1939年5月2日, Terzaghi在伦敦土木工程师学会举办的第45届James Forrest讲座发表了演说。彼时，Terzaghi成果的价值已经逐渐为人认可，而英国却在土力学方面的研究进展缓慢。

Terzaghi的讲座题为“土力学—工程科学的新篇章”，将土力学建立之前的土木工程设计与利用了土力学知识的当代设计进行了对比。Terzaghi的演讲充满雄辩，却又不失简洁，完整地表达出了所思所想。

他的演讲受到了听众最热情的款待。

另外，他在演讲中对土力学也提出的一些预见，其中部分今天已经得到了实现。以下为Terzaghi的演讲全文。
注：本文整理自Terzaghi, K., Institution of Civil Engineers (Great Britain). (1969). Soil mechanics - a new chapter in engineering science.

自Wiliam Anderson博士以一篇关于《抽象科学和工程之联系》的精彩演讲拉开了James Forrest系列讲座的序幕，将近半个世纪过去了。承蒙学院秘书长的好意，我有机会拜读了Wiliam Anderson博士的讲座文章。在我阅读完这篇鼓舞人心的文章后，我意识到，在我自己的演讲中，我力所能及的，仅是在Anderson博士精辟的阐述中，再增加一个小细节罢了。这个小细节即土力学。

在Anderson博士的时代，研究工程问题的科学方法主要是建立一个可靠的知识库，以了解我们的建筑材料(如钢材和混凝土)的力学性能，并将这些知识应用于结构工程。然而，工程科学的研究却一直受到诸多阻挠。Anderson毫不犹豫地对这些阻挠力量发表了他的见解。他说:“在科学研究的历史上，有许多发现，起初都是被认为没有实际价值的，但最终却被证明是工程师的无价之宝。尽管过去有许多这样的经验，然而直至现在(1893年)，还有一些所谓的“实干家”，他们完全不能容忍把时间或金钱花在无法立即产生效益的研究上。”

从那时起，结构工程在与阻挠力量的斗争中发展，并成为了一门成熟的学科，并最大限度地消除了“拍脑袋”和所谓的“天灾”。因此，工程科学的开拓活动已经从它们大获全胜的结构工程领域，逐渐转移到尚是一片空白的领域。其中的一片领域位于结构工程成果的底部。它就是岩土。

年复一年，工程期刊持续报道了工程因无法预测土体行为而付出的昂贵代价。在那些失败的工程设计中，还隐藏着许许多多的意外事件，因为无知和虚荣是相伴而生的。不到10年前，在一次会议上，一个著名工程学会的基础委员会决定，在公众讨论中应尽量避免使用"沉降"一词，因为它可能会造成非专业人士的恐慌。即使在今天，要了解地基或水坝的工程真相也非常困难，尽管它们已经成为了工程事故多发地。正因这些令人沮丧的事实，促使了世界各地有进取心的工程师把科学研究的探照灯从上层建筑转向了地下这个前人所未发掘，深邃的黑暗空间。这项运动大约25年前在几个国家同时开始，其成果被命名为“土力学”。与结构力学相似，它既涉及到材料的力学性能，也涉及到这些材料在工程问题中的应用。1936年，在马萨诸塞州哈佛大学举行的第一届土力学与基础工程国际会议上，这门新生的科学正式命名。

一门工程科学的价值是由它在工程师实际应用中能发挥多大作用所决定的。所以，为了判断土力学的价值，现在让我们根据经验和对岩土体力学现象的理论洞察，将战前方法（第一次世界大战）的可靠性与今天的理论方法进行比较。我们将讨论的主题是:土的侧向压力、边坡稳定性、大坝的管涌事故，以及浅基础、深基础的沉降。在处理这些问题时，我将首先简要回顾过去的做法及其缺点，然后我将讨论这些缺点的原因，最后我将介绍在过去几十年中取得的改进成果。

土的侧向压力

从上个世纪到现在，土对侧向支护(如挡土墙或基坑内支撑)的压力是根据库仑理论和朗肯理论的其中一种计算出来的。根据经验和实验结果，我们知道库仑理论的有效性在实际条件下比朗肯理论更容易满足。因此，下面的讨论将局限于库仑理论。为了简单起见，我们假设挡土墙后的回填土是无粘聚力的砂土。

库仑的理论早在1773年就已提出。基于经验事实，基坑边坡的破坏是由于沿滑移面的土体下滑剪切力超过抗剪承载力而发生的，如图1（a）、图1（c）所示，滑移面从基坑底部开始发展，并逐渐向上贯通至回填土表面。

如果墙体向远离填土的方向屈服，如图1（a）所示，则滑裂边坡的坡角将大于45°，对应的侧向压力称为“主动土压力”。另一方面，如果墙体是被迫向填土方向移动破坏，则滑裂边坡的坡角则会小于45°，如图1（d）和图1（e）所示，产生这种类型破坏对应的侧向压力称为“被动土压力”。

采用库仑理论计算土压力时的假定如下：
1.单位面积的抗剪承载力s，在任意截面均等于：
s = ptanϕ （1）
其中，p为计算截面上单位面积的正压力，ϕ为土体的休止角。
2.滑动面为完全理想平面。
3.滑动面上土体的抗剪能力均得到了充分发挥。

这三个假设使计算土的侧向压力成为可能，但它们不足以确定土压力作用点的位置。为了获得关于这一点的信息，库仑不得不补充他的假设:

4.在图1所示的滑动楔形体abc的每一点上，土的应力状态都对应为“极限平衡状态”。这个假设自然地引出以下结论：如果侧向支护结构的背面和回填土的表面都是平面，则滑动楔体内将出现均匀破坏状态，其作用在支护结构背面的侧向压力模式则为类似静水压力的分布。相应的土压力作用点位于墙体高度的三分之一处。

基于这四个假设，库仑推导出了他著名的土侧压力计算公式。然而，工程师们在实践中很快就发现这个理论还是十分不充分，在面对很多问题时仍不能给出满意的答案。没有考虑砂土密实度对土压力的影响;它不能解释在内支撑附近的土压力为什么不呈静水压力分布模式;它不能考虑在暴雨状态下，挡土墙背排水性能对土侧压力的影响;对于在现场的施工人员来说，还有许多其他熟悉的问题。然而，一个多世纪以来，土压力计算的进展却一直局限于用更方便的图解方法代替库仑公式的数值计算。理论和现实之间经常发生矛盾的原因仍然像当初一样模糊不清，教科书里把理论土压力的预测在什么情况下，以及在什么程度上是准确的问题，留给了工程师靠经验来决定。这意味着一个多世纪以来，该理论的实际应用和赌博没啥两样。

