目前对无粘性土静止侧压力系数K0的确定一般采用超固结比结合有效内摩擦角联合计算，对于粘性土则建议采用Kulhawy和Mayne推荐的式（7.2.3）计算。7.3土的物理力学指标确定7.3.1在非常小的应变情况下，剪切模量表现出最大值，并且剪切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，剪切模量为常数。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。根据弹性理论，动剪切模量（G0或Gmax）可用式确定，其中，为密度，为重度，g＝9.8m/s2为重力常数；Vs为土层剪切波速。当缺乏剪切波速资料时，Long和Donohue回顾与整理了基于CPTU测试参数的粘性土剪切波速和动剪切模量计算方法，并以挪威海相粘土的CPTU测试与波速测试成果提出了更为方便、可靠的计算方法，根据其研究内容和成果，将基于CPTU的粘性土G0计算方法进行了总结，如说明表7.3.1。说明表7.3.1基于CPTU的粘性土动剪切模量研究（据Long和Donohue，2010）序号公式系数文献来源1G0=k1·(qc)k2k1=2.8，k2=1.4Bouckovalas等，1993k1=2.78，k2=1.335Mayne和Rix，19932G0=c1·(pa)c2·(qc)c3·(e0)c4k1=99.5，k2=0.305k3=0.695，k4=1.133G0=c1·(qt)c2·(1+Δu/qc)c3k1=21.5，k2=0.79k3=4.59Simonini和Cola，20004G0=k1·(qt)k2·(1+Bq)k3k1=4.39，k2=1.225k3=2.53Long和Donohue，2010注：qc、qt、Δu以及pa单位均为kPa；e0为孔隙比。蔡国军和刘松玉教授等对苏北里下河古泻湖相软土地区进行了多功能CPTU测试，建立了动剪切模量G0与多功能CPTU测试参数之间的关系。提出G0/(1+Bq)·4.59与qt之间存在较好的相关关系，如说明图7.3.1-1所示。说明图7.3.1-1基于地震波CPTU测试G0/(1+Bq)·4.59与qt关系式Robertson和Campanella综述和改进了已有的无粘性土锥尖阻力与动剪切模量G0之间的关系式，建立了锥尖阻力qc、有效上覆应力σ'v0以及G0之间的变化趋势，如说明图7.3.1-2。说明图7.3.1-2正常固结未胶结石英砂qc与G0关系Rix和Stokoe基于标定槽试验和现场测试结果，提出了说明图7.3.1-3所示的关系，以公式表述为：说明（7.3.1）式中，G0、qc与σ'v0单位均为kPa；G0/qc的范围为其平均值的上下1/2。说明图7.3.1-3G0/qc图7.3.2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k。二者之间具有如下关系：说明（7.3.2-1）式中，Es为压缩模量；γw为水的重度。参数c和k的变化幅度一般在几个数量级之间，在许多岩土工程问题中，二者既是关键的输入参数，又很难准确测定，其预测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，这些都是在估计土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（如图7.3.2-1）。说明图7.3.2-1a中所示的是软粘土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ui和原位静止孔压u0进行归一化，t时刻的归一化超孔隙水压力U表示为：说明（7.3.2-2）说明图7.3.2-1孔压消散试验典型曲线Torstensson利用孔穴扩张理论对孔压消散进行分析，采用土的弹塑性模型和孔穴扩张理论计算初始超孔压，用线性单面排水条件计算超孔隙水压力的消散，并建议使用消散50％的参数来计算水平固结系数：说明（7.3.2-3）式中，T50——理论解中的时间因数；t50——孔压消散50％时所对应的时间；r0——圆锥探头半径（圆柱形模型）或等价探头半径（球形模型）。计算模型的选择取决于孔压传感器位置。如果孔压传感器位于锥面上，球形解是最合适的；如果孔压传感器位于离探头上方一定距离的探杆上，采用圆柱形解是最合适的。Baligh和Levadoux对孔压消散进行了深入的研究，提出了对Boston蓝粘土（BBC）孔压消散试验的解译方法。得出以下重要结论：1理论解能较好地估计贯入过程中的孔压消散；2孔压消散主要以水平向为主；3探头周围的孔压初始分布对孔压消散过程有明显的影响。4在圆锥附近孔隙水压力梯度很大。基于贯入时孔压的大应变有限元分析结果和孔压消散的有限差分分析，Houlsby和Teh提出了一个解译方法。他们采用和Levadoux-Baligh相似的理论，但是考虑了刚性指数Ir（＝G/Su）的变化效应，提出采用修正的时间因数T*取代原时间因数T，其定义如下：说明（7.3.2-4）式中，ch——水平向固结系数；r——圆锥探头半径，通常为17.85mm；Ir——刚度指数（＝G/Su）。修正后的时间因数T*可以从说明表7.3.2中查出。说明表7.3.2修正后的时间因数T*固结度过滤器位置锥面（u1）锥肩（u2）圆柱体上，距锥底5倍半径圆柱体上，距锥底10倍半径20％0.0140.0380.2930.37830％0.0320.0780.5030.66240％0.0630.1420.7560.99550％0.1180.2451.111.45860％0.2260.4391.652.13970％0.4630.8042.433.23880％1.041.604.105.24Robertson等综述了孔压静探试验的消散资料，通过室内试验和原位观测参考值，采用Houlsby和Teh解来计算固结系数。