Tính chất cơ học của một loại đất dính nhân tạo

TÍNH CHẤT CƠ HỌC CỦA MỘT LOẠI ĐẤT DÍNH NHÂN TẠO
HOÀNG THỊ LỤA*

Mechanical properties of an artificial cohesive soil
Abstract: Mechanical behaviours of clayey soils are always known as
problematic issues in geotechnical engineering. In this paper, mechanical
properties of an artificial cohesive soil were investigated through a series of
laboratory soil tests and a finite element method. The studied soil was a
clayey soil consolidated from a slurry mixture under a final vertical
consolidation pressure of 100 kPa. A series of soil tests including oedometer
tests, consolidated-undrained triaxial compression tests, unconfined
compression tests, cone penetration tests, and T-bar tests were conducted, in
order to obtain mechanical properties of the soil such as the strength
parameters, compressibility indices, and permeability property; the results
from different testing methods are also compared and discussed. The soil
parameters measured from the above-mentioned tests are then directly used
for a soil constitutive model to simulate the soil element tests by a finite
element method, employed Plaxis 3D. The simulation results are compared
with measurement ones to evaluate the applicability of the soil constitutive
model to analyse and estimate other soil properties as well as soil behaviour
under construction loads.
Keywords: clayey soil; laboratory soil tests; undrained shear strength;
compression index; soft soil creep model; finite element method.
1. GIỚI THIỆU *
Khi nghiên cứu, xem xét sử dụng một loại
đất trong l nh vực xây dựng, các tính chất cơ
học, vật lý của loại đất đó ln là vấn đề tiên
quyết đƣợc quan tâm. Đặc biệt hơn là với các
loại đất dính, theo thời gian, dƣới tác dụng của
thay đổi độ ẩm, tải trọng, quá trình cố kết, q
trình nén từ biến, đất dính có những diễn biến

phức tạp về cƣờng độ chống cắt, tính chất nén
lún, và tính thấm nƣớc. (Lastiasih và Tantri
(2015), Pezowicz và Choma-Moryl (2016), Ya
Li (2018)). Rất nhiều nghiên cứu đã đƣợc thực
hiện để đánh giá tính chất cơ học của đất dính,
thƣờng xem xét mức độ ảnh hƣởng bởi các yếu
tố khác nhau đến một loại đất cụ thể nào đó
*

Bộ mơn Địa kỹ thuật, Tr ng Đ i học Thủy l i
DĐ: 0936260288
Email:

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021

(Toyota et al. (2001), Ya Li (2018), Yasodian et
al. (2015)). Hiện nay, có nhiều phƣơng pháp để
đánh giá, dự báo các chỉ tiêu tính chất cơ học của
đất, cùng một chỉ tiêu cũng có thể có nhiều
phƣơng pháp để xác định. Ví dụ để xác định sức
kháng khơng thốt nƣớc cu của đất, có thể sử
dụng thí nghiệm cắt trực tiếp, thí nghiệm ba trục,
thí nghiệm nén một trục nở hơng tự do, thí
nghiệm xun cơn t nh, thí nghiệm xun tiêu
chuẩn, thí nghiệm cắt cánh... m i phƣơng pháp
có những lợi thế và nhƣợc điểm riêng; mức độ
chính xác của từng phƣơng pháp cũng khác nhau.
Nói chung việc đánh giá đúng tính chất cơ
học của đất dính rất quan trọng để khai thác, sử
dụng đất và dự báo những nguy cơ tiềm ẩn có

thể xảy ra với đất trong quá trình sử dụng đất
sau này. Trong bài báo này, tính chất cơ học của
một loại đất dính nhân tạo sẽ đƣợc nghiêm cứu
59


