5．2．4 大面积压实填土地基，是指填土宽度大于基础宽度两倍的质量控制严格的填土地基，质量控制不满足要求的填土地基深度修正系数应取1.0。
    目前建筑工程大量存在着主裙楼一体的结构，对于主体结构地基承载力的深度修正，宜将基础底面以上范围内的荷载，按基础两侧的超载考虑，当超载宽度大于基础宽度两倍时，可将超载折算成土层厚度作为基础埋深，基础两侧超载不等时，取小值。

5．2．5 根据土的抗剪强度指标确定地基承载力的计算公式，条件原为均布压力。当受到较大的水平荷载而使合力的偏心距过大时，地基反力分布将很不均匀，根据规范要求p_kmax≤1.2ƒ_a的条件，将计算公式增加一个限制条件为：当偏心距e≤0.033b时，可用该式计算。相应式中的抗剪强度指标c、φ，要求采用附录E求出的标准值。

5．2．6 岩石地基的承载力一般较土高得多。本条规定：“用岩石地基载荷试验确定”。但对完整、较完整和较破碎的岩体可以取样试验时，可以根据饱和单轴抗压强度标准值，乘以折减系数确定地基承载力特征值。
    关键问题是如何确定折减系数。岩石饱和单轴抗压强度与地基承载力之间的不同在于：第一，抗压强度试验时，岩石试件处于无侧限的单轴受力状态；而地基承载力则处于有围压的三轴应力状态。如果地基是完整的，则后者远远高于前者。第二，岩块强度与岩体强度是不同的，原因在于岩体中存在或多或少、或宽或窄、或显或隐的裂隙，这些裂隙不同程度地降低了地基的承载力。显然，越完整、折减越少；越破碎，折减越多。由于情况复杂，折减系数的取值原则上由地方经验确定，无经验时，按岩体的完整程度，给出了一个范围值。经试算和与已有的经验对比，条文给出的折减系数是安全的。
    至于“破碎”和“极破碎”的岩石地基，因无法取样试验，故不能用该法确定地基承载力特征值。
    岩样试验中，尺寸效应是一个不可忽视的因素。本规范规定试件尺寸为ф50mm×100mm。

5．2．7 本规范1974版中规定了矩形基础和条形基础下的地基压力扩散角(压力扩散线与垂直线的夹角)，一般取22°，当土层为密实的碎石土，密实的砾砂、粗砂、中砂以及坚硬和硬塑状态的黏土时，取30°。当基础底面至软弱下卧层顶面以上的土层厚度小于或等于1/4基础宽度时，可按0°计算。
    双层土的压力扩散作用有理论解，但缺乏试验证明，在1972年开始编制地基规范时主要根据理论解及仅有的一个由四川省科研所提供的现场载荷试验。为慎重起见，提出了上述的应用条件。在89版修订规范时，由天津市建研所进行了大批室内模型试验及三组野外试验，得到一批数据。由于试验局限在基宽与硬层厚度相同的条件，对于大家希望解决的较薄硬土层的扩散作用只有借助理论公式探求其合理应用范围。以下就修改补充部分进行说明：
    天津建研所完成了硬层土厚度z等于基宽b时硬层的压力扩散角试验，试验共16组，其中野外载荷试验2组，室内模型试验14组，试验中进行了软层顶面处的压力测量。
    试验所选用的材料，室内为粉质黏土、淤泥质黏土，用人工制备。野外用煤球灰及石屑。双层土的刚度指标用α＝E_s1/E_s2控制，分别取α＝2、4、5、6等。模型基宽为360mm及200mm两种，现场压板宽度为1410mm。
    现场试验下卧层为煤球灰，变形模量为2.2MPa，极限荷载60kPa，按s＝0.015b≈21.1mm时所对应的压力仅仅为40kPa。(图5，曲线1)。上层硬土为振密煤球灰及振密石屑，其变形模量为10.4MPa及12.7MPa，这两组试验α＝5、6，从图5曲线中可明显看到：当z＝b时，α＝5、6的硬层有明显的压力扩散作用，曲线2所反映的承载力为曲线1的3.5倍，曲线3所反映的承载力为曲线1的4.25倍。
    室内模型试验：硬层为标准砂，e＝0.66，E_s＝11.6MPa～14.8MPa；下卧软层分别选用流塑状粉质黏土，变形模量在4MPa左右；淤泥质土变形模量为2.5MPa左右。从载荷试验曲线上很难找到这两类土的比例界线值，见图6，曲线1流塑状粉质黏土s＝5Omm时的强度仅20kPa。作为双层地基，当α＝2，s＝50mm时的强度为56kPa(曲线2)，α＝4时为70kPa(曲线3)，α＝6时为96kPa(曲线4)。虽然按同一下沉量来确定强度是欠妥的，但可反映垫层的扩散作用，说明θ值愈大，压力扩散的效果愈显著。
    关于硬层压力扩散角的确定一般有两种方法，一种是取承载力比值倒算θ角，另一种是采用实测压力比值，天津建研所采用后一种方法，取软层顶三个压力实测平均值作为扩散到软层上的压力值，然后按扩散角公式求θ值。
    从图6中可以看出p-θ曲线上按实测压力求出的θ角随荷载增加迅速降低，到硬土层出现开裂后降到最低值。

