海底底质原位测试：揭示物理力学参数的唯一方法

原位测试的最大优点是能够在原位状态下获得海底底质的重要物理力学参数，在砂质土中，原位测试还是获取土的相对密度等力学参数的唯一方法。原位试验包括静力触探试验、标准贯入试验等方法，勘察时应根据工程类别、岩土条件和现场作业条件等选择原位试验方法，静力触探试验是目前海缆路由勘察最常采用的原位试验方法。

6.3.2.1 静力触探试验

静力触探（又称锥探，英文名Cone Penetration Testing，缩写CPT）是利用一根安装了若干传感器的圆锥形探头在土体中以准静力匀速贯入时所采集的各项应力数据来实时、连续地反映土质变化特征的一项原位测试方法。海底（水域）静力触探设备的主要功能是将探头以准静力匀速地贯入待测土体中，同时贯入设备本身应具有足够的自重或者采取其他措施（如地锚），以平衡探头与探杆在土体中运动时的贯入反力。

1.静力触探试验的基本原理

静力触探探头贯入土体的机理是十分复杂的。要把试验数据与土的物理力学参数之间建立理论关系是十分困难的。在工程上广泛采用的是经验对比的方法，但必须在理论分析的基础上建立统计的经验关系，即半理论半经验方法是正确的分析途径。

静力触探的贯入机理的理论包括贯入阻力理论、贯入时超孔隙水压力以及停止贯入后超孔隙水压力的消散理论。

（1）静力触探贯入阻力的理论

包括承载力理论（DeBeer理论、Kerisel理论、I′Herminier理论、Berezantzev理论、Durgunoglu&Mitchell理论、Janbu与Sennest理论）、孔穴扩张理论（Vesic理论）、稳定流体理论（Baligh理论）。

通过对沉桩时周围土体的应力、应变的观测，模型试验的直接观测，以及三轴标定箱的试验等，对静力触探的机理得到一些共同的认识：

1）锥尖阻力q_c、侧摩阻力f_s在均质土中是深度的函数，在一定的深度范围内，q_c（或f_s）随贯入深度的增大而明显增大，但达到一定深度后（即临界深度），q_c（或f_s）随深度的增大而增大的变化变缓。临界深度是土的密实度和探头直径的函数。密实度越大、直径愈大，临界深度也愈大。

2）在临界深度以内，探头贯入时，土体的破坏以整体剪切破坏为主；超过临界深度，由于周围应力的加大，土中不再出现整体的剪切破坏，可出现局部的剪切破坏或孔穴扩张的破坏模式。

3）对于饱和黏性土，可假设为不排水不可压缩的介质，稳定流体理论分析结果与实测很好吻合。

4）对于可压缩的土（如松砂），刺入破坏占优势。理论分析时，不能忽视土的压缩性，亦即贯入阻力不单是土的强度的函数。

5）圆锥探头在贯入过程中，会产生正的或负的超孔隙水压力，影响土的有效应力，从而也影响贯入阻力。这种影响随土的排水条件和贯入速率而异。在利用静力触探试验数据评定土的工程性状时，应注意静探试验条件与实际工程中的排水条件、加荷速率的差异，否则会导致不正确（偏低或偏高）的评价。

（2）静力触探贯入过程中初始超孔压的分布理论

有孔穴扩张理论（Vesic1972）、应力路径法（Randolph等，1979）、应变路径法（Levadoux，J.和Baligh，M.M.1980）和水力压裂理论（Massarsch等，1976）等。

（3）孔压静力触探孔压消散的理论

孔压静探探头停止贯入后，贯入时产生的超孔压开始消散。根据Terzaghi固结理论，得出孔压消散的固结方程。该固结微分方程的应用是有前提的，假设土是均质各向同性的线弹性介质，土是完全饱和的，土粒与水的体积压缩可忽略不计，土中水的渗流服从达西定律，消散固结过程中总应力不随时间变化，土的渗透系数保持为常数。

实际的土往往是非均质的各向异性的非线弹性介质，在固结过程中总应力不是不变的，渗透系数也不是常数，所以用Terzaghi固结微分方程求解的土的固结系数，只是一个估算。

2.静力触探的仪器设备

海缆勘察中常用的CPT为海床式静力触探系统，其结构可分为水上部分和水下部分。水上部分主要由计算机、液压绞车、水上控制箱和稳压器组成，液压绞车上配有铠装电缆。水下部分主要是信号台框架，内有电源密封舱、电控密封舱、探杆探头系统（包括探杆、探头、绞盘和其上的各种传感器等，是数据采集系统）和其他辅助设备（倾角传感器、高度计和压力传感器等）。电源密封舱内有电动机和电流转换器等，是水下部分的动力源；电控密封舱内有多种电路板，包括贯入编码转换器等，是水下部分的控制中心。水上部分和水下部分通过铠装电缆进行数据和操作命令的传输。海床式静力触探系统的主要特点是贯入设备稳定支撑于海床面上，将探头直接连续地贯入海底，以取得探头所检测到的土体应力，触探操作的基准为海床面且该基准唯一；海床式静力触探系统的优点在于能够在空间上保证触探路径的完整性，但其缺点在于直接连续的贯入方式和触探基准决定了此种工艺不适合深层海底测试，如需要较长的探杆从海床面的贯入设备延伸到触探的最大深度以提供贯入力，很难保证触探路径与海平面的垂直度，需要提供较大的贯入力平衡探杆匀速运动时土体产生的摩擦阻力等。