qua các thí nghiệm khác nhau và qua phƣơng
pháp phần tử hữu hạn, sử dụng phần mềm
Plaxis 3D. Mục đích ngoài việc xác định các chỉ
tiêu cƣờng độ của đất cịn để so sánh kết quả từ
các phƣơng pháp thí nghiệm thơng qua cơng
thức/ phƣơng trình thực nghiệm và kết quả từ
các phƣơng pháp cho giá trị tính trực tiếp cho
loại đất nghiên cứu; đánh giá khả năng mô
phỏng ứng xử của đất bằng các mơ hình vật liệu
có sẵn trong chƣơng trình phần tử hữu hạn
Plaxis, từ đó có thể đánh giá một phần độ tin
cậy của kết quả khi sử dụng mơ hình đất để mơ
phỏng các bài tốn địa kỹ thuật khác nhƣ mái
dốc, hố đào, móng cơng trình...
2. ĐẤT VÀ PHƢƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU
2.1 Đất nghi n cứu
Đất nghiên cứu là một loại đất dính nhân tạo,
đƣợc chế từ h n hợp của một loại bột sét thƣơng
mại có tên là Kasaoka và một loại cát mịn
thƣơng mại có tên là Silica (loại số 6). Đất đƣợc
chế trong một thùng hình trụ có đƣờng kính
trong thùng là 420 mm và chiều cao hiệu quả là
420 mm. Thùng chế bị mẫu có van đáy để nƣớc
có thể thoát qua khi mở van.

Tuần tự chuẩn bị đất đƣợc diễn ra nhƣ sau:
Trƣớc hết, một lớp silica hạt thô (số 3) đƣợc đổ
và đầm chặt đến độ chặt tƣơng đối Dr ≈ 82 % ở
đáy thùng để làm lớp thoát nƣớc đáy. Lớp này
coi nhƣ lớp cát chặt, đƣợc bão hịa và phủ giấy
thấm. Sau đó bột sét Kasaoka và cát mịn silica
đƣợc trộn ở tỷ lệ khối lƣợng khô 1:1, trộn với
nƣớc để đƣợc một h n hợp sệt với độ ẩm w gấp
1,3 lần độ ẩm giới hạn chảy LL. H n hợp sệt
đƣợc đổ lên trên lớp thoát nƣớc đáy đến đầy
thùng và đƣợc cố kết tự do dƣới trọng lƣợng bản
thân trong 2 ngày. Tiếp theo, giấy thấm đƣợc
đặt lên bề mặt lớp h n hợp sệt và một lớp silica
thô khác đƣợc đổ lên bề mặt để làm lớp thốt
nƣớc mặt. Sau đó, các tấm đệm gia tải, load-cell
đo áp lực (LC), máy gia tải (AC), đồng hồ đo
lún (DG) đƣợc lắp đặt để thực hiện cố kết h n
hợp và đo áp lực cố kết, đo độ lún cho từng cấp
áp lực. Áp lực cố kết đƣợc tăng từng cấp đến
60

khi đạt cấp cuối 100 kPa. Với m i cấp áp lực,
thời gian cố kết đƣợc duy trì cho tới khi độ cố
kết đạt 90% theo lý thuyết cố kết thấm một
hƣớng của Terzaghi. Riêng cấp cuối cùng, thời
gian cố kết đƣợc duy trì thêm 10 ngày sau khi
độ cố kết đạt 90 % để đất đạt đƣợc độ cố kết cao
hơn nữa. Sau cùng, áp lực cố kết đƣợc giảm
dần, đất chế bị đƣợc trải qua quá trình trƣơng nở
trong 10 ngày sau khi giải phóng hồn tồn áp

lực cố kết. Hình 1 thể hiện sơ đồ lắp đặt thiết bị
trong quá trình cố kết mẫu. Hình 2 thể hiện mối
quan hệ thời gian – lún ở (a) cấp tải cố kết cuối
cùng (tăng từ 70 kPa đến 100 kPa) và (b) quá
trình chờ mẫu trƣơng nở. Tổng số 7 thùng mẫu
đã đƣợc chuẩn bị lặp lại trong nghiên cứu.
Trƣớc khi xác định các tính chất cơ học của
đất nhƣ sức kháng cắt khơng thốt nƣớc, góc ma
sát trong, hệ số thấm, chỉ số nén, chỉ số nở, chỉ
số nén thứ cấp,... một loạt các thí nghiệm đƣợc
thực hiện để xác định tính chất vật lý của đất
bao gồm trọng lƣợng riêng tự nhiên, độ ẩm tự
nhiên, độ ẩm giới hạn Atterberg, khối lƣợng
riêng hạt, hệ số r ng và cấp phối hạt. Các kết
quả thí nghiệm đƣợc tổng hợp trong bảng 1. Từ
độ ẩm giới hạn Atterberg (độ ẩm giới hạn chảy
LL và chỉ số dẻo PI = LL – PL), đất nghiên cứu
đƣợc phân loại (theo USCS) về đất sét có tính
dẻo thấp (hình 3), đất q cố kết dƣới áp lực
tiền cố kết là 100 kPa.
Lớp thoát
nƣớc mặt
(Silica số 6)