这种令人不满意的状况直到大约20年前才有所改变，当时工程专业的进步人士似乎已对古典理论失去了耐心。引发变革的原因很简单:人们希望知道理论与实践产生矛盾的根源。研究理论本身是没有价值的，因为它完全是建立在力学定律的基础上的；这些理论的准确性也不例外。因此，理论与现实之间存在矛盾的根源只能存在于库仑理论的基本假设(1)-(4)中。随后对基本假设的研究得出了以下结果。

通过实验发现，式(1)中ϕ的值与砂的休止角不相等，除了处于松散状态的干砂。砂的休止角大概在34°左右，与休止角不同，根据密实度的不同，砂的内摩擦角的值则可以低至休止角，高至大于40°。当我第一次发表这一结论时，一名专家指责我的理论基础不充分。他说，这一结论肯定是错误的。然而在这之后，由于我们的土工测试方法迅速发展，密实度对摩擦角值的影响已经成为了一种普遍的经验，现在的每个实验者都认为这是理所当然的。

地下水的存在对砂土稳定性和侧向压力的影响，大多数工程师都是通过假设水使式(1)中ϕ的值降低6°或以上来考虑的。与这种普遍的观点相反，实验确定了这样一个事实:毫无疑问，水对砂土的ϕ值的影响实际上为零。水对稳定和压力的已知影响的原因仅仅在于水压力uw会令式（1）中的法向压力减少。由于水不能受剪，水的存在使饱和砂土沿滑动面的剪切阻力由经典方程(1)确定为

s = (p-uw)tanϕ （2）
因此，式（2）可以不用考虑所谓的水对砂产生的“润滑效应”（实际上不存在）。uw的值等于水的单位重量γ，乘以水在测压管中上升到的高度h。在式(2)中将γh的乘积代入uw，得到
s = (p-γh)tanϕ （3）
式(3)还解释了暴雨对墙背排水的挡土墙细砂侧压力的影响。这种效果如图2所示。覆盖整个墙体背面的排水层通过位于墙体底部的排水孔排出积聚的水。

在潮湿的气候条件下，由于水被毛细管力保持在土体的空隙中，蒸发速率非常低，因此墙后回填土将会始终处于非常潮湿的状态。然而，如果将水位管(如图2中的S所示)在气候干燥期插入这种土层中，那么水位管内的水将不会上升。这将会导致γh =0。因此，在干燥期，虽然土层的孔隙几乎完全被水填满，但式(1)仍然有效。然而，一旦暴雨开始，土体的部分饱和状态就会变成完全饱和状态。雨水将侵蚀回填土的表面，并通过回填土渗透到垂直排水沟中。一般的渗流计算公式可以计算出水粒子所经过的路径（流线）。在图2中，这些曲线用带有箭头的平面曲线表示。用虚线表示等势面的相应曲线。根据水力学规律，暴雨将会使d点的水位升高至d’点，即等势线dd’与墙后排水层的交点。因此, 水位管的水压力将会在暴雨前的0，增加到暴雨期间和暴雨后一段时间的γh。滑动面的土体的法向压力p几乎保持不变。因此，由式(2)可知，暴雨将导致沿滑动面产生的剪切阻力暂时减小，从而导致侧向土压力暂时增大。这可以使侧向土压力比原来增大35%。为了避免这种不良影响，我们必须调整排水层的位置，例如在“滑裂楔体”内，来增强水在竖直方向的移动。这将导致流线的分布在水平向会发生变化。

因此，我们的探究其实已和库仑理论的第一假设产生了根本性的不同。它消除了一些已知的理论和现实之间的矛盾。它证明了在水和砂土之间不存在“润滑效应”，而且有助于建立一种既符合水力学规律又符合所涉材料物理性质的概念，从而为理解和控制水对土压力的影响开辟了道路。这必须被认为是一项非常重要的成就，因为在工程实践中，与土相关的难题几乎完全不是由于土壤本身引起的，而是由于其空隙中所含的水。在一个没有水的星球上，就不需要土力学。

根据库仑理论的第二基本假设，滑动面应为平面。在库仑的年代，人们已经认识到滑动面是弯曲的,但对此产生的误差的认识还很有限。少数考虑了弯曲滑动面的案例仅局限于一些特殊情况，没有太大的实际意义。在这方面的理论一直毫无进展,直到近15年来，Karman, Jaky, Ohde等通过努力作出了有效的成果。通过先进的分析方法，这些研究都得出了主动和被动两种情况下的滑动面的真实形状，在滑裂楔形体的每一点上都处于极限平衡状态的假设下。结果如下:两种情况下，滑动面均由弯曲的下半部分和平面的上半部分组成，如图1 (e)所示为被动压力。

对于主动压力，由于假定滑动面为平面而产生的误差从不超过3%，这是可以忽略不计的。但是，对于墙背粗糙的围护结构受到被动压力的情况，误差可能大于30%。所提到的研究成果所使用的精确方法对于实际用途来说过于复杂。然而，一旦确定了考虑被动压力作用下填土滑动面弯曲的必要，就很容易求得一个近似的方法来解决这个问题。其中一种的近似方法是利用对数螺线来模拟弯曲的滑动面，这种方法造成的误差不会超过3%。因此，古典土压力理论中一个很重要的缺陷也被修复了。

根据第三种假设，滑动面上土体的抗剪能力均得到了充分发挥。在天然土层中，或在刚性墙体背后的回填土中，正常状态下的剪应力与破坏状态下的剪应力相比是很不显著的。因此，库仑理论的第三个假设只有在滑动楔体(图1 (a)中的abc)得到一个与挡墙破坏之前的变形相对应的横向膨胀的机会时，才能满足。对于挡土墙来说，楔体膨胀量的确定只能与墙体的水平变形、开挖过程中工作面的回弹变形以及支撑的压缩变形相结合来实现。土体充分发挥抗剪能力所需的变形量是由基坑的深度和土体的弹性力学性质来确定的。