图5 现场载荷试验p-s曲线
1—原有煤球灰地基；2—振密煤球灰地基；3—振密土石屑地基
 
图6 室内模型试验p-s曲线p-θ曲线
注：α＝2、4时，下层土模量为4.0MPa；α＝6时，下层土模量为2.9MPa。

    根据平面模型实测压力计算的θ值分别为：α＝4时，θ＝24.67°；α＝5时，θ＝26.98°；α＝6时，θ＝27.31°；均小于30°，而直观的破裂角却为30°(图7)。

图7 双层地基试验α-θ口曲线
△—室内试验；○—现场试验

    现场载荷试验实测压力值见表3。

表3 现场实测压力

按表3实测压力做图8，可以看出，当荷载增加到a点后，传到软土顶界面上的压力急骤增加，即压力扩散角迅速降低，到b点时，α＝5时为28.6°，α＝6时为28°，如果按a点所对应的压力分别为180kPa、240kPa，其对应的扩散角为30.34°及36.85°，换言之，在p-s曲线中比例界限范围内的θ 角比破坏时略高。
    为讨论这个问题，在缺乏试验论证的条件下，只能借助已有理论解进行分析。
    根据叶戈罗夫的平面问题解答，条形均布荷载下双层地基中点应力p_z的应力系数是k_z见表4。

图8 载荷板压力p_O与界面压力p_z关系

表4 条形基础中点地基应力系数

z/b	v＝1．0	v＝5．0	v＝10．0	v＝15．0
0．0	1．00	1．00	1．00	1．00
0．25	1．02	0．95	0．87	0．82
0．50	0．90	0．69	0．58	0．52
1．00	0．60	0．41	0．33	0．29

    注：

    E_s1——硬土层土的变形模量；
    E_s2——下卧软土层的变形模量。
    换算为α时，v＝5.0 大约相当 α＝4；
              v＝10.0大约相当 α＝7～8；
              v＝15.0大约相当 α＝12。
    将应力系数换算为压力扩散角可建表如下：

表5 压力扩散角θ

z/b	v＝1.0， α＝1	v＝5.0， α≈4	v＝10.0， α≈7～8	v＝15.0， α≈12
0．00	—	—	—	—
0．25	0	5．94°	16．63°	23．7°
0．50	3．18°	24．0°	35．0°	42．0°
1．00	18．43°	35.73°	45．43°	50．75°

    从计算结果分析，该值与图6所示试验值不同，当压力小时，试验值大于理论值，随着压力增加，试验值逐渐减小。到接近破坏时，试验值趋近于25°，比理论值小50％左右，出现上述现象的原因可能是理论值只考虑土直线变形段的应力扩散，当压板下出现塑性区即载荷试验出现拐点后，土的应力应变关系已呈非线性性质，当下卧层土较差时，硬层挠曲变形不断增加，直到出现开裂。这时压力扩散角取决于上层土的刚性角逐渐达到某一定值。从地基承载力的角度出发，采用破坏时的扩散角验算下卧层的承载力比较安全可靠，并与实测土的破裂角度相当。因此，在采用理论值计算时，θ大于30°的均以30°为限，θ小于30°的则以理论计算值为基础；求出z＝0.25b时的扩散角，见图9。

图9 z＝0．25b时α-θ曲线(计算值)

    从表5可以看到z＝0.5b时，扩散角计算值均大于z＝6时图7所给出的试验值。同时，z＝0.5b时的扩散角不宜大于z＝b时所得试验值。故z＝0.5b时的扩散角仍按z＝b时考虑，而大于0.5b时扩散角亦不再增加。从试验所示的破裂面的出现以及任一材料都有一个强度限值考虑，将扩散角限制在一定范围内还是合理的。综上所述，建议条形基础下硬土层地基的扩散角如表6所示。