说明图7.3.2-2为Robertson等提供的一些结果，并提出了确定ch简单实用的步骤：1在对数坐标中，点出初始孔压消散的曲线，较准确地确定ui，并根据地下水位确定静水压u0；2绘制修正后的超孔压U=(ut-u0)/(ui-u0)随时间的曲线，其中时间坐标用对数；3确定孔压消散50%的时间t50；4据t50与ch的关系图，确定ch说明图7.3.2-2室内试验ch平均值和CPTU测试结果7.3.3固结系数一旦确定，渗透系数可由下式给出：说明（7.3.3-1）式中，为一维高压固结试验的压缩模量；为水的重度。Parez和Fauriel基于大量CPTU孔压消散试验从t50直接得到水平渗透系数kh的经验方法，计算公式如下：说明（7.3.3-2）式中，t50单位是s。如t50＝600s，利用公式说明（7.3.3-2）计算出kh＝3.37×10-7cm/s。东南大学刘松玉教授基于江苏海相粘土CPTU消散试验利用方程式说明（7.3.3-2）预测土的渗透系数与变水头渗透试验结果、Asaoka方法反分析结果与室内固结仪结果进行了对比。说明图7.3.3-1给出了不同方法测得的水平渗透系数结果。从图中可以看出：变水头渗透试验得到的值和由Parez和Fauriel方法得到的现场值一致性很好。然而，固结试验资料得到的kh值或kv值与推断的现场渗透系数值比较起来很小(近似小1～2个数量级)。可能的原因是室内固结仪对土样具有侧限约束，使得土体中存在的裂缝或裂隙变得闭合。相反，渗透仪允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。说明图7.3.3-1不同方法测得的水平渗透系数结果Robertson等基于孔压消散试验和室内试验测试的kh成果，对于10cm2的孔压探头，提出了根据t50评价kh的关系图，见说明图7.3.3-2，图中也给出了Parez和Fauriel提出的公式预测曲线。说明图7.3.3-2根据t50评价kh的关系图Jamiolkowski等提出了通过水平渗透系数kh评价竖向渗透系数kv的关系表格，见说明表7.3.3。说明表7.3.3软土原位测试的kh/kv值可能的变化范围软土性质kh/kv没有粗组构，或轻微粗组构发展，基本均质沉积1～1.5相当好到好的粗组构发展，例如具有不连续透镜体和渗透层的沉积土2～4具有连续渗透层的沉积土3～157.3.4砂土的相对密实度Dr同样往往采用标定槽试验进行统计分析，建立Dr与锥尖阻力之间的经验或半理论-半经验关系式。对基于CPT/CPTU的砂土相对密实度Dr评估方法进行了总结，见说明表7.3.4。说明表7.3.4基于CPT/CPTU的砂土相对密实度评估方法公式文献来源备注Robertson等，2009CDr=300~400，mean=350Jamiolkowski等，1985Lunne等，1997k0=0.100，k1=0.0981，k2=0.5，k3=-98，k4=66Baldi等，1986Lunne等，1997NC:k0=157，k1=0.55，k2=2.41.σ'=σ'v0OC:k0=181，k1=0.55，k2=2.46.σ'=σ'mJamiolkowski等，2001Mayne，2007k1=0.268.中等压缩k2=-0.675;高压缩：k2≤1.0;低压缩：k2≥-2.0.Kulhawy和Mayne，1990中等压缩：k1=1.0;高压缩：k1=1.09;低压缩：k1=0.91;t为胶结年代Robertson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，Jamiolkowski等(1985)和Baldi等(1986)的方法并未考虑柔性壁标定槽所引起的锥尖阻力qt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，并以五个国家的不扰动试样和CPT测试数据进行分析，验证了Jamiolkowski等(2001)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于符合高压缩性土的估算公式。7.3.5目前国际上CPT研究的新趋势是通过CPT得出状态参数ψ而不是相对密实度Dr来描述砂土的状态。状态参数同时考虑了最终状态（稳定或临界状态）下孔隙比与应力水平的影响，可以用来描述砂土的性状。状态参数ψ表征了给定平均有效应力σ'mean=(σ'v0+2σ'h0)/3条件下孔隙比e与土达到临界状态(Criticalstate)时孔隙比ecs的差值（图7.3.5-1），也即：说明（7.3.5-1）因此，状态参数描述土体接近临界状态的程度。对具有剪缩性的土，剪切过程中孔隙比逐渐减小，状态参数ψ>0；对于具有剪胀性的土，剪切过程中孔隙比逐渐增大，状态参数ψ<0。说明图7.3.5-1状态参数的定义Been等基于标定槽试验研究，提出了基于CPT试验评价砂土的ψ的方法，总结如下：1进行一系列三轴试验来定义稳态状态线（SSL），其斜率λss随砂土特性而变化。几类典型砂土的试验结果可供参考（说明图7.3.5-2）。说明图7.3.5-2几类典型砂土的稳定状态线2从说明图7.3.5-3，据典型稳定状态线的斜率，确定归一化状态参数m和k。3预测原位水平应力σ'h0，并且获得σ'mean和σmean。4从下列方程计算得到状态参数：说明（7.3.5-2）说明图7.3.5-3确定归一化状态参数k和m基于ψ的定义，Robertson和Fear提出了下列方程来从Vs评价砂土状态。说明（7.3.5-3）式中，为USSL线在p’＝1kPa时的截距；为e-lnp’空间内USSL线的斜率；A和B为给定砂土的常数，单位m/s，典型值为：A＝316，B＝166。na＝应力指数，典型地na＝0.125。USSL为临界状态线。上述基于剪切波速的方法是一个评价砂土状态的新方法，但仅仅适用于未胶结砂土，因此实际使用中一定要谨慎。Plewes等直接将λcs的变化与土分类图相关联，以避免需要通过室内试验确定λcs值，以公式表述为：说明（7.3.5-4）式中，M=6sinφ'cs/(3-sinφ'cs)，φ'cs为临界状态内摩擦角，平均值约为33°，最大可至45°。