对于相当密实的砂土和砂质土，抗剪能力发挥所需的变形量很小，不超过基坑深度的1%。因此，在实际应用中，库仑假设可以在支护结构没有大变形的情况下得到满足。这一经验事实使一些肤浅的研究者得出结论:土体的抗剪能力的发挥根本不需要任何变形。
另一方面，对于软粘土来说，所需的变形量大于挡土墙所能承受的变形量，并且远远大于内支撑在不发生屈曲的情况下的压缩变形量。此外，通过对粘土物理性质的研究，可以明显地看出，支护土体的剪应力在没有外部条件发生变化时，会随时间的推移而变化。结合这些事实来看，它们排除了将任何类型的土压力理论应用于计算软粘土土压力的可能性，过去一个世纪在这方面所抱的任何希望都必须埋葬。软粘土侧向土压力只能从经验中获得，在实际中测量不同基坑的土压力，并将结果与所研究土体性质的完整定量数据相关联，才能获得有效的侧向土压力数据。这种测量数据目前还很缺乏。因此，我们对此的认识是相当不足的，工程师设计时，可以选择赌一把，或设定一个保守的安全系数。

库仑理论的第四个也是最后一个假设是：滑动楔形体abc的每一点上，土的应力状态都对应为“极限平衡状态”。这代表了支护结构墙背侧压力三角形分布的条件，如图1 (a)所示，对应的土压力作用点位于支护结构高度H的三分之一处。

随着对土体力学性质认识的不断加深，人们逐渐认识到库仑理论第四假设所规定的破坏类型只是工程实践中存在的多种可能性之一。在力学角度上来看，整个楔体不会同时发生破坏，除非支护结构在其下边缘附近发生倾斜而屈服。在其他的例子中——如图1 (b)所示, 绕支护结构的上边缘附近发生倾斜会产生屈服——破坏始于楔形体下部(阴影部分)的崩解，并与沿滑动面向上发展。结果，静水压力分布模式的条件不复存在。土体不再把它的重量传递到楔体的下部，而是通过土拱效应由滑动面和墙背进行支撑，其结果是，下部的土压力转移到支护结构的上部，导致土压力增加。

土拱效应还影响滑动面的形状。与平面相比,滑动面呈现出更为明显的弯曲特征,如图1(b)中的线段ac1所示。对这一特征，可以理解为此时的土压力分布为近似抛物线,土压力的作用点位于基坑深度的二分之一处。在工程实践中，最接近这种类型的情况应该是在砂土地层中的木结构基坑。

我第一次(大约4年前)在教室外向听众解释这一理论时，人们都怀着善意接纳了。幸运的是，这些讨论引起了西门子Bau联盟代表的兴趣，该组织多年来一直致力于在砂土地基中修建地铁。考虑到这个问题的实际重要性，该公司决定在一个360英尺（110m）长，约40英尺（12m）深的基坑中测量土压力。试验选取了10个不同的断面上进行研究，结果如图3所示。

尽管与理想的抛物线有着一定的偏差，结果还是非常一致的。在每一个断面中，土压力作用点位置都位于0.45H到0.55H之间。利用测量的土压力反推计算，这些土压力对应的内摩擦角为40°。这个值相当于同类型情况下处于最密实状态的砂。因此，我们的结论是合理的，如图3所示的压力分布，是在砂土地基充分发挥抗剪性能下产生的。最近Lazarus White在纽约的一个细砂地层基坑中发表了类似的测量成果。他测得的土压力分布模式并没有与图3的模式有本质上的不同。因此，图1 (b)所示的理论结果经受住了与工程实际对比的严格考验。

如果支护结构在上下两端被固定住,在中部因过大的位移发生破坏，即类似于图1(c)的破坏模式,在滑裂楔体abc的上部除了存在常规的土拱外，横向还会发生另一种土拱，类似于在砂层中设置活板门上方的土拱。两种土拱结合之下，得到的土压力分布则会呈现出图1（c）右侧图所示的特征。

这种侧压力产生的弯矩比静水压力分布下的土压力产生的弯矩小得多。丹麦工程师在十多年前就认识到这种特殊的压力分布的存在，因为哥本哈根沿海存在着许多古老的驳岸，如果它们受到的弯矩作用是在静水压力模式下土压力分布产生的，就会出现倒塌。后来，这些发现被伦敦的Stroyer的实验调查所证实。丹麦工程师的发现也纳入了丹麦相关驳岸设计规范。这些规范避免了在设计假定中采用静水压力分布模式造成的浪费。

上文对最近有关土压力理论发展所作的总结还远未完成，但它可能有助于揭示现在已取得了何种成果。20年前可用来处理土压力问题的方法都是建立在假设的基础上的，而这些假设在实际条件下很少得到满足。适用性的界限几乎是未知的，因此任何实际应用都具有赌博的特征。今天，这些方法已被一种通用的程序所取代，该程序包括各种实际情况，除了涉及粘土压力的情况。使这一程序适应现有条件的规则已经确立。理论和实践间的冲突已经被打破。

对于粘土，我们知道，在实际条件下，假设其充分发挥抗剪能力的要求是不合理的。因此，处理粘土地基土压力的问题已远超出了一般土压力理论的范围。在今后处理这些问题时，我们必须在时刻记着我们对此还一无所知，并通过现场的系统测量和试验积累的可靠经验之间作出选择。

所有这些重要的改进都已实现，因为人们发现，土压力的大小和分布所依赖的因素要比古典理论的提出者所预期的要多得多。一旦认识到这些因素的存在，就很容易对理论进行相应的修正。类似地，所有其他领域的土方工程和基础工程都进行了相关的研究，以权衡被忽略因素的重要性。这些研究成果的革命性丝毫不亚于经典土压力理论领域的研究结果。

边坡稳定性

与土压力密切相关的是与边坡稳定性有关的问题。在旧的土木工程教科书中，这门课没有过多的篇幅，因为它被认为太简单了。规定回填土和基坑边坡的坡度应略小于土体的休止角，这就足够了。不同类型土层的休止角值被汇总到表中，而不考虑自然界中每一种粘性土-实际自然界中大部分土都是粘性的-均可依靠其自身土性在一定高度下直立开挖。

考虑到选择边坡坡度所依靠数据的任意性，大自然偶尔抗议这种违反自然规律的行为也就不足为奇了。例如，大约20年前瑞典南部的情况就是这样。在相当短的时间内，该国的铁路沿线发生了几次严重滑坡，其中一次造成41人死亡。为了避免这类事故的进一步发生，铁路管理局任命了一个委员会，包括Fellenius和Olsson等人，调查现有边坡的安全性，并提出消除危险的解决方案。该委员会的研究报告发表于1922年。它记载有滑坡现象和当时出现滑坡对应的地层的最完整的分析。报告的结论揭示了在危险、复杂的地区以符合结构安全的准则去处理边坡，将会花费巨大，更明智的做法是提前预测边坡稳定性，预防线路上滑坡对铁路造成破坏。在研究过程中，也是委员会成员首次应用“瑞典圆弧法”进行边坡稳定性测定。该方法建立在滑动面的形状总是接近于圆弧的经验基础上。该方法的原理如图4所示。