表6 条形基础压力扩散角

Es1/Es2	z＝0．25b	z＝0．5b
3	6°	23°
5	10°	25°
10	20°	30°

    关于方形基础的扩散角与条形基础扩散角，可按均质土中的压力扩散系数换算，见表7。

表7扩散角对照

从表7可以看出，在相等的均布压力作用下，压力扩散系数差别很大，但在z/b在1.0以内时，方形基础与条形基础的扩散角相差不到2°，该值与建表误差相比已无实际意义，故建议采用相同值。

5．1．3 本条为强制性条文。除岩石地基外，位于天然土质地基上的高层建筑筏形或箱形基础应有适当的埋置深度，以保证筏形和箱形基础的抗倾覆和抗滑移稳定性，否则可能导致严重后果，必须严格执行。
    随着我国城镇化进程，建设土地紧张，高层建筑设地下室，不仅满足埋置深度要求，还增加使用功能，对软土地基还能提高建筑物的整体稳定性，所以一般情况下高层建筑宜设地下室。

5．1．4 本条给出的抗震设防区内的高层建筑筏形和箱形基础埋深不宜小于建筑物高度的1/15，是基于工程实践和科研成果。北京市勘察设计研究院张在明等在分析北京八度抗震设防区内高层建筑地基整体稳定性与基础埋深的关系时，以二幢分别为15层和25层的建筑，考虑了地震作用和地基的种种不利因素，用圆弧滑动面法进行分析，其结论是：从地基稳定的角度考虑，当25层建筑物的基础埋深为1.8m时，其稳定安全系数为1.44，如埋深为3.8m(1/17.8)时，则安全系数达到1.64。对位于岩石地基上的高层建筑筏形和箱形基础，其埋置深度应根据抗滑移的要求来确定。

5．1．6 在城市居住密集的地方往往新旧建筑物距离较近，当新建建筑物与原有建筑物距离较近，尤其是新建建筑物基础埋深大于原有建筑物时，新建建筑物会对原有建筑物产生影响，甚至会危及原有建筑物的安全或正常使用。为了避免新建建筑物对原有建筑物的影响，设计时应考虑与原有建筑物保持一定的安全距离，该安全距离应通过分析新旧建筑物的地基承载力、地基变形和地基稳定性来确定。通常决定建筑物相邻影响距离大小的因素，主要有新建建筑物的沉降量和原有建筑物的刚度等。新建建筑物的沉降量与地基土的压缩性、建筑物的荷载大小有关，而原有建筑物的刚度则与其结构形式、长高比以及地基土的性质有关。本规范第7．3．3条为相邻建筑物基础间净距的相关规定，这是根据国内55个工程实例的调查和分析得到的，满足该条规定的净距要求一般可不考虑对相邻建筑的影响。
    当相邻建筑物较近时，应采取措施减小相互影响：1尽量减小新建建筑物的沉降量；2新建建筑物的基础埋深不宜大于原有建筑基础；3选择对地基变形不敏感的结构形式；4采取有效的施工措施，如分段施工、采取有效的支护措施以及对原有建筑物地基进行加固等措施。