CPT通过分析探头贯入土层中受到的阻力大小来评估土的性状，适用于软土、黏性土、粉土和砂土。CPT的贯入速度通常为2cm/s，标准探头的锥角为60°，横截面积通常在5～20cm²之间，10cm²和15cm²是最常用的尺寸，小型CPT常用的截面积是1cm²和2cm²。安装在探头中的电子压力传感器可以测量锥尖和侧摩阻力，孔压静力触探试验中，土的孔隙水压力通过安装在锥尖面或锥端和锥壁间的传感器测量得到。试验数据被实时传输到船上。底质类型可由锥尖阻力（q_c）和侧摩阻力比（f_s/q_c）的相关关系确定；其他的一些经验公式可以用来确定黏土的剪切强度和砂土的相对密度与内摩擦角；孔隙水压力测试可以获取土的渗透系统和应力状态（如欠固结、正常固结或超固结）。下面介绍两种在海底光缆路由勘察中常用的CPT。

（1）轮式驱动CPT

轮式驱动CPT由轮式驱动机构、控制系统和数据采集系统构成。轮式驱动一般有电力和液压两种，CPT探杆由钢轮夹紧后以2cm/s速度压入海底，通过脐带缆提供所需的电力和信息传输。目前最大的轮式驱动海底CPT重达25×10³kg，能提供200kN的驱动压力，这样的压力能使CPT在密实砂或硬的含砾黏土中的贯入深度达到20m，而在正常固结的土中贯入深度可以达60m，工作水深超过1800m。这种大型的CPT需要40kN起吊能力的水平吊臂和足够的甲板作业面，对作业船的要求非常高。

在海底光缆路由勘察中常用的是一种轻型轮式驱动CPT，通常由4m高的支架和重约2×10³kg的直径4m的底盘组成，驱动装置和传感器系统都安装在底盘上。这种CPT能提供150kN的驱动力，探头横截面积为10cm²，能达到5m的贯入深度，可在1500m水深海域工作，一些无缆型的CPT的最大工作深度为2000m。这种CPT可在具备50kN水平吊臂或A型架的勘察船上使用。图6-11为Furgro公司使用的一种名为Seacalf海床轮式驱动CPT测试系统。

（2）柔性杆CPT

与轮式驱动型CPT最大的不同在于，它具有柔韧性极高的探杆，不作业时，这种探杆盘绕在一定直径的转盘上，作业时，转盘旋转将探杆以2cm/s的速度压入海底。这种CPT探头的横截面积通常为2cm²或5cm²，主要提供锥尖阻力和侧摩阻力参数，在适用的沉积物中，通常可以达到15m以上的贯入深度。

这种CPT对调查船的要求不高，需要25～50kN的水平吊臂或A型架即可，较小的作业甲板面积也能满足要求。作业效率高，一般10～15min就能完成一个原位测试。因为CPT的横截面积小，所以对沉积物中的微细层理比较敏感，例如它能分辨出软黏土中的细砂夹层。图6-12为英国Datem公司的一种名为Neptune5000柔性杆海床式CPT测试系统。

3.静力触探的测试方法

海上静探试验与陆上普通的静力触探试验有所不同，特别是在饱和、消散等试验环节上，操作程序要复杂一些。

（1）测试前的准备工作

1）孔压探头的率定

在使用孔压探头前必须先进行率定，新探头或使用一段时间后（如3个月）的探头也应进行率定。率定的目的是得到测量仪表读数与荷载之间的关系——率定系数，将率定系数乘以相应的仪表读数，可以求出各贯入阻力值及孔隙水压力的大小。

图6-11 Seacalf海床轮式驱动CPT测试系统

图6-12 Neptune 5000柔性杆海床式CPT测试系统

孔压探头的率定包括孔压传感器的率定和测力传感器的率定，它们的率定装置和率定方法都各不相同。

①测力传感器的率定

a.率定方法

对测力传感器的率定应在专门的标定装置上进行。率定时首先装好率定设备及探头，接通仪器，然后加荷、卸荷3次以上，以释放掉空心柱由于机械加工而产生的残余应力，同时减少应变片的滞后和非线性。随后正式加压率定，率定所用记录仪表同测试用仪表，率定方法可根据TB 10041—2003规定进行。