Robertson同样研究了直接采用CPT数据预测无粘性土状态参数的方法，比较SBTn土中等效纯净砂归一化锥尖阻力Qtn，cs与状态参数ψ的曲线时，发现两者具有很强的相似性，并提出了如下关系式： 说明（7.3.5-5）式中，Qtn,cs计算如下：说明（7.3.5-6）7.3.6砂土的抗剪强度通常采用有效内摩擦角φ'来评估，而认为粘聚力c'为0。基于CPTU试验的锥尖阻力来评价φ'已经提出很多方法，可分为以下几类：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；孔穴扩张理论。1据相对密实度的经验方法基于Dr（土级配特征和原位应力水平）的信息来评价有效内摩擦角（）。说明图7.3.6-1表明了对不同粒径尺寸特性和Dr的关系。说明图7.3.6-2表明的为使用大约150kPa的有效上覆应力。如果上覆应力高于150kPa，可能需要减少，对不同Dr值随上覆应力变化的典型变化，如说明图7.3.6-2所示。说明图7.3.6-1相对密实度与有效内摩擦角之间的关系图说明图7.3.6-2细砂~中砂和纯净砂的~Dr~σmo’关系图2据标定罐试验的经验方法Lunne和Christophersen、Robertson和Campanella分别进行了标定罐试验结果的总结，来比较测试的qc与测试的峰值摩擦角（）之关系。其中采用相同试验砂土的排水三轴压缩试验获得，其侧限应力近似等于标定罐试验的水平应力，结果见说明图7.3.6-3。对未胶结中等非压缩性，石英砂土由Robertson和Campanella提出的相关关系也在说明图7.3.6-3给出。据此，得出说明图7.3.6-4相对简单的相关性，图中qc在为常数时，随线形增加。对高压缩性砂，说明图7.3.6-4表示的图趋向于低估。该关系可用下式表示:说明（7.3.6-1）图7.3.6-3标定罐试验得到的Nq~关系图说明图7.3.6-4σ′v0~qc~φ′关系图Robertson和Campanella基于承载力理论通过正常固结、中等压缩性未胶结石英砂的标定槽CPT测试结果建立了锥尖阻力qc与tanφ'之间的关系，如说明图7.3.6-5所示。Chen和庄长贤与Mayne分别采用公式(7.3.6-2)和(7.3.6-3)对说明图7.3.6-4所给出的关系进行了拟合，两公式给出的内摩擦角基本上一致。Mayne还指出，说明图7.3.6-3并未考虑柔性壁标定槽的边界尺寸效应的影响。说明（7.3.6-2）说明（7.3.6-3）式中，φ'单位为度；qc、qt与σ'v0同量纲。式(7.3.6-2)采用的为未经孔压修正的锥尖阻力qc，然而在砂土中孔压相比锥尖阻力而言很小，可以忽略不计，因而qc与qt均可使用。Kulhawy和Mayne采用大型标定槽试验研究了砂土的有效内摩擦角与CPT数据之间的关系，锥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：说明（7.3.6-4）式中，Qt1为归一化锥尖阻力。φ′和归一化锥尖阻力的关系如说明图7.3.6-5。说明图7.3.6-5基于归一化锥尖阻力的φ′评估Robertson采用等效纯净砂归一化锥尖阻力Qtn，cs提出了砂土有效内摩擦角的计算方法，如下计算：说明（7.3.6-5）式中，Kc为修正系数，是土颗粒特征（细粒含量、矿物成分以及塑性等因素）的函数；Qt为考虑应力水平的归一化锥尖阻力；Ic为土类指数。3据状态参数的经验方法Been等建议CPT资料能够用于评价砂土的ψ，如果存在ψ，可以从说明图7.3.6-6评估。说明图7.3.6-6ψ~φ′关系图4承载力方法承载力方法是在假设破坏模式的基础上，并假定材料不可压缩、线性强度包线和平面应变条件。两个主要的承载力理论解由Janbu和Senneset和Durgunoglu和Mitchell提出，见说明图7.3.6-3。Janbu解依赖于破坏区的形状，塑性角。Durgunoglu方法考虑了原位水平应力和探头粗糙性的影响。说明图7.3.6-3表示了Durgunoglu对和的解。由Marchetti提出的图形解，如说明图7.3.6-7所示。研究表明：承载力方法对大多数砂土提供了一个合理的预测，但对高压缩性砂土低估了。说明图7.3.6-7由Marchetti提出的图形解Janbu和Senneset考虑了土压缩性的影响，引入了塑性角β的概念。塑性角β给定了CPT探头贯入过程中土的破坏模式，其值取决于土的类别和压缩性，从粘性土和软土取正值变化至致密坚硬砂土中取负值，相应破坏模式从冲剪破坏或局部剪切破坏变化至整体剪切破坏，因土的压缩性逐渐增加。Janbu和Senneset根据承载力理论得到了如下关系式：说明（7.3.6-6）式中，Nq为承载力因子；Nf=tan2(45°±φ'/2)；β的单位为弧度，表征了探头锥尖以下塑性区开展程度；φ'单位为角度。根据上式可反解计算有效内摩擦角。7.4地基土液化判别7.4.1一般来说，饱和砂土液化的判别方法可分为二类，一是经验法，即以地震现场液化调查资料为依据，给出判定液化的条件和界限，它不仅直观，而且可自动考虑一些影响液化的重要因素，故我国《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001)将其纳入；二是试验-分析法，即以液化试验和土体地震反应分析结果为依据进行判定，主要用于大型建筑物地基和土工结构物的饱和砂土液化判别，其可靠性取决于液化试验和土体地震反应分析结果。目前，基于CPT测试资料，国内采用的是国标《岩土工程勘察规范》(GB50021-2001)中的方法（即简称“规范法”），提出了在一定地震烈度条件下，场地的饱和砂土发生液化时所对应的单桥触探液化临界比贯入阻力pscr或双桥触探液化临界锥尖阻力qccr的计算方法。《铁路工程地质原位测试规程》(TB10018-2003)也给出了类似的判别方法。当实测比贯入阻力或锥尖阻力小于单桥触探液化比贯入阻力临界值或双桥触探液化锥尖阻力临界值时，判别为液化土。否则，不液化。