5．1．7 “场地冻结深度”在本规范2002版中称为“设计冻深”，其值是根据当地标准冻深，考虑建设场地所处地基条件和环境条件，经修正后采取的更接近实际的冻深值。本次修订将“设计冻深”改为“场地冻结深度”，以使概念更加清晰准确。
    附录F《中国季节性冻土标准冻深线图》是在标准条件下取得的，该标准条件即为标准冻结深度的定义：地下水位与冻结锋面之间的距离大于2m，不冻胀黏性土，地表平坦、裸露，城市之外的空旷场地中，多年实测(不少于十年)最大冻深的平均值。由于建设场地通常不具备上述标准条件，所以标准冻结深度一般不直接用于设计中，而是要考虑场地实际条件将标准冻结深度乘以冻深影响系数，使得到的场地冻深更接近实际情况。公式5．1．7中主要考虑了土质系数、湿度系数、环境系数。
    土质对冻深的影响是众所周知的，因岩性不同其热物理参数也不同，粗颗粒土的导热系数比细颗粒土的大。因此，当其他条件一致时，粗颗粒土比细颗粒土的冻深大，砂类土的冻深比黏性土的大。我国对这方面问题的实测数据不多，不系统，前苏联1974年和1983年《房屋及建筑物地基》设计规范中有明确规定，本规范采纳了他们的数据。
    土的含水量和地下水位对冻深也有明显的影响，因土中水在相变时要放出大量的潜热，所以含水量越多，地下水位越高(冻结时向上迁移水量越多)，参与相变的水量就越多，放出的潜热也就越多，由于冻胀土冻结的过程也是放热的过程，放热在某种程度上减缓了冻深的发展速度，因此冻深相对变浅。
    城市的气温高于郊外，这种现象在气象学中称为城市的“热岛效应”。城市里的辐射受热状况发生改变(深色的沥青屋顶及路面吸收大量阳光)，高耸的建筑物吸收更多的阳光，各种建筑材的热容量和传热量大于松土。据计算，城市接受的太阳辐射量比郊外高出10％～30％，城市建筑物和路面传送热量的速度比郊外湿润的砂质土壤快3倍，工业排放、交通车辆排放尾气，人为活动等都放出很多热量，加之建筑群集中，风小对流差等，使周围气温升高。这些都导致了市区冻结深度小于标准冻深，为使设计时采用的冻深数据更接近实际，原规范根据国家气象局气象科学研究院气候所、中国科学院、北京地理研究所气候室提供的数据，给出了环境对冻深的影响系数，经多年使用没有问题，因此本次修订对此不作修改，但使用时应注意，此处所说的城市(市区)是指城市集中区，不包括郊区和市属县、镇。
    冻结深度与冻土层厚度两个概念容易混淆，对不冻胀土二者相同，但对冻胀性土，尤其强冻胀以上的土，二者相差颇大。对于冻胀性土，冬季自然地面是随冻胀量的加大而逐渐上抬的，此时钻探(挖探)量测的冻土层厚度包含了冻胀量，设计基础埋深时所需的冻深值是自冻前自然地面算起的，它等于实测冻土层厚度减去冻胀量，为避免混淆，在公式5．1．7中予以明确。
    关于冻深的取值，尽量应用当地的实测资料，要注意个别年份挖探一个、两个数据不能算实测数据，多年实测资料(不少于十年)的平均值才为实测数据。

5．1．8 季节冻土地区基础合理浅埋在保证建筑安全方面是可以实现的，为此冻土学界从20世纪70年代开始做了大量的研究实践工作，取得了一定的成效，并将浅埋方法编入规范中。本次规范修订保留了原规范基础浅埋方法，但缩小了应用范围，将基底允许出现冻土层应用范围控制在深厚季节冻土地区的不冻胀、弱冻胀和冻胀土场地，修订主要依据如下：
    1 原规范基础浅埋方法目前实际设计中使用不普遍。从本规范1974版、1989版到2002版，根据当时国情和低层建筑较多的情况，为降低基础工程费用，规范都给出了基础浅埋方法，但目前在实际应用中实施基础浅埋的工程比例不大。经调查了解，我国浅季节冻土地区(冻深小于1m)除农村低层建筑外基本没有实施基础浅埋。中厚季节冻土地区(冻深在1m～2m之间)多层建筑和冻胀性较强的地基也很少有浅埋基础，基础埋深多数控制在场地冻深以下。在深厚季节性冻土地区(冻深大于2m)冻胀性不强的地基上浅埋基础较多。浅埋基础应用不多的原因一是设计者对基础浅埋不放心；二是多数勘察资料对冻深范围内的土层不给地基基础设计参数；三是多数情况冻胀性土层不是适宜的持力层。
    2 随着国家经济的发展，人们对基础浅埋带来的经济效益与房屋建筑的安全性、耐久性之间，更加重视房屋建筑的安全性、耐久性。
    3 基础浅埋后如果使用过程中地基浸水，会造成地基土冻胀性的增强，导致房屋出现冻胀破坏。此现象在采用了浅埋基础的三层以下建筑时有发生。
    4 冻胀性强的土融化时的冻融软化现象使基础出现短时的沉陷，多年累积可导致部分浅埋基础房屋使用20年～30年后室内地面低于室外地面，甚至出现进屋下台阶现象。
    5 目前西欧、北美、日本和俄罗斯规范规定基础埋深均不小于冻深。
    鉴于上述情况，本次规范修订提出在浅季节冻土地区、中厚季节冻土地区和深厚季节冻土地区中冻胀性较强的地基不宜实施基础浅埋，在深厚季节冻土地区的不冻胀、弱冻胀、冻胀土地基可以实施基础浅埋，并给出了基底最大允许冻土层厚度表。该表是原规范表保留了弱冻胀、冻胀土数据基础上进行了取整修改。

