为了分析大坝的稳定性，三轴剪切试验被广泛用于测量材料在变化的排水条件下的强度特性。最基本的试验方法是固结排水(CD)和固结不排水(CU)试验。两者首先都要将试件固结到固结应力C，固结应力C相当于剪切前坝体(或地基)中某一点的初始有效应力。固结后，或根据排水条件对试样进行剪切，迫使剪切过程中产生的所有孔隙压力完全消散；或不排水条件下的剪切试验，以防止剪切过程中产生的孔压消散。不同排水条件下的试验得到不同的强度包络线，可应用于不同的孔隙压力环境。

一、排水剪切强度

固结试验只能得到有效应力包络线和有效摩擦角，一般适用于不考虑剪切作用引起的孔压的分析。图1显示了从固结排水试验中获得的有效应力莫尔包络线的示例。在这种情况下，假设只进行一次试验来描述坝体中特定点的应力状态。首先根据覆盖层的垂直压力计算讨论点的总应力，然后减去初始孔压，即渗流引起的静孔压或预压引起的超孔压，以及试验用的有效固结应力C。为了防止剪切过程中孔隙压力上升，应通过增加应力以足够低的速率剪切试样，以获得破坏时的莫尔包络线(图1)，图1显示了初始有效应力C和破坏时破坏面上最大可调排水剪切强度之间的关系。

图1固结排水三轴试验得到的有效应力强度包络线

理论研究表明，以初始有效固结应力为原点，破坏面上的最大剪应力(τff)出现在45°+/2°角处。但在稳定性分析中，设计强度τd通常是根据莫尔包络线上的C点选取的，所以设计抗剪强度值一般略低于莫尔包络线的判断值。

尾矿通常处于松散沉积状态，但由于其高棱角性，它们仍然具有高排水(有效应力)抗剪强度。在相同密度和应力水平下，尾矿的有效摩擦角一般比同类天然土高3 ~ 5°。尾矿基本无粘性，所以在实验室试验中通常显示有效粘结力= 0。从这个意义上说，尾矿的抗剪强度取决于有效正应力和内摩擦角。

初始密度(或孔隙比)对尾矿的有效应力强度影响不大。在常见的尾矿堆积密度范围内，尾矿砂的摩擦角φ-变化很少超过3° ~ 5°，如果尾矿砂泥超固结，影响不大。

影响尾矿有效摩擦角的最重要因素是测量时的应力范围。即使施加低应力水平，角状颗粒接触点处的应力也足以压碎颗粒。因此，通常会得到弯曲的强度包线，尤其是在低应力水平下。例如图2所示的金银尾矿排水直剪试验结果，应力从0到0~150kPa变化，包络线切线从41°变化到29°。图3显示了在较高应力范围内较密尾矿的数据。可以看出，当应力达到280kPa左右时，旋涡状铜尾矿和油砂尾矿颗粒的破碎和膨胀共同作用非常明显，在较高应力下保持相对恒定。

图2低应力水平下强度包络线的弯曲

图3φ-随应力水平的变化

表1显示了基于未扰动和扰动样品的实验室试验的各种尾矿的有效摩擦角值。大多数尾矿材料的值一般在30 ~ 37范围内，这是在较宽的应力范围内平均得到的。也可以看出，尾矿砂和尾矿砂泥的数值相差很小，除了细粉煤渣可能含有塑性较高的粘土，峰值较低。此外，只有原位粘结的石膏尾矿具有明显的有效粘结力。

表1排水剪切试验测得的有效摩擦角

尾矿类型

不排水抗剪强度隐含地考虑了由快速施加剪应力引起的孔隙压力，这对于评价许多尾矿沉积的流动特性非常重要。通过万能固结不排水三轴剪切试验测定不排水的抗剪强度，得到总应力强度参数，即总应力摩擦角φ t和总应力粘聚力CT。在固结不排水剪切试验中，有些尾矿可能会表现出总应力粘聚力，这与“虚假的”有效应力粘聚力不同，是一种“真实的”现象。但其测量在试验过程中要有足够的背压，防止孔隙水变成空。

图4显示了典型的固结不排水试验结果。在试验中，样品被固结至与之前相同的C，这是通过从上部覆盖层的应力中减去初始静态孔隙压力或超孔隙压力来确定的。由于固结不排水试验中剪切过程中阻止了排水，当产生孔隙压力时，部分作用荷载由孔隙水传递，不排水抗剪强度和对应的总应力摩擦角φT低于固结排水试验。