我国规范法在液化初判中较全面地考虑了场地地震基本烈度、土层地质年代、粘粒含量、地下水位深度、上覆非液化层厚度等重要因素，可有效进行初判，并可作为是否需进行再判提供了依据。更进一步的判定计算主要从基本烈度、地下水位深度、粘粒含量、标贯击数和静探阻力等试验结果、试验点深度及其代表厚度等因素出发，对液化及其程度作出定量计算判定划分，并规定对应的处理措施。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，成为目前砂土液化判别的主要方法。但方法缺乏理论基础，对深层地基土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，其实质是将砂土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土的抗剪强度）进行比较。虽然它较好地结合了砂土液化的机理，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（CyclicStressRatio）与地基土的周期阻力比CRR（CyclicResistanceRatio）的比较。如果CRR>CSR，则可判别为不液化；如果CRR<CSR，则可判别为液化，它属于试验-分析法。7.4.2周期应力比CSR根据场地的地震基本设计参数计算得到，Seed和Idriss提出如下公式来计算周期应力比CSR：说明（7.4.2）式中，τav为地震产生的平均剪应力，kPa；σv0、σ'v0分别为总上覆应力与有效上覆应力，kPa；amax、g分别为地震动峰值加速度与重力加速度，m/s2；rd为应力折减系数。后来上述公式采用震级比例系数MSF统一标定到7.5级地震下的周期应力比CSR，，M为地震震级，根据地震安全评价报告和工程的重要性，取周边150km或200km范围内历史上发生地震的最大震级，或者根据工程位置取周边地区震源的最大震级。7.4.3周期阻力比CRR评价了震级M=7.5、有效上覆应力σ'v0=pa=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和1998年NCEER/NSF研讨会中扩展至4种不同的原位测试技术中。目前基于CPT/CPTU的CRR评价方法有很多，可以分为确定性方法(DeterministicMethod)和概率方法(ProbabilisticMethod)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，则液化将会发生，反之则不会发生液化。而概率方法认为，由于模型和参数存在不确定性，因此FS>1并不代表着一定不会发生液化，而FS≤1也不代表必然发生液化。概率方法通过统计学和可靠性分析等方法，建立液化势PL与可靠度指数β或安全系数Fs之间的关系，直接采用液化势PL评价液化发生的可能性，此方法可以不计算CRR值。确定性方法计算简单，分析流程中的每一步均以数学公式给出，概念明确，且应用时间较长，积累经验丰富，尤其适合于与计算机技术结合。目前，尚未存在哪一方法最为可靠的结论，然而工程实践中，采用多种方法的综合评估与比较是更受推荐的。东南大学刘松玉和蔡国军基于CPTU采用Seed简化法对济宁-徐州高速公路工程液化场地进行了评价研究，试验场地基本覆盖了砂土液化场地上的主要工点，试验概况见说明表7.4.3-1。说明表7.4.3-1地基液化判别CPTU试验概况一览表CPTU孔号里程号贯入深度（m）地下水位（m）工点备注Hole1k18+61516.0不考虑液化Hole2k27+13017.5不考虑液化Hole3k27+23016.0不考虑液化Hole4k45+33317.02.7沛县南互通考虑液化Hole5k47+94616.01.2考虑液化Hole6k62+20015.11.8张敬分离式立交考虑液化Hole7k72+40016.71.5郑集互通考虑液化Hole8k72+50016.01.5郑集互通考虑液化Hole9k79+50015.11.6刘集枢纽考虑液化总计完成CPTU试验点数9个，试验深度均超过了15m，并进入第2-1层粉质粘土层。每个试验点均进行了的钻孔取样与室内液塑限、颗分试验，并进行了对比分析。说明表7.4.3-1中断面k18+615、k27+130、k27+230位于地震烈度为VI度的地区，可视为不液化地区，因此勿需进行液化判别。其余断面的CPTU测试孔地区按VII度，设计地震分组按第1组进行液化判别。典型的CPTU试验结果和土层剖面图见说明图7.4.3-1，地下水位线也在图中进行了标明。值得指出的是，说明图7.4.3-1中的锥尖阻力均为经孔压修正后的锥尖阻力qt。说明图7.4.3-1徐州场地CPTU试验结果示例Robertson法和Olsen法为最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。下面结合我国实际工程资料，评价和比较了国内外砂土液化的判别方法。1国内规范液化判别方法（1）粘粒含量测定方法研究粘粒含量（粒径小于0.002mm）是地基土定名的主要依据之一。土层性质对液化判别具有重要影响，1976年我国唐山地震以后，在现场震害调查的基础上进一步对影响饱和粉土液化的各种因素进行了研究，其中最主要的一点是揭示了土中由于粘土颗粒的存在，出现标贯击数较低的地区不液化，而标贯击数高（粘土颗粒少）的地区反而液化的“错位”现象，说明粘土颗粒对地震液化具有阻滞作用。我国现行规范中均考虑了粘粒含量对液化判别的影响。目前依据CPT试验的液化判别式中，粘粒含量的测定一般均通过室内土工试验确定。工程中由于取样的代表性不足，人为因素对粘粒含量测定结果影响较大，这是造成液化判别结果离散性大的主要原因之一。（2）土层摩阻比与粘粒含量的关系计算双桥CPT摩阻比公式如下：说明（7.4.3-1）式中，Rf为双桥CPT试验摩阻比（％）；fs为双桥CPT试验侧摩阻力（kPa）；qc为双桥CPT试验锥尖阻力（kPa）。