5．1．9 防切向冻胀力的措施如下：
    切向冻胀力是指地基土冻结膨胀时产生的其作用方向平行基础侧面的冻胀力。基础防切向冻胀力方法很多，采用时应根据工程特点、地方材料和经验确定。以下介绍3种可靠的方法。
    (一)基侧填砂
    用基侧填砂来减小或消除切向冻胀力，是简单易行的方法。地基土在冻结膨胀时所产生的冻胀力通过土与基础牢固冻结在一起的剪切面传递，砂类土的持水能力很小，当砂土处在地下水位之上时，不但为非饱和土而且含水量很小，其力学性能接近松散冻土，所以砂土与基础侧表面冻结在一起的冻结强度很小，可传递的切向冻胀力亦很小。在基础施工完成后回填基坑时在基侧外表(采暖建筑)或四周(非采暖建筑)填入厚度不小于100mm的中、粗砂，可以起到良好的防切向冻胀力破坏的效果。本次修订将换填厚度由原来的100mm改为200mm，原因是100mm施工困难，且容易造成换填层不连续。
    (二)斜面基础
    截面为上小下大的斜面基础就是将独立基础或条形基础的台阶或放大脚做成连续的斜面，其防切向冻胀力作用明显，但它容易被理解为是用下部基础断面中的扩大部分来阻止切向冻胀力将基础抬起，这种理解是错误的。现对其原理分析如下：
    在冬初当第一层土冻结时，土产生冻胀，并同时出现两个方向膨胀：沿水平方向膨胀基础受一水平作用力H₁；垂直方向上膨胀基础受一作用力V₁。V₁可分解成两个分力，即沿基础斜边的τ₁₂和沿基础斜边法线方向的N₁₂，τ₁₂即是由于土有向上膨胀趋势对基础施加的切向冻胀力，N₁₂是由于土有向上膨胀的趋势对基础斜边法线方向作用的拉应力。水平冻胀力H₁也可分解成两个分力，其一是τ₁₁，，其二是N₁₁，τ₁₁是由于水平冻胀力的作用施加在基础斜边上的切向冻胀力，N₁₁则是由于水平冻胀力作用施加在基础斜边上的正压力(见图1受力分布图)。此时，第一层土作用于基侧的切向冻胀力为τ₁=τ₁₁＋τ₁₂，正压力N₁=N₁₁－N₁₂。由于N₁₂为正拉力，它的存在将降低基侧受到的正压力数值。当冻结界面发展到第二层土时，除第一层的原受力不变之外又叠加了第二层土冻胀时对第一层的作用，由于第二层土冻胀时受到第一层的约束，使第一层土对基侧的切向冻胀力增加至τ₁=τ₁₁＋τ₁₂＋τ₂₂，而且当冻结第二层土时第一层土所处位置的土温又有所降低，土在产生水平冻胀后出现冷缩，令冻土层的冷缩拉力为N_C，此时正压力为N₁=N₁₁－N₁₂－N_C。当冻层发展到第三层土时，第一、二层重又出现一次上述现象。

图1 斜面基础基侧受力分布图
1—冻后地面；2—冻前地面

    由以上分析可以看出，某层的切向冻胀力随冻深的发展而逐步增加，而该层位置基础斜面上受到的冻胀压应力随冻深的发展数值逐渐变小，当冻深发展到第n层，第一层的切向冻胀力超过基侧与土的冻结强度时，基础便与冻土产生相对位移，切向冻胀力不再增加而下滑，出现卸荷现象。N₁由一开始冻结产生较大的压应力，随着冻深向下发展、土温的降低、下层土的冻胀等作用，拉应力分量在不断地增长，当达到一定程度，N₁由压力变成拉力，所以当达到抗拉强度极限时，基侧与土将开裂，由于冻土的受拉呈脆性破坏，一旦开裂很快延基侧向下延伸扩展，这一开裂，使基础与基侧土之间产生空隙，切向冻胀力也就不复存在了。
    应该说明的是，在冻胀土层范围之内的基础扩大部分根本起不到锚固作用，因在上层冻胀时基础下部所出现的锚固力，等冻深发展到该层时，随着该层的冻胀而消失了，只有处在下部未冻土中基础的扩大部分才起锚固作用，但我们所说的浅埋基础根本不存在这一伸入未冻土层中的部分。
    在闫家岗冻土站不同冻胀性土的场地上进行了多组方锥形(截头锥)桩基础的多年观测，观测结果表明，当β 角大于等于9°时，基础即是稳定的，见图2。基础稳定的原因不是由于切向冻胀力被下部扩大部分给锚住，而是由于在倾斜表面上出现拉力分量与冷缩分量叠加之后的开裂，切向冻胀力退出工作所造成的，见图3的试验结果。

