nghiên cứu ảnh hưởng của cường độ chống cắt đất không bão hòa đến sự ổn định đập đất tóm tắt luận án
Bạn đang xem bản rút gọn của tài liệu. Xem và tải ngay bản đầy đủ của tài liệu tại đây (1.6 MB, 27 trang )
Bộ Giáo dục và đào tạo Bộ Nông nghiệp và PTNT
Trờng đại học Thuỷ lợi
Nguyễn Thị Ngọc Hơng
Nghiên cứu
ảnh hởng của cờng độ chống cắt
đất không bão hòa đến
sự ổn định đập đất
Chuyên ngành: Địa kỹ thuật Xây dựng
Mã số: 62 - 58 - 60 - 01
tóm tắt Luận án tiến sĩ kỹ thuật
Hà Nội, 2013
Công trình đợc hoàn thành tại:
Trờng đại học Thuỷ lợi
Ngời hớng dẫn khoa học: 1. PGS.TS. Trịnh Minh Thụ
2. GS. Nguyễn Công Mẫn
Phản biện 1:
Phản biện 2:
Phản biện 3:
Luận án đợc bảo vệ trớc hội đồng chấm luận án cấp trờng họp tại:
Trờng Đại học Thủy lợi 175 Tây Sơn - Đống Đa Hà Nội
vào hồi giờ ngày tháng năm
Có thể tìm hiểu Luận án tại: Th viện Quốc gia
hoặc Th viện Đại học Thủy lợi 175 Tây Sơn - Đống Đa Hà Nội
- 1 -
Mở đầu
I. TíNH CấP THIếT CủA Đề TàI
Đất không bão hòa thờng có các đặc tính về ứng suất - biến dạng, biến thiên áp
lực nớc lỗ rỗng, cờng độ chống cắt, hệ số thấm không tuân theo các lý thuyết của cơ
học đất bão hòa. Trên thực tế khối đất trong tự nhiên (tàn tích) hay nhân tạo (các đập vật
liệu địa phơng) thờng là một hệ đất bão hòa/không bão hòa do đó các lý thuyết của cơ
học đất bão hòa không còn áp dụng để tính toán một cách đầy đủ, toàn diện và chính xác
cho môi trờng đất bão hòa/không bão hòa. ở Việt Nam, đập đất đợc xây dựng rất phổ
biến và vật liệu đắp đập thờng là đất tại chỗ có hàm lợng hạt sét thấp (đặc biệt là các
đập khu vực miền Trung). Các kiến thức, kinh nghiệm, lý thuyết tính toán, thiết bị thí
nghiệm cho đất không bão hòa ở Việt Nam còn nhiều hạn chế.
ở nớc ta, một số công trình vẫn làm việc tốt đến thời điểm hiện tại nhng trớc đó
tính toán kiểm tra thấy mất ổn định, điều này liên quan đến việc trong quá trình tính toán
đã không xét ảnh hởng của các thông số đất không bão hòa. Trong một công trình nghiên
cứu các mái dốc đứng ở Hồng Kông, một số nghiên cứu cũng cho thấy kết quả tơng tự.
Nh vậy, ngoài phơng pháp tính toán thông thờng, việc xem xét thêm ảnh hởng của
các thông số đất không bão hòa khi tính toán ổn định công trình đất cũng rất quan trọng
và cần thiết, thể hiện một phơng pháp tính toán đầy đủ và toàn diện cho môi trờng đất
bão hòa/không bão hòa.
Cho đến nay nớc ta cha có nhiều nghiên cứu về các đặc tính cơ lý của đất không
bão hòa, đặc biệt là nghiên cứu ảnh hởng của cờng độ chống cắt của đất không bão hòa
tới ổn định công trình đất. Mặt khác, hiện nay ở Việt Nam, hầu nh cha có thiết bị thí
nghiệm xác định các thông số cơ học đất không bão hoà. Để tiếp cận với các nớc tiên
tiến trên thế giới thì việc xây dựng và thiết lập các thiết bị thí nghiệm để xác định các đặc
tính của đất không bão hòa cũng là một vấn đề quan trọng ở nớc ta. Do vậy đề tài
Nghiên cứu ảnh hởng của cờng độ chống cắt đất không bão hòa đến sự ổn định đập
đất có tính cấp bách, ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn lớn.
II. MụC ĐíCH NGHIÊN CứU
Mục đích chính của đề tài luận án là:
1. Làm sáng tỏ bản chất mô hình đất không bão hòa và các đặc trng của đất không
bão hòa xuất phát từ các quan niệm truyền thống với đất bão hòa.
2. Thiết lập các mối quan hệ giữa các chỉ tiêu của đất không bão hòa với nhau và
với đất bão hòa cũng nh giữa các phơng pháp thí nghiệm khác nhau. Lập quan hệ để
tính toán các hàm của các đặc trng đất không bão hòa phù hợp với đất thực tế của Việt
Nam.
3. Làm rõ khả năng và điều kiện áp dụng các kết quả nghiên cứu thu đợc nhằm
làm tăng tính kinh tế, giảm chi phí xây dựng công trình thủy lợi khi ứng dụng các thông số
đất không bão hòa trong thiết kế và tính toán ổn định mái đập đất.
iii. Đối tợng nghiên cứu và PHạM VI NGHIÊN CứU
Đề tài luận án tiến hành nghiên cứu một số mẫu đất thuộc loại đất sét và đất sét pha
lẫn dăm sạn. Ngoài các tính chất vật lý cơ học thông thờng, luận án tập trung chủ yếu
nghiên cứu các đặc trng quan trọng của đất không bão hòa gắn liền với ổn định mái dốc
đó là: quan hệ độ chứa nớc thể tích, hệ số thấm và cờng độ chống cắt. áp dụng tính
toán cho các công trình đập vật liệu địa phơng và mái dốc tự nhiên: đại diện cho đất đắp
đập Miền Đông Bắc là công trình đập đất hồ chứa nớc Khe Cát (tỉnh Quảng Ninh), các
loại đất đắp đập thuộc công trình đập đất hồ chứa nớc Sông Sắt (tỉnh Ninh Thuận) đặc
trng cho đất đắp đập miền Trung và đất vùng Tây Bắc Việt Nam (tỉnh Yên Bái).
- 2 -
Iv. nI DUNG NGHIÊN CứU
Nội dung chính của luận án giải quyết những vấn đề sau:
(1) Nghiên cứu tổng quan về đập đất nói chung và các vấn đề về mất ổn định mái
đất, môi trờng đất bão hòa-không bão hòa, tình hình nghiên cứu và ứng dụng các đặc
trng cơ lý của đất không bão hòa trong nớc và trên thế giới. (2) Nghiên cứu đi sâu về lý
thuyết và các phơng pháp xác định các thông số của đất không bão hòa nh: đờng đặc
trng quan hệ đất - nớc, hệ số thấm và cờng độ chống cắt. (3) Thông qua những kết quả
nghiên cứu thu đợc, đề xuất qui trình thí nghiệm ba trục đất không bão hòa, đặc biệt trên
thiết bị ba trục cải tiến, phù hợp với đất Việt Nam. (4) Nghiên cứu thực nghiệm xác định
đờng cong đặc trng đất - nớc của các loại đất đắp khác nhau dùng trong công trình
thực tế và cờng độ chống cắt của đất ứng với các lực hút dính khác nhau, xác định đờng
quan hệ giữa cờng độ chống cắt t và lực hút dính (u
a
-u
w
). (5) Nghiên cứu quan hệ giữa
SWCC với cờng độ chống cắt và hệ số thấm của đất không bão hòa, tính toán xác định hệ
số thấm của đất trong môi trờng bão hoà - không bão hoà. (6) Đề xuất phơng trình thực
nghiệm biểu diễn đờng cong đặc trng đất-nớc và quan hệ giữa cờng độ chống cắt với
lực hút dính của các mẫu đất dùng trong nghiên cứu phu hợp với đất của Việt Nam. (7) So
sánh, đối chiếu kết quả tính toán từ các phơng trình đề xuất với kết quả thực nghiệm. Từ
kết quả thu đợc kiến nghị về khả năng ứng dụng của các phơng trình đề xuất trong tính
toán hệ số thấm và cờng độ chống cắt của đất không bão hòa tại Việt Nam. (7) ứng dụng
kết quả nghiên cứu phân tích, đánh giá trạng thái ổn định của công trình thực tế (đập đất
hồ chứa nớc Khe Cát và đập đất hồ chứa nớc Sông Sắt) và mái dốc tự nhiên ở Yên Bái.
v. PHƯƠNG PHáP NGHIÊN CứU
Các phơng pháp đợc áp dụng trong luận án:
+ Phơng pháp nghiên cứu lý thuyết: nghiên cứu lý thuyết về đờng đặc trng quan
hệ đất - nớc, cờng độ chống cắt của đất không bão hòa và hệ số thấm trong môi trờng
đất bão hòa - không bão hòa.
+ Phơng pháp phần tử hữu hạn: mô phỏng và phân tích bài toán thấm cho đập đất
trong môi trờng bão hòa, không bão hòa.
+ Phơng pháp phân tích ổn định mái dốc: tính toán ổn định mái dốc của đập đất
khi xét thông số đất trong điều kiện bão hòa, không bão hòa.
+ Phơng pháp thực nghiệm: thí nghiệm xác định các chỉ tiêu tính chất của đất
không bão hòa; thí nghiệm xác lập đờng cong đặc trng quan hệ đất-nớc của đất thí
nghiệm; thí nghiệm xác định quan hệ giữa cờng độ chống cắt của đất không bão hòa với
các lực hút dính khác nhau.
VI. ý NGHĩA KHOA HọC Và THựC TIễN CủA LUậN áN
Đề tài đợc nghiên cứu sẽ đóng góp các hiểu biết có cơ sở khoa học hơn về các
thông số của đất không bão hòa và ảnh hởng của chúng đến trạng thái ổn định của mái
đất. Nghiên cứu các kết quả nghiên cứu thực nghiệm trên đất Việt Nam về đờng cong đặc
trng đất - nớc, cờng độ chống cắt và hệ số thấm theo lực hút dính, đề xuất các phơng
trình thực nghiệm cho phép tính toán đợc các dạng đờng quan hệ phù hợp với các kết
quả thí nghiệm trên đất Việt Nam. Từ các kết quả rút ra trong nghiên cứu thực nghiệm, đề
tài sẽ ứng dụng nghiên cứu trạng thái ổn định của đập đất để chỉ ra đợc mức độ ảnh
hởng của cờng độ chống cắt của đất không bão hòa đến hệ số ổn định mái đất.
Luận án đóng góp việc ứng dụng phơng trình thực nghiệm trong mô phỏng các
đặc tính đất không bão hòa tại Việt Nam, xem xét ảnh hởng của các thông số đất không
bão hòa trong tính toán và thiết kế đập đất nhằm chọn đợc kích thớc mặt cắt hợp lý đập
bảo đảm tính khoa học và tính kinh tế, đóng góp trong việc ứng dụng một tiến bộ khoa
học trong thực tế xây dựng công trình thủy lợi ở Việt Nam.