在(2c/γ)tan(45°+ϕ/2)深度范围内，其中c为土体的粘聚力，γ为土体的重度，土体发生张拉破坏；在此深度下土体沿弧ac1滑动，此区域下滑剪切力已超过抗剪承载力。

现在用：
W表示滑动土体的总重量，
s表示滑动面单位面积的抗剪承载力，
l表示滑动圆弧ac1的长度，
Gs表示安全系数。

以O点为圆心取距，有：
Wd = (lsR)/Gs
Gs = (lsR)/ (Wd) (4)
对于安全系数Gs最小的滑动面位置，必须通过反复试验确定。
如果在回填土达到最终高度之前或之后发生了滑动，则可用式(4)计算出抗剪承载力s。滑坡发生的事实表明，Gs =1，则方程中包含的其他参数可以很容易地计算出来。已知s的值，则可以对填土边坡进行调整，以满足安全系数的规定要求。这种方法也被用来确定在填土重量作用下天然地基的稳定性，获得了很多成功案例。

对于由无粘性的细粒土组成的土工构筑物或天然土坡而言，在暴雨期间最有可能发生危险。对于蓄水用途的堤坝，其最危险的位置是在水库满水状态下的下游位置。当无粘性的土体受到渗流作用时,抗剪强度可以通过方程(3)进行计算:s= (p-hγ)tanϕ。在这个方程中，总法向压力p,是由滑动体重量以及滑动面以上的水位决定的。为了确定静水压力，hγ，需要画一个类似于图2的流网。通过剪切试验可以得到方程(3)中ϕ的值。一旦知道了滑动面各点的s值，则通过图形积分确定滑动面的平均剪切阻力s’。计算的平衡由式(4)进行。

确定粘性土的抗剪强度要困难得多。法向压力和抗剪性能之间的关系比10年前预想的要复杂得多，即使在今天，我们对这一课题的认识仍然处于某种有争议的状态。最近很重要的成果是1936年M. J. Hvorslevl先生作出的。

如果位于地下水位以下的土体很少或没有凝聚力，并处于松散的状态,一个微不足道的内部或外部干扰,如可能产生的轻微地震或土体内部自发的下陷,都可能会使土体暂时变成液体状态,并导致在水平面上流动。这种现象被称为“液化”。为了使一种材料在适当的激发下能发生流动，它必须足够松散，以使其由于任何类型的变形都有减少到更密实状态的趋势。如果这个要求满足了，一个自发的下陷会将部分土体的重量转移到水中，从而大大增加了水承担的压力uw，而土体中的总应力保持不变。根据公式（2），
s = (p-uw)tanϕ
在不改变总应力p的情况下，水中压力uw的增加降低了抗剪强度s，其效果与土体内摩擦减小的效果相同。如果这一减少是足够明显的，土体会保持这种粘性液体的特性，直到多余的水排走。
在密实砂层中，每一次变形都会使砂层产生膨胀的趋势，这就排除了产生“液化”的可能性。在某些中等密实的材料中，变形时既不膨胀也不收缩。

Casagrande提出了图5所示的方法来确定这种“临界孔隙率”。采用三轴压缩试验，在不改变静水压力p的情况下，可以测量增加轴向压力土样所产生的体积变化。观察到的数据用图表表示。对不同孔隙率的试样进行了试验，图5中下部的曲线C1代表的是高孔隙率土样的试验结果，而曲线Cd则代表低孔隙率的土样。

除非土样破坏时的体积小于初始体积，否则不会发生液化破坏。因此，对于具有临界孔隙率的土样，破坏曲线上对应的点必定位于水平轴上。仅凭实践经验并不能判断流液化的危险是否存在。这在不久前得到了证明，不过代价是众多纳税人缴纳的税金。美国一座在建大坝出现了倒塌。在没有预警的情况下，几分钟内就损失了1000万立方码的土体。为了避免类似事故的再次发生，今后这类结构的规范将规定，大坝填筑料的孔隙率应远低于临界值。

当一条现代混凝土路面的高速公路在填土上修建时，明显的沉降是不可接受的，否则路面的运营维护费用就会令人望而却步。相同尺寸、相同材料的路堤，由于其自身的重量，沉降量随着密实度的增大而减小。R.R.Proctor 通过试验证明，一种指定的压实方法所产生的压实效果，在很大程度上取决于土体的含水量。一般来说，有某种适中的含水量，使压实效果最好。这种含水量可以通过实验来确定。这些观察结果，最终导致路堤的填筑方法采用“含水率控制法”。这种方法近年来已经成为美国的普遍做法。

在德国，振动压实砂土的方法在A. Hertwig先生的带领下得到了高度的完善。人们发现，当振动频率与砂土自身的频率想接近时，可以达到最大的压实效果。这个频率一般是20Hz~30Hz。几年前，市场上出现了一种24吨的振动器。振动法也成功地被应用于确定填方在施工过程中和施工后的相对压实度。

就边坡的稳定性而言，当边坡后方的土体受到渗流力的作用时，滑坡的可能性最大。这种机制与另一种可怕的现象密切相关，那就是管涌导致的大坝破坏。

大坝管涌破坏

在我还是一个学徒的时候，我受雇于一个总承包商，在碎石地基上建造了一个混凝土重力坝。在那些日子里，没有公认的规范来确定沿坝体上游和下游边缘的板桩的深度。因此，板桩的深度是由总工程师根据他的个人经验和他所阅读的关于类似结构地基的文献来决定的。水库第一次蓄水后不久，大坝就因管涌破坏了。混凝土的中部出现了明显的下沉，甚至需要借助测深杆来确定顶部的位置。这场灾难给我留下了深刻的印象。

几年后，也就是1910年，W.P.Bligh提出了著名的在大孔隙率地基下大坝设计原则。考虑到我们当时的知识水平，他的贡献是非常重要的。多年来，我一直没有想到这个原则竟然会出现纰漏。然而，在1919年，在我开始系统地寻找被忽略的因素之后，我也将管涌现象纳入了我的研究计划。结果令人惊讶。

据Bligh的理论，大坝的抗管涌安全度只取决于地基土的性质和最短渗流路径的平均水力梯度,我,或在图6（a）中水粒子在a点进入的路径。

他将比率：
c=Lc/H=(T1+T2+B+T3+T4)/H = (B+ΣT)/H (5)
称为渗流系数，并规定细砂和粉土的渗流系数不应小于18，卵石、砾石和砂土的渗流系数不小于4 - 6。这些经验值来自于对所有数据的系统分析，这些数据是他通过对因管涌问题破坏的大坝研究而获得的。