图2 斜面基础的抗冻拔试验
1—基础冻拔量(cm)；2—β(°)

（a）冻前     （b）冻后
图3 斜面基础的防冻胀试验1—空隙

    用斜面基础防切向冻胀力具有如下特点：
    1 在冻胀作用下基础受力明确，技术可靠。当其倾斜角β大于等于9°时，将不会出现因切向冻胀力作用而导致的冻害事故发生。
    2 不但可以在地下水位之上，也可在地下水位之下应用。
    3 耐久性好，在反复冻融作用下防冻胀效果不变。
    4 不用任何防冻胀材料就可解决切向冻胀问题。
    该种基础施工时比常规基础复杂，当基础侧面较粗糙时，可用水泥砂浆将基础侧面抹平。
    (三)保温基础
    在基础外侧采取保温措施是消除切向冻胀力的有效方法。日本称其为“裙式保温法”，20世纪90年代开始在北海道进行研究和实践，取得了良好的效果。该方法可在冻胀性较强、地下水位较高的地基中使用，不但可以消除切向冻胀力，还可以减少地面热损耗，同时实现基础浅埋。
    基础保温方法见图4。保温层厚度应根据地区气候条件确定，水平保温板上面应有不小于300mm厚土层保护，并有不小于5％的向外排水坡度，保温宽度应不小于自保温层以下算起的场地冻结深度。

图4 保温基础示意
1—室外地面；2—采暖室内地面；3—苯板保温层；4—实际冻深线；5—原场地冻深线

4．2．1 静力触探、动力触探、标准贯入试验等原位测试，用于确定地基承载力，在我国已有丰富经验，可以应用，故列入本条，并强调了必须有地区经验，即当地的对比资料。同时还应注意，当地基基础设计等级为甲级和乙级时，应结合室内试验成果综合分析，不宜单独应用。
    本规范1974版建立了土的物理力学性指标与地基承载力关系，本规范1989版仍保留了地基承载力表，列入附录，并在使用上加以适当限制。承载力表使用方便是其主要优点，但也存在一些问题。承载力表是用大量的试验数据，通过统计分析得到的。我国各地土质条件各异，用几张表格很难概括全国的规律。用查表法确定承载力，在大多数地区可能基本适合或偏保守，但也不排除个别地区可能不安全。此外，随着设计水平的提高和对工程质量要求的趋于严格，变形控制已是地基设计的重要原则，本规范作为国标，如仍沿用承载力表，显然已不适应当前的要求，本规范2002版已决定取消有关承载力表的条文和附录，勘察单位应根据试验和地区经验确定地基承载力等设计参数。

4．2．2 工程特性指标的代表值，对于地基计算至关重要。本条明确规定了代表值的选取原则。标准值取其概率分布的0.05分位数；地基承载力特征值是指由载荷试验地基土压力变形曲线线性变形段内规定的变形对应的压力值，实际即为地基承载力的允许值。

4．2．3 载荷试验是确定岩土承载力和变形参数的主要方法，本规范1989版列入了浅层平板载荷试验。考虑到浅层平板载荷试验不能解决深层土的问题，本规范2002版修订增加了深层载荷试验的规定。这种方法已积累了一定经验，为了统一操作，将其试验要点列入了本规范的附录D。 