10

Hỗn hợp
sét lỏng
360

K50S50

Giấy thấm

Lớp thoát
nƣớc đáy
(Silica số 3)
50
mm

Van thoát
nƣớc
420

(a) Mặt cắt ngang
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021


Heave of ground surface (mm)

AC

DG1

DG2
LC

Tấm gia tải

3

2
1
0
0

50

100

150

200

Thời tgian
(hrs)
Time,
(hours)
(b) Quá trình trƣơng nở
Hình 2: Quan hệ lún theo th i gian
trong q trình chuẩn bị đất thí nghiệm

Van thốt
nước

100

(b) Sơ đồ lắp đặt thiết bị đo
Hình 1: Quá trình chuẩn bị đất thí nghiệm

80

60

Bảng 1: Tính chất vật lý của đất thí nghiệm
Giá trị
2,653
1,98
13,6
33,9
20,3
26,2
0,703

20
0

Ghi chú: Kết quả ở thời điểm sau khi hồn
thành q trình cố kết nền dƣới áp lực 100 kPa
và quá trình dỡ tải.

0.01

0.1

1

(a) Đƣờng cong cấp phối
60

:
)

NE L- 8
:
0)
L
NE -2
U .9(
LI (LL
0
A
= H
73
0.
PI or O
=
I
H
P
C
LI

50
40

Đất nghiên
cứu

30

a

1E-3

Đường kính hạt, d (mm)

(PI) (%)

Chỉ ti u
Khối lƣợng riêng hạt, s (Mg/m3)
Khối lƣợng riêng bão hòaa, sat (Mg /m3)
Độ ẩm giới hạn dẻo, PL (%)
Độ ẩm giới hạn chảy, LL (%)
Chỉ số dẻo, PI (%)
Độ ẩm tự nhiêna, w (%)
Hệ số r nga, e

40

L
O
or
L
C
ML
or OL

20
10
CL-ML

Ký hiệu:

Loại đất:
C: sét
O: hữu cơ
M: bụi mịn
Trạng thái:
L: dẻo thấp
H: dẻo cao

MH or OH

0
0

10

20

30

40

50

60

70

80

90 100

Settlement, w (mm)

Độ ẩm giới hạn chảy, (LL) (%)

(b) Phân loại đất theo USCS
Hình 3: Phân lo i đất thí nghiệm

70
72
Đường thẳng
straight
line ban
đầu nhân hệ số
1.15
1.15 times of initial
straight line

74

Initial
Đường
straight
76 thẳng
line
ban
78 đầu

t90

80
0

2

4

6

8

10

Elapsed
Thờitime,
gian t (hours)
(a) Quá trình cố kết
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021

12

2.2 Phƣơng pháp thí nghiệm
a. Sức kháng cắt khơng thốt nước
Để xác định sức kháng cắt khơng thốt nƣớc
của đất, ba loại thí nghiệm xun cơn t nh CPT,
thí nghiệm T-bar và thí nghiệm nén một trục hở
hơng tự do (UCT) đƣợc thực hiện.
Thí nghiệm xun cơn t nh: Thí nghiệm đƣợc
thực hiện với bộ xun cơn cỡ nhỏ. Thiết bị
61