表面上看，Bligh的方法似乎具备了所有从实践经验中总结出法则的特征。然而，经过进一步的研究，人们总是发现在这类法则中隐含了一些想当然的假设。如果这种假设是错误的，那么无论经验的多少，也必须是无效的。Bligh的方法是建立在一个默认的假设之上的，即临界渗流系数只取决于地基土的粒径大小。“临界渗流系数”一词定义了图6 (a)中渗流最短路径Lc = B+ΣT的长度与管涌发生时的水头Hc的比值。
为了确定这个假设是否合理，我在1919年建立了一系列的模型坝体，它们都拥有相同的理想砂质地基，以及最短的渗流路径，Lc = 2T。根据Bligh的假定，临界水头Hc，对于所有这些模型坝体应该完全一样。试验结果并没有证实这一假设，而是显示，对于不同的坝体类型，临界水头Hc在极限值1.5Lc（图6b）与几乎为0（图6c）之间变化。

进一步研究这令人不安的结果，揭示了一个事实，即临界水头，Hc，并不依赖于最短渗流路径线的平均水力梯度，而是依赖于最大的水力梯度imax，即水从地下涌出时的位置。对于完全均匀的地基土和水平排水路径的坝体，危险区域位于坝体的下游边缘。在相同的“最短渗流路径”Lc和相同的水头情况下，最大的水力梯度可以变化很大，这取决于基底布置形式。因此，临界水压头Hc，肯定也会跟着很大的变化。这与Bligh的方法不相容。

对于单位体积的砂土，在危险点作用的“渗透力”j被发现等于：
j = imaxγo （6）
符号γo表示水的重度。由于这个力被认为是产生管涌的力学原因，所以应该可以通过一个向下作用的重物来抵消这个向上作用的力，从而增加临界水头Hc。由于不透水的压重会将危险点从原来的位置转移到压重的边界，从而破坏了压重的目的，因此其必须包含或建立在一个倒滤层之上。为了验证这一结论，随后进行了一系列的补充试验。图6 (d)和图6 (e)显示了部分成果。在图6 (e)所示的情况下，发现一个小小的压重足以增加临界水头Hc，使其达到在之前模型上进行试验所得值的许多倍。作为对新概念有效性的一次检验，我们尝试在试验前，提前预测模型大坝的各种试验结果。尝试成功了。

这些发现为许多实际应用开辟了道路。在对小型水工构筑物上设置倒滤层有了一定的经验后，我为阿尔及利亚的一座土石坝设计了一个40万平方英尺的倒滤层，其截面如图7所示。

大坝坝身下设置了几层粉细砂层滤料，一旦水库蓄水，滤层将为大坝底部的大量渗流提供渠道。由于地基排水区域被大量填石所覆盖，因此，地基的破坏会直至管涌发生时才会被探测出来，但那时已为时已晚。倒滤层的设置，应既可以消除管涌的危险，同时又不会在某些区域引起集中的渗流。为了达到这个目的，滤料用砂既不能太粗也不能太细。图8显示了基于滤料选取目的上进行的一些试验结果。

在图中，Do代表在半对数刻度上待防护砂体的粒径曲线。研究发现，只要砂的粒径曲线与点a和点b之间“15%线”相交，任何粒径的砂都能达到目的。

在这些研究成果的帮助下，我们今天能够以适度的代价消除管涌的危险。方法很简单，就是在不干扰渗流流场的情况下，在地层的排水路径上设置障碍。

粘土的固结

尽管时间因素具有明显的现实意义，但它却没有引起人们的注意。根据经验，我们知道，尽管外部条件没有发生变化，建筑物的沉降或隧道的压力仍可能在多年内持续增大，然而旧的工程教科书可能都无法找到与包含时间因子的与土层和地基有关的方程。论及时间对沉降的影响，最好的例子是在实际荷载恒定的情况下，位于不均匀地基或软粘土地基之上建筑物的沉降。其原因就是粘土的低渗透性。

对于粘土以及任何其他的多孔材料，载荷的增加会导致孔隙率的降低以及层厚的减小。压力q与孔隙比e(空隙所占体积与固体所占体积之比)之间的关系可由下述方程近似地表示：
e = ec – Cclog((q-uw)/qo) (7)
ec代表初始孔隙比，uw代表土层孔隙中的水压力，Cc和qo则是经验常数。由于粘土在其自然状态下的孔隙几乎完全被水所填满，因此，随着粘土孔隙率的降低，相应数量的水也随之排出。由于粘土的低渗透性，这种排水只能非常缓慢地发生。这种“固结滞后”的机理如图9所示。

这张图显示了一个圆柱体，该圆柱体由两组螺旋弹簧将穿孔活塞保持在相对位置。这个圆筒中完全注满了水。如果对最上面的活塞施加单位面积的压力q，要直到多余的水从所有不同的隔间中流出后，活塞才能下降到它的最终位置。因此，在压缩过程的早期，最下方的弹簧将完全不会受压。因此，压力q必须全部由这些隔间中的水来承载。结果，水在水位管中会上升到一个高度q/γo——高于在施加压力之前的位置。随着时间的推移，弹簧中的压力增加，相应的，水的压力就会降低，就像竖管中的水位下降一样。类似的过程发生在粘土层表面施加压力之后。这一过程的力学性质可以用二阶偏微分方程来表示，即固结过程的基本方程。在这个方程中，其中一个变量用“时间”表示。

为了向质疑这一理论的人证明在地层下的欠固结黏土层存在超孔隙水压力，我的一些同事在旧金山-奥克兰海湾大桥东侧的入口建立了一个观测井，并将其命名为“固结理论纪念碑”。该井的底部位于填土底部以下约10英尺深的软粘土中。由于填土的重量，下面的粘土正在缓慢发生固结。因此，水在填土顶部上方几英尺的套管中一直上升。水位标高甚至比海湾高出几英尺。对于公众，包括一些工程师，这是一个惊人的现象。
1919年，在研究固结理论时，我做了如图10 (d)所示的试验。