4．2．4 采用三轴剪切试验测定土的抗剪强度，是国际上常规的方法。优点是受力条件明确，可以控制排水条件，既可用于总应力法，也可用于有效应力法；缺点是对取样和试验操作要求较高，土质不均时试验成果不理想。相比之下，直剪试验虽然简便，但受力条件复杂，无法控制排水，故本规范2002版修订推荐三轴试验。鉴于多数工程施工速度快，较接近于不固结不排水试验条件，故本规范推荐UU试验。而且，用UU试验成果计算，一般比较安全。但预压固结的地基，应采用固结不排水剪。进行UU试验时，宜在土的有效自重压力下预固结，更符合实际。
    鉴于现行国家标准《土工试验方法标准》GB/T 50123中未提出土的有效自重压力下预固结UU试验操作方法，本规范对其试验要点说明如下：
    1 试验方法适用于细粒土和粒径小于20mm的粗粒土。
    2 试验必须制备3个以上性质相同的试样，在不同的周围压力下进行试验，周围压力宜根据工程实际荷重确定。对于填土，最大一级周围压力应与最大的实际荷重大致相等。
    注：试验宜在恒温条件下进行。
    3 试样的制备应满足相关规范的要求。对于非饱和土，试样应保持土的原始状态；对于饱和土，试样应预先进行饱和。
    4 试样的安装、自重压力固结，应按下列步骤进行：
        1)在压力室的底座上，依次放上不透水板、试样及不透水试样帽，将橡皮膜用承膜筒套在试样外，并用橡皮圈将橡皮膜两端与底座及试样帽分别扎紧。
        2)将压力室罩顶部活塞提高，放下压力室罩，将活塞对准试样中心，并均匀地拧紧底座连接螺母。向压力室内注满纯水，待压力室顶部排气孔有水溢出时，拧紧排气孔，并将活塞对准测力计和试样顶部。
        3)将离合器调至粗位，转动粗调手轮，当试样帽与活塞及测力计接近时，将离合器调至细位，改用细调手轮，使试样帽与活塞及测力计接触，装上变形指示计，将测力计和变形指示计调至零位。
        4)开周围压力阀，施加相当于自重压力的周围压力。
        5)施加周围压力1h后关排水阀。
        6)施加试验需要的周围压力。
    5 剪切试样应按下列步骤进行：
        1)剪切应变速率宜为每分钟应变0.5％～1.0％。
        2)启动电动机，合上离合器，开始剪切。试样每产生0.3％～0.4％的轴向应变(或0.2mm变形值)，测记一次测力计读数和轴向变形值。当轴向应变大于3％时，试样每产生0.7％～0.8％的轴向应变(或0.5mm变形值)，测记一次。
        3)当测力计读数出现峰值时，剪切应继续进行到轴向应变为15％～20％。 
        4)试验结束，关电动机，关周围压力阀，脱开离合器，将离合器调至粗位，转动粗调手轮，将压力室降下，打开排气孔，排除压力室内的水，拆卸压力室罩，拆除试样，描述试样破坏形状，称试样质量，并测定含水率。
    6 试验数据的计算和整理应满足相关规范要求。
    室内试验确定土的抗剪强度指标影响因素很多，包括土的分层合理性、土样均匀性、操作水平等，某些情况下使试验结果的变异系数较大，这时应分析原因，增加试验组数，合理取值。

4．2．5 土的压缩性指标是建筑物沉降计算的依据。为了与沉降计算的受力条件一致，强调施加的最大压力应超过土的有效自重压力与预计的附加压力之和，并取与实际工程相同的压力段计算变形参数。
    考虑土的应力历史进行沉降计算的方法，注意了欠压密土在土的自重压力下的继续压密和超压密土的卸荷再压缩，比较符合实际情况，是国际上常用的方法，应通过高压固结试验测定有关参数。

4．1．2～4．1．4 岩石的工程性质极为多样，差别很大，进行工程分类十分必要。
    岩石的分类可以分为地质分类和工程分类。地质分类主要根据其地质成因、矿物成分、结构构造和风化程度，可以用地质名称加风化程度表达，如强风化花岗岩、微风化砂岩等。这对于工程的勘察设计确是十分必要的。工程分类主要根据岩体的工程性状，使工程师建立起明确的工程特性概念。地质分类是一种基本分类，工程分类应在地质分类的基础上进行，目的是为了较好地概括其工程性质，便于进行工程评价。
    本规范2002版除了规定应确定地质名称和风化程度外，增加了“岩石的坚硬程度”和“岩体的完整程度”的划分，并分别提出了定性和定量的划分标准和方法，对于可以取样试验的岩石，应尽量采用定量的方法，对于难以取样的破碎和极破碎岩石，可用附录A的定性方法，可操作性较强。岩石的坚硬程度直接和地基的强度和变形性质有关，其重要性是无疑的。岩体的完整程度反映了它的裂隙性，而裂隙性是岩体十分重要的特性，破碎岩石的强度和稳定性较完整岩石大大削弱，尤其对边坡和基坑工程更为突出。将岩石的坚硬程度和岩体的完整程度各分五级。划分出极软岩十分重要，因为这类岩石常有特殊的工程性质，例如某些泥岩具有很高的膨胀性；泥质砂岩、全风化花岗岩等有很强的软化性(饱和单轴抗压强度可等于零)；有的第三纪砂岩遇水崩解，有流砂性质。划分出极破碎岩体也很重要，有时开挖时很硬，暴露后逐渐崩解。片岩各向异性特别显著，作为边坡极易失稳。
    破碎岩石测岩块的纵波波速有时会有困难，不易准确测定，此时，岩块的纵波波速可用现场测定岩性相同但岩体完整的纵波波速代替。
    这些内容本次修订保留原规范内容。

