基于CPTU解釋黏性土不排水抗剪強度方法研究

陳 亮，徐春喆，郭 鵬，趙學亮，張友虎

（1.中國電力工程顧問集團華東電力設計院有限公司，上海 200331；2.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，江蘇 南京 211189）

海上風電是清潔能源中最具發展潛力的新技術之一，鑒于海上區域廣闊、風能資源蘊藏豐富的優點，近海風力發電技術成為近年來研究應用的熱點［1］。在從能耗雙控轉向碳排放雙控的政策指導下，全國沿海海上風電已經進入大批量裝機的高潮，“十四五”期間中國海上風電新增裝機容量接近4 000 萬千瓦［2］。截至2021年底，全球海上風電新增并網裝機21.1 GW，其中中國新增裝機占全球新增裝機的80.02%，累計裝機占全球總量48%，位居世界第一［3］。相對于陸上風電，海上風電擁有對環境影響較小，風況優的優點，且在裝機容量、發電量等環節有巨大發展潛力，是未來可再生能源發電的主要發展對象之一［4］。

海洋巖土勘察作為海上風電建設中的關鍵一環，與傳統陸地工程勘察有所區別，受國內勘察技術限制，海洋巖土勘察獲得土樣擾動程度較高，成本更高［5］。自2009 年中國啟動海上風電建設工作以來，國內海上風電巖土工程勘察廣泛采用了鉆探等粗放式的勘察手段。中國海上風電主要面臨風電單機容量逐漸增加以及粗放式鉆探精度較低兩方面問題［6］，為解決上述問題，靜力觸探CPT、孔壓靜力觸探CPTU等原位測試手段在海洋巖土勘察中逐步得到了廣泛應用。

國外于20世紀80年代研制了可測孔隙水壓力的靜力觸探技術CPT，稱為孔壓靜力觸探技術CPTU，它可以同時測量錐尖阻力qc、側壁摩阻力fs和孔隙水壓力u2，為了解土的更多工程性質并提高測試精度提供了更多的可能性和現實性［7］。與傳統的靜力觸探CPT 相比，孔壓靜力觸探CPTU 作為新型原位測試技術，具有理論系統、功能齊全、參數準確、精度高、穩定性好、可重復性高等優點［8］。與傳統鉆探方法相比，孔壓靜力觸探試驗CPTU 具有獨特的優勢，能獲得連續的地層曲線，可有效模擬巖土體在海洋原位狀態下的應力狀態，屬于對土體基本無擾動的原位測試方法，便于準確估算土的不排水抗剪強度、超固結比、重度等指標［9］。根據其測試成果與基于高標準土工試驗方法取得的試驗成果，通過擬合、計算，可取得相對準確的巖土設計參數，進行海上風電樁基設計優化時，可大大降低風機基礎的造價及現場施工難度。

土體不排水抗剪強度Su是黏性土的重要力學指標，是指一定的應力狀態下，土體能夠抵抗剪切破壞的極限能力。對于海床地基淺部的粉土層等，由于海上風機單樁基礎承受的循環荷載周期很短，其強度可用不排水抗剪強度來衡量［10］。土體不排水抗剪強度Su不能通過CPTU 試驗直接測量，但可以借助經驗相關性得到［11］，需要通過直接剪切或三軸壓縮等室內土工試驗進行校準。國外Lunne 等［12］、Robertson［13］、Senneset等［14］基于大量CPT、CPTU 靜探數據，結合優質的土工試驗結果已經提出了一系列估算黏性土不排水抗剪強度的計算公式。在國外研究經驗的基礎上，國內李忠信等［5］、李元曦等［15］、王寬君等［16］、李學鵬等［17］基于CPTU 解釋土體不排水抗剪強度開展了研究，為國內海上風電勘察提供了有應用價值的研究結果。由于不排水抗剪強度計算公式中參數通常隨場地的變化而改變，因此有必要研究基于CPTU 的中國特定地區黏性土不排水抗剪強度計算公式。解釋參數的確定一定程度上依賴于黏性土不排水抗剪強度Su的基準值，因此需要依據高質量（擾動程度低）的黏土試樣進行土工試驗（三軸試驗、直剪試驗、原位十字板剪切試驗等）標定［18］。這里通過開展室內固結快剪（CQ）試驗、三軸不固結不排水（UU）試驗、三軸固結不排水（CU）試驗以及船上微型十字板（MVST）剪切試驗得到土體不排水抗剪強度Su。其中CU 試驗施加的應力狀態更接近于土體的原位狀態，通常作為強度上限值解釋的基礎數據；MVST 剪切試驗成果作為強度下限值解釋的基礎數據。