一层软弱的粘土被放置在一个圆柱形的容器里，下面是一层沙子。旋塞a关闭，上层供水水位维持在A标高。当粘土的表面不再下沉后,意味着粘土在其自重下完成了固结,此时旋塞a被打开,从而使砂层中的水位从h下降至0。上层供水水位继续维持在A标高。通过开启旋塞a，粘土水平截面上的总正压力没有发生变化，但粘土中的水压uw则从原来明显降低到一个较低的值。由式(7)可知，在q不变的情况下，uw的减小会导致粘土的孔隙率减小，从而使粘土进行新一轮的固结。试验结果充分证实了这一理论预测。塞子一打开，黏土的表面又开始下沉。几周后，它停了下来，水位明显下降，尽管上层水体的水位一直保持在A标高。

在这个测试进行的过程中，我被邀请合作共同完成一个项目，这个项目后来被证明是一个与我实验室模型相同的大尺寸重复试验。

一家蒸汽发电厂的业主希望为他们的发电厂建立私人供水系统（图10a及图10b）。为了达到这个目的，他们在黏土层中挖掘了一口井，井底一直到下方的含水碎石层。碎石层夹在粘土层与下伏基岩之间。

由于获得了充足的水源，业主欣喜若狂。然而，与此同时，他们发现发电厂的沉降正在迅速增加，这使他们的欢乐中带了一丝担忧。几个月后，发电厂靠近水井的那个角落就有了超过1英尺（30cm）的下陷。尽管抽水作业的开始和沉降率的增加之间存在巧合，但没有人怀疑这两种现象之间存在因果关系，人们认为这是一起神秘事件。因此，如图10 (c)所示，在我的建议下抽水井关闭后，业主们惊讶地发现沉降实际上已经停止。

在这一事件发生的时候，奥斯陆的地铁还未完成建设。该项目在破碎基岩中挖掘出一条大型隧道，岩层上部为约70英尺厚软弱的冰碛粘土层。每天都有水从隧道里抽出来，日复一日。在开始抽水的同时，位于隧道上方的建筑物也开始逐渐遭到破坏。这又被认为是不可思议的天意。直到后来建设完成时，密集的诉讼开始的时候，固结理论才被人们记住。

在1936年国际土力学与基础工程会议上，荷兰工程师们交流了观察到的有关地下水位下降所产生的沉降的数据，沉降是在挖掘一个900英尺×160英尺×20英尺深的基坑时发生的。地下水从20英尺厚的软粘土层下面的砂层中抽出来的。在离基坑140英尺（40m）的地方，地表的沉降达2英尺（60cm），即使在2800英尺的地方，沉降也很明显。

在目前的知识水平上，利用原状土样的土工试验结果，可以较为准确地计算出粘土层下地层抽水沉降。我们没有理由不期待这样的解决方案，但是对于一些工程师来说，要理解这个相对简单的过程的机理似乎是极其困难的。在过去10年中，墨西哥城开始以供水目的开采该市所覆盖地区下面的一些砂层的地下水，造成了灾难性的后果。由于位于砂层上的软粘土层的固结，城市的一些地方已经下沉超过10英尺（3m），对建筑物和下水道系统造成严重破坏。沉降的成因一直是固结理论的发起者和反对者争论不休的话题。

独立基础与筏板基础的沉降

对土木工程师来说，由于地下水位下降而引起的沉降是很多过去资料中低调传递的重要话题之一。独立基础和筏板基础的沉降则是又一个重要话题。读者可能会发现，在一些手册中，设计类似的基础仅需简单地按规定选取“容许承载力”,并以此指导一般土层的承载力(硬粘土，砂,等等),或用于作为基础下平板载荷试验的目标值。读者可以放心地相信，如果不超过“容许承载力”，就不必担心沉降问题。退一步说，他至起码相信在加载区域内，沉降会是均匀分布的。

不幸的是，除了在某些非常局限的条件下，这两种普遍的观点都是不合理的。根据L. Casagrande在德国公路桥梁桥墩和桥墩连接处进行调查的结果，这些结构的沉降范围如下:

由于世界各地关于不同类型土层的容许承载力的概念大致相同，上述沉降调查结果反应的不仅仅是当地经验。

地基荷载均匀分布及沉降均匀分布的假设不仅与Boussinesq理论相矛盾，同时也与实践经验相矛盾。几年前，我应邀为如图所示的圆柱形蓄水箱设计基础，该蓄水箱由钢板焊接而成，如图11 (a)所示。

根据Boussinesq的理论，我预测基底将会出现碗型的沉降，我认为有必要为构筑物设计一个柔性基础。最终，构筑物被放置在一个4英寸厚的柔性钢筋混凝土板上。图11(b)所示为水罐在首次注满水后，在两个不同时期的基底沉降。尽管荷载分布完全均匀，但沉降表现出碗状的预期特征。

如果我们试图通过在刚性板上施加荷载来获得均匀的沉降，那么在地基边缘处的力学响应一定比在中心处高得多。因此，除非筏板的设计能够承受由于荷载分布和反力不同而产生的弯矩，否则筏板很可能会出现断裂。这个简单的结论被一家试图对如图11所示的地基设计进行改良的公司验证了，并付出了巨大的代价。由于这家公司认为4英寸厚的板不足以支撑一个沉重的结构，因此决定将新的蓄水箱基础变更为在一块由几英尺深的肋加强的高配筋混凝土板。新水箱所在位置的土层情况与图11所示类似，只是软粘土层较厚，因此可以预测基底中部会有较大的沉降。由于混凝土板设计得过于刚性，无法适应构筑物的碗状沉降，它沿两边直径的方向都断裂了，蓄水箱和里面珍贵的液体都化为乌有。

“容许承载力”通常针对的是与独立基础或筏板基础底部接触的土层。然而，为了避免有经济头脑的设计师做出过于自由的解释，规范通常规定，满足要求的土层厚度应延伸至基础以下至少10英尺的深度。如果一个满足要求的土层位于软弱的粘土层上，而且，如果地基覆盖的面积非常大，那么建筑物通过砂层施加在粘土上的压力就足以使粘土开始发生固结。其结果是显而易见的。我还记得一个案例，一个建筑物的基础建立在非常密实的砂砾土层之上，地基“好”到每平方英尺能承受至少4吨力。基础设计的“容许承载力”为每平方英尺2.5吨力。在基础下部23英尺深的地方，下卧有50英尺厚的软粘土。现在，在建筑完工40年后，最大沉降超过3英尺（90cm），差异沉降超过2英尺（60cm）。当最大沉降量达到2英尺（60cm）时，业主们开始担心起来，要求加固地基。为了做到这一点，决定将基础底部的压力从每平方英尺2.5吨力减少到1.5吨力。这是通过在现有基础上增加钢筋混凝土悬臂梁，以巨大的成本和资源完成的。这一工程壮举已广为宣传;但它没有引起任何评论。似乎没有人对每平方英尺负载2.5吨力的优质砾石地层竟然产生2英尺沉降感到困惑。