4．1．6 碎石土难以取样试验，规范采用以重型动力触探锤击数N_63.5为主划分其密实度，同时可采用野外鉴别法，列入附录B。
    重型圆锥动力触探在我国已有近50年的应用经验，各地积累了大量资料。铁道部第二设计院通过筛选，采用了59组对比数据，包括卵石、碎石、圆砾、角砾，分布在四川、广西、辽宁、甘肃等地，数据经修正(表1)，统计分析了N_63.5与地基承载力关系(表2)。

表1 修正系数

注：L为杆长。

表2 N_63．5与承载力的关系

N63．5	3	4	5	6	8	10	12	14	16	18	20	22	24	26	28	30	35	40
σ0(kPa)	140	170	200	240	320	400	480	540	600	660	720	780	830	870	900	930	970	1000

注：1 适用的深度范围为1m～20m；
           2 表内的N_63．5为经修正后的平均击数。

    表1的修正，实际上是对杆长、上覆土自重压力、侧摩阻力的综合修正。
    过去积累的资料基本上是N_63．5与地基承载力的关系，极少与密实度有关系。考虑到碎石土的承载力主要与密实度有关，故本次修订利用了表2的数据，参考其他资料，制定了本条按N_63．5划分碎石土密实度的标准。

4．1．8 关于标准贯入试验锤击数N值的修正问题，虽然国内外已有不少研究成果，但意见很不一致。在我国，一直用经过修正后的N值确定地基承载力，用不修正的N值判别液化。国外和我国某些地方规范，则采用有效上覆自重压力修正。因此，勘察报告首先提供未经修正的实测值，这是基本数据。然后，在应用时根据当地积累资料统计分析时的具体情况，确定是否修正和如何修正。用N值确定砂土密实度，确定这个标准时并未经过修正，故表4．1．8中的N值为未经过修正的数值。

4．1．11 粉土的性质介于砂土和黏性土之间。砂粒含量较多的粉土，地震时可能产生液化，类似于砂土的性质。黏粒含量较多(＞10％)的粉土不会液化，性质近似于黏性土。而西北一带的黄土，颗粒成分以粉粒为主，砂粒和黏粒含量都很低。因此，将粉土细分为亚类，是符合工程需要的。但目前，由于经验积累的不同和认识上的差别，尚难确定一个能被普遍接受的划分亚类标准，故本条未作划分亚类的明确规定。

4．1．12 淤泥和淤泥质土有机质含量为5％～10％时的工程性质变化较大，应予以重视。
    随着城市建设的需要，有些工程遇到泥炭或泥炭质土。泥炭或泥炭质土是在湖相和沼泽静水、缓慢的流水环境中沉积，经生物化学作用形成，含有大量的有机质，具有含水量高、压缩性高、孔隙比高和天然密度低、抗剪强度低、承载力低的工程特性。泥炭、泥炭质土不应直接作为建筑物的天然地基持力层，工程中遇到时应根据地区经验处理。

4．1．13 红黏土是红土的一个亚类。红土化作用是在炎热湿润气候条件下的一种特定的化学风化成土作用。它较为确切地反映了红黏土形成的历程与环境背景。
    区域地质资料表明：碳酸盐类岩石与非碳酸盐类岩石常呈互层产出，即使在碳酸盐类岩石成片分布的地区，也常见非碳酸盐类岩石夹杂其中。故将成土母岩扩大到“碳酸盐岩系出露区的岩石”。
    在岩溶洼地、谷地、准平原及丘陵斜坡地带，当受片状及间歇性水流冲蚀，红黏土的土粒被带到低洼处堆积成新的土层，其颜色较未搬运者为浅，常含粗颗粒，但总体上仍保持红黏土的基本特征，而明显有别于一般的黏性土。这类土在鄂西、湘西、广西、粤北等山地丘陵区分布，还远较红黏土广泛。为了利于对这类土的认识和研究，将它划定为次生红黏土。