根据供桥电压对仪表、探头输入和输出的关系的不同，探头率定方法分为固定桥压法和固定系数法两种。

b.零漂检验率定

对一批检测精度合格的探头，应抽出其总数的10%～20%，进行如下两种检验性率定：

a）对探头进行时漂检验。应在恒温条件下，将探头与仪器接通工作电源，待其预热并统调平衡后，记录探头在空载状态下仪表的零输出随时间而变化的过程值。记录的时间间隔由密而疏，累计观测时间不宜少于2h。然后绘出零输出值与时间的关系曲线，即为探头的时漂修正曲线。

b）对探头进行温漂检验。应利用温度可调可控热处理装置，在-10～45℃范围内，分级测定探头在各级温度下仪器的零输出值，绘出零输出值与时间的关系曲线，即为探头的温漂修正曲线。

②孔压传感器的率定

对探头孔压传感器进行率定是为了得到测量仪表读数与探头所测孔隙水压力之间的关系——孔压率定系数。对孔压传感器的率定要在安装有专门标定装置的饱和器——在排气饱和装置的密封容器上设置一个压力表和加压通道中进行。

2）孔压探头的饱和

研究表明，孔压探头完全饱和是非常必要的，对于饱和不充分的孔压静探头，孔隙水压力的反应可能会不准确和不灵敏。在一个大气压下，水中若含有1%的空气，其压缩性为纯水的1000倍；含有溶解空气的水压缩性为纯水的100倍。如果探头孔压量测系统通道未被饱和，测量孔压时则会有一部分孔隙水压力在传递过程中消耗在压缩空气上，因而严重影响孔隙水压力的最大值及其消散时间，使所测孔隙水压力值比实际值小，且滞后。

排除水中空气的方法有加热排气法和真空排气法。加热排气法中，用于加热排气的水在冷却过程中仍有空气溶解于水中。真空排气法是对充有水的透水滤器及空腔施加真空，同时施加振动，达到排气的目的。目前常用的真空排气法，抽真空所需的时间与透水滤器的微孔直径、容器中的水量、水-气接触面面积、水温及真空泵的能力有关。当室温为20℃时，排除5L水的空气一般需10～12h。

3）孔压量测系统的检验

对于孔压探头除应进行率定和测力传感器的检验（非线性误差、滞后误差、归零误差、锥端阻力与侧壁摩阻力测力传感器的相互干扰、绝缘电阻等）外，还要对孔压量测系统进行检验。

①饱和度检验。孔压探头的饱和与否直接关系着孔压触探试验的成败。孔压量测系统饱和度检测，采用孔压相应试验。同孔压率定试验一样，在对探头进行饱和度后向密封容器内逐级加压，同时观察密封容器压力与探头孔压传感器输出值的变化。如两者同步变化，无时间上滞后现象，幅值大小相等，即认为完全达到饱和，否则，应检查原因，重新对探头进行饱和。

②传感器相互干扰检验。测力传感器与孔压传感器之间的相互干扰的检验，包括q_c与f_s测力传感器受力。容器孔压为一个大气压时探头孔压传感器的变化检测；q_c与f_s测力传感器不受力，容器孔压变化时探头测力传感器的变化检测。

③探头孔压传感器高孔隙水压力下的绝缘检验。探头孔压传感器在高孔隙水压力下的绝缘电阻不得低于20MΩ。

（2）现场测试

1）试验孔和消散点的布置

①海上静力触探孔应根据工程需要与钻探、十字板剪切试验孔配合布置。在钻孔等试验孔旁进行触探时，离原有孔的距离应大于原有孔径的20～25倍，以防土层扰动。试验孔的设计深度和数量应视地质条件、设备贯入能力及探头耐压能力而定。

②消散点的布置应符合：超孔压消散试验宜在黏土、粉质黏土层中进行；在测试场区内应有两个以上的孔对各个层位进行超空压消散试验，具体数目视工程要求及土质情况而定；再同一孔中，对于厚度大（＞3m）的土层，视需要可进行2或3个深度的孔压静力触探超孔压消散试验。

2）触探贯入速率

由于不同土类的渗透性差别很大，曾有人建议，可以用加快或减缓贯入速度的方法来控制试验的排水条件。但是，因为这些范围值相差几个数量级，要改变排水条件，贯入速率就有很大的变化，通常也要增减几个数量级（Campanecca等，1983），但快于20m/s或慢于0.2m/s的贯入速率都是不切合实际的，而且也会另外产生对应变率的影响。

海上静探试验的标准贯入速率为2cm/s。在中粒干净砂和粗粒土层中贯入时，引起的超孔隙水压力，其消散几乎与它们的产生一样迅速，贯入是在排水条件下进行的。在像黏土和粉质黏土之类的细粒土中贯入时，由于这些土的渗透性相对较低，可能产生很高的超孔隙水压力，贯入主要是在不排水条件下进行的。在细砂和粉质砂土中的贯入也能产生超孔隙水压力。