基于江蘇濱海某海上風電場靜探測試結果，通過對比不同的計算黏性土不排水抗剪強度Su計算方法，得出適宜該地區的計算方法；并且通過高質量CU 試驗結果與初始計算公式對比，利用規劃求解，提出黏性土不排水抗剪強度Su計算的修正預測模型。該模型將給出適合濱海海域的黏性土解釋經驗參數取值范圍，并為江蘇其他海域的海上風電項目提供技術依據。

1 基于CPTU數據計算黏性土Su的方法

已有許多學者提出基于CPTU 測試數據計算黏性土的不排水抗剪強度的方法，通常可分為直接經驗公式法和間接經驗公式法。直接經驗公式法基于靜探實測錐尖阻力qc、修正錐尖阻力qt等數據對Su進行估算；間接經驗公式法又稱作應力歷史法，該方法在估算出的黏性土超固結比OCR（over-consolidation ratio）的基礎上推算不排水抗剪強度值。

1.1 根據修正錐尖阻力qt估算Su

基于1943年Terzaghi承載力理論，如式（1）所示，土體不排水抗剪強度通常通過CPT測試數據計算得出。

式中：qc為錐尖阻力；σv為上覆土體總應力，其中γi為第i層土體天然重度，hi為第i層土層厚度；Nkt為經驗圓錐系數。

使用孔壓靜力觸探CPTU 探頭在水下貫入土時，由于錐頭及摩擦筒上下端面受水壓力面積的不同，量測得到的錐尖阻力或側壁摩阻力并不代表土的真正阻力，此時需要通過孔壓值對錐尖阻力進行修正：

式（3）由Lunne 等［12］第一次提出，該方法為目前最常用的計算不排水抗剪強度的公式，其中，qt為修正后錐尖阻力，u2為錐尖后側孔隙水壓力，α為探頭有效面積比。

式中Nkt與土的塑性指數Ip密切相關，其值變化范圍為15～20。Robertson［13］建議取10～18；Tong 等［19］的研究建議取值范圍為7～16；《江蘇省孔壓靜力觸探技術規程》（DB32/T 2977—2016）［20］中推薦取值范圍為11～19；中國《孔壓靜力觸探測試技術規程》（T/CCES 1—2017）［21］、《水運工程靜力觸探技術規程》（JTS/T 242—2020）［22］均針對不同的剪切試驗條件，給出了Nkt值的不同建議范圍值。上述規程推薦當采用土工試驗中的不同剪切試驗成果對上式中的經驗圓錐系數Nkt值進行校正時，若缺乏地區經驗，建議結合土工試驗按表1取值，在工程實踐中相對更為容易確定［22］。

表1 經驗圓錐系數NktTab.1 Cone empirical parameter Nkt

NGI規范［23］中提出，對于靈敏度St≤30的土體，經驗圓錐系數Nkt取值為：

因國內外對界限含水率的土工試驗方法有所不同（76 g錐入土深度分別為10、17 mm），國內通過土工試驗得到的塑性指數Ip值不能直接用于國外的經驗公式。

Mayne和Peuchen［24］選取CPTU原位測試62例黏土與407例高質量室內三軸試驗數據，擬合關系如下：

其中，Bq為孔壓參數比，其表達式為：

式中：u0為平衡孔隙壓力；u2-u0為超孔隙水壓Δu。

1.2 根據有效錐尖阻力qe估算Su

如式（8）所示，Senneset等［14］建議采用有效錐尖阻力qe估算Su，其中有效錐尖阻力qe為修正的錐尖阻力qt與量測的孔壓u2之間的差值。已有研究表明公式中經驗系數Nke取值較離散，各學者基于土工試驗對Nke的推薦范圍如表2所示。Lunne等［12］、Karlsrud等［25］研究發現，利用qe計算黏性土Su時，經驗系數Nke與孔壓參數比Bq具有較好的相關關系。該公式適用于正常固結黏土到輕超固結黏土，不適用于重超固結土。對于極軟的黏土，CPTU所測得的孔隙水壓力u2可能會很高，使用該公式時計算精度受到較大影響。