gồm hai bộ phận chính là mũi xun (mũi cơn)
và cần xun. Mũi xun có dạng hình cơn
(nón) với góc ở đỉnh là 600, đƣờng kính đáy nón
là 20 mm và là bộ phận trực tiếp xuyên vào đất.
Cần xuyên có dạng thanh hình trụ, đƣờng kính
10 mm, chiều dài hiệu quả là 500 mm và gắn
một đầu với mũi côn. Cần xuyên là bộ phận
truyền lực đến mũi côn để đƣa mũi côn vào đất.
Các cổng đo biến dạng đƣợc gắn trên cần xuyên
ở hai vị trí (i) ngay sát mũi côn để đo sức kháng
của đất tác dụng lên mũi cơn và (ii) phía đầu cần
xun để đo toàn lực truyền tới cần xuyên để
đƣa hệ cần và mũi xun vào đất. Tất cả các thí
nghiệm xun cơn đƣợc thực hiện với tốc độ
xuyên tƣơng đối cao và ổn định ở 2 mm/s. Với
m i thùng mẫu, 1-3 thí nghiệm CPT đƣợc thực
hiện. Khoảng cách giữa các vị trí thí nghiệm
đƣợc bố trí cách nhau tối thiểu 10 lần đƣờng
kính đáy cơn để đảm bảo kết quả của thí nghiệm
thực hiện sau khơng bị ảnh hƣởng bởi thí
nghiệm trƣớc. Sức kháng cắt khơng thốt nƣớc
cu đƣợc tính tốn từ kết quả đo sức kháng của
đất tác dụng lên mũi cơn qcone tip, sử dụng
phƣơng trình tính thực nghiệm (theo Low et al.,
2010) nhƣ sau:
(1)
trong đó: vo là ứng suất tổng theo phƣơng
thẳng đứng và là Nk hệ số sức kháng cho mũi

côn. Hệ số này đƣợc lấy theo nghiên cứu của
Low et al. (2010), nghiên cứu đã sử dụng hệ
thống dữ liệu chất lƣợng cao đƣợc thu thập rộng
rãi trên toàn thế giới dành cho sét quá cố kết nhẹ
ở cả dạng nguyên mẫu và mẫu bị xáo trộn. Kết
quả nghiên cứu của Low et al. (2010) đã cho
thấy giá trị Nk giao động trong phạm vi từ 10
đến 14 cho các mẫu nguyên trạng và giá trị
trung bình là 12. Trong bài báo này, giá trị trung
bình Nk = 12 sẽ đƣợc sử dụng để tính tốn.
Thí nghiệm T-bar: Thí nghiệm cũng đƣợc
thực hiện trên thiết bị là một bộ T-bar cỡ nhỏ.
Thiết bị T-bar cũng gồm hai bộ phận chính là
cần xuyên và đầu xuyên. Đầu xun T-bar là
một hình trụ nằm ngang có đƣờng kính dT-bar
62

7mm và chiều dài LT-bar 35 mm. Cần xun có
hình dạng, chức năng tƣơng tự cần xuyên CPT
với đƣờng kính 7mm. Sức kháng của đất tác
dụng lên đầu xuyên cũng đƣợc đo đạc qua cổng
đo biến dạng gắn trên cần xuyên ngay sát đầu
xuyên. Tốc độ xuyên 2 mm/s cũng đƣợc sử
dụng trong tất cả thí nghiệm T-bar. Với m i
thùng mẫu, 2-3 thí nghiệm T-bar đƣợc thực
hiện. Sức kháng cắt khơng thốt nƣớc cu đƣợc
tính tốn từ kết quả đo sức kháng của đất tác
dụng lên đầu xuyên qcone tip, sử dụng phƣơng
trình tính thực nghiệm (theo Low et al., 2010)
nhƣ sau:

(2)
trong đó: P là lực tác dụng lên toàn bộ đầu
xuyên (đo qua cổng đo biến dạng đã đề cập ở
trên), Nt là hệ số sức kháng cho đầu xun có
giá trị trung bình Nt = 10,5 và khoảng giao động
từ 8,5 đến 12,5 (theo nghiên cứu của Low et al.
(2010), nhƣ trình bày ở phần hệ số Nk ở trên)
cho các loại sét quá cố kết nguyên trạng.
Thí nghiệm nén một trục nở hơng tự do
(UCT): Với m i thùng mẫu, ngay sau khi hồn
thành thí nghiệm CPTs và T-bars, các đất đƣợc
lấy lên bằng các ống lấy mẫu với đƣờng kính
trong 100 mm. Đất lấy lên đƣợc cắt gọt thành
mẫu có đƣờng kính 35 mm và chiều cao khoảng
75 - 90 mm. Sau khi cắt gọt, mẫu đƣợc nén trên
máy nén dọc trục, nở hông tự do. Với m i thùng
mẫu, 2-3 thí nghiệm UCT đƣợc thực hiện. Sức
kháng cắt khơng thốt nƣớc cu đƣợc dự đoán
trực tiếp từ lực nén dọc trục cực đỉnh qu trong
q trình nén mẫu:
cu = qu /2
(3)
b. Góc ma sát trong và các đặc trưng cơ học
khác của đất
Để xác định góc ma sát trong và các đặc
trƣng cơ học khác của đất nhƣ hệ số thấm, chỉ
số nén, chỉ số nở (nén lại), mô đun biến dạng, hệ
số poisson của đất nền, thí nghiệm nén ba trục
cố kết khơng thốt nƣớc CU và thí nghiệm nén
cố kết Oedometer đƣợc thực hiện.