3）孔隙水压力的消散

由于大部分探杆的长度是1m，因此在触探贯入过程中每次行程一般也是1.0m。这就导致了贯入过程中的停顿，停顿时间一般为15～90s，具体长度取决于压入设备。由于在贯入停顿时超孔隙水压力会出现消散，因此停顿后继续贯入时需压入一段深度后才能恢复到原来的孔隙水压力值。该深度随土性的不同而变化，一般在2～50cm范围内。在处理孔压静探试验资料时，修正停顿所引起的消散或标注贯入过程中的停顿是很重要的。为避免贯入过程中经常停顿而引起的问题，现在已经研制出多种压入装置，实现了真正的连续贯入而无需停顿。

孔隙水压力的消散速率取决于土的渗透固结特性，因此可通过贯入停顿后超孔隙水压力的消散来获取一些有价值的资料，包括土的渗透性、地下水水位、排水条件等。在预定深度停止贯入，观察孔隙水压力随时间的变化过程，记录不同时刻的孔隙水压力的大小，这种试验称为孔压消散试验。孔压消散试验观测时间的长短可根据不同情形，采用下列某一标准确定：

①直至超孔隙水压力完全消散，达到稳定的静水压力为止；

②至超孔隙水压力消散50%为止，即采用的消散时间为t50；

③对各土层根据经验采用一定的持续时间。

4.静力触探试验数据的整理与解译分析

（1）数据整理

1）静力触探原始数据校正

包括深度修正、归零修正、孔压修正、锥尖阻力和侧壁摩阻力的孔压修正等。

①深度修正。当记录的深度与实际贯入的深度有出入时（特别是用海床CPT系统时），可按误差随深度线性分配的方法对深度进行修正。如在静力触探的同时量测了探头的倾斜角θ（相对铅垂线），可考虑探杆倾斜对深度进行修正。

②归零修正。如果试验前和试验后的归零值的误差超过了规定的误差值，应对各传感器的输出按归零检查的深度间隔以线性内插法加以修正。

③孔压修正。当探头在水下贯入土中时，使用孔压探头可测得孔压值，由于锥头及摩擦筒上下端面受水压力面积的不同，量测得的锥尖阻力或侧壁摩阻力并不代表实际的真锥尖阻力和真侧壁摩阻力，这时就可以用孔压值对锥尖阻力和侧壁摩阻力进行修正以便得到真值。

在饱和软黏土中，由于测得的锥尖阻力很低，而孔压数据却很高，往往孔压值大于锥尖阻力值，因此把测得的并不代表实际值的锥尖阻力修正为真锥尖阻力就显得特别重要。对于砂土，测得的孔压接近于初始孔隙水压力，当砂土锥尖阻力很高时，相对于锥尖阻力来说，孔压就显得很小，且测得的锥尖阻力近似等于真锥尖阻力，因此通常在砂土中对锥尖阻力的孔压修正就显得并不很重要。

2）静力触探数据曲线

静力触探测试数据通常以连续的图表形式表示，对于孔压静力触探数据需注明孔压传感器的位置，内容包括：锥尖阻力与贯入深度的关系曲线、侧壁摩阻力与贯入深度的关系曲线、孔压与贯入深度的关系曲线。

对于孔压静力触探，同时需要以下校正的图表：真锥尖阻力与贯入深度的关系曲线、摩阻比与贯入深度的关系曲线、孔压比与贯入深度的关系曲线。

（2）数据解释

典型的CPT测试记录显示了锥尖阻力和套筒摩擦力随贯入深度的变化。测得的锥尖阻力可以估算粒状土的相对密度和黏性土的抗剪强度值。侧壁摩阻力数据，摩擦比（定义为侧壁摩阻力和锥尖阻力之比，%）将用于评估土质特性。当使用孔压探头时，根据测得的孔压和锥尖阻力计算的孔压比将用于评估土质特性。测试结果将用于：土层划分和土类判别、黏性土的抗剪强度估算、黏性土的超固结比估算、黏性土的灵敏度估算、砂土相对密度估算、砂土液化判别。

1）土层划分和土类判别

锥尖阻力q_c、侧摩阻力f_s以及孔隙水压力u等数据能直观地反映土层变化，同时也能反映不同的土的类型。随着探头从机械探头、电子探头到孔压探头的发展，使CPT数据在土层划分和土类判别的应用更加准确。

在早期，由于探头为机械探头，因此只能大致判定土层界线，不能判别土质类型，土质类型只能从钻探资料获知。Begemann（1965）首先提出了可信的土分类图。随着孔压探头的开发和应用以及土分类图的不断改进，使CPT测试逐渐成为一种有效的原位测试工具。下面介绍两种常用的基于孔压静力触探CPTU指标的土分类图。