表2 不同文獻對Nke取值的推薦范圍Tab.2 The recommended range of Nke value by different scholars

本研究中Nke取值主要依據NGI規范［23］計算：Bq＜1時選用式（10）；Bq≥1時選用式（11）。

式中：O為黏性土超固結比。該公式中Ip為塑性指數，與式（5）相同，由于國內外Ip測量差異，該公式在國內適用性尚需得到有效驗證。

1.3 根據靜錐尖阻力qnet估算Su

NGI規范［23］中提出了基于凈錐尖阻力qnet估算Su的公式為：

式中：w為天然含水率，由岸上土工試驗得出；Δu為超孔隙水壓。

1.4 根據超孔隙水壓Δu估算Su

通過建立在孔穴擴張理論基礎上的理論解和半經驗半理論解，Kulhawy 和Mayne［27］建立了超孔隙水壓Δu與Su之間的關系式：

式中：NΔu為孔壓因子。Robertson 和Campanella［28］基于孔穴擴張理論，認為NΔu一般取2～20，并且對于不同土體的NΔu取值仍需繼續考察；Lunne 等［12］研究發現NΔu與孔壓系數Bq有很好的相關性，采用CU 試驗得到的強度統計反推，得到英國北海軟土的NΔu值變化于4～10。

Rémai［29］通過對匈牙利各地8個土體樣本進行研究，引入了孔壓參數比Bq來確定NΔu：

本工程實際靜探過程中，靜探鉆孔貫入土層顯示為黏土，但仍含有部分砂性土，由于砂土的剪脹性，超孔隙水壓Δu部分為負值，對該公式影響較大，故不宜采取上述公式進行計算。此外，利用超孔隙水壓對土體不排水抗剪強度進行估算時，計算成果離散性較大，在實際工程中應用較少［15］。

1.5 根據歸一化錐尖阻力qc1n估算Su

Naeini 和Ziaie-Moayed［30］進行的校準室試驗表明，對于松散粉砂而言，粉砂含量低時［細粒含量FC（fine content）小于30%］，隨著淤泥含量的增加，不排水抗剪強度Su和錐尖阻力qc降低。結果表明，細粒含量對不排水抗剪強度Su和錐尖阻力qc的影響相似。基于上述結論，對于細粒土FC 小于30%時，松散粉砂的歸一化不排水抗剪強度和歸一化錐尖阻力隨粉砂含量的增加而降低，有如下公式：

式中：σ'v為上覆土體有效應力；γw為水的重度；Ffc為細粒含量；qc1n為歸一化錐尖阻力，對于本項目FC 小于30%的土較少，因此本研究不采用上述公式進行計算。

1.6 根據超固結比OCR估算Su

根據超固結比OCR 計算Su，后文中簡稱為應力歷史法，該方法為間接經驗公式法，即利用預先求得的黏性土超固結比OCR，間接估算出黏性土不排水抗剪強度。目前，一般采用Lunne 等［12］提出的k值法估算OCR，再采用SHANSEP 法（stress history and normalised soil engineering properties）［31-32］估算不排水抗剪強度Su，計算公式如下：

式中：待定參數a為正常固結土不排水抗剪強度與有效豎向應力比值，一般可取0.25～0.33；b為反映超固結比對黏土不排水強度影響的經驗參數，一般可取0.65～1.00；k為經驗參數，對于正常固結土，變化范圍通常為0.2～0.5 之間，平均值約0.3，可通過土工試驗與靜探數據擬合而得。經驗系數a、b在不同區域有較大差異，需事先采用室內模型試驗或通過未擾動土樣的三軸不排水試驗標定，初次計算（本文的初始預測模型）中參數取值為a=0.30，b=0.69，k=0.13。

對于上述直接經驗公式法或是間接經驗公式法，不同的公式均對應有不同的適用范圍。因此，在工程實際應用時，需予以綜合分析比較，以確定合適的擬合公式及參數。

2 研究場地及測試設備

2.1 海上風電場概況

江蘇濱海某海上風電場工程位于江蘇省鹽城市濱海縣，廢黃河口至扁擔港口之間的近海海域，濱海港水域港界南側，離岸距離36 km，海底地形變化較小，水深約18 m。風電場形狀呈平行四邊形，規劃海域面積50 km2。工程場址區位于15 m 以深的海陸交互相沉積平原，海底高程約-17.8～-18.3 m。本工程安裝75 臺4.0 MW海上風電機組，總裝機容量300 MW。