图4从固结不排水三轴试验获得的总应力强度包络线

如果在固结不排水试验中测量孔隙压力，也可以获得有效应力包络线。如图4所示，有效应力莫尔圆向左移动，移动量等于试验失败时产生的孔隙压力uf。

不排水莫尔包络线提供了初始有效应力C和破坏面上动员的不排水抗剪强度之间的关系。它不同于有效应力包络线，因为它包含了剪切过程中产生的孔隙压力，一般适用于外荷载变化快于材料排水能力时的稳定性分析。

在应用三轴固结不排水试验得到的不排水强度包络线时，存在一些理论上的缺陷:固结不排水试验中各向同性固结过高，估算了原位各向异性固结材料的强度；三轴试验的不排水抗剪强度受剪切过程中力系统的影响，与沿滑动面的情况相似。测试的加载条件必须改变，否则可能会出现错误。

表2给出了各种尾矿原状正常固结试样的固结不排水三轴剪切试验测得的φT和CT值。对比表1中的数据可以看出，在典型的尾矿沉积物初始孔隙比范围内，对应的总应力摩擦角φ t略低于同种材料的有效应力摩擦角约15°，即大多在14° ~ 24°范围内。总应力粘结力的CT一般在30-72 kPa之间变化，尾矿砂和尾矿砂泥的CT值相差不大。在试验的初始孔隙比范围内，孔隙比对φ t系统影响不大，但对CT有明显影响。当较密实的尾矿初始孔隙比在0.5 ~ 0.8范围内时，总应力粘聚力较高，而当初始孔隙比超过1.0时，较松散的材料(主要是尾矿泥)的总应力粘聚力往往很低甚至没有。

表2典型总应力抗剪强度参数

尾矿类型

此外，还需要进行不固结不排水(UU)三轴试验，即试样以不排水的方式剪切，但剪切前不固结。理论上，应该得到一个平坦的或φ= 0的强度包线。该试验考虑了由剪切引起的孔隙压力，但仅适用于可以获得现场固结的样品，且加载速度过快，无法消除由剪切引起的孔隙压力的情况。实际上，通过不固结不排水试验获得的不排水抗剪强度可以应用于软粘土地基上快速初期筑坝，或者尾矿坝快速堆积在尾矿砂泥上的一些场合。

不排水直剪试验和现场十字板试验是确定不排水抗剪强度随有效固体应力或深度变化的试验方法。

一些天然粘土表现出“标准化”的不排水强度特性，因此最好通过直接剪切试验来测量固结不排水抗剪强度。与三轴试验不同的是，它不会由于各向异性固结而人为造成较高的不排水抗剪强度，但快速剪切不足以在剪切过程中产生真正的不排水条件，因此必须在整个剪切过程中改变法向应力才能产生等体积条件。

归一化强度比Su/ c与有效固结峰值力C无关，只随OCR变化。图5中的数据表明，磷酸盐尾矿泥浆相当于天然粘土，显示了这种标准化的强度特性。图6显示了非塑性铜锌尾矿泥浆的沉积物样品的测试结果。很明显，Su/ c与固结应力有关，随着OCR的增大，两条曲线的散度增大。一般来说，这种尾矿材料不符合标准化的强度特性。但是，对于正常固结的材料(OCR=1.0)，曲线散度极小，Su/ c=0.20(图6)。有趣的是，这个值完全等同于图5中正常固结的磷酸盐尾矿的数据。因此，正常固结尾矿泥浆的不排水抗剪强度可用于估算其下限值。

图5从不排水直接剪切试验中获得的Su/ c

图6非塑性铅锌尾矿泥浆沉积的不排水直剪试验结果

也可以用十字板剪切仪现场直接测定不排水抗剪强度，为了在试验过程中尽量保持不排水状态，采用快速剪切。然而，对于非塑性尾泥，即使采用快速剪切，也不能在等体积条件下确定不排水抗剪强度。而且由于尾矿堆积体的层状性质，在特定的尾矿泥浆堆积体中可能存在一薄层尾矿砂，这将促进试验过程中的排水，这不仅是可能的，而且是可能的。有人主张用十字板剪切仪进行慢剪试验，实现完全排水，测定尾矿的有效抗剪强度参数。然而，它也受到分层的困扰。慢剪切是为了防止“一般”材料的孔隙压力上升，但不能考虑孔隙压力消散较慢的试验段存在细颗粒或塑性尾泥层。在横向剪切过程中，无论转速是多少，都很难确定尾矿的实际排水特性。因此，尽管在十字板剪切试验中可以获得有用的指标数据，但在选择用于稳定性分析的排水或不排水的抗剪强度时应小心谨慎。

三轴试验的应力应变特性

在三轴剪切过程中，尾矿料的应力-锥度特性一般与级配相似的松散至中密度天然土相似。在水压沉积的尾矿密度下，很少发生显著的膨胀。应力-应变数据通常以破坏时的大应变和在大应变下破坏后强度很少或没有降低为标志。