①Robertson等（1986）土分类图。Robertson等（1986）首先提出基于孔压静力触探的土分类应当采用经过孔压u₂修正后的锥尖阻力q_t，与摩阻比R_f、孔压参数比B_q建立了q_t-R_f和q_t-B_q的12区域土分类图（见图6-13），也被称为SBT图。

图6-13 Robertson等（1986）土分类图

采用q_t和R_f进行土分类时存在一个问题，表现在于贯入阻力q_t和f_s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。早期的CPT/CPTU土分类图研究所达深度均未超过30m，因此对深部土体采用该分类图时会产生一定误差。

从概念上而言，任何对应力增加的归一化均应考虑水平应力的改变，这是由于贯入阻力很大程度地受到有效水平应力的影响，然而在当前工程实践中很少做出如此考虑，主要原因在于难以预先确定土体的原位水平应力。

②Robertson等（1990）土分类图。Robertson等（1990）对其1986年提出的土分类图进行了改进，采用归一化指标——归一化锥尖阻力Q_t、归一化摩阻比F_r以及孔压参数比B_q，重新提出了土分类图，如图6-14a和图6-14b所示。最初的Robertson土分类图对Q_t-F_r图而言分为了9个区域，而对Q_t-B_q图而言分为了6个区域。Lunne等（1997）进行了补充与修正，如图6-14c所示。常用的Robertson归一化分类图即指图6-14a、图6-14c，也被称为SBTn图。Robertson等（1990）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。

图6-14 Robertson等（1990）土分类图

③Eslami和Fellenius（1997）土分类图。Eslami-Fellenius（1997）研究了5个国家20个试验场地的数据，对CPTU测试采用u₂孔压值，对不含孔压测量的CPT试验，其试验场地多为砂土，因此假定贯入孔压为静水压力，也即u₂=u₀，采用有效锥尖阻力q_E和侧壁摩阻力f_s，提出了基于CPTU的土分类图，将土分为5类，如图6-15所示。有效锥尖阻力q_E如下计算：首先，实测锥尖阻力q_c经过孔压修正为总锥尖阻力q_t；其次，总锥尖阻力q_t减去贯入孔隙水压力u₂，即为有效锥尖阻力q_E=-（q_t-u₂）。

2）黏性土的抗剪强度估算

原位抗剪强度（S_u）取决于土的破坏模式、土的各向异性、应变速率和应力历史。强度各向异性在灵敏的黏性土中更具重要性。土的各向异性和应变速率将影响原位CPT测试的结果。在CPT数据解释中需要结合经验，同时要考虑可能的土扰动的影响。因此，在利用CPT数据进行不排水抗剪强度估算时，应考虑和说明是何种条件下的不排水抗剪强度。

图6-15 Eslami和Fellenius（1997）土分类图

关于不排水抗剪强度的估算的大量研究工作和其结果已在文献上发表，主要可分为两种估算方法，即理论方法和经验方法。

a.理论方法

理论方法可概括如下五点：

•经典承载力理论；(www.xing528.com)

•孔穴扩张理论；

•能量守恒和孔穴扩张理论；

•用线性和非线性应力应变的关系经分析和数据处理方法；

•应变路径理论。

所有理论方法得出了一个关于锥尖阻力q_c和原位抗剪强度S_u的理论关系式：

q_c=N_cS_u+σ_o （6-1）

式中，N_c为理论锥头系数；σ_o为原位总的上覆土压力（根据不同理论，σ_o可为σ_vo、σ_ho或σ_mean）。

由于探头贯入土中是一个复杂的现象。所有的理论方法都对土体的特性和机械破坏与边界条件做了简化和假设。理论方法需要在现场和实验室进行验证，因此尽管理论方法提出了一种非常有用的解释方法，但仍然需要经验的校正。

b.经验方法

用CPT数据估算S_u的经验方法可概括为以下三个主要的方法：

•用总的锥尖阻力估算Su

S_u=（q_c-σ_vo）/N_k （6-2）

式中：N_k为经验锥头系数；σ_vo为原位总的上覆土压力。

Kjekstad等（1978）对超固结土的三轴试验结果研究显示，N_k的平均值为17。Lunne和Kleven（1981）通过对正常固结的海相土实验显示，N_k值的变化范围为11～19，其平均值为15。这些现场和实验室结果与近期的理论方法建议值相似。

用孔压CPT数据对上述方法进行了修改，用经过孔压校正的锥尖阻力q_t代替测试的锥尖阻力q_c。探头系数可用下列公式计算：

N_kt=（q_t-σ_vo）/S_u （6-3）

通过多年的大量研究，N_kt值的变化范围大多在15～20之间（ESOPT1974和1982，ISOPT1988）。可是每次研究中估算S_u的方法是不同的。因此需要实验室方法对估算的S_u进行验证。另外，实验室试验时对土样的扰动对S_u值影响较大。对土样的扰动越小，得到的试验值就越高，N_kt值就越小。