- 3 -
VIi. NhữNG ĐóNG GóP MớI CủA LUậN áN
Luận án đã có những đóng góp về khoa học và thực tiễn cho Việt Nam nh sau:
(1) Thiết bị nén 3 trục cho đất không bão hòa đợc cải tiến từ thiết bị thí nghiệm nén 3
trục của đất bão hòa tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật trờng Đại học Thủy lợi dựa trên
nguyên lý đề xuất của Fredlund and Rahardjo 1993.
(2) Xây dựng đợc đờng quan hệ cho tính toán các đờng cong đặc trng đất - nớc,
hệ số thấm và cờng độ chống cắt cho một số loại đất ở Việt Nam. Xây dựng đợc biểu đồ
hệ số hiệu chỉnh theo chỉ số dẻo I
p
cho các loại đất (từ sét pha nhẹ, sét pha, sét pha nặng
đến sét) ở nớc ta. Kết quả nghiên cứu cờng độ chống cắt cho thấy các thông số cờng
độ chống cắt (, c và
b
) của cùng loại đất theo các sơ đồ cắt khác nhau (cắt trực tiếp, cắt
cố kết thoát nớc và cắt với độ ẩm không đổi) cho giá trị tơng đối gần nhau, kiến nghị
trong điều kiện không có thiết bị thí nghiệm nén ba trục cho đất không bão hòa thì có thể
dùng thiết bị cắt phẳng để thí nghiệm xác định sơ bộ các thông số cờng độ chống cắt của
đất không bão hòa.
(3) Khi lực hút dính thay đổi thì lực dính c thay đổi, nhng hầu nh không đổi cho
một số loại đất của Việt Nam.
(4) Thí nghiệm đợc bộ thông số đặc trng cho một số loại đất ở Việt Nam cũng nh
minh chứng đợc ảnh hởng của đặc tính không bão hòa đối với ổn định mái cho đất của
nớc ta. Đề xuất phơng pháp ứng dụng các thông số đặc trng đất không bão hòa trong
tính toán ổn định mái dốc đảm bảo an toàn và kinh tế cho đất của Việt Nam.
VIiI. Bố CụC CủA LUậN áN
Mở đầu
Chơng 1: Tổng quan về đập đất và đất không bão hoà.
Chơng 2: Cơ sở lý thuyết.
Chơng 3: Nghiên cứu thực nghiệm.
Chơng 4: ứng dụng tính toán ổn định mái dốc cho công trình thực tế (công trình
đập đất hồ chứa nớc Sông Sắt và công trình đập đất hồ chứa nớc Khe Cát) và mái dốc tự
nhiên.
Kết luận và kiến nghị.
Chơng 1
Tổng quan các nghiên cứu về đập đất và đất không bão hòa
1.1. tổng quan về đập đất
1.1.1. Khái quát chung về đập đất
Đập đất là một loại công trình dâng nớc rất phổ biến. Đập đất có thể đợc
phân loại dựa vào cấu tạo thân đập nh sau:
1) Đập đồng chất: Thân đập đợc đắp bằng một loại đất
2) Đập đất không đồng chất: Đập đợc đắp bằng nhiều loại đất
3) Đập có tờng nghiêng mềm hoặc cứng
4) Đập có tờng lõi mềm hoặc cứng
5) Đập hỗn hợp: Phần thân đập thợng lu đắp bằng một hoặc nhiều loại đất, phần
thân đập hạ lu là khối đá.
1.1.2. Các vấn đề về mất ổn định mái đất
Những sự cố trợt lở lớn mái dốc trên thế giới và ở Việt Nam phần lớn có liên quan
đến trạng thái không bão hòa của đất. Các đất có vấn đề về trợt lở này thờng có nguồn
gốc tàn tích và mực nớc ngầm ở sâu.
Hiện nay hầu hết các phơng pháp phân tích sự ổn định của mái dốc đều giả thiết
mặt trợt có dạng mặt trụ tròn xoay do việc dùng mặt trụ tròn xoay với mặt cắt ngang là
- 4 -
cung tròn sẽ cho kết quả thỏa mãn độ chính xác mà không cần tính toán quá phức tạp. Nói
chung, các thông số cờng độ chống cắt hiệu quả (tức là c và ) đợc dùng khi tiến hành
phân tích ổn định mái dốc trên đất bão hòa. Có thể chấp nhận giả thiết bỏ qua áp lực nớc
lỗ rỗng âm đối với những trờng hợp mà phần lớn mặt trợt nằm dới mặt nớc ngầm.
Tuy nhiên, trong những trờng hợp mặt nớc ngầm sâu hay khi ngời ta quan tâm tới khả
năng xuất hiện mặt phá hoại nông, thì không thể bỏ qua áp lực nớc lỗ rỗng âm đợc.
1.2. tổng quan về môi trờng đất bão hòa, không bão hoà
Đất bão hòa là loại đất gồm hai pha (pha rắn và pha lỏng) và có áp lực nớc lỗ rỗng
dơng. Đất không bão hoà là loại đất có nhiều hơn hai pha và có áp lực nớc lỗ rỗng âm,
liên quan với áp lực khí lỗ rỗng. Lambe và Whitman (1979) định nghĩa đất không bão hoà
là hệ ba pha bao gồm pha rắn, pha nớc và pha khí. Theo Fredlund và Morgensten (1977),
khi phân tích ứng suất của môi trờng liên tục nhiều pha, cần nhận thức pha trung gian khí
- nớc ứng xử nh một pha độc lập, khi đó đất không bão hoà là hệ bốn pha: pha rắn, pha
khí, pha nớc và mặt ngoài căng hay mặt phân cách khí - nớc.
Lực hút dính, đờng cong đặc trng đất-nớc, hệ số thấm và cờng độ chống cắt là
các đặc trng cơ bản của đất không bão hòa. Cờng độ chống cắt của đất không bão hòa
khác đất bão hòa ở chỗ có thêm lực dính do lực hút dính gây ra. Lực dính thêm này phụ
thuộc vào (u
a
- u
w
), giá trị
b
.
1.3. Tình hình nghiên cứu các đặc trng cơ lý đất không bão hoà
trên thế giới và ở việt nam
1.3.1. Tình hình nghiên cứu các đặc trng cơ lý đất không bão hòa trên thế
giới
Lý thuyết về Cơ học đất không bão hoà đợc thiết lập từ nhiều thập kỷ trớc. Trớc
năm 1950, các nhà khoa học bắt đầu nghiên cứu đặc tính của đất không bão hòa; tuy
nhiên, hầu hết các mối quan tâm chỉ dừng lại ở dòng mao dẫn. Vào cuối những năm 50,
những thúc đẩy mới đã bắt đầu bằng việc nghiên cứu biến thiên thể tích và cờng độ
chống cắt của đất không bão hoà. Việc nghiên cứu trên dẫn đến các đề nghị về một số
phơng trình ứng suất, đợc gọi là ứng suất hiệu quả cho đất không bão hòa. Về sau có sự
thay đổi chậm chạp theo hớng chấp nhận hai biến trạng thái ứng suất độc lập (Fredlund
và Mongensten (1977), ). Cho đến hiện nay đã có một nền tảng khá vững chắc về lý
thuyết cho Cơ học đất không bão hòa.
1.3.2. Tổng quan các nghiên cứu về cờng độ chống cắt của đất
Terzaghi (1936) dùng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb và khái niệm ứng suất
hiệu quả để mô tả cờng độ chống cắt của đất bão hòa. Để xác định trạng thái ứng suất
cho đất không bão hòa, nhiều nghiên cứu ngày càng ủng hộ việc dùng hai biến trạng thái
ứng suất độc lập (Fredlund và Morgenstern, 1977).
1.3.3. Tình hình nghiên cứu các đặc trng cơ lý đất không bão hòa nói chung
và cờng độ chống cắt của đất không bão hòa nói riêng ở nớc ta
ở nớc ta, các bài toán về Cơ học đất không bão hoà mới bắt đầu đợc quan tâm
nghiên cứu trong những năm gần đây. Một số ít bài báo và nghiên cứu khoa học về đất
không bão hòa đã đợc công bố. Các bài toán thấm, ổn định mái dốc, ứng suất biến dạng
đã đợc ứng dụng lý thuyết của Cơ học đất không bão hòa để tính toán ổn định công trình.
Hiện nay, các thiết bị thí nghiệm về đất không bão hòa bắt đầu đợc du nhập vào Việt
Nam. Đặc biệt, phòng Thí nghiệm Địa kỹ thuật trờng Đại học Thủy lợi đã có thiết bị xác
định đờng cong SWCC và cờng độ chống cắt của đất không bão hòa, góp phần phục vụ
cho các nghiên cứu thực nghiệm xác định các thông số đất không bão hòa của Việt Nam.
- 5 -
1.4. kết luận chơng i
Vấn đề nghiên cứu sử dụng các thiết bị thí nghiệm, các qui trình thí nghiệm xác
định các thông số đất không bão hòa cho đất Việt Nam và ứng dụng các thông số đó trong
tính toán ổn định công trình đất có ý nghĩa quan trọng và cần thiết, mở ra hớng nghiên
cứu mới cho các nhà khoa học Việt Nam, cùng với các nhà khoa học trên thế giới góp
phần phát triển và hoàn thiện lý thuyết Cơ học đất không bão hòa. Trong luận án này, tác
giả đề xuất nghiên cứu xác định các thông số đất không bão hòa của một số loại đất tại
Việt Nam và ứng dụng các thông số đó trong tính toán ổn định đập đất.
Chơng 2
Cơ sở lý thuyết đất không bão hòa
2.1. Các biến trạng thái ứng suất trong môi trờng đất
Bishop (1959) đã đề nghị một biểu thức thực nghiệm cho ứng suất hiệu quả và đã
đợc tham khảo rộng rãi (ví dụ các bài giảng ở Oslo, Nauy, 1955):
s = (s - u
a
) + (u
a
- u
w
) (2.2)
trong đó: u
a
- áp lực khí lỗ rỗng; - thông số liên quan đến độ bão hoà của đất.
Năm 1977, Fredlund và Morgenstern đã nghiên cứu và kết luận là bất kỳ hai trong
ba biến ứng suất pháp (ứng suất tổng s, áp lực nớc lỗ rỗng u
w
và áp lực khí lỗ rỗng u
a
)
đều có thể dùng để mô tả trạng thái ứng suất của đất không bão hoà. Nói cách khác, có ba
tổ hợp có thể đợc dùng làm các biến trạng thái ứng suất mô tả đặc tính cờng độ chống
cắt và biến thiên thể tích của đất không bão hoà, thích hợp cho cấu trúc đất và mặt ngoài
căng trong đất không bão hòa: (s-u
a
) và (u
a
-u
w
); (s-u
w
) và (u
a
-u
w
); (s-u
a
) và (s-u
w
), trong
đó: s - ứng suất tổng; u
a
- áp lực khí lỗ rỗng; u
w
- áp lực nớc lỗ rỗng.