图7显示了铜尾矿泥浆的剪切应力、有效应力比和孔隙压力对应变的典型曲线。数据由代表性初始孔隙比(E0 = 0.9 ~ 1.2)的固结不排水三轴试验获得。图7a所示为剪切应力-应变曲线，在整个试验过程中按照5% ~ 10%的应变连续上升，破坏后往往没有明显的峰值或下降。这可能与采用的应变控制试验方法有关，因为应变控制方法不能准确反映不排水条件下的峰后强度降低。因此，如果峰后强度降低成为尾矿坝设计的关键因素，例如，当尾矿堆积中可能发生大应变时，应力控制试验方法可能有必要评估峰后强度降低。

图7铜尾矿泥浆的典型应力-应变特性

a-剪切应力-应变曲线；b孔隙压力-应变曲线；

c-有效应力比-变量曲线

1-c = 100 kpa；2-c = 200 kpa；3-c = 400千帕

初始孔隙比低的尾砂试样相当于经过机械压实的尾砂试样，剪应力往往在峰值后降低，这种降低在低围压条件下(50 ~ 100 kPa以下)最为明显。峰值抗剪强度一般出现在轴向应变的2% ~ 4%左右，在大应变情况下，峰后抗剪强度可能只有峰值的50%。随着围压的增加，这种降低变得不明显。在较高的围压条件下，峰值剪应力对应的轴向应提高到5%以上。

图7b显示了铜尾矿泥浆的孔隙压力-应变响应曲线。在典型的初始孔隙比条件下，孔隙压力的变化与抗剪强度的变化相似，但趋于达到峰值，然后在大应变条件下保持不变或略有下降。初始孔隙比高的尾矿相当于初始沉积，直到应变超过10%，孔隙压力可能不会达到最大值。

图7c显示了铜尾矿泥浆的有效应力比-应变响应曲线。在横向约束力较低的情况下，峰值显示明显。峰值有效应力比出现在高难变区，但随着围压的增加不明显。这种状态非常类似于相对密度较低的有棱角的天然砂。

四。循环剪切强度

影响沉积土层循环抗剪强度的主要因素是相对密度、粒度特征、沉积方式、老化和历次地震历史。而尾矿有明显的棱角性，水力沉积，时间上往往是新的，所以可能没有经历过以前的地震振动。因此，在相同的相对密度下，尾矿与天然土的循环抗剪强度可能没有直接的相关性。

与天然无粘结土一样，尾矿的循环抗剪强度受相对密度控制，但尾矿的相对密度低于大多数天然土。因此，较小的应力反向循环后，尾矿可能会经历较大的循环应变。通常，当循环应变达到10%作为应变相关破坏准则时，大多数尾矿将同时发生初始液化(孔隙压力等于围压)。

图8显示了在水力沉积产生的典型密度下，尾矿的循环剪切应力与围压应力之比(△σ/2 c)与10%初始液化或循环应变的特征曲线。对于图中介绍的所有材料，导致破坏状态所需的循环对施加的循环剪切应力非常敏感。相对密度对循环剪切强度也有很大影响。

图8循环剪切强度

①——铀尾矿，DR = 40% ~ 60%；②——铜尾矿，原状样品；

③-铅锌银尾矿，DR = 30%；④——铜尾矿泥，原状样品；

⑤——黄金尾矿，e = 0.9⑥——铜尾矿泥，原状样品；e = 1.7

⑦-铜尾矿泥浆，原状试样，三轴试验；⑧铜尾矿泥，原状试样，直剪试验；

⑨尾矿，dr = 60%；⑩-尾矿，dr = 58%

从图8中的数据可以看出，尾矿泥浆比尾矿砂或整个尾矿整体具有更高的循环剪切强度。这一概念与粉砂的观测结果一致，粉砂具有很大的抗液化能力。与尾矿的循环剪切强度相对应，循环剪切过程中产生了孔隙压力。

根据与沉积尾矿具有相似级配、相对密度和沉积模式的塑性粉砂的循环三轴试验结果，在低有效围压下，循环抗剪强度相对恒定。△σ/2 c的比值意味着循环剪切阻力与有效围压成正比。如果将其应用于整个深度范围，尤其是浅部尾矿沉积，可能会导致误解。Volpe报道的铜尾矿砂和尾矿泥的数据表明，只有当有效应力大于100kPa时，循环抗剪强度才与有效围压成正比。因此，在确定沉积物尾矿的循环抗剪强度时，必须明确考虑围压和深度的影响。

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