根据Suzuki等（1995），摩阻比Rf随着粘粒含量的增加而增加。对本规程试验场地，土层摩阻比与粘粒含量有较好的相关关系（说明图7.4.3-2）。说明图7.4.3-2粘粒含量ρc与摩阻比Rf关系图根据说明图7.4.3-1，ρc与Rf存在如下的相关关系。说明（7.4.3-2）（3）锥尖阻力临界值的计算国产双桥CPT锥尖阻力临界值可按下式计算。说明（7.4.3-3）式中，qc0为锥尖阻力基准值，对于VII度基本地震烈度，可取3.47MPa；ρc（qc，Rf）为粘粒含量百分率，可根据说明（7.4.3-2）估算，其它各符号意义同前。根据CPT的测试结果，按规范中的规定进行液化判别计算，判别结果如说明表7.4.3-3所示。地下水位dw按实测水深计算。计算结果表明，层1-2和层2-1均为液化土层,而层1-3和1-4为非液化土层。无论是标准贯入试验法还是地震波速试验法,液化计算的结果表明层1-4均是非液化土层,结论是一致的,但层2-1的结论存在差异。由于目前液化判别操作及方法的局限性，使得液化判别结果偏于保守。2Seed简化判别方法（1）Robertson液化判别分析Robertson液化分析法中周期阻力比（CRR）是利用归一化方式修正CPT锥尖阻力（qc1N）计算而得，而这两者函数关系式则由液化与非液化案例数据库的qc1N及CRR的关系决定。说明图7.4.3-3为地震反应周期阻力比（CRR）与修正锥尖阻力（qc1）的关系，图中的资料为StarkandOlson(1995)和Suzukietal.（1995）所收集整理的液化与未液化案例。而StarkandOlson(1995)的案例资料包括Shibata和Teparaksa（1988）所收集的资料。因此，较高锥尖阻力被归类为液化的保守取样问题，同样发生于Robertson液化分析法中。针对砂土液化试验场地，而Robertson液化分析法中的周期阻力比（CRR）与归一化锥尖阻力（qc1N）的临界线也基于液化资料点的下限而得（说明图7.4.3-3），在锥尖阻力较高时的液化分析结果趋于保守。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。说明图7.4.3-3修正锥尖阻力与地震反应周期剪应力比的关系曲线（Robertsonetal.1995）说明图7.4.3-4徐州场地考虑粘粒含量的CRR与qc1N的关系曲线（2）Robertson法和Olsen法的比较采用前述砂土液化判别标准，对CPTU测试孔土层分别计算CSR和CRR。说明图7.4.3-4表示了Robertson法预测的CRR和Olsen法预测的CRR比较图。结果表明：两个方法计算CRR值虽然具有一个较明显的的差异，但表示了这两个方法在预测CRR值时不同的保守程度。尽管这个趋势是不理想的，Robertson法在大多数深度位置预测的CRR值轻微的低于Olsen法预测值。说明图7.4.3-5徐州场地不同深度Robertson法和Olsen法预测CRR值的比较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，进行比较Robertson法和Olsen法预测的成功率。本规程进行了总共673个深度位置的液化性能分析，分别采用上述Robertson法和Olsen法计算了CRR值。这些CRR值与CSR值进行了比较，得出了是否液化的结论。比较结果的汇总如说明表7.4.3-2所示。结果表明：Robertson法和Olsen法在全部数据分析点预测液化阻力时相当精确。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。这个现象和说明图7.4.3-4显示的趋势是一致的。可以看出，在工程实践中，进行液化判别时，Robertson法将作为首先选择的方法。那是因为，如果采用更低的CRR评价值时，在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，由说明表7.4.3-2可以看出Robertson法比Olsen法稍微更加精确一些。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，在评价一个特定的预测方法是否准确是很困难的。一个更加有意义的比较或许应该采用液化概率进行判断。说明表7.4.3-2徐州场地Robertson法和Olsen法预测现场液化情况的比较方法液化与否规范法判别结果预测结果成功率（100％）Robertson法液化39134487.9不液化28221977.6全部67356383.6Olsen法液化39125464.9不液化28225690.7全部67351076.3说明图7.4.3-6徐州场地Robertson方法和Olsen方法的比较采用徐州场地典型断面（K45+333断面）进行2个方法的比较，说明图7.4.3-6表示了2个方法的比较。对Robertson法和Olsen法预测的CRR值随深度的变化采用说明表7.4.3-1表示的数据资料进行计算。其余断面关键深度位置也以相同的方式进行分析，并且说明表7.4.3-3给出了比较结果的一个汇总。结果表明：我国规范法判别结果偏于保守，而采用Seed简化方法在深度比较大时判别结果偏于不安全，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,偏于安全，这与锥尖阻力基准值的取值大小有关。