2.2. đờng cong đặc trng đất - nớc
Trong Cơ học đất không bão hòa, đờng cong quan hệ giữa độ ẩm và lực hút gọi là
đờng cong đặc trng đất-nớc, đóng vai trò rất quan trọng giải quyết các bài toán thấm
trong đất không bão hòa, khống chế các đặc tính của đất không bão hoà nh hệ số thấm,
cờng độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất.
Các phơng trình đờng cong đặc trng đất - nớc
Nhiều dạng phơng trình theo kinh nghiệm đợc đề nghị để biểu diễn đờng cong
đặc trng đất - nớc. Các phơng trình đợc đề nghị để mô phỏng SWCC đều dựa trên sự
giả định rằng hình dạng của SWCC phụ thuộc vào sự phân bố kích cỡ lỗ rỗng trong đất.
Dạng phơng trình biểu thị mối quan hệ giữa lực hút và độ ẩm chuẩn hoá thờng đợc sử
dụng là phơng trình của Fredlund & Xing (1994).
Fredlund và Xing: =
m
n
a
e
C
ln
1
(2.8)
trong đó: , a, n, m - các hằng số (các thông số khác nhau của đất), - lực hút dính, -
độ ẩm thể tích chuẩn hoá, = (q - q
r
) / (q
s
q
r
) (q
s
là độ ẩm thể tích bão hoà, q
r
là độ ẩm
thể tích d, và q là độ ẩm thể tích tại một giá trị lực hút dính xác định), e - cơ số tự nhiên,
và C() - hệ số hiệu chỉnh.
Xác định đờng cong đặc trng đất - nớc bằng thực nghiệm
Đờng cong đặc trng đất-nớc có thể đợc xác định bằng phơng pháp thí nghiệm
tấm áp suất trong phòng thí nghiệm. Trong phòng thí nghiệm, lực hút dính có thể đặt vào
mẫu đất bằng cách giữ để áp lực nớc lỗ rỗng bằng không và đặt vào mẫu một áp lực khí
- 6 -
lỗ rỗng dơng. Do đó có thể làm biến đổi lực hút dính trong mẫu đất [(u
a
- u
w
) trong đó u
w
giữ bằng không] bằng cách tác dụng các áp lực khí khác nhau vào mẫu. Phơng pháp này
thuộc loại kỹ thuật tịnh tiến trục.
2.3. cờng độ chống cắt của đất không bão hoà
2.3.1. Phơng trình cờng độ chống cắt của đất bão hòa
Terzaghi (1936) dùng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb và khái niệm ứng suất
hiệu quả để mô tả cờng độ chống cắt của đất bão hòa:
t
ff
= c + (s
f
- u
w
)
f
tan (2.11)
trong đó: t
ff
- ứng suất cắt trên mặt phá hoại lúc phá hoại; c - lực dính hiệu quả; (s
f
- u
w
)
f
- ứng suất pháp hiệu quả trên mặt phẳng phá hoại lúc phá hoại; - góc ma sát trong hiệu
quả.
2.3.2. Phơng trình cờng độ chống cắt của đất không bão hòa
Bishop (1959) đề xuất phơng trình cờng độ chống cắt nh sau:
t = c + [(s - u
a
) + (u
a
- u
w
)] tan (2.12)
trong đó: c - lực dính hiệu quả của đất bão hoà, - góc ma sát trong hiệu quả của đất bão
hoà, s - ứng suất pháp tổng, u
a
- áp lực khí lỗ rỗng, u
w
- áp lực nớc lỗ rỗng, và - thông
số liên quan đến độ bão hoà của đất, giá trị thay đổi từ 0 đến 1.
Fredlund và nnk. (1978) kiến nghị phơng trình cờng độ chống cắt cho đất không
bão hoà bằng việc dùng các biến trạng thái ứng suất (s-u
a
) và (u
a
-u
w
) nh sau:
b
f
wa
f
afff
uuuc
st
tan'tan'
(2.13)
trong đó: t
ff
- ứng suất cắt trên mặt trợt ở trạng thái phá hoại, c - lực dính hiệu quả, (s
f
-
u
a
)
f
- ứng suất pháp thực trên mặt trợt ở trạng thái phá hoại, - góc ma sát trong ứng với
ứng suất pháp thực (s
f
-u
a
)
f
, (u
a
-u
w
)
f
- lực hút dính ở trạng thái phá hoại, và
b
- góc biểu thị
tốc độ tăng về cờng độ chống cắt ứng với sự tăng lên của lực hút dính (u
a
-u
w
)
f
ở trạng thái
phá hoại.
Cờng độ chống cắt của đất không bão hoà thờng đợc xác định từ các thí nghiệm
cắt cố kết thoát nớc (thí nghiệm CD) hoặc thí nghiệm cắt với độ ẩm không đổi (thí
nghiệm CW). Vanapalli & nnk. (1996) và Fredlund & nnk. (1996) kiến nghị một hàm dự
đoán cờng độ chống cắt của đất không bão hoà từ SWCC và các thông số cờng độ
chống cắt hiệu quả (c và ) nh sau:
'tan'tan'
st
waan
uuuc
(2.15)
trong đó: - tham số hiệu chỉnh để tìm các giá trị tính toán sao cho phù hợp với các giá trị
đo đợc; - độ ẩm thể tích chuẩn hoá ( = q
w
/q
s
); q
w
- độ ẩm thể tích; q
s
- độ ẩm thể tích
bão hoà.
2.4. phơng pháp phân tích thấm trong môi trờng bão hòa, không
bão hòa
Hệ số thấm nớc của đất có thể đợc xác định bằng các phơng pháp gián tiếp từ
SWCC hoặc trực tiếp (thí nghiệm thấm). Leong và Rahardjo (1997) đã kiến nghị phơng
trình dự đoán hệ số thấm dựa trên hệ số thấm bão hòa và đờng cong đặc trng đất nớc
nh sau:
p
s
w
s
p
sw
kkk
q
q
(2.19)
trong đó: p là một hằng số. Fredlund và những ngời khác (2001) đã tiến hành xác định
giá trị của hằng số p cho rất nhiều cặp số liệu và đã tìm ra p biến đổi từ 2,4 đến 5,6 cho
các loại đất khác nhau. Giá trị trung bình của p cho tất cả các loại đất là 3,29.
- 7 -
2.5. phơng pháp phân tích ổn định đập đất
Các phơng pháp cân bằng giới hạn phân thỏi sử dụng ứng suất hiệu quả và áp lực
nớc lỗ rỗng trong việc xác định hệ số an toàn ổn định mái dốc đợc dùng rộng rãi trong
thực tiễn để phân tích đánh giá ổn định đập đất. Khi tính ổn định mái dốc có xét áp lực
nớc lỗ rỗng âm có thể dùng các phơng pháp lực dính toàn phần - đa lực hút dính vào
lực dính của đất (Ching và các cộng sự, 1984), tìm phơng trình hệ số an toàn đáp ứng cả
áp lực nớc lỗ rỗng dơng lẫn áp lực nớc lỗ rỗng âm (Fredlund, 1989, 1995; Rahardjo và
Fredlund, 1993) hoặc theo quan hệ phi tuyến cờng độ chống cắt - lực hút dính (Rahardjo,
Fredlund và Vanapali, 1992). Trong phơng pháp lực dính toàn phần, đất không bão hòa
đợc coi là đất có lực dính toàn phần bao gồm lực dính hiệu quả và lực hút dính.
2.6. Kết luận chơng 2
Các thông số đặc trng cho đất không bão hòa là SWCC, hệ số thấm và cờng độ
chống cắt. SWCC đợc xác định thông qua phơng pháp thực nghiệm và các công thức
tính toán. Hệ số thấm và cờng độ chống cắt của đất không bão hòa có thể đợc xác định
gián tiếp qua SWCC hay đợc xác định trực tiếp bằng thí nghiệm. Khi phân tích ổn định
mái dốc có thể áp dụng phơng pháp lực dính toàn phần để xem xét ảnh hởng của các
thông số đất không bão hòa đến hệ số an toàn.
Chơng 3
Nghiên cứu thực nghiệm xác định các thông số đặc
trng cờng độ chống cắt của đất không bão hòa
3.1. tính chất cơ bản của đất dùng trong thí nghiệm
Luận án tập trung nghiên cứu một số loại đất thuộc ba khu vực: Đông Bắc Bộ, Tây
Bắc Bộ và Nam Trung Bộ. Loại đất thứ nhất dùng trong nghiên cứu thuộc mỏ vật liệu đất
đắp đập dâng nớc trong hệ thống công trình đầu mối hồ chứa nớc Sông Sắt nằm trên địa
phận xã Phớc Thắng, huyện Bác ái, tỉnh Ninh Thuận (khu vực Nam Trung Bộ). Loại đất
thứ hai dùng trong nghiên cứu là mỏ vật liệu đất đắp thuộc khu vực công trình hồ chứa
nớc Khe Cát (trong giai đoạn lập dự án đầu t xây dựng) nằm trên thợng nguồn suối
Khe Cát, thuộc xã Hải Lạng, huyn Tiên Yên, tỉnh Quảng Ninh (khu vực Đông Bắc Bộ).
Loại đất thứ ba trong nghiên cứu này là các mẫu đất nguyên dạng đợc lấy tại nhiều vị trí
khác nhau trên một mái dốc tự nhiên thuộc thành phố Yên Bái tỉnh Yên Bái (khu vực Tây
Bắc Bộ). Tính chất cơ lý của đất đợc xác định theo qui trình thí nghiệm TCVN (1995) và
đợc nêu trong bảng 3.1a và 3.1b.
