不排水条件下，孔隙水压力增量与应力增量关系的系数，以B表示。

B=1/（1 n（Cv/C））

B——孔隙水压力系数

Cv——孔隙流体的体积压缩系数

C——土骨架的体积压缩系数

n——孔隙率

对于饱和的岩与土，孔隙水的压缩系数Cv很小。在岩石中，结构的刚度很大（C很小），固B值较小，而土骨架的压缩性大（C较大），故对饱和土而言，B值取1；对非饱和土，孔隙流体的压缩性，即Cv的数值增大，B值依赖于饱和度S。2100433B

1 试验方法

三轴试验在GDS 全自动静动三轴仪上进行。试样尺寸为Ф39.1 mm ×80.0 mm。选取某水利施工现场粘土料分别进行了三轴UU、CU 及CD 试验，土样过2 mm 筛后按土料轻型击实最大干密度制备，土样混合均匀后按三层击实。试样先进行抽气饱和，然后在三轴仪上进行孔隙水压力系数检测，如果孔隙水压力系数B 小于0.98，则需进行反压饱和，直到B≥0.98 为止。饱和完成后分别在围压100 kPa、200 kPa、300 kPa 下进行三轴UU、CU 及CD 试验。

2 三轴强度指标成果

试验处理数据时取最大主应力差作为破坏取值标准，

三轴CU 试验得到的有效应力指标与CD试验得到的强度指标较为接近，CU 试验得到的有效应力内摩擦角比CD 试验低1.1º，采用测孔压的三轴CU 试验能获得较为可靠的有效应力强度指标。

3 试样破坏形式

图2 是试验后试样典型的剪切面样式，从左至右分别为围压300 kPa 下的UU、CU 试验及CD 试验。由图2 可知，试样的主要破坏形式为沿着一个剪切面发生破坏。

根据摩尔-库伦强度准则，在三轴试验中，当土样达到极限平衡时，土样单元中与大主应力作用面夹角为45º φ/2 的面上会发生破坏。理想状态下，如果土样均匀且应力分布均匀的话，剪切位移会散布在整个土样空间而不会集中在一个平面，土样发生鼓胀，而不会出现剪切面，且试样顶部及端部受到透水石的约束，表现为中部发生鼓胀。但一般条件下试验很难保证试样与应力分布绝对均匀，这样的话试样的某一个或几个与大主应力作用面为45º φ/2 的斜面会先发生破坏，试样就会沿着与大主应力作用面夹角为45º φ/2 的某一个或几个剪切面发生破坏，试样的变形主要集中在破坏面上 。

虽然摩尔-库伦破坏理论是早于有效应力原理且针对一般的固体材料提出的，一般固体材料没有孔隙水压力，强度由总应力控制。但土是碎散颗粒材料，与连续固体材料有很大的区别，其强度由有效应力确定，土样破坏是由于土体单元有效应力达到了极限平衡状态。如果土样的破坏面由总应力指标计算得到，那么在某些条件下的三轴试验会出现不合理的情况。在不同围压条件下进行不排水剪切，对于剪前密度相同的饱和粘土样，其偏应力破坏值也相同。如果对相同的试样分别做两组三轴试验，第一组试验先在100 kPa 压力下进行等压固结，然后关闭排水阀，分别将围压调为100 kPa、200 kPa及300 kPa 下进行不排水剪切。三个压力下土样的密度一致，因此不同压力下的偏应力破坏值也应该相同，得到的总应力包线为一条水平线，即φ1=0。

第二组试验试样分别在100 kPa、200 kPa 及300 kPa压力下进行等压固结，然后在不排水条件下进行剪切，可得到总应力内摩擦角φ2>0。如破坏角按总应力来计算，两个试验试样的破裂角计算值不同，分别为αf=45º 与αf=（45º φ2/2)>45 º，这样的话就出现了矛盾，两组试验中100 kPa 围压下剪切的试样试验条件完全相同，不可能出现两个不同的破裂角。可见，破裂角用总应力指标来计算是不对的，结合试验论证分析可知，三轴试验的破裂角只能通过有效应力强度指标来计算 。

通过动三轴仪对天津市塘沽地区54组软土试件的实验研究，探讨了塘沽地区二个上的动力特性，即：软土固结系数（Ca）与天然含水量（W）关系为Ca＝OW；测试的最大剪切模量与Ps测井所得剪切模量有较好的对比规律，约在现场化；淤泥、淤泥质土同属软土，其动力学参数无本质区别，但两者Edmax系不同；塘沽地区饱和粘土是一种粘弹性体，适应等效线性模型；塘沽地孔隙水压力系数（A）是上下两个陆相层的1．75倍；地基上动荷载下的载下的强度，对总强度而言，8级地震之内动强度降低值在静条件下的化；土的动强度随循环振动次数的增加而递减，应力比了σd/σo′与导次数（Nf）呈幂函数关系。因此，从塘沽地区24m以上静三轴剪切试验线类型可以证明，本区晚更新世以来地壳活动明显。 2100433B