说明表7.4.3-3采用Olsen和Robertson方法场地液化判别比较CPTU孔号深度（m）CSR值预测CRR值规范法判别结果液化预测结果OlsenRobertsonOlsenRobertsonHole51.80.0660.0580.032液化液化液化Hole52.50.0810.0890.102液化不液化不液化Hole54.50.0710.1590.127不液化不液化不液化Hole56.10.0950.0800.052液化液化液化Hole63.50.0900.1230.134液化不液化不液化Hole69.50.0830.1470.124不液化不液化不液化Hole72.90.1140.1250.105液化不液化液化Hole75.50.0960.1300.137液化不液化不液化Hole77.40.1210.1510.078液化不液化液化Hole78.60.1200.1150.060液化液化液化Hole82.20.0740.0670.047液化液化液化Hole83.00.0950.0840.060液化液化液化Hole84.10.1000.1200.095液化不液化液化Hole88.70.1040.1600.059液化不液化液化Hole8110.1120.1060.095液化液化液化Hole92.30.0930.1350.127液化不液化不液化Hole93.40.1030.0850.064液化液化液化Hole94.40.1090.1940.248不液化不液化不液化Hole94.70.1120.1080.086液化液化液化Hole95.20.1160.1140.112液化液化液化通过上述两个方法的比较表明，与Olsen方法相比，Robertson法在预测液化发生时更加精确，在预测非液化发生时没有Olsen方法精确。总的来说，Robertson法比Olsen法稍微更加精确一些，并且两个方法均被认为在预测液化阻力时都是相当精确的。由于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，甚至出现相反的结果。在其它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，还有待进一步研究。7.5单桩竖向承载力计算7.5.1孔压静力触探探头可以认为是一种小尺寸的模型桩，其贯入可以视为模型桩的贯入过程。然而探头贯入过程和桩的工作性状存在区别，主要表现在尺寸效应、贯入速率、桩的施工工艺、侧壁摩擦筒位置、土的水平位移和材质差异（即桩土摩擦角差异）等方面，在采用CPTU预测单桩的承载力时理论上需要考虑这些因素。1单桩极限承载力Qu由桩端承载力Qp与桩侧摩阻力Qs两部分组成，通常采用如下公式计算：说明（7.5.1-1）式中，qp为桩端单位承载力；Ap为桩端横截面积；fp为土层桩侧单位摩阻力；As为土层桩侧表面积。桩的设计和分析时，区别桩与土之间的相互作用至关重要，也即需要区别其属于端承桩或摩擦桩。端承桩将其所受荷载大部分传递至桩端持力层，而摩擦桩主要通过桩-土之间的侧摩阻力承担荷载。前者往往用于砂土中，而粘土中往往采用后者。2桩的允许承载力Qall采用下式计算：说明（7.5.1-2）式中，K为安全系数。由于桩端截面积与桩侧表面积均仅取决于桩的设计参数（桩截面形状、桩径和桩长等），因此桩承载力的预测研究集中于桩端单位承载力qp和桩侧单位摩阻力fp上。基于CPT/CPTU的单桩承载力计算方法分为直接方法和间接方法两类。直接方法中桩端单位承载力qp通过锥尖阻力qc(或qt)得到，而桩侧单位摩阻力fp取决于估算方法的不同，可以通过锥尖阻力qc(或qt)或侧壁摩阻力fs得到。间接方法首先采用贯入阻力确定土的强度参数，如粘性土不排水抗剪强度Su和无粘性土内摩擦角φ'，然后采用强度参数通过半理论或半经验公式估算qp和fp。间接CPT方法忽视了水平应力、土压缩性和应变软化问题，具有很大的不确定性。目前国内外计算桩基承载力的方法很多，这些方法都是国内外学者在大量实践经验中总结出来的经验公式，以下为目前在国内外应用比较广泛的一些计算方法。基于CPT计算桩基承载力的国内规范方法《建筑桩基设计技术规范(JGJ94－2008)》、《上海市地基基础设计规范》（DJB08-11-89）、和《静力触探技术规则》（TBJ37-93）规定了利用CPT锥尖阻力和侧壁摩阻力计算单桩承载力的方法。1.《建筑桩基设计技术规范(JGJ94－2008)》的方法规范规定，对于一级建筑物，单桩竖向极限承载力应采用现场荷载试验，并结合静力触探、标准贯入等原位测试方法综合确定；对于二级建筑物，应根据静力触探、标准贯入、经验参数等估算，参照相同地质条件试桩资料综合确定。当根据双桥探头静力触探资料确定混凝土预制桩单桩竖向极限承载力时，对于粘性土、粉土和砂土，可按下式计算：说明（7.5.1-3）式中：u—桩身周长；桩穿越第i层土的厚度；第i层土的探头平均摩阻力；--桩端面积。桩端平面上、下探头阻力，取桩端平面以上4d（d为桩的直径）范围内按土层厚度的探头平均阻力加权平均值，然后再和桩端平面以下1d范围内的探头阻力进行平均；桩端阻力修正系数，对粘性土、粉土取2/3，对饱和砂土取1/2；第i层土桩身侧摩阻力修正系数，按下式计算：对粘性土、粉土说明（7.5.1-4）对砂土说明（7.5.1-5）注意：双桥探头的圆锥底面积为15cm2，锥角60°，摩擦筒高21.85cm，侧面积300cm2。2.《上海市地基基础设计规范》（DJB08-11-89）方法（1）按单桥探头的值估算预制桩竖向承载力（适用于沿海软土地区）：说明（7.5.1-6）式中—预制桩，单桩竖向承载力标准值（kN）；—桩身横截面积（）；—桩身周长（）；—安全系数，一般取2，也可根据经验作适当调整；—桩端阻力修正系数，按表2-1取用；—桩端附近的静力触探比贯入阻力平均值（kPa），按下式计算：当时，当时，—桩端全断面以上8倍桩径范围内的比贯入阻力平均值（kPa）—桩端全断面以下4倍桩径范围内的比贯入阻力平均值（kPa）—折减系数，按的值从表2-2中取用—用静力触探比贯入阻力估算的桩周各层土的极限摩阻力（kPa），一般按以下原则选择：1）对地表下6m范围内的浅层土，一般取2）对粘性土：当时，当时，3）对粉性土和砂性土，。用静力触探资料估算的极限桩端阻力不宜超过8000kPa，桩侧极限摩阻力不宜超100kPa。对于比贯入阻力值为2500～6500kPa的浅层粉性土和稍密的砂土，计算桩端阻力和桩侧摩阻力时应考虑所测数值可能偏大的因素。