Bảng 3.1a. Tính chất cơ lý của các mẫu vật liệu đầm nén
Các chỉ tiêu
Ký
hiệu
Đơn
vị
Vật liệu
Sông Sắt 1
Vật liệu
Sông Sắt 2
Vật liệu
Sông Sắt 3
Vật liệu
Khe Cát
Thành phần hạt
>10.000 mm
%
0,00
0,21 2,59 0,00
5,000 - 10,000 mm
%
0,00
2,08 2,41 0,00
Sạn sỏi 2,000 - 5,000 mm
%
0,00
4,89 6,25 9,00
Cát 0,500 - 2,000 mm
%
0,00
11,19 10,30 7,00
0,250 - 0,500 mm
%
15,34
5,80 5,54 6,00
0,100 - 0,250 mm
%
15,11
9,69 10,30 13,00
0,050 - 0,100 mm
%
33,28
30,17 29,69 8,00
Bụi 0,010 - 0,050 mm
%
12,22
9,68 8,93 15,00
0,005 - 0,010 mm
%
0,97
1,29 1,22 11,00
- 8 -
Sét <0,005 mm
%
23,07
25,00 22,78 31,00
Tỷ trọng G
s
2,680 2,725 2,731 2,710
Giới hạn chảy W
l
%
24,83 23,83 24,08 52,60
Giới hạn dẻo W
p
%
14,99 13,20 15,16 34,47
Chỉ số dẻo I
p
%
9,84 10,62 8,91 18,13
Khối lợng đơn vị khô lớn nhất
dmax
g/cm
3
1,867 2,024 1,997 1,550
Độ ẩm tốt nhất W
opt
%
12,73 11,06 10,97 24,50
Bảng 3.1b. Tính chất cơ lý của các mẫu đất nguyên dạng tại Yên Bái
Các chỉ tiêu
Ký
hiệu
Đơn
vị
Yên Bái 1
Yên Bái 2
Yên Bái 3
Yên Bái 4
Yên Bái 5
Thành phần hạt
>10.000 mm
%
6,08 0,00 0,00 0,00 0,00
5,000 - 10,000 mm
%
8,08 8,23 0,85 0,17 2,49
Sỏi 2,000 - 5,000 mm
%
24,62 21,64 1,60 3,29 5,46
Cát 0,500 - 2,000 mm
%
6,22 7,52 3,62 9,74 6,10
0,250 - 0,500 mm
%
3,81 4,71 4,70 3,68 4,23
0,100 - 0,250 mm
%
4,97 5,11 6,20 5,52 5,33
0,050 - 0,100 mm
%
8,67 13,02 20,34 17,48 17,21
Bụi 0,010 - 0,050 mm
%
8,17 9,34 29,43 28,42 25,57
0,005 - 0,010 mm
%
2,12 2,99 6,47 5,46 6,94
Sét <0,005 mm
%
27,25 27,44 26,79 26,23 26,67
Tỷ trọng G
s
2,730 2,730 2,720 2,720 2,720
Giới hạn chảy W
l
%
51,14 50,73 53,05 55,64 51,52
Giới hạn dẻo W
p
%
34,60 34,12 37,10 40,60 35,70
Chỉ số dẻo I
p
%
16,54 16,61 15,95 15,04 15,82
3.2. thí nghiệm xác định đờng cong đặc trng đất - nớc
3.2.1. Thiết bị thí nghiệm xác định đờng cong đặc trng đất nớc
Sơ đồ thiết bị thí nghiệm xác định
đờng cong đặc trng đất-nớc đợc
trình bày trong hình 3.1. Đĩa gốm trong
luận án là loại 5 bar.
3.2.2. Chuẩn bị mẫu
Chế bị 12 mẫu đất theo phơng
pháp đầm nén có khối lợng đơn vị khô
bằng 95 % khối lợng đơn vị khô lớn
nhất và độ ẩm là độ ẩm tốt nhất. Mẫu đất
chế bị có chiều dày 20 mm, đờng kính
62 mm, thể tích 60 cm
3
. Các mẫu nguyên
dạng Yên Bái đợc cắt gọt vào các dao vòng có chiều cao 20 mm, thể tích 60 cm
3
.
3.2.3. Bão hoà mẫu và đĩa gốm
Các mẫu đất đợc bão hoà nhằm đa chúng đồng nhất về độ ẩm hay độ bão hoà.
Bão hòa đĩa gốm nhằm mục đích tạo mặt căng để ngăn cách pha khí và pha nớc. Tính
chất cơ lý của mẫu đất thí nghiệm đợc thống kê trong bảng 3.2a và 3.2b.
Hình 3.1. Bình chiết suất xác định SWCC
- 9 -
Bảng 3.2a. Tính chất cơ lý của các mẫu đất chế bị
Các chỉ tiêu
Ký
hiệu
Đơn
vị
Vật liệu
Sông Sắt 1
Vật liệu
Sông Sắt 2
Vật liệu
Sông Sắt 3
Vật liệu
Khe Cát
Độ ẩm chế bị W
cb
%
12,73 11,06 10,97 24,50
Khối lợng đơn vị ớt chế bị
cb
g/cm
3
2,000 2,136 2,105 1,830
Khối lợng đơn vị khô chế bị
dcb
g/cm
3
1,774 1,923 1,897 1,470
Độ ẩm thể tích bão hòa
q
s
0,348 0,345 0,390 0,456
Hệ số thấm khi bão hoà k
s
m/s
5,0.10
-8
1,6.10
-7
2,0.10
-7
1,9.10
-8
Bảng 3.2b. Tính chất cơ lý của các mẫu đất nguyên dạng Yên Bái
Các chỉ tiêu
Ký
hiệu
Đơn
vị
Yên Bái 1
Yên Bái 2
Yên Bái 3
Yên Bái 4
Yên Bái 5
Độ ẩm tự nhiên W
%
25,38 21,68 24,78 37,18 36,41
Khối lợng đơn vị tự nhiên
w
g/cm
3
1,712 1,649 1,613 1,741 1,613
Khối lợng đơn vị khô
d
g/cm
3
1,365 1,355 1,293 1,269 1,182
Độ ẩm thể tích bão hòa
q
s
0,447 0,410 0,496 0,510 0,515
Hệ số thấm khi bão hoà k
s
m/s
6,5.10
-7
2,4.10
-7
9,1.10
-8
9,6.10
-8
6,2.10
-7
3.2.4. Thí nghiệm xác định đờng cong đặc trng đất - nớc
Trong thí nghiệm này, các mẫu đất chịu các áp lực khí bên ngoài khác nhau. áp lực
khí lỗ rỗng u
a
sẽ bằng áp lực khí tác dụng ngoài, áp lực nớc lỗ rỗng u
w
đợc giữ không
đổi bằng 0 kPa, do đó lực hút dính của đất sẽ thay đổi theo áp lực khí tác dụng ngoài. Thí
nghiệm xác định SWCC với các cấp lực hút dính là 10 kPa, 20 kPa, 50 kPa, 100 kPa, 200
kPa và 400 kPa.
3.2.5. Kết quả thí nghiệm
Hình 3.3a và 3.3b biểu diễn các đờng cong đặc trng đất-nớc của 9 loại mẫu đất.
Ta có thể thấy trên hình 3.3a, độ ẩm thể tích của mẫu giảm đáng kể khi lực hút dính trong
mẫu vợt quá giá trị khí vào. Đờng cong đặc trng đất - nớc của mẫu đất đầm nén công
trình Khe Cát cho ta giá trị khí vào của mẫu sét pha đầm nén là 40 kPa. Từ đờng cong
SWCC của các mẫu đầm nén công trình Sông Sắt ta đợc giá trị khí vào của mẫu đầm nén
Sông Sắt 1, 2, 3 lần lợt bằng 20.04 kPa, 20.08 kPa và 11.8 kPa. Hình 3.3b cho kết quả
SWCC của các mẫu Yên Bái, từ hình vẽ ta đợc giá trị khí vào của mẫu đất Yên Bái 1, 2,
3, 4 và 5 lần lợt bằng 31 kPa, 32 kPa, 30 kPa, 28 kPa và 29 kPa. Các kết quả thí nghiệm
cho thấy đất có chỉ số dẻo I
p
càng cao thì giá trị khí vào càng lớn.
0,25
0,27
0,29
0,31
0,33
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
1 10 100 1000
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
m th tớch,
w
Vt liu Khe Cỏt
Vt liu Sụng St 1
Vt liu Sụng St 2
Vt liu Sụng St 3
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,55
1 10 100 1000
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
m th tớch,
w
Mu Yờn Bỏi 1
Mu Yờn Bỏi 2
Mu Yờn Bỏi 3
Mu Yờn Bỏi 4
Mu Yờn Bỏi 5
Hình 3.3a. Xác định SWCC bằng thực
nghiệm cho các mẫu đầm nén
Hình 3.3b. Xác định SWCC bằng thực
nghiệm cho các mẫu nguyên dạng
Giá trị khí vào = 29 kPa
Giá trị khí vào = 32 kPa
Giá trị khí vào = 31 kPa
Giá trị khí vào = 40 kPa
Giá trị khí vào = 11,8 kPa
Giá trị khí
vào = 20,04 kPa
Giá trị khí vào = 20,08 kPa
- 10 -
3.2.6. Tính toán hệ số thấm từ đờng cong đặc trng đất - nớc
3.2.6.1. Tính toán đờng cong SWCC bằng phơng trình của Fredlund và Xing
(1994)
Phơng trình của Fredlund và Xing (1994) đã đợc dùng khá phổ biến. Tuy nhiên
công thức của Fredlund và Xing (1994) đợc lập theo phơng pháp lý thuyết trên cơ sở thí
nghiệm các loại đất chủ yếu ở Bắc Mỹ, có các đặc tính khác với tính chất của đất Việt
Nam, nên tác giả đã đề xuất công thức xác định m, n sao cho biểu diễn sát đúng hơn dãy
số liệu thí nghiệm tác giả đã thực hiện trong phòng thí nghiệm, cụ thể nh sau:
m = 3,4ln
i
is
C
q
q
(3.2) n =
*2
31,1
1
s
mC
i
m
(3.3)
So sánh kết quả từ Fredlund và Xing (1994) với kết quả nghiên cứu hiệu chỉnh
của tác giả.
Kết quả tính toán xác định đờng cong SWCC theo phơng trình đợc tác giả đề
xuất đợc trình bày trong bảng III.2 và III.6 ở phụ lục III của luận án. Để so sánh kết quả
của Fredlund và Xing với kết quả theo đề xuất của tác giả, các đờng cong SWCC tính
toán theo hai phơng pháp và kết quả thí nghiệm đợc vẽ trên cùng một hệ trục tọa độ nh
trình bày trong hình 3.4 đến hình 3.7.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
q
w
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT ca Fredlund v Xing, 1994)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
q
w
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT ca Fredlund v Xing, 1994)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
Hình 3.4. Đờng cong đặc trng đất -
nớc của mẫu đất đầm nén Khe Cát
Hình 3.5. Đờng cong đặc trng đất -
nớc của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
w
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT ca Fredlund v Xing, 1994)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
q
w
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT ca Fredlund v Xing, 1994)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
Hình 3.6. Đờng cong đặc trng đất -
nớc của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 2
Hình 3.7. Đờng cong đặc trng đất -
nớc của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 3
Các kết quả so sánh tính toán cho các mẫu Yên Bái đợc trình bày trong phụ lục III
của luận án. Từ các kết quả thí nghiệm và tính toán xác định đờng cong SWCC cho các
mẫu đất nghiên cứu ta thấy đờng cong đợc tính toán theo phơng trình đề xuất của tác
giả biểu diễn sát hơn các kết quả thực nghiệm.