•用有效锥尖阻力估算S_u

Senneset等（1982）提出用有效锥尖阻力q_e估算S_u，其中q_e定义为锥尖阻力和孔压u₂的差值。Campanella等（1982）重新定义了有效锥尖阻力，用锥尖阻力校正值q_t估算S_u：

S_u=q_e/N_ke=（q_t-u₂）/N_ke （6-4）

Senneset等（1982）研究显示，N_ke变化范围为9±3。Lunne等（1985）研究显示，N_ke变化范围为1～13。用q_e估算S_u的一个主要缺点是：在某些软土中q_c值非常小，因此测得的q_c和u值精度较差。在某些土中用超孔压（Δu）来估算S_u可能会更准确。

•用超孔压（Δu）估算S_u

Campanella（1985）等利用经验、半经验的洞穴扩张理论方法，提出了许多超孔压（Δu）和S_u的关系式。这种关系式可用下列公式表示：

S_u=Δu/N_Δu （6-5）

式中，Δu=u₂-u₀；根据洞穴扩张理论N_Δu=2～20。

Lunne等（1985）通过对英国北海的黏土的三轴试验结果，得出N_Δu和B_q间有很好的关联，N_Δu值的变化范围为4～10。上述关系式的超孔压值是基于孔压值为u₂。

目前在国外使用较多的估算方法是用总的锥尖阻力估算S_u，用下列公式计算：

S_u=（q_t-σ_vo）/N_kt=q_net/N_kt（6-6）

式中，S_u为不排水抗剪强度；q_t为校正的锥尖阻力；σ_vo为总的上覆压力（包括水压）；N_kt为锥头系数。

如Schmertmann（1975）讨论的，N_kt值取决于许多可变的因素，如：决定参考的不排水抗剪强度的方法，原位土应力条件，应力历史，土的结构，灵敏度，塑性特征，探头类型，CPTU操作方式和贯入速度。

3）黏性土的超固结比估算

土的应力历史通常用超固结比（OCR）来表达：

OCR=p_c′/σ′_vo （6-7）

现有上覆盖土压力（σ′_vo）可直接从测得的浮容重计算得出，同时前期有效应力或前期固结压力（p_c′）可从固结试验结果中得出。另外，OCR值可从土的强度特性和CPT、CPTU结果估算得出。

从20世纪80年代以来，建立了许多OCR和多种规化的孔压与规化的锥尖阻力之间的关系式。从CPT/CPTU数据估算OCR可概括为以下三种方法：

•不排水抗剪强度（S_u）方法

Schmertmann（1974，1975）提出的下列步骤用于估算OCR：

√根据黏性土抗剪强度估算的方法估算S_u；

√利用实验室结果计算有效上覆盖土压力σ′_vo和计算S_u/σ′_vo值；

√用实验结果或估算的塑性指数（I_p）估算相关的正常固结的S_u/σ′_vo值；

√根据图6-16（Andresen等，1979）估算OCR。

图6-16 从S_u/σ_v′_o和I_p估算OCR和K₀

（Andresen等，1979和Brooker&Ireland，1965）

•CPTU数据剖面形状方法

锥尖阻力剖面的形状能大致给出先期固结压力。对于正常固结的黏土，下面公式可用来估算规划锥尖阻力的变化范围：

Q_t=（q_t-σ_vo）/σ′_vo=2.5～5.0（受I_p值控制） （6-8）

如果沉积物的规化锥尖阻力大于上述范围，那么此沉积物为超固结土。

•直接依靠CPTU数据方法

Baligh等（1980）指出，当不排水的探头贯入时测得的孔隙水压力值能反映黏性土的应力历史。

Lunne等（1989）根据不扰动土样的试验结果，给出了试验结果和CPT数据的修正关系图。

Sully等（1988）提出了，规划孔隙水压力不同值PPD和OCR有关。

Mayne（1991）根据孔穴扩展理论和临界状态理论，提出了修正公式。

4）黏性土的灵敏度估算

黏土的灵敏度（S_t）定义为不扰动土抗剪强度和扰动土抗剪强度值之比。灵敏度（S_t）可从现场原位十字板试验和实验室强度试验结果计算得出。

S_t=S_u/S_ur （6-9）

式中，S_u为不扰动土的不排水抗剪强度值；S_ur为扰动土不排水抗剪强度值。

虽然现场十字板实验结果能较好地反映原位土的灵敏度，但如果不适合十字板实验时，可用CPTU数据粗略地估算灵敏度（S_t）。CPT试验的侧摩阻力是扰动土不排水抗剪强度的函数，Schmertmann（1978）提出灵敏度（S_t）可从摩擦比（R_f）估算得出：