Thí nghiệm nén ba trục cố kết khơng thốt
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021


100 mm

nƣớc CU: đƣợc thực hiện trên mẫu có kích
thƣớc 50 mm x 100 mm. Mẫu đƣợc cố kết dƣới
áp lực buồng là 100 kPa trƣớc khi tăng tải dọc
trục nén mẫu.
Thí nghiệm nén cố kết Oedometer: đƣợc thực
hiện trên mẫu có đƣờng kính 60 mm và chiều
cao ban đầu là 20 mm. Mẫu đƣợc nén qua nhiều
cấp áp lực tăng dần, bao gồm cả quá trình giảm
tải và nén lại. Ở cấp áp lực cuối cùng (v = 1250
kPa), mẫu đã đƣợc duy trì nén trong tổng cộng
hơn 200 ngày để quan sát lún thứ cấp và xác
định chỉ số nén thứ cấp.
2.3 Phƣơng pháp phần tử hữu hạn (FEM)
Để xem xét khả năng mô phỏng ứng xử của
đất thơng qua các mơ hình đất có sẵn trong một
số chƣơng trình phần tử hữu hạn phổ biến, đồng
thời đánh giá độ tin cậy của kết quả khi sử dụng
mô hình đất đó để mơ phỏng các bài tốn địa kỹ
thuật khác, hai thí nghiệm nén ba trục CU và
nén cố kết oedometer sẽ đƣợc mô phỏng bằng
phƣơng pháp phần tử hữu hạn, sử dụng chƣơng
trình Plaxis 3D.

25 m m

Hình 4: Kích th ớc mơ hình, l ới phần tử
hữu h n và mặt gia tải trong mơ phỏng
thí nghiệm nén ba tr c CU
Mơ hình vật liệu: trong các mơ hình vật liệu
sẵn có của Plaxis, một số mơ hình nhƣ "CamClay", mơ hình "Soft Soil", mơ hình "Soft Soil
Creep (SSC)", mơ hình "Hardening Soil" và mơ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021

hình "Sekiguchi-Ohta" đều là những mơ hình
vật liệu nâng cao, có khả năng mơ phỏng tính ép
co của đất sét thơng thƣờng. Tuy nhiên, chỉ mơ
hình SSC mô phỏng đƣợc ứng xử theo thời gian
cho sét quá cố kết. Vì vậy trong bài báo này, mơ
hình SSC đƣợc lựa chọn. Chi tiết về mơ hình
SSC đƣợc trình bày trong cuốn hƣớng dẫn sử
dụng mơ hình vật liệu của Plaxis (PLAXIS
2018, Material Models Manual). Một số đặc
trƣng cơ bản của mơ hình SSC nhƣ sau:
- Độ cứng của đất phụ thuộc, thay đổi theo
ứng suất
- Có sự phân biệt giữa các giai đoạn tăng tải
lần đầu, giảm tải và tăng lại tải
- Xét đến nén/ biến dạng thứ cấp
- Xét ảnh hƣởng của ứng suất tiền cố kết
- Ứng xử bền tuân theo tiêu chuẩn MohrCoulomb.
Các thông số nhập vào cho mơ hình đất SSC cũng
nhƣ nguồn gốc các thơng số đƣợc liệt kê ở bảng 2.
Các kích thƣớc mơ hình, điều kiện thốt nƣớc,
tải trọng, tốc độ tăng tải, thời gian cố kết đƣợc lấy