2.2 工程勘察

研究針對5 個不同風機機位處的孔壓鉆探孔，孔壓靜力觸探試驗孔編號依次為JT5、JT21、JT27、JT56、JT62，孔的間距在6.0 m內。勘察采用了從荷蘭進口的范登堡靜力觸探試驗系統，探頭型號共有3種，分別為I-CFXYP20-15、I-CFXYP100-15、I-C2xFXYP100-10。各靜探孔使用的探頭面積及有效面積比α如表3所示。

表3 靜探孔使用的探頭面積及有效面積比Tab.3 List of cone area and effective area ratio α for cone penetration

本工程進行了高質量的土工試驗，包括船上土工試驗和岸上土工試驗兩部分。其中船上土工試驗包括黏性土樣的微型十字板剪切試驗以及土樣的常規物理性試驗等；岸上土工試驗內容包括土樣的常規物理、力學性試驗以及水、土化學分析。

2.3 地基巖土構成

根據勘察結果，結合區域地質資料，勘探深度內（最深77.82 m）地層均為第四系沉積物，按地質時代、成因類型及工程特性等，可分為9 大層13 個亞層（或次亞層）：①～②層為第四系全新統（Q4）海陸交互相沉積物（淤泥、淤泥質土、粉質黏土、粉土、粉砂及其交互層等）；③～⑥層為上更新統（Q3）海陸交互相沉積物（黏土、粉質黏土、粉土、粉砂及其交互層等）；⑦～⑨層為中更新統（Q2）河湖相沉積物（粉質黏土、粉土、粉砂等）。海上風電場項目CPTU 測試深度在0～80 m 之間，針對該場地所涉及的5 個鉆孔中，鉆孔JT21 經過黏性土層較多，以鉆孔JT21 為例，地基黏性土構成自上而下的工程地質條件分布情況如表4 所示，CPTU 原始測試曲線如圖1所示。

圖1 鉆孔JT21 CPTU測試參數曲線Fig.1 JT21 CPTU test parameters curves

表4 濱海某海上風電場工程鉆孔JT21工程地質條件Tab.4 The geological condition of Binhai offshore wind power project JT21

3 結果分析

3.1 Su計算方法選用

由前文分析可知：根據有效錐尖阻力法計算時，國內尚未有公式能有效計算參數Nke；根據超孔隙水壓計算時，計算結果較為離散，在該海上風電場項目中，部分u2實測值小于0，將導致預測情況不理想；歸一化錐尖阻力計算方法更適用于砂性土，而非黏性土。因此，計算黏性土不排水抗剪強度通常采用修正錐尖阻力法、凈錐尖阻力法（NGI規范法）以及應力歷史法。其中，采用修正錐尖阻力法計算時，經驗圓錐系數Nkt取值分別以Robertson［13］上下限值法（Nkt=10，Nkt=18）、Mayne 和Peuchen［24］法進行計算。選取鉆孔JT21 作為代表性CPTU試驗結果，不同計算方法得到的黏性土不排水抗剪強度Su與深度關系如圖2所示。

圖2 鉆孔JT21不同方法計算黏性土不排水抗剪強度與深度關系Fig.2 Profile of calculated undrained shear strength with depth from JT21

3.2 計算強度與實測強度對比

4 種不同土工試驗實測值與CPTU 計算強度Su的關系如圖3 所示：UU 試驗、MVST 試驗值與NGI 規范法計算值接近；Mayne 和Peuchen、Robertson 上限值（Nkt=10 時）計算結果與部分土工試驗實測值相比偏大。總體而言，利用CPTU 數據計算所得海相黏土不排水抗剪強度與土工試驗數據相吻合，可以有效對江蘇地區海洋黏土的土體不排水抗剪強度進行評估。

圖3 鉆孔JT21黏性土不排水抗剪強度與深度關系（包含土工試驗）Fig.3 Relationship between undrained shear strength of clay and depth from JT21 (contain geotechnical tests)