S_t=N_s/R_f （6-10）

式中，N_s为无量纲系数。Robertson和Campanell（1988）通过对CPT解释结果和实验室结果比较得出，N_s平均值为6。Rad和Lunne（1986）通过研究显示N_s值的变化范围为5～10，平均值为7.5。Lunne（1997）讨论的，N_s值取决于矿物、OCR和其他因数。对所有的黏土不能给出一个唯一的N_s值。

5）砂土相对密度估算

对于砂土，相对密度（D_r）是一个用于工程设计的主要土质参数。通过对大量的三轴标定箱对砂土的静力触探试验，表明砂土的压塑性和粒径是影响由CPT确定D_r的主要因素。砂土的锥尖阻力主要受砂土的密实度、原位垂直和横向有效应力和砂的压塑性影响。D_r与q_c和σ_v′_o的关系式可表达为

D_r=（1/C₂）ln[（q_c/C₀/σ_v′_o）C₁] （6-11）

式中，q_c和σ_v′_o以kPa计；C₀、C₁、C₂是经统计得的经验系数（见表6-4）。

6）砂土液化判别

饱和砂土的液化判别依赖于地震作用的影响，可通过分析应力应变条件结合实验室试验结果或用某些现场观测的现象和测得的参数进行经验上的校正后进行判别。我们知道，实验室动力试验有其缺点，既我们很难获取完全不扰动的砂土样。由于原位CPT测试的数据连续，也不易受现场作业程序的影响，同时CPT数据可用于土类判别，这也将有助于砂土的液化判别。随着CPT原位测试方法的不断应用，国外许多研究人员提出了贯入阻力q_c和液化剪应力之间的修正关系式，同时也提出了用图示方法判别砂土液化。如Douglas和Olsen（1982）利用q_c和R_f的土分类图划定了液化土的区域A，见图6-17；Robertson（1983）根据现场及室内试验资料用修正后的归一化贯入阻力Q_c，用图6-18判定砂土液化可能性。

表6-4 C₀、C₁、C₂数值

注：Ticino砂为未胶结中等压缩性的中细石英砂（K₀=0.45）

图6-17 q_c-R_f土分类图中液化区A

图6-18 由归一化Q_c判别液化可能性

在进行初步液化分析时，可用图示法进行砂土液化的判别。但不管是图示法或计算法的评估结果，仅能作为参考。在设计时应以实验室的动力实验结果为依据，比较和参考CPT液化分析结果。

除上述CPT结果应用外，CPT成果还可用于光缆可埋设性评价（BAS）。BAS首先分析路由调查获得的各个站位的土工数据，包括CPT数据、底质取样的土工测试分析结果，以及一些电法和声学折射法的探测资料，结合连续的地球物理调查资料进行综合分析，获得连续的海底沉积物类型分布和海底沉积物土工特性。在此基础上可以评价埋设深度、埋设方式、牵引张力、犁刀磨损、埋设速度和埋设风险等一系列参数。

5.影响测试数据的主要因素

影响静探测试成果的因素很多，只有更深入地了解这些影响因素，才能更好地校正和应用测试数据，同时，对系统设备的标准化及测试方法的科学化也会有很大的促进作用，下面将对一些主要因素进行叙述和探讨。

（1）探头和探杆的规格

探头的形状及尺寸是影响测试成果的主要因素，因为测量土层各种贯入阻力是通过探头完成的。探头的形状及尺寸的标注化与科学化对测试成果的应用，交流和对比都有很重要的意义。

目前，国内外已普遍规定静力触探的探头为圆锥形，其顶角为60°，所不同的是锥头底面积，国际上建议锥头底面积为10cm²。仅对坚硬土层才允许使用15cm²或20cm²的锥头。经多家实验证明，锥尖阻力q_c及侧摩阻力f_s皆随底面积的增大而减少。用10cm²探头所测的q_c和f_s与用15cm²或20cm²探头所测的q_c和f_s的差值，各家实验值不同。

侧壁摩擦同长度增加时，会使q_c增大，f_s减小，因此，侧壁摩擦筒长度也应有统一规定为好。另外，锥头后边侧壁摩擦筒及探杆的外径对圆锥贯入阻力也有一定影响。若摩擦筒和探杆外径比锥头底面直径小，则探头贯入后在孔壁与探头之间会形成一定的孔隙，破坏后的土体能沿空隙向上挤出，使所测阻力值偏小。如果摩擦筒和探杆外径与锥头底面直径形同，则使贯入阻力比前者增大，一般认为，两者的直径不同时，可使锥头阻值差10%～20%。因此，普遍使用直径相同的锥头、摩擦筒和探杆。