说明表7.5.1-1桩端阻力修正系数桩长说明表7.5.1-2折减系数值～～(2)按双桥探头的和估算预制桩单桩竖向承载力（适用于一般粘性土和砂土）：说明（7.5.1-7）式中：—桩端阻力修正系数，对粘性土取2/3，对饱和砂土取1/2；—桩端平面上、下探头阻力（kPa）。取桩端平面以上4d（d为桩径）范围内的按厚度加权平均值，然后再和桩端平面以下1d范围内的值进行平均；—第i层土的探头侧摩阻力（kPa）；—第i层桩身侧摩阻力修正系数，按下式计算：粘性土：说明（7.5.1-8）砂性土：说明（7.5.1-9）其余符号同前。3.铁道部《静力触探技术规则》的方法(1)对于打入混凝土预制桩承载力计算式如下：说明（7.5.1-10）式中：—桩端平面上、下4（为桩径）范围内的平均。如桩端平面以上4的平均值大于桩端平面以下4的平均值，则取桩端平面以下4的平均值；—分别为桩端承载力、桩侧摩阻力的综合修正系数，取值见下说明表7.5.1-3。说明表7.5.1-3打入桩的综合修正系数（a）打入桩的桩端综合修正系数条件同时满足，不能同时满足，3.97512.00（b）打入桩的桩侧摩阻力综合修正系数条件同时满足，不能同时满足，5.0710.04(2)混凝土钻孔灌注桩承载力计算式同式（1.11），但，的取值见下说明表7.5.1-4。说明表7.5.1-4混凝土钻孔灌注桩与取值灌注桩直径（）二．基于CPT桩基承载力的国外计算方法目前，基于CPT资料国外提出了许多用来预测桩的竖向承载力的方法，可分为两类：a.直接方法：桩的单位端阻（qp）由锥尖阻力（）计算，桩的单位侧摩擦阻力（fp）由侧壁摩阻力（）或锥尖阻力（）剖面得到。根据桩径和探头直径的差异对阻力值进行修正。b.间接方法：采用CPT资料（和剖面）首先用来评价土强度参数，例如不排水剪切强度（）和内摩擦角（）。然后，使用基于半经验/理论方法得到的公式利用这些参数用来评价qp和fp。间接CPT方法具有很大的不确定性，忽视了水平应力、土压缩性和应变软化问题。目前经常使用的CPT直接方法的汇总（见说明表7.5.1-5），这些方法详细的描述见TitiandAbu-Farsakh（1999）的研究报告。基于CPT的预测桩基承载力计算方法的评价见说明表7.5.1-6。说明表7.5.1-5预测桩承载力的CPT直接方法总结CPT-桩承载力方法qb（单位端阻）f（单位侧阻）Schmertmann(1978)MPa为桩尖以下0.7～4D范围区域内平均值的最小值；为桩尖以上8D范围区域内平均值的最小值；D为桩直径。粘土：kPa，kc＝0.2～1.25砂土：k值取决于d/D比DeRuiterandBeringen(1979)粘土：MPa，，Nc＝9，Nk＝15～20砂土：和Schmertmann(1978)方法相似粘土：kPa，NC粘土，OC粘土。砂土：LCPC（BustamanteandGianeselli,1982)，取决于地基土类和桩的施工形式，为桩尖上下各1.5D范围内等价平均值，取决于地基土类、桩的类型和施工方法TumayandFakhroo(1982)和Schmertmann(1978)方法相似kPa，，为侧壁摩阻力平均值（kPa）AokiandDeAlencar（1975），Fb取决于桩的类型，对PPC打入桩为1.75。kPa，＝1.4-6取决于地基土类，取决于桩的类型，对PPC打入桩为3.5。PriceandWardle(1982)，取决于桩的类型，对打入桩为3.5。，取决于桩的类型，对打入桩为0.53。Philipponnat(1980)，取决于地基土类，砂土为0.4，粉土0.45，粘土0.5，取决于桩的类型，对PPC打入桩为1.25；＝50-200取决于地基土类Penpile(Clisbyetal.1978)，单位MPa(注：为指定区域的等价平均锥尖阻力。)说明表7.5.1-6基于CPT计算方法的要求与难点CPT方法要求难点Schmertmann(1978)单位桩端阻力的上限为15MPa对于密砂,单位桩端阻力值经常高于15MPaNottingham(1975)OCR作为qc与qp的关系因子对于砂土，OCR不容易确定DeRuiterandBeringen(1979)单位桩端阻力的上限为15MPa利用不排水抗剪强度Su估算桩端承载力对于密砂,单位桩端阻力值经常高于15MPaSu不是一个独立的参数，依赖于测试类型和应变率等LCPC桩端下的影响区域为1.5b太小了Meyerhof(1956,1976)建议桩端下的影响区域有可能超过10b。Altaeeetal.(1992a,1992b)在一个案例中报告桩端下的影响区域的深度为5bMeyerhofmethod利用两个修正因子确定单位桩端阻力修正因子的效果取决于土的类型AokiandDeAlencar（1975）;TumayandFakhroo(1982)单位桩端阻力的上限为15MPa;也要给桩身侧摩阻力确定一个上限对于密砂,单位桩端阻力值经常高于15Mpa，而不能得到合适的桩身单位侧摩阻力，因为fp值经常大于所推荐的限值Philipponnat(1980)该方法不利用侧摩阻力CPT试验结果的一个重要部分被忽略了PriceandWardle(1982);Penpile选择系数运用平均锥尖阻力确定单位桩尖阻力系数的选择依赖于土的类型和桩的类型目前国外应用的CPT直接方法主要有下列几种：（1）LCPC法；（2）欧洲法；（3）Meyerhof法；（4）SchmertmannandNottingham；（5）TumayandFakhroo法。(1)LCPC法该方法是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。单位端阻和侧阻均可以从平均qc得到，BustamanteandGianselli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15～120kPa，取决于土类、桩型和桩施工方法。其中极限桩侧摩擦力fp和极限桩端阻力qp按下式计算：说明（7.5.1-11）说明（7.5.1-12）式中，和分别为摩擦系数和端承系数，根据地基土类和锥尖阻力范围确定(说明表7.5.1-7)；为等价的平均锥尖阻力，它是取桩尖±a（a＝1.5D，D为桩的直径）范围内的锥尖阻力qc的平均值，如说明图7.5.1-1。