giống thí nghiệm trong phịng đã thực hiện, tuy
nhiên, chỉ 1/4 mẫu thí nghiệm đƣợc mơ phỏng để
giảm thời gian tính tốn, lợi dụng tính chất đối
xứng của mẫu. Hình 4 thể hiện lƣới phần tử hữu
hạn trong mơ phỏng thí nghiệm CU.
3. KẾT QUẢ VỀ CÁC TÍNH CHẤT CƠ
HỌC CỦA ĐẤT NGHIÊN CỨU
3.1 Kết quả thí nghiệm
a. Sức kháng c t khơng thốt n ớc cu
Kết quả sức kháng khơng thốt nƣớc thu
đƣợc từ thí nghiệm CPTs và T-bars và UCTs
đƣợc tổng hợp trong hình 5.
Nhƣ đã đề cập ở phần trƣớc, sức kháng cắt cu
đƣợc thu trực tiếp từ cƣờng độ kháng nén dọc
trục trong thí nghiệm UCTs theo cơng thức (3)
và tính tốn theo cơng thức (1), (2) đề xuất bởi
Low et al. (2010) đối với thí nghiệm CPTs và Tbars. Ba phƣơng pháp thí nghiệm cho kết quả
tƣơng đối gần nhau. Nếu sử dụng một đƣờng
trung bình đại diện cho các kết quả tính tốn
trực tiếp để biểu diễn sự biến đổi của cu theo độ
63


sâu thì cu có thể biểu diễn xấp xỉ theo phƣơng
trình đƣờng thẳng sau:
(4)
Hình 5 cho thấy phƣơng trình 4 cũng tƣơng đối
phù hợp với sức kháng trung bình tính toán từ cả
hai phƣơng pháp CPTs và T-bars, ngoại trừ
khoảng 50 mm đầu tiên (tính từ mặt nền). Cũng có

thể giải thích sự sai khác ở vùng đầu tiên là do giai
đoạn đầu mũi côn (CPTs) và đầu xuyên (T-bars)
chƣa xun ngập hồn tồn trong đất nên diện tích
tiếp xúc giữa mũi côn/ đầu xuyên chƣa huy động
đầy đủ. Thêm một yếu tố khác, khi độ sâu xuyên
còn nhỏ, đất có xu hƣớng trƣợt và đẩy trồi lên trên
bề mặt nên kết quả cu thu đƣợc giai đoạn này có
thể chƣa tin cậy cao. So sánh kết quả giữa CPTs
và T-bars, ban đầu, cu thu đƣợc từ CPTs cao hơn
so với thu từ T-bars. Tuy nhiên càng xuống sâu thì
kết quả từ hai phƣơng pháp càng giống nhau. Cần
lƣu ý rằng, các hệ số sức kháng Nk và Nt sử dụng
trong cơng thức tính tốn cu là giá trị trung bình từ
kết quả nghiên cứu của Low và đồng nghiệp cho
hàng loạt các loại đất dính cố kết khác nhau rộng
rãi trên tồn thế giới. Hệ số này có thể giao động/
điều chỉnh lên/ xuống nhƣ đã trình bày ở mục 2.2.
Nhìn chung, đối với loại đất nghiên cứu thì cả
CPTs và T-bars đều đã cho kết quả tƣơng đối phù
hợp với kết quả đo trực tiếp từ UCTs, thí nghiệm
CPTs/ T-bars nhanh và đơn giản hơn và cho đƣợc
biểu đồ phân phối cu liên tục theo độ sâu.
Sức kháng cắt khơng thốt nước, cu (kPa)
0

5

10

15

20

25

30

35

40

0

cu = qu T-bar/ Nt
50

Nt = 10.5

100

Nk = 12

150

cu = (qu cone tip-vo)/ Nk

cu (kPa) = 10 kPa +
+0.04 (kPa/mm)
x z (mm)

UCTs
CPTs
Tbars

300

Hình 5: Biểu đồ phân bố sức kháng
khơng thốt n ớc cu theo độ sâu
64

Bảng 2: Các thơng số đầu vào cho
mơ hình đất SSC
Thơng số đất

200
250

b. Góc ma sát trong và các đặc trưng cơ học
khác của đất
Kết quả các đặc trƣng cơ học khác của đất thu
đƣợc từ thí nghiệm nén ba trục CU gồm góc ma
sát trong của đất ở trạng thái cực đỉnh p' = 36,9
và trạng thái ổn định ' = 34,8, hệ số Poisson
trong điều kiện khơng thốt nƣớc s ≈ 0,5. Ngồi
ra, thí nghiệm cịn cho kết quả đƣờng cong quan
hệ biến dạng – độ lệch ứng suất chính cực đại, từ
đó có thể tính tốn các giá trị về mô đun biến dạng
của đất. Các đặc trƣng về khả năng ép co và tính
thấm nƣớc của đất thu đƣợc từ thí nghiệm
oedometer trình bày trong bảng 2.