（2）贯入速率

进行常规静力触探试验的贯入速率为2cm/s，允许有±5%的误差，贯入速率有一定范围的变化对q_c和f_s的影响可以忽略。但对于孔压静力触探试验，贯入速率的匀速控制至关重要。这是因为孔压静探的贯入速率决定着试验的排水条件，不同贯入速率对孔压测试结果有明显影响。

国内外均进行过贯入速度对孔压的影响规律的试验。南京水利科学研究院所做的不同贯入速率对孔压影响的试验研究结果，得到的结论是超孔压基本上随着速度的增加而增加。而国外的Campanella等人的试验结果指出当贯入速率大于0.2cm/s时孔隙水压力基本为一定值，处于不排水状态；当贯入速率低于此比值时，孔隙水压力随贯入速率的降低而降低。

孔压静探的标准贯入速率应控制为2cm/s左右，且应尽量保持匀速。

（3）孔压探头的饱和问题

进行孔压触探时，必须对探头进行严格饱和，这样才能准确测量出触探时所产生的孔隙水压力及超孔隙水压力的消散值。如果探头孔压量测系统通道未被饱和，测量孔压时则会有一部分孔隙水压力在传递过程中消耗在压缩空气上，即施加的压力被空气消散，因而严重影响孔隙水压力的最大值及其消散时间，使所测孔隙水压力值比实际值小，且滞后。目前，检验系统的饱和情况一般采用孔压响应时间有无滞后以及幅值是否相同，以及分析孔压测试资料，来度量孔压量测系统排气饱和的情况。

（4）温度的影响

孔压触探仪量测各种贯入阻力和孔压值的关键部位是各种传感器上的电阻应变片。如果由于各种原因使应变片发生不应有的温度变化，则会使应变片产生电阻变化，进而产生零位漂移或自动记录曲线发生非正常扭曲。产生温度变化的主要原因有：①量测时应变片的通电时间长，产生电阻热；②地面温度与地下不同深度的温度有差异，在严寒及酷暑季节极其明显；③探头在贯入过程中与土摩擦，产生摩擦热；④探头传感器在反复变形中也将产生一种应力热。为了消除温度变化对测试成果的影响，须在仪器和测试方法两方面采取一些措施。

6.3.2.2 标准贯入试验

标准贯入试验（Standard Penetration Test，SPT）是工程地质钻探过程中一种在现场用63.5kg的穿心锤，以76cm的落距自由落下，将一定规格的带有小型取土筒的标准贯入器先打入土中15cm，然后记录再打入30cm的锤击数的原位试验方法。

图6-19 标准贯入器

标准贯入试验设备主要由贯入器、贯入探杆和穿心锤三部分组成。标准贯入器有两个半圆管合成的圆筒型探头（见图6-19）；穿心锤为重63.5kg的铸钢件，中间有一直径45mm的穿心孔，此孔为放导向杆用；国际上触探杆多用直径为40～50mm的无缝钢管，我国则常用直径为42mm的工程地质钻杆。SPT操作简单，地层适应性广，对不易钻探取样的砂土和砂质粉土尤为使用，当土中含有较大碎石时，使用受限制。通过SPT，从贯入器中还可以取得土样，可对土层进行直接观察，利用扰动土样，可以进行鉴别土类的有关试验。SPT的缺点是离散性比较大，故只能粗略地评定土的工程性质。SPT并不能直接测定土的物理力学性质，而是通过与其他原位试验手段或室内试验成果进行对比，建立关系式，积累地区经验，才能用于评定土层的物理力学性质，如对砂土、粉土、黏性土进行土层的力学分层，定性地评价土层的均匀性和物理性质（状态、密实度），查明土洞、滑动面、软硬土层界面的位置，还可评定土层的强度、变形参数和地基承载力。

现阶段，随着工程的大量建设及经验的积累，利用SPT确定黏性土的不排水抗剪强度c_u已在工程实践得到一定的应用（见表6-5）。

表6-5 黏性土中c_u和SPT-N的相关关系

从表6-5可知，不同研究者提出的c_u和SPT之间的经验关系，其比例系数（c_u/N）相差较大。该现象主要与以下几个因素有关：

1）比例系数与研究的土层性质有关，不同研究者是针对不同地区的土层进行了相关研究；

2）SPT的测试值受仪器规格和人员操作的影响很大，而上述文献中对SPT的试验参数未有具体描述，例如对SPT数据是否进行过修正，采用了何种修正方法也未有说明；

3）上述文献中的c_u是通过不同的试验方法确定的，试验方法的差异也造成了比例系数有不同。此外，从表6-5中可以看出，塑性指数对比例系数影响较大，已成为众多研究所者的共识。但对其影响机制，尚存在不同的看法，Stroud（1974）认为c_u/N的比值随着塑性指数I_p的增大而减小；而Sowers（1979）和Sivrikaga and Togrol（2006）却认为c_u/N比值随着塑性指数I_p的增大而增大，不同研究者的结论差异也从另一方面说明了该问题的复杂性。