3.2.6.2. Xác định hệ số thấm của đất từ SWCC
Tác giả đã tiến hành tính toán hệ số thấm k tại các độ ẩm thể tích khác nhau theo
công thức (2.10) và theo công thức hiểu chỉnh của tác giả [công thức (2.10) với m và n
tính theo công thức (3.2) và (3.3)] với mục đích so sánh kết quả tính toán theo hai phơng
pháp. Kết quả tính toán xác định hệ số thấm từ SWCC cho các mẫu đất đợc cho trong các
hình 3.8, 3.9, 3.10 và 3.11.
q
s
= 0,456
a = 71,5
m = 0,65
n = 0,90
a = 71,5
m = 0,60
n = 0,52
q
s
= 0,348
a = 80,0
m = 0,75
n = 0,66
a = 80,0
m = 0,69
n = 0,38
q
s
=0,345
a = 70,0
m = 0,37
n = 0,86
a = 70,0
m = 0,35
n = 0,50
q
s
= 0,390
a = 40,0
m = 0,79
n = 0,65
a = 40,0
m = 0,73
n = 0,37
- 11 -
1,0E-21
5,0E-09
1,0E-08
1,5E-08
2,0E-08
2,5E-08
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u
a
- u
w
(kPa)
k
w
(m/s)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC ca Fredlund v Xing (1994)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC do tỏc gi xut
1,0E-21
1,2E-08
2,4E-08
3,6E-08
4,8E-08
6,0E-08
7,2E-08
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u
a
- u
w
(kPa)
k
w
(m/s)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC ca Fredlund v Xing (1994)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC do tỏc gi xut
Hình 3.8. Quan hệ giữa hệ số thấm và
lực hút dính của mẫu đầm nén Khe Cát
Hình 3.9. Quan hệ giữa hệ số thấm và
lực hút dính của mẫu đầm nén Sông Sắt 1
1,0E-21
4,0E-08
8,0E-08
1,2E-07
1,6E-07
2,0E-07
2,4E-07
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u
a
- u
w
(kPa)
k
w
(m/s)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC ca Fredlund v Xing (1994)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC do tỏc gi xut
1,0E-21
5,0E-08
1,0E-07
1,5E-07
2,0E-07
2,5E-07
3,0E-07
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u
a
- u
w
(kPa)
k
w
(m/s)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC ca Fredlund v Xing (1994)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC do tỏc gi xut
Hình 3.10. Quan hệ giữa hệ số thấm và
lực hút dính của mẫu đầm nén Sông Sắt 2
Hình 3.11. Quan hệ giữa hệ số thấm và
lực hút dính của mẫu đầm nén Sông Sắt 3
Kết quả tính toán hệ số thấm theo quan hệ giữa độ ẩm thể tích và lực hút dính do
tác giả đề xuất cho giá trị phù hợp với các mẫu đất dùng trong nghiên cứu này hơn do
đợc xây dựng trên cơ sở các kết quả thí nghiệm xác định SWCC của các mẫu đất mà tác
giả đã thực hiện trong luận án.
3.3. xác định cờng độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí
nghiệm cắt trực tiếp
3.3.1. Thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp
Sơ đồ thiết bị thí nghiệm cắt trực
tiếp nh trong hình 3.12.
3.3.2. Qui trình thí nghiệm
Sau khi kết thúc giai đoạn cân bằng
lực hút dính ứng với mỗi cấp lực hút dính
trong thí nghiệm xác định SWCC lần lợt
cắt trực tiếp ba mẫu đất ứng với ba cấp áp
lực thẳng đứng tơng ứng là 100 kPa, 200
kPa và 300 kPa. Các mẫu đất đợc lấy ra
khỏi bình áp lực và đem cắt ngay để đảm
bảo độ ẩm ban đầu trớc khi cắt biến đổi ít. Thí nghiệm đợc tiến hành với tốc độ cắt
chậm để đảm bảo áp lực nớc lỗ rỗng trong quá trình cắt hầu nh không đổi. Trong nghiên
cứu này, tác giả chọn tốc độ cắt là 0,02 mm/phút. Việc cắt kết thúc khi sức kháng ứng suất
cắt đạt giá trị đỉnh.
3.3.3. Chơng trình thí nghiệm
Tác giả thực hiện thí nghiệm cắt trực tiếp với các mẫu đất đầm nén Khe Cát đại
diện cho khu vực đất đắp miền Bắc, đặc trng cho miền Trung là đất Sông Sắt 2 và Sông
Sắt 3. Số lợng mẫu thí nghiệm với mỗi loại đất là 12 mẫu.
Hình 3.12. Sơ đồ thiết bị cắt trực tiếp
- 12 -
3.3.4. Kết quả thí nghiệm
3.3.4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Khe Cát
Hình 3.14 trình bày mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng đợc xây dựng từ
các kết quả thí nghiệm. Nh mô tả trên hình 3.14, ta thấy: đất thí nghiệm có góc ma sát
trong = 23
0
và lực dính đơn vị c = 34 kPa. Khi lực hút dính tăng, góc ma sát gần nh
không thay đổi ( 23
0
) nhng cờng độ chống cắt của mẫu tăng lên, góc
b
giảm.
b
=
khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào tới
hạn.
Hình chiếu của mặt bao phá hoại với
mặt phẳng t ~ (s - u
a
) đợc thể hiện trên
hình 3.15. Quan hệ trên hình 3.15 cho thấy
cờng độ chống cắt của mẫu tăng khi ứng
suất pháp thực tăng. Tại một ứng suất pháp
thực xác định, cờng độ chống cắt tăng khi
lực hút dính tăng. Các kết quả thí nghiệm cho
thấy các đờng bao phá hoại hầu nh là các
đờng thẳng tịnh tiến hớng lên song song,
thể hiện rằng lợng tăng cờng độ chống cắt
là do lực hút dính của đất tăng.
Hình 3.16 trình bày giao tuyến của
mặt bao phá hoại
Mohr-Coulomb mở
rộng với mặt phẳng t ~
(u
a
u
w
) tại ứng suất
pháp thực bằng 0 kPa.
Nhìn trên hình 3.16, ta
thấy quan hệ giữa ứng
suất cắt và lực hút dính
là quan hệ phi tuyến.
3.3.4.2. Kết quả
thí nghiệm cho mẫu
đầm nén Sông Sắt 2
Mặt bao phá
hoại Mohr-Coulomb
mở rộng đợc mô tả trong hình 3.17. Kết
quả trên hình 3.17 cho thấy đất thí nghiệm
có góc ma sát trong = 13
0
và lực dính
đơn vị c = 13 kPa. Khi lực hút dính nhỏ
hơn giá trị khí vào tới hạn thì góc
b
= .
Lực hút dính tăng, góc ma sát gần nh
không thay đổi ( 13
0
) nhng cờng độ
chống cắt của mẫu tăng lên, đồng thời góc
b
giảm.
Hình chiếu của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng t ~ (s - u
a
) đợc thể hiện
trên hình 3.18. Hình 3.19 trình bày giao
tuyến của mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb
mở rộng với mặt phẳng t ~ (u
a
u
w
) tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa.
d
Hình 3.14. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Khe Cát
0
100
200
300
400
0 100 200 300 400
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 20 kPa
ua - uw = 50 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Hình 3.15. Quan hệ giữa
t
f
và (s-u
a
) ứng với các
lực hút dính khác nhau
Hình 3.16. Quan hệ giữa t
f
và
(u
a
-u
w
) tại ứng suất pháp thực bằng
0 kPa
Hình 3.17. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Sông Sắt 2
= 23
o
- 13 -
Kết quả thí
nghiệm trên hình
3.19 thể hiện rõ
đờng bao cờng độ
chống cắt ứng với
lực hút dính có tính
phi tuyến. Góc của
đờng bao cờng độ
chống cắt
b
là 13
0
khi lực hút dính thấp
(0 kPa) và giảm đi
tới giá trị 7
0
khi mẫu
thí nghiệm có lực
hút dính cao (200 kPa).
3.3.4.3. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Sông Sắt 3
Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở
rộng đợc trình bày trong hình 3.20. Trên
hình 3.20 ta thấy đất thí nghiệm có góc ma
sát trong = 13
0
và lực dính đơn vị c = 14
kPa. Kết quả trên hình 3.20 cho thấy cờng
độ chống cắt của mẫu tăng khi lực hút dính
tăng nhng góc
b
giảm dần từ giá trị
b
=
ứng với giá trị lực hút dính nhỏ hơn giá trị
khí vào tới hạn. Góc ma sát trong gần nh
không thay đổi ( 13
0
).
Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên
mặt phẳng t ~ (s - u
a
) đợc thể hiện trên
hình 3.21. Trên hình 3.21 ta thấy góc ma sát
trong gần nh không đổi khi lực hút dính
tăng. Hình 3.22
trình bày giao tuyến
của mặt bao phá
hoại Mohr-Coulomb
mở rộng với mặt
phẳng t ~ (u
a
u
w
)
tại ứng suất pháp
thực bằng 0 kPa.
Tính phi tuyến của
đờng bao cờng độ
chống cắt theo lực
hút dính đợc thể
hiện rõ.
3.4. xác định cờng độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí
nghiệm nén ba trục
3.4.1. Thiết bị ba trục cải tiến để thí nghiệm đất không bão hòa
0
100
200
300
0 100 200 300 400
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 20 kPa
ua - uw = 50 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Hình 3.18. Quan hệ giữa t
f
và (s-u
a
) ứng với các lực hút
dính khác nhau
Hình 3.19. Quan hệ giữa t
f
và
(u
a
-u
w
) tại ứng suất pháp thực
bằng 0 kPa
Hình 3.20. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Sông Sắt 3
0
100
200
300
0 100 200 300 400
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 20 kPa
ua - uw = 50 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, u
a
- u
w
(kPa)
Cng chng ct,
t
f
(kPa)
Hình 3.21. Quan hệ giữa t
f
và (s-u
a
) ứng với các lực hút
dính khác nhau
Hình 3.22. Quan hệ giữa t
f
và
(u
a
-u
w
) tại ứng suất pháp thực
bằng 0 kPa
= 13
o
= 13
o
- 14 -
Thiết bị thí nghiệm nén 3 trục cải
tiến dùng trong nghiên cứu này tơng tự với
thiết bị thí nghiệm của Fredlund và
Rahardjo (1993) (hình 3.23). Đặc điểm của
buồng này là tấm đá thấm đáy đợc thay
bằng một đĩa gốm tiếp nhận khí cao áp để
kiểm soát và đo áp lực nớc lỗ rỗng của đất
không bão hòa. Để khống chế áp lực khí lỗ
rỗng trong khi cố kết và cắt, van áp lực
ngợc của buồng ba trục thông thờng trở
thành van điều khiển áp lực khí lỗ rỗng (C).
Đĩa tiếp nhận khí cao áp dùng trong nghiên
cứu là đĩa gốm loại 5 bar (500 kPa).
3.4.2. Qui trình thí nghiệm
Tác giả áp dụng qui trình thí nghiệm
nén 3 trục cho mẫu đất bão hòa (Head,
1986), và dùng qui trình thí nghiệm nén 3 trục cho đất không bão hòa (Fredlund và
Rahardjo, 1993). Lực hút dính ban đầu đợc thiết lập dựa trên việc sử dụng kỹ thuật
chuyển trục.
Chuẩn bị mẫu
Các mẫu đất thí nghiệm đợc đầm nén với giá trị khối lợng đơn vị khô bằng 95 %
khối lợng đơn vị khô lớn nhất và độ ẩm tơng ứng sau khi đầm nén (bảng 3.2). Chiều cao
và đờng kính mẫu tơng ứng là 100mm và 50mm.
Giai đoạn bão hòa mẫu
Tất cả các mẫu đất dùng trong chơng trình thí nghiệm này đầu tiên đợc bão hòa
nhằm tạo nên sự đồng nhất về độ ẩm hay độ bão hòa ban đầu. Mẫu đất đợc bão hòa bởi
quá trình tăng dần từng cấp áp lực buồng, s
3
, và áp lực ngợc, u
w
, dới áp lực hiệu quả
bằng 10kPa cho đến khi hệ số áp lực nớc lỗ rỗng B đạt giá trị gần 1. Quá trình bão hòa
mẫu thờng kéo dài khoảng 10 ngày.
Giai đoạn cố kết
Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, mẫu đất đợc cố kết dới áp lực buồng, s
3
, và
áp lực nớc lỗ rỗng, u
w
, hay nói cách khác mẫu đất đợc cố kết đẳng hớng bằng các áp
lực hiệu quả yêu cầu, (s
3
u
w
). Giai đoạn cố kết đợc coi là kết thúc khi thể tích nớc
thoát ra khỏi mẫu không thay đổi và áp lực nớc lỗ rỗng d đã hoàn toàn tiêu tán. Thời
gian cho giai đoạn cố kết khoảng 1 giờ.
Giai đoạn tạo và cân bằng lực hút dính trong mẫu
Giai đoạn cân bằng lực hút dính đợc thực hiện để tạo lực hút dính bên trong mẫu
sau khi kết thúc giai đoạn cố kết. Trong quá trình tạo lực hút dính, mẫu đất sẽ đợc cố kết
bởi áp lực hông thực (s
3
u
a
) và lực hút dính (u
a
u
w
). Giai đoạn này đợc coi là kết thúc
khi lợng nớc thoát ra hầu nh bằng 0. Thời gian cho quá trình cân bằng lực hút dính
thờng kéo dài khoảng 3 đến 5 ngày.
Giai đoạn cắt mẫu
Khi điều kiện cân bằng lực hút dính trong mẫu đã đạt đợc dới các áp lực tác dụng
(tức là s
3
, u
a
và u
w
), mẫu đất đợc cắt bằng lực dọc trục trong các điều kiện thoát khí và
không thoát nớc lỗ rỗng (sơ đồ CW) hay thoát cả khí lỗ rỗng và nớc lỗ rỗng (sơ đồ CD),
với một vận tốc bằng hằng số. Trong nghiên cứu này, tác giả chọn tốc độ biến dạng là 0,02
mm/phút. Quá trình cắt kết thúc khi đạt chỉ tiêu phá hoại định trớc (tức độ lệch ứng suất
cực đại). Nếu không đạt đợc điều kiện phá hoại nh nêu ở trên thì ngừng thí nghiệm khi
đạt đến 25% biến dạng dọc trục. Giai đoạn cắt kéo dài trong một đến hai ngày.
3.4.3. Chơng trình thí nghiệm
Hình 3.23. Buồng ba trục cải tiến để thí
nghiệm đất không bão hòa (theo Fredlund
và Rahardjo, 1993)
- 15 -
Tác giả thực hiện thí nghiệm nén ba trục các mẫu đất đầm nén Khe Cát và Sông Sắt
3. Số lợng mẫu thí nghiệm với đất đầm nén Khe Cát là 9 mẫu (thí nghiệm theo sơ đồ
CD), đất đầm nén Sông Sắt 3 là 18 mẫu (thí nghiệm theo sơ đồ CD và CW).
3.4.4. Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nớc (CD)
3.4.4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Khe Cát
3.4.4.1.1. Các đặc tính cờng độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm
Các hình 3.33 và 3.35 biểu diễn quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục
dới các áp lực hông thực khác nhau nhng ở cùng lực hút dính là 0 kPa và 200 kPa. Tại
cùng lực hút dính, các mẫu chịu tác dụng của áp lực hông thực càng lớn thì ứng suất lệch
đỉnh càng tăng.
3.4.4.1.2. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng
Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở
rộng đợc cho trong hình 3.39. Trên hình
3.39, ta thấy mặt bao có dạng mặt cong theo
trục lực hút dính. Hình chiếu của mặt bao
phá hoại trên mặt phẳng t ~ (s u
a
) cho các
đờng đồng lực hút dính nh thấy ở hình
3.40. Các đờng có các khoảng chặn lực dính
khác nhau, tùy thuộc các lực hút dính tơng
ứng của chúng. Khoảng chặn lực dính trở
thành lực dính hiệu quả c = 37 kPa khi lực
hút dính tiến tới không. Tất cả các đờng
đồng lực hút dính có cùng góc dốc = 23.
Mặt bao phá hoại chiếu trên mặt
phẳng t ~ (u
a
- u
w
) theo
các đờng đồng mức nh
mô tả trong hình 3.41.
Hình chiếu mặt bao phá
hoại biểu thị sự tăng
cờng độ chống cắt khi
lực hút dính tăng tại một
ứng suất pháp thực riêng.
Quy luật tăng của cờng
độ chống cắt theo lực hút
dính có tính phi tuyến.
Tại cùng lực hút dính, áp
lực hông thực càng lớn
0
200
400
600
800
1000
0 8 16 24 32 40
Bin dng trc,
(%)
ng sut lch, (
1
-
3
)
(kPa)
CD50-0
CD100-0
CD200-0
0
200
400
600
800
1000
0 8 16 24 32 40
Bin dng trc,
(%)
ng sut lch, (
1
-
3
) (kPa)
CD50-200
CD100-200
CD200-200
Hình 3.33. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa.
Hình 3.35. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa.
Hình 3.39. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Khe Cát từ
thí nghiệm CD
0
100
200
300
400
0 100 200 300 400 500 600
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
0
100
200
300
400
500
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
= 0 kPa
= 50 kPa
= 100 kPa
= 200 kPa
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
Hình 3.40. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại trên
mặt phẳng tsu
a
)
Hình 3.41. Các hình
chiếu ngang của mặt bao
phá hoại trên mặt phẳng
tu
a
u
w
)
- 16 -
thì cờng độ chống cắt càng tăng.
3.4.4.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Sông Sắt 3
3.4.4.2.1. Các đặc tính cờng độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm
Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dới các áp lực hông thực khác
nhau nhng ở cùng lực hút dính là 0 kPa và 200 kPa đợc thể hiện trên hình 3.44 và 3.46.
Quan sát trên hình 3.44, ta thấy áp lực hông thực có ảnh hởng đến ứng suất lệch đỉnh của
mẫu: áp lực hông tăng làm ứng suất lệch đỉnh tăng. Với lực hút dính bằng 200 kPa, cờng
độ chống cắt của mẫu tăng cao hơn so
với mẫu có lực hút dính bằng 0 kPa. Điều
này chứng tỏ lực hút dính tăng làm tăng
cờng độ chống cắt của mẫu.
3.4.4.2.2. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng
Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở
rộng đợc cho trong hình 3.50. Mặt bao trên
hình 3.50 cũng cho thấy xu hớng giảm
b
khi lực hút dính tăng nhng hầu nh
không đổi,
b
= khi lực hút dính nhỏ hơn
giá trị khí vào tới hạn.
Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên
mặt phẳng t ~ (s u
a
) cho các đờng đồng
lực hút dính nh thấy ở
hình 3.51. Tất cả các
đờng đồng lực hút dính
có cùng góc dốc =
13. Hình chiếu của mặt
bao phá hoại trên mặt
phẳng t ~ (u
a
- u
w
) theo
các đờng nh mô tả
trong hình 3.52. Giao
tuyến biểu thị lợng tăng
cờng độ chống cắt khi
lực hút dính tăng.
3.4.5. Kết quả thí nghiệm nén ba trục với độ ẩm không đổi (CW)
3.4.5.1. Các đặc tính cờng độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm
Hình 3.55 và hình 3.57 biểu diễn quan hệ giữa ứng suất lệch với biến dạng dọc trục
dới các áp lực hông thực khác nhau (50 kPa, 100 kPa và 200 kPa) tác dụng lên mẫu đất
với cùng lực hút dính lần lợt là 0 kPa và 200 kPa. Các kết quả nói lên rằng mẫu càng
không bão hòa thì cờng độ chống cắt càng tăng.
0
80
160
240
320
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,
(%)
ng sut lch, (
1
-
3
)
(kPa)
CD50-0
CD100-0
CD200-0
0
80
160
240
320
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,
(%)
ng sut lch, (
s
1
-
s
3
) (kPa)
CD50-200
CD100-200
CD200-200
Hình 3.44. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa.
Hình 3.46. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa.
Hình 3.50. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Sông Sắt 3 từ
thí nghiệm CD
0
100
200
300
0 100 200 300 400
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
= 0 kPa
= 50 kPa
= 100 kPa
= 200 kPa
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
Hình 3.51. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng tsu
a
)
Hình 3.52. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng tu
a
u
w
)
c=14 kPa
- 17 -
3.4.5.2. áp lực nớc lỗ rỗng d
Hình 3.58 và 3.60 biểu diễn sự thay đổi áp lực nớc lỗ rỗng trong khi cắt của thí
nghiệm ba trục độ ẩm không đổi (CW) trên các mẫu đất thí nghiệm dới các áp lực hông
thực khác nhau tại cùng lực hút dính ban đầu lần lợt là 0 kPa và 200 kPa.
3.4.5.3. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng
Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở
rộng đợc cho trong hình 3.62. Trên hình
3.62, ta thấy: khi lực hút dính tăng, góc
b
giảm từ giá trị
b
= tại lực hút dính bằng 0
kPa đến giá trị
b
= 4
0
ứng với giá trị lực hút
dính bằng 200 kPa. Góc ma sát trong của
mẫu dờng nh vẫn giữ nguyên bằng 13
0
dù
lực hút dính tăng.
Hình 3.66 biểu diễn hình chiếu của mặt
bao phá hoại trên mặt phẳng t ~ (s u
a
). Tất
cả các đờng đồng lực hút dính có cùng góc
dốc = 13.
Hình 3.67 biểu diễn hình chiếu của mặt bao
phá hoại trên mặt phẳng
t ~ (u
a
- u
w
). Giao tuyến
biểu thị lợng tăng
cờng độ chống cắt khi
lực hút dính tăng. Các
quan hệ trên hình 3.67
cho thấy lực hút dính
tăng làm cờng độ
chống cắt của mẫu tăng
lên. áp lực hông thực
tăng cũng làm cờng độ
0
80
160
240
320
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,
(%)
ng sut lch, (
1
-
3
)
(kPa)
CW50-0
CW100-0
CW200-0
0
80
160
240
320
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,
(%)
ng sut lch, (
s
1
-
s
3
) (kPa)
CW50-200
CW100-200
CW200-200
Hình 3.55. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa.
Hình 3.57. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa.
0
40
80
120
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,
(%)
Bin thiờn ỏp lc nc l rng,
u
w
(kPa)
CW50-0
CW100-0
CW200-0
0
40
80
120
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,
(%)
Bin thiờn ỏp lc nc l rng,
u
w
(kPa)
CW50-200
CW100-200
CW200-200
Hình 3.58. Quan hệ giữa u
w
và tại
cùng lực hút dính ban đầu bằng 0 kPa.
Hình 3.60. Quan hệ giữa u
w
và tại
cùng lực hút dính ban đầu bằng 200 kPa.