Đƣờng cong quan hệ thời gian - biến dạng
thể tích trong giai đoạn cố kết mẫu và đƣờng
quan hệ giữa ứng suất chính trung bình - độ lệch
ứng suất chính trong giai đoạn tăng tải dọc trục
cắt mẫu trong thí nghiệm CU đƣợc thể hiện
trong hình 6. Trong hình 6, các kết quả tính tốn
theo FEM cũng thể hiện để thuận tiện trong thảo
luận và so sánh kết quả đo đạc với kết quả tính
tốn. Tƣơng tự, đƣờng cong quan hệ lún theo
thời gian đo đạc từ thí nghiệm oedometer đƣợc
thể hiện trong hình 7 cùng với kết quả FEM.
3.2 Kết quả tính tốn theo FEM
Nhƣ đã trình bày ở mục 2.3, hai thí nghiệm nén
ba trục CU và oedometer sẽ đƣợc mô phỏng lại
bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn FEM, sử dụng
chƣơng trình phần mềm Plaxis 3D (bản 2018).
Các thơng số sử dụng cho mơ hình đất "soft soil
creep (SSC)" đƣợc liệt kê trong Bảng 2.

Giá trị
0,291 (từ thí nghiệm
Chỉ số nén Cc
oedometer)
0,055 (từ thí nghiệm
Chỉ số nở Cs
oedometer)
Chỉ số nén thứ cấp (creep 0,00125 (từ thí nghiệm
index）C
oedometer)
0,005 N/mm2 / 5 kPa

Lực dính hiệu quả c'
(dự đốn qua mơ phỏng
thí nghiệm CU)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021


Thơng số đất
Góc ma sát trong '
Sức căng t

Giá trị
34,8
(từ thí nghiệm CU)
0 (đặt chế độ defaut)

Hệ số Poisson ur

0,17 (giả thiết)

Áp lực tiền cố kết POP

0,1 N/mm2 / 100 kPa

Hệ số r ng ban đầu e0

0,703
0,00038 mm/min

Hệ số thấm k
(thí nghiệm oedometer)

(a) Sự biến đổi áp lực nƣớc l r ng (trái)
và biến dạng (phải) của mẫu

0,425

8

Chỉ số thấm ck

Thí nghiệm
FEM

(thí nghiệm oedometer)
3

0,000019 N/mm

bão hịa unsat
Trọng lƣợng riêng bão
hịa sat

(+)

6

Trọng lƣợng riêng không

4

0, 000019 7 N/mm3

2

0,00001 N/mm3

0

Trọng lƣợng riên của
nƣớc water

Hình 6 thể hiện mối quan hệ biến dạng thể
tích theo thời gian của mẫu đất thí nghiệm trong
quá trình cố kết mẫu. Kết quả tính tốn và kết
quả thí nghiệm cùng đƣợc trình bày để so sánh
khả năng mơ phỏng ứng xử của đất theo mơ
hình SSC. Có thể thấy từ hình 6, với hầu hết các
thơng số nhập vào cho mơ hình SSC lấy từ thí
nghiệm thì kết quả tính tốn thể hiện rằng, giai
đoạn đầu m i cấp tăng áp lực cố kết, tốc độ biến
dạng thể tích (tốc độ thốt nƣớc ra khỏi l r ng)
trong tính tốn cao hơn kết quả đo đạc. Ở cuối
giai đoạn cố kết của cấp áp lực cố kết đầu, độ
biến dạng thể tích mẫu từ cả hai phƣơng pháp
khá giống nhau (khoảng 3,3 %). Ở cuối giai
đoạn cố kết của cấp áp lực sau, kết quả tính tốn
(6,2%) trở lên nhỏ hơn kết quả đo đạc (7%).
Tuy có những sự khác nhau về giá trị, nhƣng
tổng quan chung mơ hình đất SSC đã mơ phỏng
một cách tƣơng đối tốt ứng xử của đất trong giai