另一件没有人感到困惑的事情是，3英寸（8cm）厚的混凝土路面，位于基础之间，几乎没有损伤，尽管相邻的基础出现2英尺的下沉。似乎没有人注意到，昂贵的地基重建没有对时间沉降曲线的趋势产生任何影响。

为了更清楚地了解合理设计地基所涉及的原则，我们简单尝试一下以已成功用于土压力探究的研究方法，来研究这个问题。我们再次开始寻找“被忽视的重要因素”，并取得了以下结果。基于“容许承载力”方法的地基设计是基于一种默认的假设，即沉降仅仅取决于基础下10英尺深度范围土层的性质。然而在现实中，基础沉降则取决于建筑物宽度1.5倍深度范围内土层的性质，基础的尺寸及间距，基础的埋置深度，以及，基础的与建筑物外轮廓相对的位置。如果地基土中含有粘土层，则沉降还是时间的函数。

一旦搞清楚了问题里不同因素的性质，总是有可能找到一些解决办法。虽然我们的设计方目前仍然距离完美很遥远,但是在国际土力学与基础工程会议论文集中还是可以看到很多成功的例子,它们在预测沉降大小,分布模式和粘土地基上的沉降规律上取得了不错的成绩。考虑到记录在案的错误判断类型和数量，我们认识到了过去设计方法的不足，而且认识到沉降问题中所涉及的因素的性质，就已经代表着一种具有深远现实意义的改进。

桩基础的沉降

如果地基上部土层太软，不能承受建筑物的重量，那么可以通过设置桩将重量转移到下部土层。教科书中规定了使用打桩公式计算或进行现场试桩，以估计桩的承载力。

打桩公式是以牛顿的碰撞理论为基础的。它们代表了锤击产生的桩贯入力与贯入阻力Qd之间的关系。很明显， Qd代表了动阻力或桩在瞬态贯入时的阻力。1925年，我发表的研究结果表明，桩的动阻力与静阻力之间没有任何关系，除非桩完全埋在砂土中或在其他一些高渗透性土层中。这些情况相对少见。从那时起，这些结论被上海的黄浦浚浦局在Herbert Chatley博士的指导下进行的打桩测试结果所证实，以及其他类似案例的研究。因此，打桩公式只有在少数特殊情况下才是可靠的。

载荷试验提供了单桩荷载与沉降关系的信息。理论分析和实践经验都不容置疑地表明，单桩在给定荷载作用下的沉降，与相同荷载下的群桩沉降之间不存在任何关系。普遍认为，单桩载荷试验的良好结果可以消除整个桩群发生严重沉降的可能性，这是土木工程领域最难以理解和最有害的偏见之一。

图12 展示了这种普遍偏见导致的实际后果。这是一个令人印象深刻的例子。这座宏伟的建筑旨在建设成高标准工程中的杰出典范。根据设计师在初步方案阶段发表的声明，地基的设计可以保证地基的沉降不会超过1/16英寸（1.5mm）。为了保证这一预测的准确性，通过21个测试钻孔和3个测试井对现场进行了勘探。另外，还打入了试验桩80根，并进行载荷试验38次。根据载荷试验结果和打桩记录，设计人员对打桩公式进行了修改，使其适应建筑场地现有的地基土条件。最后，准确地布置每根桩，以使每根桩承受荷载产生的沉降不超过1/16英寸。这些昂贵的和艰苦努力的成果如图12（b）及图12（c）所示。

建设完成15年后，最大沉降接近8英寸（20cm），差异沉降超过7英寸（18cm）。即使是今天，每当我参观这座建筑时，我都会注意到一些以前没有看到过的裂缝。

1928年，我接到一个紧急电话，要我去视察一幢正在建造中的建筑，据说它已经开始以惊人的速度下沉，原因完全无法理解。地基立在数千根50至80英尺长的木桩上，桩端嵌固在一层砂层里。每根桩所承受的荷载为仅为载荷试验中桩贯入0.25英寸所需荷载的三分之一。附近的一个桥墩也有类似的地基，在它存在的50年里都没有下沉过，然而这座建筑却倒塌了，沉降迅速接近1英尺（30cm）。业主正打算放弃这个工程，负责设计的咨询工程师则因精神崩溃而进了医院。沉降的原因在于30英尺厚的冰川粘土层的缓慢固结，该土层位于地表以下100英尺的深度，桩尖以下20 - 40英尺的深度。沉降等值线图与基于Boussinesq理论计算的曲线基本一致。

从那时起，我几乎每一年都会碰上类似的悲剧。我想起了几个月前一起比较有启发性的案例。案例如图13~图15所示。该建筑，一座漂亮宏伟的钢结构建筑，坐落在26英尺长的桩上，桩端嵌固在一层薄砂层中，荷载通过砂层传递至下卧的160英尺厚粘土层上。

建筑物单桩的承载力是绰绰有余的，而基础沉降完全是由粘土层的固结引起的。沉降一直在增长。图14左侧显示了实测沉降的等值线，右侧则是在建筑物完全柔性假定下的沉降计算等值线。

通常情况下，建筑物重量导致基底发生碗状/槽状的沉降，这是粘性土层受荷的特征。实测曲线与计算曲线的差异主要是由于建筑物的刚度差异导致的。这种影响也表示在图15的剖面图中。

刚度影响弯曲表面曲率的大小，但平均沉降量不变。根据我对图11所示蓄水箱沉降的评价，如果不将一部分荷载从中心转移到加载区域的外围，差异沉降是不可能减小的。这种荷载转移是由结构本身完成的。如果结构不够坚固，承受不了与转移相关的应力，就会发生破坏，如图11所示的蓄水箱新基础就是这种情况。

这一推理得出了一个关于钢结构框架建筑的重要结论。根据公认的钢结构框架建筑设计规则，结构构件的设计是建立在一个完全刚性的基础上的。如果地基土的压缩性较大，则建筑的地基沉降往往呈浅碗状分布，但墙体的刚度在一定程度上抵抗了这种趋势。这导致了建筑重量的一部分从内柱转移到外柱。因此，钢框架至少下部的应力往往与设计者预想的非常不同。在粘土层之上建造的所有钢架建筑都存在这种情况。这种情况是一种潜在的危险来源，不符合结构中每个构件的安全系数应接近这一基本规则。到目前为止，还不知道实际应力与理论应力偏离的误差百分比。因此，似乎有必要继续积累一些有关的资料。