该方法用等价平均锥尖阻力来计算单位桩端阻力qp，Bustamante&Gianeselli建议分三步来计算，首先计算－1.5D～+1.5D范围内的qc平均值；第二步，在－1.5D～+1.5D深度范围内舍弃大于1.3和－1.5D深度范围内低于0.7的qc值；最后计算剩下的qc平均值，即得到。说明图7.5.1-1等价平均锥尖阻力计算简图说明表7.5.1-7LCPC法单桩承载力系数表土类（MPa）kcfp,max(kPa)软粘土，淤泥<10.43015中硬粘土1~50.354080粉土，松砂<50.456080硬粘土，粉土>50.46035中密砂5~120.4100120密实一极密砂和砾石>120.3150150(2)欧洲法DeRuiter和Beringen法可适用于粘土和砂土地基，说明表7.5.1-8是DeRuiter和Beringen建议的单位桩侧摩阻力fp和单位桩端阻力qp的取值方法。说明表7.5.1-8欧洲法CPT设计方法砂土粘土fp以下为最小值：f1=0.12MPaf2=fsf3=qc/300(抗压)f4=qc/400(受拉)fp=Su对NC粘土对OC粘土qpqp=NcSuNc=9Su=qc/NkNk=15～20在该计算方法中，对粘土和砂土采用了不同的计算程序。在粘土中，第一步是利用锥尖阻力qc计算不排水抗剪强度Su；然后乘以合适的系数来分别计算单位桩端阻力qp和单位侧壁阻力fp。单位端阻根据传统承载力理论从总应力确定：说明（7.5.1-13）说明（7.5.1-14）式中，为承载力系数；为不排水剪切强度；为无量纲的系数在15～20变化，反应了当地的经验，单位端阻的上限为15MPa（说明图7.5.1-2）。Schmertman也阐述：桩端阻值由OCR控制。说明（7.5.1-15）式中，为粘结系数，对正常固结和超固结土分别等于1.0和0.5。桩单位侧阻上限为120kPa。对抗拔阻力，侧阻应减少到抗压时侧阻的75%。对于砂土，DeRuiter和Beringen发现单位桩端阻力取决于桩尖以下0.7～4倍桩径范围内的锥尖阻力（说明图7.5.1-3）。DeRuiter和Beringen也注意到超固结砂土中的打入桩由于沉桩影响承载力可能降低。根据在超固结砂土中桩的载荷试验结果，建议在超固结砂土中，不管实测qc的大小，桩端阻力qp的上限设置为15MPa。说明图7.5.1-2超固结砂土的单位桩端阻力说明图7.5.1-3平均锥尖阻力计算简图（3）Meyerhof法Meyerhof建议取桩端以下桩端以上范围的平均值作为。经统计认为～，建议采用。但当（H为桩入土深度或桩尖穿过软弱层进入持力层的深度）时桩端阻力按下式计算：说明（7.5.1-16）式中，为软弱层的值。当桩端以下持力层厚度小于，其下为软弱层时，也可按式（7.19）计算qp，但式中H表示桩端以下持力层厚度。对于，Meyerhof经统计认为～，建议采用，但（ton/ft2）。（4）SchmertmannandNottingham法SchmertmannandNottingham法基于Nottingham提出单位桩端阻qp等于桩端以6b到8b的一个影响区的探头阻力的平均值，b为桩径，桩尖以下0.7b到4b。第一次过滤qc结果对“最小路径”值确定平均值。15MPa的上限施加为单位端阻： 说明（7.5.1-17）式中，qp为桩单位端阻；为由OCR控制的系数；为影响区内的算术平均值。影响区的范围依赖于qc值的趋势，遵循Begemann的推荐，基于延伸区，假想的桩尖位置处为对数螺旋线破坏模式。桩单位侧阻fp可以由侧壁摩阻力确定：说明（7.5.1-18）式中，K为无量纲系数，依赖于桩形状和材料、探头类型和嵌入比。砂土中K=0.8～2.0，粘土中0.2～1.25。在地面以下第一个8倍桩径的深度，单位侧阻随深度线形增加（地面处为0。砂土中不像粘土，桩侧阻可以通过锥尖阻力得到：说明（7.5.1-19）式中，C为无量纲系数，是桩类型的函数，在0.8%～1.8%变化，fp的上限为120kPa。对抗拔桩，桩侧阻可以减少到式（10.21）和（10.22）确定的70%。（5）Tumay和Fakhroo法Tumay和Fakhroo法基于在Louisiana粘土的一个试验研究。单位端阻以和SchmertmannandNottingham法相同的方式确定。单位侧阻由式（7.22）确定，K由式（10.23）确定。说明（7.5.1-20）式中，fs为侧壁摩阻力，对fs=10～50kPa，单位侧阻fp的上限为60kPa。三．基于CPTU桩基承载力计算方法很明显，目前关于利用CPT数据估算桩的承载力的方法忽略了一些重要的因素。随着CPTU的出现和发展，出现了一些改进的方法和新方法。为了评估桩的竖向承载力，Almeidaetal.(1996)提出了一个新方法：可以利用“净”修正锥尖阻力qnet计算桩的单位侧摩阻力和单位桩端阻力。CPTU测试与桩荷载试验之间的相关因子可以由这个方法反演计算得到。Eslamietal.(1995,1996,1997)提出了直接利用CPTU测试的新方法来估算桩的承载力。与上述提到的CPT方法相反的是：数据没有过滤，也没有使用过最小路径。而且通过修正锥尖阻力qt减去测试的孔压值u2使锥尖阻力转化成“有效”锥尖阻力qe,,关系式如下:说明（7.5.1-21）qt是修正锥尖阻力,,qc是测试锥尖阻力,u2是锥肩上孔压测试值,a净面积比（）,如说明图7.5.1-3所示.AaAaConerodu3u3u2u2AsAstAsbAc“O”ring说明图7.5.1-4不等面积校正锥尖阻力qcEslmami和Fellenius收集了102个竖向承载力桩场地的CPT和CPTU数据，提出了基于CPTU测试计算单桩承载力的直接CPTU方法。其中92个场地为打入桩。这些场地中包括桩长从5m～60m、桩径从200mm～900mm、桩端阻力从80kN～8000kN的各种桩型。和传统CPT方法不同，在计算桩