Hình 3.62. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Sông Sắt 3
từ thí nghiệm CW
0
100
200
300
0 100 200 300 400
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
= 50 kPa
= 100 kPa
= 200 kPa
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
Hình 3.66. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng t (s-u
a
)
Hình 3.67. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng t (u
a
-u
w
)
- 18 -
chống cắt của mẫu tăng theo tơng ứng.
3.5. Phân tích kết quả thí nghiệm
3.5.1. So sánh các kết quả thí nghiệm
Đồ thị so sánh cờng độ chống cắt ứng với lực hút dính từ các kết quả thí nghiệm
nén ba trục CD, CW với các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp cho trong hình 3.69, 3.70 và
3.71. Từ các kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nớc (CD), ba trục độ ẩm không
đổi (CW) và các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp ta thấy kết quả thí nghiệm của hai
phơng pháp nén ba trục và cắt trực tiếp có sự chênh nhau không nhiều.
Hình 3.72 so sánh
cờng độ chống cắt ứng
với lực hút dính từ hai thí
nghiệm nén ba trục cố kết
thoát nớc+khí CD và thí
nghiệm nén ba trục độ ẩm
không đổi (CW) trên các
mẫu đất đầm nén Sông Sắt
3. Đờng bao lực dính từ
thí nghiệm cắt CW khá
gần với đờng bao lực
dính từ kết quả thí nghiệm
cắt CD.
Kết quả so sánh
các thông số cờng độ
chống cắt hiệu quả ( và c
hiệu quả) của các mẫu đất
thí nghiệm đợc cho trong
bảng 3.6. Nh trình bày
trong bảng 3.6 ta thấy
cờng độ chống cắt hiệu
quả (
và c hiệu quả) của
cùng loại vật liệu theo các
sơ đồ cắt khác nhau (cắt
trực tiếp, cắt cố kết thoát nớc và cắt với độ ẩm không đổi) cho giá trị gần nhau. Kết quả
cho thấy tại lực hút dính bằng không thì
b
. Khi lực hút dính tăng, góc
b
giảm dần.
Bảng 3.6. So sánh các thông số cờng độ chống cắt hiệu quả
Mỏ vật liệu Khe Cát Mỏ vật liệu Sông Sắt 3
Các thông số cờng độ
chống cắt hiệu quả
Cắt
trực tiếp
Nén ba
trục CD
Cắt
trực tiếp
Nén ba
trục CD
Nén ba
trục CW
'(độ)
2329' 2311' 1303' 1302' 1300'
c' (kPa) 34,00 37,00 13,53 14,20 14,00
b
(độ)
0 23,47 23,18 13,15 13,11 13,08
20 23,35 12,99
50 23,03 12,37
100 10,11 7,97 5,24 4,86 4,12
Lực hút dính (kPa)
200 8,35 6,28 4,40 4,01 3,60
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Thớ nghim ct trc tip
Thớ nghim ct ba trc CD
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, u
a
- u
w
(kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Thớ nghim ct trc tip
Thớ nghim ct ba trc CD
Hình 3.69. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
-u
w
) của mẫu
đất đầm nện Khe Cát
Hình 3.70. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
-u
w
) của mẫu
đất đầm nện Sông Sắt 3
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, u
a
- u
w
(kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Thớ nghim ct trc tip
Thớ nghim ct ba trc CW
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, u
a
- u
w
(kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Thớ nghim ct ba trc CW
Thớ nghim ct ba trc CD
Hình 3.71. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
-u
w
) của mẫu
đất đầm nện Sông Sắt 3
Hình 3.72. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
-u
w
) của mẫu
đất đầm nện Sông Sắt 3
= 13
o
- 19 -
3.5.2. So sánh giữa kết quả thí nghiệm với kết quả tính từ công thức thực
nghiệm đợc đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli, 1996
Từ các kết quả thí nghiệm cờng độ chống
cắt cho các mẫu đất, tác giả đã tiến hành tính toán
thử đúng dần để xác định ra hệ số hiệu chỉnh
trong phơng trình của Fredlund và Vanapalli
(1996) sao cho kết quả tính toán phù hợp với thực
nghiệm nhất. Quan hệ giữa và I
p
cho các loại
đất đợc trình bầy trong hình 3.73. Hình 3.74 đến
hình 3.79 biểu diễn các đờng quan hệ giữa
cờng độ chống cắt t và lực hút dính (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện xác định từ thí nghiệm cắt trực
tiếp và thí nghiệm nén ba trục với hệ số hiệu
chỉnh đợc lấy từ đồ thị 2.10 do Fredlund và
Vanapalli (2001) xây dựng và từ biểu đồ thị 3.73 của tác giả.
Kết quả thí nghiệm và tính toán các mẫu đất Yên Bái đợc cho trong phụ lục III
của luận án. Từ các kết quả tính toán trên các hình vẽ 3.74 đến 3.79 ta thấy tính toán
cờng độ chống cắt theo lực hút dính sử dụng hệ số hiệu chỉnh của tác giả cho đờng
quan hệ t
f
~ (u
a
- u
w
) phù hợp với kết quả thực nghiệm hơn.
3.6. Kết luận chơng 3
(1). Kết quả thí nghiệm xác định đờng cong SWCC cho thấy đất có chỉ số dẻo I
p
càng cao thì giá trị khí vào càng lớn. Tác giả đề xuất công thức xác định hai hệ số m và n
trong phơng trình sao cho biểu diễn sát đúng hơn dãy số liệu thí nghiệm trên một số loại
y = 0,9535Ln(x) - 0,474
R
2
= 0,9964
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5 10 15 20 25
Ch s do, I
p
Tham s hiu chnh,
Hình 3.73. Mối liên hệ giữa tham
số hiệu chỉnh, , và chỉ số dẻo, I
p
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
C
ờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
Hình 3.74. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Khe Cát từ
thí nghiệm cắt trực tiếp.
Hình 3.75. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Sông Sắt 2
từ thí nghiệm cắt trực tiếp.
Hình 3.76. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Sông Sắt 3
từ thí nghiệm cắt trực tiếp.
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi
Hình 3.77. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Khe Cát từ
thí nghiệm nén ba trục CD.
Hình 3.78. Đờng quan hệ
giữa t
f
và (u
a
u
w
) của mẫu
đất đầm nện Sông Sắt 3 từ
thí nghiệm nén ba trục CD.
Hình 3.79. Đờng quan hệ
giữa t
f
và (u
a
u
w
) của mẫu
đất đầm nện Sông Sắt 3 từ
thí nghiệm nén ba trục CW.
Sét
Sét pha nhẹ
Sét pha
Sét pha nặng
- 20 -
đất tại Việt Nam mà tác giả đã thực hiện. (2). Khi mẫu đất chuyển từ trạng thái bão hòa
sang trạng thái không bão hòa, lực hút dính trong mẫu tăng, góc ma sát trong gần nh
không thay đổi nhng lực dính của mẫu tăng. Góc
b
= khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị
khí vào tới hạn. Góc
b
bắt đầu giảm nhiều tại các giá trị lực hút dính lớn hơn giá trị khí
vào tới hạn. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho các mẫu đất không bão hòa là
mặt cong theo trục lực hút dính. (3). Kết quả thí nghiệm xác định cờng độ chống cắt theo
hai phơng pháp nén ba trục và cắt trực tiếp với cùng một loại mẫu thí nghiệm chênh nhau
không nhiều. Tác giả tiến hành xác định hệ số hiệu chỉnh trong phơng trình của
Fredlund và Vanapalli (1996) cho phù hợp với số liệu thí nghiệm của các loại đất nghiên
cứu.
Chơng 4
ứng dụng kết quả nghiên cứu tính toán cho một số mái
dốc ở việt nam
4.1. Giới thiệu chung về công trình
4.1.1. Công trình hồ chứa nớc Sông Sắt
Hồ chứa nớc Sông Sắt nằm trên sông Sắt thuộc địa phận xã Phớc Thắng, huyện
Bác ái, tỉnh Ninh Thuận. Đập đất có mặt cắt dạng hỗn hợp 3 khối, lõi giữa chống thấm, có
chân khay bố trí tại tim đập.
4.1.2. Công trình hồ chứa nớc Khe Cát
Công trình Hồ chứa nớc Khe Cát nằm trên thợng nguồn suối Khe Cát, thuộc xã
Hải Lạng, huyn Tiên Yên, tỉnh Quảng Ninh. Đập có mặt cắt dạng đồng chất.
4.1.3. Mái dốc tự nhiên ở Yên Bái
Mái dốc trong nghiên cứu là mái dốc tự nhiên của một quả đồi nằm dọc theo đờng
quốc lộ thuộc thành phố Yên Bái tỉnh Yên Bái, đợc ngời dân bạt mái để xây nhà ở.
4.2. giới thiệu phần mềm ứng dụng
Tác giả sử dụng các phần mềm SEEP/W, SLOPE/W trong bộ chơng trình phần
mềm địa kỹ thuật GeoStudio 2004 để giải quyết các bài toán cơ bản: tính thấm, tính ổn
định mái dốc. Phần mềm SLOPE/W đợc ghép nối với phần mềm SEEP/W nhằm xét ảnh
hởng của áp lực nớc lỗ rỗng đối với hệ số an toàn của mái đập.
4.3. Phân tích ổn định mái đập đất công trình sông sắt
4.3.1. Tính toán thấm
Kết quả tính toán áp lực nớc lỗ rỗng bằng phần mềm GeoStudio 2004 cho trong
hình 4.2. Từ kết quả cho thấy áp lực lỗ
rỗng âm trong vùng lõi đập cho giá trị
lớn nhất dới -140 kPa, trong khi đó
vùng khối gia tải phía hạ lu cho giá
trị áp lực lỗ rỗng âm dới -200 kPa.
4.3.2. Phân tích ổn định mái
dốc
Để nghiên cứu ảnh hởng của
lực hút dính đến ổn định công trình
đắp, luận án đã phân tích dựa trên 3 phơng pháp sau:
Phơng pháp giả thiết không xét đến
b
: phơng pháp này đợc áp dụng khi
không xét đến ảnh hởng của phần đất không bão hòa phía trên đờng bão hòa.
Phơng pháp giả thiết
b
= 1/2 : áp dụng khi không có số liệu thí nghiệm thực
tế cho đất không bão hòa.
Thợng lu
Lõi chống thấm
Hạ lu
Tiêu nớc
Đống đá
Nền đá gốc
-
1
6
0
-
1
20
-
1
2
0
-
1
0
0
-
8
0
-
6
0
-40
-
2
0
0
0
2
0
1
0
0
2
0
0
2
8
0
Khoảng cách (m)
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
Cao độ (m)
125
130
135
140
145
150
155
160
165
170
175
180
Hình 4.2. Đờng phân bố áp lực nớc lỗ rỗng
trong thân và nền đập (MC5A)
- 21 -
Phơng pháp lực dính toàn phần: khi có đủ số liệu thí nghiệm về các thông số của
đất không bão hòa thì phơng pháp lực dính toàn phần sẽ đợc áp dụng để phân tích chính
xác trạng thái làm việc thực tế của đập.