如果事先知道未来沉降的大小和分布模式，总有可能通过某种方式来避免有害影响，以及消除设计师因粗心大意和无能而遭受指责的风险。因此，在地基设计中，建议尽最大可能来预测后续可能发生的沉降。

取样及试验

对沉降进行充分分析的基本要求是对地基土中粘土层的压缩性有深入的了解，分析要包含在建筑物宽度1.5倍深度范围内的所有粘土层。20多年前，瑞典岩土工程委员会(Swedish Geotechnic Commission)的成员在对铁路沿线的山体滑坡进行调查时，注意到了在不改变含水量的情况下“揉捏”黏土的软化现象,并进行了记载。后来，Casagrande发现了类似的“揉捏”对侧限条件下粘土抗压性能的影响。由于这些发现，有必要发展减少土样扰动的取样方法。当1925年我第一次在美国进行地质勘探时,一个勘探承包商对我的要求感到不可思议.我要求他在钻孔内用1.5英寸(38mm)的取芯器采取几件粘土芯样,并要求他在芯样提取上来后立即用石蜡密封。当我1936年再次回到美国时，我最初的、非常不令人满意的取样方法已被精心设计的、巧妙的程序所取代，这些程序用来提供直径不超过5英寸(127mm),几乎未受扰动的样品。1925年使用的原始方法实际上已经消失了。德国、法国、丹麦和许多其他国家也出现了类似的情况。今天，在所有这些国家里，5英寸的无扰动样品的取样方法已经很成熟，并且取样单价也十分合理。

另一项重要的进展是以试验目的选择代表性样本的方法。在1925年，我一直以为地层大致上都是均匀的，也习惯了在均匀地层中每隔5或10英尺(1.5m或3m)深度就采取一个样本。然而. Casagrande的研究成果摧毁了我的幻想。毫无疑问，均匀的粘土层是非常罕见的。图16显示了1925年我认为是均匀粘土的区域，在一英尺（30cm）深度范围内含水量的变化。

由于地层的不均匀性，选择代表性样品的基本先决条件是，要获得有关地层至少一种性质沿深度范围内变化的完整数据。然后要看地层中揭露最多的几种土层类型，从而来选择用于室内土工试验的样本。最后采用统计方法对试验结果进行加权平均。

上述的“偏离调查”是通过勘探钻孔来完成的。这些样品直径大约为2英寸（50mm）。保护这些样品的工具如图17（a）所示。采取土样后，立即用金属板和石蜡密封芯样管的两端，然后将样品储存在合适湿度的房间里。在土工试验之前，芯样管会被切割成数个6英寸（150mm）长的样本，然后决定好每个样本所需测试的性质，如天然含水率，或天然含水率与对应的抗压强度等。图17(b)显示了其中一种用于采取5英寸未扰动土样的取芯器。它是一种双管取样装置。内筒或内衬是可拆卸的，在运输和储存过程中用作保存样品的容器。

目前，Hvorslev正在编写一份详细的研究报告，其中包含了目前取样方法及工具的综述，以及遇到的一些问题。这份报告是为美国土木工程师学会（ASCE）取样与测试、土力学和地基分部委员会编写的。

不久前，我得到了一个为芝加哥地铁管理局组织大型地质勘探的机会。这个项目可以作为典型地质勘探流程的案例来分享。地铁的设计总长为40000英尺（1.2公里）。该项目需要使用压缩空气在地面以下约50英尺（15m）的软粘土中挖掘隧道，隧道还需要在若干河流交汇处穿越。“偏离调查”包括深度至隧道仰拱底部以下10英尺深的150个勘探钻孔。这些钻孔是由承包商在成本中另外出钱做的，价格在每英尺1.50美元到2.50美元之间。所测试的粘土的性能指标包括取样管在土层的贯入阻力、天然含水量和抗压强度。这些测试是在地铁当局专门为项目设立的一个实验室中进行的。土工试验报告每天都会进行更新，并将数据记录在一张方格网图纸上，将对应点根据不同位置的坐标标出。首先，地质勘探报告会作为未来隧道结构截面设计的基础;其次，它们还可以在投标前向承包商提供关于地质条件的详细信息，并可以防止承包商根据以往经验无根据地提价。在地铁一小区段所获得隧道施工经验，只有在两个地点的地质条件大致相同的情况下，才能作为另一段施工的可靠指导。从表面上看，芝加哥黏土层似乎相当均匀，但研究表明，黏土的性质在水平方向和垂直方向上有惊人的差异。勘探报告无法避免旧钻孔或砂砾石夹层发生突涌的风险。然而，它确实排除了在不知情的情况下，将相当厚度的粘土切割成异常软弱土层的风险。勘探报告使承包商可以充分利用在以往建设中获得的任何经验，并保护地铁管理局今后免受程序失当的指控。与这些好处的资本化价值相比，地质勘探的成本几乎可以忽略不计。

总结

这些努力最重要成果之一是建立了土压力、沉降和管涌的机理理论。这远远超出了本世纪初出版的教科书所体现的原始概念的范围。考虑到这些科学成就，我们有资格问:这种理论见解在多大程度上能够取代实践经验?

我没有亲自回答这个问题，而是引用William Anderson博士的话说:“自1848年以来，理论凌驾于经验之上的地位逐渐确立，尽管有时候，在应用理论知识时导致的灾难和那些由于缺乏理论依据而造成的灾难一样严重;在这方面，有能力和成功的工程师仍然会表现出这样的形象:在工作中，他会小心翼翼地让理论和实践并行不误，总是一个帮助和引导另一个，相辅相成，而不是直接宣布不适用而束之高阁”。

毫无疑问，掌握科学中最新的进展将大大提高经验丰富工程师的能力。我的观点一再得到经验丰富的从业人员的证实，他们的发言足够开明，能够欣赏和消化我们的劳动成果。与此同时，我不禁对许多新一代工程师因我们的知识而产生的自信深感忧虑，因为(再次引用安德森博士的话)“在缺乏实践经验的年轻工程师中有一种倾向，他们盲目相信公式,忘记了它们中的大多数是基于不能准确地在实践中重现的假设之上的。在任何情况下,这些公式经常无法考虑假设带来的干扰,只有通过观察和经验来预见,以及常识来验证。”

1893年，这句话针对的一批即将毕业的，在理论上训练有素的结构工程师说的。1939年的今天，这些金玉良言应该被装裱起来，挂在每间进行土力学研究的房间墙上。为了完成它在工程上的使命，科学必须被赋予合作伙伴的角色，而不是主人。

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