由于土性差異及取樣擾動等原因，土工試驗得到不排水抗剪強度值有一定的離散性，但總體仍有一定規律。這里的CQ 試驗、CU 試驗的土樣經過了預固結，土體強度有所提高，由圖3 可見，室內CQ 試驗、CU 試驗確定的不排水抗剪強度值要普遍大于UU試驗，因此，前2種試驗一定程度上消減了土樣擾動的不利影響。MVST試驗得到的黏性土不排水抗剪強度值與三軸UU試驗值相近，反映了微型十字板手動控制操作的測試精度不足。

中下部土體的土工試驗成果指標的離散性要大于上部土體，反映了土工試驗使用的深部土試樣可能存在一定的擾動性，一定程度上與CPTU 方法擬合結果離散性相契合。此外，中下部土體CPTU 方法擬合值要明顯高于大部分的土工試驗及微型十字板試驗結果，這反映了深部土體原位狀態下的超固結性和取樣后的擾動性。

4 黏性土Su本土化解釋方法

CPTU 計算不排水抗剪強度方法中，關鍵在于經驗參數的選取，如采用應力歷史法進行解釋時，若按推薦范圍取值，由CPTU 方法擬合的土體OCR 顯著偏大，地基中上部新近沉積的淤泥質土也揭示為超固結土，這與區域沉積歷史嚴重不符，因此采用CPTU 方法時，根據土工試驗成果等對經驗參數的校正標定尤為重要。

經前文驗證，修正錐尖阻力法以及應力歷史法最適宜用于該地區海上風電場項目，其中，修正錐尖阻力法中經驗圓錐系數Nkt以及應力歷史法中經驗參數a、b、k具有一定的區域性，這里旨在提供最適應該場地的改進計算公式，對該場地的上述4個參數進行本土化解釋。

選用該場地5 個不同風機機位處鉆孔的靜力觸探數據進行分析，利用二次開發編程語言規劃求解進行數據處理和分析CPTU 解釋黏性土不排水抗剪強度計算公式。其原理是采用數值解法求解目標函數最優化解問題，對自變量進行條件約束，以求得適合條件的最優解。本研究選用非線性GRG（generalized reduced gradient）求解法，用于處理光滑非線性規劃問題。采用包括均方根偏差（root mean squared error）RRMSD、納什效率系數（nash-sutcliffe efficiency coefficient）NNSE和決定系數（coefficient of determination）R23 個評價因子，開展了CPT/CPTU精準化解釋土體參數的評價與研究，評價因子計算結果如表5及表6所示。

表5 不排水抗剪強度Su評價因子值（修正錐尖阻力法）Tab.5 The evaluation factor value of undrained shear strength Su (corrected cone tip resistance method)

表6 不排水抗剪強度Su評價因子值（應力歷史法）Tab.6 The evaluation factor value of undrained shear strength Su (stress history method)

表5 中修正錐尖阻力法經驗系數Nkt=11.97 是根據5 個鉆孔土樣室內三軸CU 試驗值，利用規劃求解，通過令NNSE值趨于1，并利用RRMSD、R2評價因子進行輔助分析得到的最優解，主要用于評價時的對比分析。國外海上風電工程在進行基礎設計時，對于設計使用的土體參數，除根據綜合方法建議的最優值（中值）外，通常需要考慮參數的上、下限值等，因此下文中將經驗圓錐系數Nkt上、下限值分別取14、10，以適用于不同的設計工況條件，并將Mayne 和Peuchen［24］計算評價因子納入對比。表6 中應力歷史法經驗系數a=0.30，b=0.69，k=0.13是根據室內三軸CU 試驗值，利用規劃求解，適當放寬參數取值范圍，確定初始約束條件，令NNSE值趨于1，得到的最優解。

修正錐尖阻力法中的經驗系數Nkt分別取為11.97、10、14時，評價因子R2的計算值均相等，但NNSE和RRMSD計算值不同；Nkt=11.97 時，其評價因子RRMSD接近于0，NNSE最接近于1，評價結果最優，說明當以三軸CU 試驗成果作為擬合基礎數據時，在Nkt的上述3 種取值中，Nkt=11.97 時最合理。此外，利用Mayne 和Peuchen［24］方法計算Nkt時，其評價因子計算結果的評價效果尚可，但考慮到實際靜探時部分計算值為負值，此時該方法的適用性存在一定問題。