đoạn cố kết mẫu.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021

0

500 1000 1500 2000 2500 3000

Thời gian, t (phút)
(b) Quan hệ biến đổi thể tích mẫu – thời gian
Hình 6: Biến d ng thể tích mẫu trong giai đo n
cố kết - thí nghiệm n n ba tr c CU
Hình 7 thể hiện quan hệ ứng suất chính hiệu
quả trung bình với độ lệch ứng suất chính trong
giai đoạn cắt mẫu của thí nghiệm CU. Kết quả
tính tốn đã cho kết quả tốt so với kết quả đo từ
thí nghiệm trong giai đoạn đầu quá trình tăng tải
cắt mẫu. Tại gần thời điểm mẫu bị phá hoại (q >
75 kPa), độ dốc của đƣờng quan hệ tính tốn có
xu hƣớng giảm trong khi ngƣợc lại, độ dốc của
đƣờng quan hệ đo đạc có xu hƣớng tăng và tăng
khá nhanh. Tuy ở gần thời điểm phá hoại mẫu,
kết quả mơ phỏng có xu hƣớng ngƣợc với kết
quả thí nghiệm, nhƣng cũng cần lƣu ý thêm
rằng, kết quả đo đạc thu đƣợc có thể cao hơn giá
trị thực do ảnh hƣởng (cản trở) của màng bọc
cao su quanh mẫu trong thí nghiệm, đặc biệt ở
giai đoạn mẫu biến dạng lớn.
65

Hình 8 thể hiện kết quả tính tốn và đo đạc
cho thí nghiệm oedometer ở cấp tải cuối cùng.
Với các giá trị chỉ số nén, nở và nén thứ cấp thu
đƣợc từ thí nghiệm, độ lún của mẫu trong các
giai đoạn lún cố kết, lún từ biến đều tƣơng đối
hợp lý. Tuy nhiên, có thể thấy từ kết quả, tốc độ
cố kết mô phỏng qua FEM cao hơn so với tốc
độ đo đạc thực tế. Hiện tƣợng này tƣơng tự nhƣ
kết quả thu đƣợc trong giai đoạn cố kết mẫu của
thí nghiệm CU (hình 6). Tốc độ thốt nƣớc
thƣờng liên quan đến hệ số thấm k và điều kiện
thoát nƣớc. Điều kiện thốt nƣớc ở hai thí
nghiệm này đã đƣợc mơ phỏng tƣơng đƣơng
trong thí nghiệm. Nhƣ vậy nếu một hệ số thấm
nhỏ hơn hệ số thấm đo đạc đƣợc đƣa vào cho
mơ hình SSC thì có thể sẽ đạt đƣợc một kết quả
hợp lý hơn.

bố ứng suất hiệu quả, áp lực nƣớc l r ng theo
không gian và thời gian, biến dạng cắt, biến
dạng thể tích theo các phƣơng.. trong trƣờng
hợp khơng có kết quả đo đạc hoặc kết quả đo
đạc bị hạn chế.
6.6

Thí nghiệm
FEM

6.7
6.8

6.9
7.0
7.1
7.2

7.3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
10 10 10 10 10 10 10 10 10

Thời gian t (min) [log t]
(a) Quan hệ độ lún và thời gian theo hàm log

125
100

Thí nghiệm
FEM

6.6

Thí nghiệm
FEM

6.7
6.8

75

6.9

50

7.0

M = 1.41

25

1

7.1

Đường bao
phá hoại

7.2
0

0
0

25

50

75

100

125

Ứng suất chính hiệu quả
trung bình, p (kPa)
Hình 7: Quan hệ ứng suất chính hiệu quả
trung bình - độ lệch ứng suất chính trong
giai đo n c t mẫu - thí nghiệm n n ba tr c CU
Nhận xét chung từ kết quả mô phỏng hai thí
nghiệm trong phịng là mơ hình vật liệu SSC với
các thơng số đầu vào xác định trực tiếp từ các
thí nghiệm trong phịng đã mơ phