Evaluation of strength characteristics of soils based on piezocone penetration tests and flat dilatometer tests in water areas
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摘要: 基于多元原位测试数据融合的研究方法在岩土工程勘察中已成为趋势，在提高预测参数精度和评价土体强度特性中具有明显优势。为解决水域工程勘察中取样困难、岩土参数空间变异性大、土体力学特性存在区域性和结构性的难题，以江苏省海太过江通道工程为研究对象，基于水域孔压静力触探试验CPTU、水域扁铲侧胀试验DMT和室内土工试验，研究了场区软黏土的不排水剪切强度、砂性土的内摩擦角以及不同土性指标土层的侧限模量。结果表明：CPTU和DMT均可提供丰富的土体物理力学参数，对土体的强度特征参数响应灵敏，联合2种试验的参数表征土体强度特性具有可行性；基于CPTU锥尖阻力、净锥尖阻力得到砂性土有效内摩擦角偏大，而基于DMT侧胀水平应力指数KD得到的有效内摩擦角略小；DMT侧限模量与CPTU锥尖阻力之间具有良好的相关关系，通过拟合关系式可将刚度与强度联系起来，该关系式还考虑了土性指标的影响，可作为一种新方法来预测土体侧限模量。Abstract: In geotechnical engineering investigation, the multivariate in-situ test data fusion method has become the research trend, and it has obvious advantages in improving the accuracy of parameters and the evaluation of strength characteristics of soils. In order to solve the problems of sampling difficulty, spatial variability of geotechnical parameters, and regional and structural mechanical properties of soils in geotechnical engineering investigation in water areas, the Haimen-Taicang Changjiang River crossing project in Jiangsu Province is taken as the research object. Based on the piezocone penetration tests (CPTU), flat dilatometer tests (DMT) and laboratory tests, the undrained shear strength of soft clay, internal friction angle of sandy soil and constrained modulus of layers with different material indices are studied. The results show that both the CPTU and the DMT can provide abundant soil parameters, which are sensitive to the strength characteristics of soils, and it is feasible to characterize the strength of soils using the parameters from the two experiments. The calculated results based on the CPTU tip resistance and the net tip resistance overestimate the effective internal friction angle of sandy soil, while that approximated by KD is slightly smaller. There is a good correlation between the DMT constrained modulus and the CPTU tip resistance. The stiffness and strength can be linked by fitting their relationship, which also considers the influences of the material indices, and this relationship can be used as a new method to estimate the constrained modulus.
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0. 引言
准确获取反映土体天然状态的力学特性参数一直是岩土工程勘察的难点，融合多种原位测试手段、建立土体工程性质综合评价模型是解决这类难点的有效途径，多元测试参数融合也已成为目前的研究热点与趋势。
郭全元等[1]针对广州市南沙区的软土展开了基于CPTU及DMT的力学特性研究，指出2种测试结果得到的软土不排水抗剪强度和变形参数存在线性关系；段伟等[2]通过CPTU与剪切波试验（SWT）建立了宁波海相黏土不排水抗剪强度与剪切波速度的经验关系；曾小红等[3]基于地震扁铲侧胀试验（SDMT）和CPTU，对比分析了2种方法获得的变形模量、内摩擦角、动剪切模量等参数测试精度，指出2种方法均对土体的扰动反应灵敏；刘维正等[4]针对广州市南沙区软土，基于CPTU和DMT测试数据，采用统计学方法分析了2种软土（淤泥和淤泥质土）的强度参数与变形参数，指出软土强度与土性、深度表现出较强的相关性，强度参数在淤泥中增加较慢，频数分布较集中，而在淤泥质土中则相反。
综合以上文献分析表明，CPTU和DMT是原位测试方法中获取高精度力学参数的重要手段，基于多元测试数据融合的研究方法则更有利于提高预测精度和总结区域经验。本文依托海太过江通道项目，综合运用孔压静力触探试验CPTU、扁铲侧胀试验DMT和高质量取样室内土工试验的方法，研究软土不排水抗剪强度、砂土内摩擦角、侧限模量的变化特征，建立相关拟合关系，以期为该地区类似场地的土体强度特性研究提供参考。
1. 工程概况及原位测试情况
1.1 工程概况及场地特征
海太过江通道位于苏通大桥下游约8 km处，项目连接南通海门区和苏州太仓市、常熟市，拟采用“2管公路隧道+1管铁路隧道”方式穿越长江。场地南北两岸位于长江下游冲积平原河床漫滩区，水域宽7.2 km，最大水深约24.30 m，地质剖面如图 1所示。
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图 1 海太过江隧道地质剖面图Figure 1. Geological profile of Haimen-Taicang Changhiang River crossing project场区充沛的水动力资源以及漫长的历史沉积，沉积了一套深厚的海陆交互相松散沉积物，地层物理力学性质存在较强的不均匀性和空间变异性，评价各土层的工程力学特性、提取物理力学参数成为岩土工程勘察、盾构施工和明挖基坑施工面临的难点之一。
1.2 测试方法
为研究场地各土层的土体强度特性，结合工程实际，综合运用扁铲侧胀试验、孔压静力触探试验和高质量取样的室内试验相结合的方法。
水域扁铲侧胀试验借助中铁大桥院水域钻探-原位测试一体化船舶作为试验平台（图 2）。该平台集成了地质钻探系统、原位测试系统以及水域远程定位系统，可实现钻孔内原位测试与非预钻原位测试的自由切换，对深水复杂环境、航运繁忙水域均具有良好的适用性。试验采用中铁大桥院自主研发的多重套管技术进行测试（图 2），以增加探杆的刚度和测试深度。孔压静探试验选用磐索公司生产的孔压静探探头，探头锥尖极限抗压强度为50 MPa，摩擦套筒极限强度为10 MPa，极限孔隙水压力为4 MPa。
1.3 测试情况
长江水域共完成扁铲侧胀试验测试孔4个，测试延米240.3 m，测试孔深为6.00~60.00 m。共完成孔压静力触探试验测试孔6个，测试延米为355 m，测试孔深为5.45~63.70 m。CPTU和DMT均具有测试精度高、土体扰动小、测试剖面连续、可提供丰富的土体物理力学参数的特点，DMT试验强度参数（侧限模量、不排水抗剪强度）、CPTU试验强度参数（锥尖阻力、侧摩阻力）均能随着土层性质的变化而变化，对土体的强度特征、土性参数响应灵敏，联合2种试验的参数表征土体强度特性具有可行性。
2. 土体强度指标相关性分析
2.1 软黏土不排水抗剪强度
基于扁铲侧胀试验的不排水抗剪强度Su计算方法，国内外学者做了大量的研究[5-6]，汇总如表 1所示。
表 1 基于扁铲侧胀试验的土体不排水抗剪强度计算方法Table 1. Methods for calculating undrained shear strength of soils based on flat dilatometer tests序号 提出时间 公式提出者 测试地区 适用土体 计算方法 使用条件 1 1980年 Marchetti 意大利 黏性土 Su=0.22⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25 ID＜1.2 2 1987年 Mayne 美国旧金山 软黏土 Su=(p0-u0)/NC NC=3~9 3 1988年 Lacasse & Lunne — 软黏土 Su=a⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25 a=0.17~0.21 4 1995年 Kamei & Iwasaki 日本东京 正常固结的海相黏土 Su=0.35⋅σ′v0⋅(0.47KD)1.14 ID＜1.2 5 1999年 陈国民 中国上海 黏土 Su=0.22⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25+60(ID-0.35) ID＜0.35 6 2002年 孙莉 中国上海 饱和软黏土 Su=0.052×ED+17.11 — 7 2002年 FHWA-IF-02-034 美国 黏性土 Su=(p0-u0)/10 — 8 2004年 李雄威等 中国南京 粉砂土 Su=0.22⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25+15(ID-1.8) ID＞1.8 9 2004年 唐世栋等 中国上海 软黏土 Su=(-0.06ID2+0.42ID+0.19)⋅σ′v0⋅(0.47KD)1.14 ID＜1.2 10 2011年 卢力强等 中国天津 海相饱和软土 Su=0.17⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25 ID≤0.35 11 2011年 吕俊青等 中国昆明 湖相软黏土 Su=−σ′v0⋅KD-0.5+0.8(ID+21)
Su=−σ′v0⋅KD-0.5+0.3(ED+56)— 12 2014年 涂启柱 中国温州 软黏土 Su=(16.7p0+9p2-7.7u0)×10-2+5.205 — 13 2016年 赵东 中国宁波 饱和软黏土 Su=0.324(p1-p0)+10.398 — 图 3为不同试验方法得到的典型钻孔不排水抗剪强度Su计算结果对比。从图 3中可以看出，场区软黏土的室内试验与CPTU得到的Su较为相近，且变化规律一致；不同扁铲侧胀试验预测方法得到的Su结果则千差万别，这是因为表 1中经验公式均是在区域性的软黏土中总结的，在实际工程应用中，如果不加考虑软黏土的区域性，直接挪用到海太过江通道中，其计算结果将产生较大偏差。因此，有必要针对不同地区的岩土类别，建立适用于区域性水文地质状况的软黏土不排水抗剪强度。
目前，基于孔压静力触探试验的Su主流计算方法则有4种，本文采用计算方法为
Su=qt−σv0Nkt。 (1) 式中：Nkt为经验圆锥系数，具体根据地区经验确定，若无地区经验，取值范围宜为11~19，本次计算取15；qt为经过孔压修正后的锥尖阻力（kPa）；σv0为上覆水土总压力（kPa）。
本文基于海太过江通道场区的实测数据，联合水域CPTU数据和DMT数据，进行软黏土不排水抗剪强度预测。由表 1可知，不排水抗剪强度Su与上覆有效土压力σ′v0、水平应力指数KD之间主要呈指数形式，即可归纳为
Su=a×σ′v0⋅(b⋅KD)c。 (2) 式中：a，b，c为待定拟合系数。
图 4为场区软黏土CPTU不排水抗剪强度实测值Su与上覆有效土压力σ′v0、水平应力指数KD之间的拟合关系。由图 4可知，拟合曲线的相关系数R2=0.9585，Su计算方法为
Su=0.512⋅σ′v0⋅(0.21⋅KD)0.37。 (3) 图 5为场区软黏土室内试验不排水抗剪强度实测值Su与式（3）的预测值Su对比。从图 5可知，软黏土Su实测值与预测值具有较好的一致性，拟合关系与最佳拟合线相近，拟合公式具有较高的可信度。同时，有个别数据点与拟合关系曲线存在一定的偏差，进一步研究发现，这些数据点主要位于地层上部，DMT得到的超固结比OCR≈2.0~4.8，OCR平均值为3.8，土体处于超固结状态，由此表明，软黏土的不排水抗剪强度受到土体结构性和应力历史影响，OCR也是软黏土区域性工程特征的重要形成因素。
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图 5 软黏土不排水抗剪强度实测值与预测值比较Figure 5. Comparison between measured and predicted values of Su of soft clay2.2 砂性土内摩擦角
根据《孔压静力触探测试技术规程：T/CCES1—2017》[7]（以下简称《孔压规程》）和《水运工程静力触探技术规程：JTS/T242—2020》（以下简称《水运规程》）[8]，饱和砂性土有效内摩擦角详见规程。
在扁铲侧胀试验中，饱和砂性土有效内摩擦角φ′为[9]
φ′=28∘+14.6∘lgKD−2.1∘lg2KD。 (4) 在CPTU孔临近的取样孔中获得高质量样品进行无黏性土休止角测试，得到场区各土层的水下休止角φ′1，并根据《孔压规程》得到有效内摩擦角φ′2，根据《水运规程》得到有效内摩擦角φ′3，根据DMT侧胀水平应力指数KD按式（4）得到有效内摩擦角φ′4，以φ′1作为参考值评估各计算方法的有效性，对φ′2/φ′1，φ′3/φ′1，φ′4/φ′1的算数平均值和标准差进行了计算，结果如表 2所示。
表 2 基于CPTU和DMT的砂性土有效内摩擦角预测结果Table 2. Predicted results of φ′ based on CPTU and DMT计算方法 试验方法 实际拟合结果 φ′i/φ′1（i=2, 3, 4） R2 平均值 标准差 孔压规程 CPTU 1.6458 0.9945 1.6606 0.13 水运规程 CPTU 1.1965 0.9907 1.2052 0.12 式（4） DMT 0.9313 0.9893 0.9394 0.10 由表 2可知，基于孔CPTU的2种计算方法均高估了砂性土的有效内摩擦角，尤其是采用孔压规程获得的有效内摩擦角，其φ′2/φ′1=1.6458，该方法对砂性土的有效内摩擦角进行了过高预测；而基于DMT的有效内摩擦角计算略小，该方法能够较好地预测φ′，其φ′4/φ′1=0.9313，从φ′4/φ′1的平均值和标准差中也可以看出，该方法对有效内摩擦角的预测精度较高，且预测数据的稳定性强。
2.3 侧限模量
根据场区DMT和CPTU资料，考虑土性指数ID的影响，对侧限模量M与锥尖阻力qc的相关性进行了拟合，得到结果如图 6所示。
从图 6中可以看出，试验场地不同土性的侧限模量M与锥尖阻力qc均具有良好的线性相关性，相关系数均大于0.850，因此，可以建立统一的预测公式：
M=αqc。 (5) 式中：α为与土性指数有关的拟合系数，土性指数ID≤0.6时，α≈4.598~7.641，无经验时可取α=5.607；土性指数0.6＜ID＜3.0时，α≈1.464~5.064，无经验时可取α=2.118；土性指数3.0≤ID时，α≈1.883~2.182，无经验时可取α=1.991。
以上表明拟合关系式有效地将横向测试得到的刚度参数与竖向测试得到的强度参数形成有机统一关系，锥尖阻力qc是较为稳定的测试参数，通过qc可以拟合得到较为可靠的侧限模量M，因此，可以将qc作为构建扁铲侧胀侧限模量的基础参数。
3. 结论
（1）孔压静力触探试验和扁铲侧胀试验均具有测试精度高、土体扰动小、测试剖面连续、可提供丰富的土体物理力学参数的特点，对土体的强度特征参数差异响应灵敏，联合2种测试数据表征土体强度特性具有可行性。
（2）受到区域性的水文地质条件、地层物性的空间变异性和结构性影响，现有的软土不排水抗剪强度计算方法均存在不同程度的偏差，基于CPTU和DMT测试成果，提出了软黏土不排水抗剪强度Su的新修正关系式（式（3））。
（3）以高质量取样方法得到的室内土工试验有效内摩擦角为参考值，评估各计算方法的有效性。结果表明，基于《孔压规程》计算得到的砂性土有效内摩擦角明显偏大，基于《水运规程》方法得到的砂性土有效内摩擦角略大，而基于DMT侧胀水平应力指数KD得到的砂性土有效内摩擦角略小，后面两种方法计算值较符合工程实际，有效内摩擦角取值建议采用《水运规程》和DMT两种方法的计算值综合选取。
（4）DMT侧限模量与CPTU锥尖阻力和DMT土性指数均有关系，式（5）给出了侧限模量的分段计算方法和拟合系数，土性指数ID≤0.6时，α≈4.598~7.641，无经验时可取α=5.607；土性指数0.6＜ID＜3.0时，α≈1.464~5.064，无经验时可取α=2.118；土性指数3.0≤ID时，α≈1.883~2.182，无经验时可取α=1.991。
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图 1 海太过江隧道地质剖面图
Figure 1. Geological profile of Haimen-Taicang Changhiang River crossing project
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图 5 软黏土不排水抗剪强度实测值与预测值比较
Figure 5. Comparison between measured and predicted values of Su of soft clay
表 1 基于扁铲侧胀试验的土体不排水抗剪强度计算方法
Table 1 Methods for calculating undrained shear strength of soils based on flat dilatometer tests
序号 提出时间 公式提出者 测试地区 适用土体 计算方法 使用条件 1 1980年 Marchetti 意大利 黏性土 Su=0.22(0.5KD)1.25 ID＜1.2 2 1987年 Mayne 美国旧金山 软黏土 Su=(p0-u0)/NC NC=3~9 3 1988年 Lacasse & Lunne — 软黏土 Su=a(0.5KD)1.25 a=0.17~0.21 4 1995年 Kamei & Iwasaki 日本东京 正常固结的海相黏土 Su=0.35(0.47KD)1.14 ID＜1.2 5 1999年 陈国民 中国上海 黏土 Su=0.22(0.5KD)1.25+60(ID-0.35) ID＜0.35 6 2002年 孙莉 中国上海 饱和软黏土 Su=0.052×ED+17.11 — 7 2002年 FHWA-IF-02-034 美国 黏性土 Su=(p0-u0)/10 — 8 2004年 李雄威等 中国南京 粉砂土 Su=0.22(0.5KD)1.25+15(ID-1.8) ID＞1.8 9 2004年 唐世栋等 中国上海 软黏土 Su=(-0.06ID2+0.42ID+0.19)(0.47KD)1.14 ID＜1.2 10 2011年 卢力强等 中国天津 海相饱和软土 Su=0.17(0.5KD)1.25 ID≤0.35 11 2011年 吕俊青等 中国昆明 湖相软黏土 Su=KD-0.5+0.8(ID+21)
Su=KD-0.5+0.3(ED+56)— 12 2014年 涂启柱 中国温州 软黏土 Su=(16.7p0+9p2-7.7u0)×10-2+5.205 — 13 2016年 赵东 中国宁波 饱和软黏土 Su=0.324(p1-p0)+10.398 — 
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表 2 基于CPTU和DMT的砂性土有效内摩擦角预测结果
Table 2 Predicted results of based on CPTU and DMT
计算方法 试验方法 实际拟合结果 /（i=2, 3, 4） R2 平均值 标准差 孔压规程 CPTU 1.6458 0.9945 1.6606 0.13 水运规程 CPTU 1.1965 0.9907 1.2052 0.12 式（4） DMT 0.9313 0.9893 0.9394 0.10
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百度学术
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