對于應力歷史法中的經驗系數a、b、k值分別取為0.30、0.69、0.13 和0.21、1.20、0.35 的情況，前者記為應力歷史法（初始預測模型），后者記為應力歷史法（修正預測模型）。后者的RRMSD更接近于0，NNSE更接近于1，評價結果更優。

綜合表5 和表6 計算結果可知：應力歷史法（修正預測模型）的評價因子R2更接近1，說明該模型預測效果在表中6種基于不同經驗系數值的方法中最優；而修正錐尖阻力法取Nkt=11.97時的模型預測效果次之。

按照規劃求解方法可以確定各方法的RRMSD值較偏離0 值，NNSE值更接近0，而非1，R2計算結果更接近于0，上述情況均說明經驗公式的擬合效果不佳。其原因在于經驗圓錐系數Nkt具有一定的區域性，通常適用于黏性土，與塑性指數密切相關，而該場地黏土層大多夾粉土、粉砂、貝殼，將導致公式計算結果存在誤差。

以凈錐尖阻力qnet來分析計算靜探數據與黏性土不排水抗剪強度關系，由圖4可見，基于CPTU 計算Su的修正后預測結果較修正前與土工試驗實測值更吻合，反映了CPTU試驗數據與Su之間良好的映射關系。

圖4 黏性土不排水抗剪強度Su與凈錐尖阻力qnet關系Fig.4 Relationship between undrained shear strength Su of clay and net cone tip resistance qnet

將規劃求解所得經驗系數Nkt=11.97、a=0.30、b=0.69、k=0.13代入JT21風機以驗證其適用性，JT21風機地段不排水抗剪強度Su如圖5所示。由圖5可知，貫入深度小于30 m 與貫入深度大于30 m 處不排水抗剪強度變化值較大。由此可見，依據修正錐尖阻力法以及應力歷史法均會出現預測值與土工試驗實測值相差較大的情況。

圖5 JT21黏性土不排水抗剪強度Su與深度h關系Fig.5 Relationship between undrained shear strength Su of clay and depth h from JT21

采用應力歷史法進行計算時，因涉及參數較多，實際上包含了計算土體超固結比O值的過程，會對計算結果精度產生一定的影響。因此，當基于室內三軸CU 試驗成果時，這里推薦采用修正錐尖阻力法進行江蘇海域黏性土不排水抗剪強度上限值的預測，其中經驗圓錐系數Nkt推薦取值為11.97，上下限分別為10、14。

5 結 語

基于濱海某海上風電場項目，對已有的CPTU 預測黏性土不排水抗剪強度公式進行總結，通過規劃求解驗證了原有公式的有效性，并且基于三軸固結不排水CU試驗數據改進了原有公式的參數，得出以下結論：

1）將該地區海洋黏性土CPTU 鉆孔數據代入國內外基于CPTU 計算黏性土不排水抗剪強度公式進行計算，與土工試驗結果進行對比驗證后得出國內外公式在該場地具有一定適用性，基于CPTU 的土體參數計算公式能夠在避免土樣擾動的基礎上得到地層剖面上連續的Su值，較為經濟便捷，但仍需根據區域場地情況對其中經驗系數進行相應的調整以適應江蘇海域場地需求。

2）通過約束評價因子NNSE趨向1，在此基礎上調整原始公式經驗系數得到修正預測模型，采用R2、RRMSD、NNSE三個評價因子對修正前后CPTU計算黏性土計算公式進行評價，評價結果顯示修正預測模型的計算值相較于原始公式計算值更接近CU試驗實測值，可用作估算黏性土不排水抗剪強度上限值。

3）通過對比三軸CU試驗數據并分析評價因子，對于江蘇海域場地，修正錐尖阻力法圓錐經驗系數Nkt取11.97最優，上下限分別為10、14，應力歷史法經驗參數a、b、k分別取0.21、1.20、0.35更符合該場地實際情況，并且考慮到應力歷史法所涉及參數較多，實際工程中應優先考慮采用修正錐尖阻力法計算黏性土不排水抗剪強度。

4）CPTU 測試計算結果與三軸CU 試驗的相關性不顯著，反映了黏土中含粉質、砂質夾層對不排水抗剪強度計算值的影響，因此對于砂性土、粉性土含量較高的黏性土不排水抗剪強度計算公式仍需進一步研究。