4.3.2.1. Phân tích ổn định theo phơng pháp giả thiết không xét đến
b
Kết quả phân tích ổn định mái hạ lu theo giả thiết không xét đến
b
cho hệ số ổn
định mái hạ lu nhỏ nhất là: F
s
= 1,195.
4.3.2.2. Phân tích ổn định theo phơng pháp giả thiết
b
= 1/2
Kết quả tính toán ổn định mái dốc hạ lu đập cho hệ số ổn định nhỏ nhất là F
s
=
1,307.
4.3.2.3. Phân tích ổn định theo
phơng pháp lực dính toàn phần
Để tính toán vùng đất không bão
hòa, khối thợng lu và khối lõi chống
thấm cùng khối gia tải hạ lu nằm phía
trên đờng bão hòa đợc chia thành các
lớp nhỏ (hình 4.3).
Kết quả tính toán ổn định mái dốc
hạ lu đập theo phơng pháp lực dính toàn
phần cho hệ số ổn định mái hạ lu nhỏ
nhất theo Fredlund và Vanapalli là F
s
= 1,412 và theo tác giả là F
s
= 1,478.
4.4. Phân tích ổn định mái đập đất công trình khe cát
4.4.1. Tính toán thấm
Kết quả tính toán áp
lực nớc lỗ rỗng bằng phần
mềm GeoStudio 2004 cho
trong hình 4.5. Từ kết quả
cho thấy áp lực lỗ rỗng âm
trong vùng đất phía trên
đờng bão hòa có giá trị
dới -200 kPa.
4.4.2. Phân tích ổn
định mái dốc
Phân tích ổn định mái đập đất công trình Khe Cát theo ba phơng pháp: phơng
pháp giả thiết không xét đến
b
; phơng pháp giả thiết
b
= 1/2 ; phơng pháp lực dính
toàn phần.
4.4.2.1. Phân tích ổn định theo phơng pháp giả thiết không xét đến
b
Kết quả phân tích ổn định mái hạ lu theo giả thiết không xét đến
b
cho hệ số ổn
định mái hạ lu nhỏ nhất là: F
s
= 2,573.
4.4.2.2. Phân tích ổn định theo phơng pháp giả thiết
b
= 1/2
Kết quả tính toán ổn định mái dốc hạ lu đập cho hệ số ổn định nhỏ nhất: F
s
=
2,705.
4.4.2.3. Phân tích ổn định theo
phơng pháp lực dính toàn phần
Mặt cắt tính toán đợc cho trên hình
4.6. Kết quả tính toán ổn định mái dốc hạ
lu đập theo phơng pháp lực dính toàn
phần cho hệ số ổn định mái hạ lu nhỏ nhất
theo Fredlund và Vanapalli là F
s
= 2,781 và
theo tác giả là F
s
= 2,794.
Lõi chống thấm
Hạ lu
Tiêu nớc
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
14
15
16
17
18
19
20
21
13
22
Hình 4.3. Mặt cắt tính toán ổn định theo
phơng pháp lực dính toàn phần
Hình 4.5. Đờng phân bố áp lực nớc lỗ rỗng trong thân
và nền đập (MC 0+200)
Hình 4.6. Mặt cắt tính toán ổn định theo
phơng pháp lực dính toàn phần
- 22 -
4.5. Phân tích ổn định mái dốc tự nhiên ở yên bái
4.5.1. Tính toán thấm
Kết quả tính toán áp lực nớc lỗ rỗng bằng phần
mềm GeoStudio 2004 cho trong hình 4.8. Từ kết quả cho
thấy áp lực lỗ rỗng âm trong vùng đất phía trên đờng bão
hòa có giá trị dới -180kPa. Đờng bão hòa đợc tính
toán căn cứ vào các số liệu đo đạc mực nớc ngầm thực
tế.
4.5.2. Phân tích ổn định mái dốc
Phân tích ổn định mái dốc theo ba phơng pháp:
phơng pháp giả thiết không xét đến
b
, phơng pháp giả
thiết
b
= 1/2 và phơng pháp lực dính toàn phần.
4.5.2.1. Phân tích ổn định theo phơng pháp giả
thiết không xét đến
b
Kết quả phân tích ổn định mái dốc theo giả
thiết không xét đến
b
cho hệ số ổn định mái dốc
nhỏ nhất là: F
s
= 1,018.
4.5.2.2. Phân tích ổn định theo phơng
pháp giả thiết
b
= 1/2
Kết quả tính toán ổn định mái dốc cho hệ số
ổn định nhỏ nhất: F
s
= 1,250.
4.5.2.3. Phân tích ổn định theo phơng
pháp lực dính toàn phần
Mặt cắt tính toán đợc cho trên hình 4.9.
Kết quả tính toán ổn định mái dốc theo phơng
pháp lực dính toàn phần cho hệ số ổn định mái hạ
lu nhỏ nhất theo Fredlund và Vanapalli là F
s
=
1,258 và theo tác giả là F
s
= 1,284.
4.6. Phân tích kết quả tính toán ổn định mái đất công trình thực tế
4.6.1. Phân tích kết quả tính toán công trình Sông Sắt
Kết quả tính toán ổn định mái dốc theo 3 phơng
pháp cho trong hình 4.10. Từ kết quả trên hình 4.10 ta thấy
phơng pháp coi
b
= 1/2
cho hệ số an toàn là F
s
= 1,307,
nh vậy cao hơn so với phơng pháp không xét đến
b
9,37% (F
s
= 1,195).
Phơng án c toàn phần cho hệ số an
toàn cao nhất (F
s
= 1,412), tăng 18,16% so với trờng hợp
không xét giá trị góc
b
. Khi tính toán
b
theo nghiên cứu
của tác giả, ta đợc hệ số an toàn cao hơn khoảng 4,67% so
với kết quả tính toán theo nghiên cứu của Fredlund và
Vanapalli (F
s
= 1,478).
4.6.2. Phân tích kết quả tính toán công trình Khe
Cát
Phân tích ổn định mái dốc cho công trình đập đất
Khe Cát theo ba phơng pháp (hình 4.11) cho kết quả là:
phơng pháp coi
b
= 1/2
cho hệ số an toàn ổn định tăng
5,13% so với trờng hợp không xét đến
b
trong khi phơng pháp lực dính toàn phần
cho hệ số an toàn ổn định tăng 8,08% (F
s
= 2,781).
Hình 4.8. Đờng phân bố
áp lực nớc lỗ rỗng trong
thân và nền mái dốc
2
1
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Đất phong hóa
mạnh đến hoàn toàn
Đất tàn tích
Nền đá gốc
Khoảng cách (m)
0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30
Cao độ (m)
50
52
54
56
58
60
62
64
66
68
70
72
Hình 4.9. Mặt cắt tính toán ổn
định theo phơng pháp lực dính
toàn phần
1,15
1,21
1,27
1,33
1,39
1,45
1,51
PP 1 PP 2 PP 3 PP 3
Phơng án
Fs
Hình 4.10
không
xét
b
b
=
2
1
c toàn
phần
theo
tác giả
c toàn
phần
theo
F - V
- 23 -
Tính toán ổn định theo nghiên cứu của tác giả
cho F
s
cao hơn 0,47% so với kết quả tính toán theo
nghiên cứu của Fredlund và Vanapalli (F
s
= 2,794).
4.6.3. Phân tích kết quả tính toán mái dốc tự
nhiên ở Yên Bái
Kết quả tính
toán ổn định mái
dốc theo 3 phơng
pháp đợc biểu diễn
trong hình 4.12.
Phân tích ổn định
mái dốc theo ba
phơng pháp cho kết
quả là: phơng pháp
coi
b
= 1/2
cho
hệ số an toàn ổn
định tăng 22,79% so với trờng hợp không xét đến
b
trong khi phơng pháp lực dính toàn phần cho hệ số
an toàn ổn định tăng 23,58% (F
s
= 1,258). Tính toán
ổn định theo nghiên cứu của tác giả cho F
s
cao hơn
2,07% so với kết quả tính toán theo nghiên cứu của Fredlund và Vanapalli (F
s
= 1,284).
4.7. kết luận chơng 4
Kết quả phân tích ổn định mái đất theo 3 phơng pháp cho thấy trong khối đất
không bão hòa, cờng độ chống cắt tăng theo lực hút dính do lực dính trong đất tăng làm
tăng tính ổn định của khối đất, dẫn đến làm tăng hệ số an toàn ổn định.
Sử dụng các đờng quan hệ của tác giả để tính toán ổn định đập đất theo phơng
pháp lực dính toàn phần cho kết quả hệ số ổn định mái dốc tăng 4,67% (công trình Sông
Sắt), 0,47% (công trình Khe Cát) và 2,07% (mái dốc tự nhiên ở Yên Bái) so với hệ số ổn
định mái dốc theo phơng pháp lực dính toàn phần với các thông số đặc trng đất không
bão hòa tính toán theo quan hệ của các tác giả trên thế giới.
Kết luận và kiến nghị
I. KếT LUậN
1. Luận án đã nghiên cứu cơ sở lý thuyết về môi trờng đất bão hòa-không bão hoà,
các thông số đặc trng đất không bão hòa. Phân tích và đánh giá tình hình nghiên cứu và
ứng dụng các thông số đặc trng đất không bão hòa trên thế giới, làm rõ tính cấp thiết của
việc nghiên cứu xác định và ứng dụng các thông số đất không bão hòa trong quá trình
thiết kế và thi công các công trình đất tại Việt Nam.
2. Tác giả luận án đã cải tiến thiết bị nén 3 trục cho đất không bão hòa từ thiết bị
thí nghiệm nén 3 trục của đất bão hòa tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật trờng Đại học
Thủy lợi dựa trên nguyên lý đề xuất của Fredlund and Rahardjo 1993 để phục vụ cho
nghiên cứu. Bộ phận đợc cải tiến là đế dới của buồng ba trục và hệ thống dẫn khí trên
đỉnh mẫu. Đóng góp này nói lên rằng nhiều phòng thí nghiệm trên toàn quốc có trang thiết
bị hiện đại hoàn toàn có thể cải tiến, thay đổi một cách hợp lý nhất để có trang thiết bị và
qui trình phù hợp với thí nghiệm xác định các đặc trng của đất không bão hòa cho nhiều
đối tợng với các mục đích khác nhau.
3. Thí nghiệm xác định cờng độ chống cắt đất không bão hòa theo các sơ đồ cắt
khác nhau cho kết quả là: khi mẫu đất chuyển từ trạng thái bão hòa sang trạng thái không
bão hòa, lực hút dính trong mẫu tăng, góc ma sát trong gần nh không thay đổi nhng
2,54
2,59
2,63
2,68
2,72
2,77
2,81
PP 1 PP 2 PP 3 PP 3
Phơng án
Fs
Hình 4.11
0,98
1,03
1,09
1,14
1,19
1,25
1,30
PP 1 PP 2 PP 3 PP 3
Phơng án
Fs
8
Hình 4.12
không
xét
b
b
=
2
1
c toàn
phần
theo
F - V
c toàn
phần
theo
tác giả
không
xét
b
b
=
2
1
c toàn
phần
theo
F - V
c toàn
phần
theo
tác giả
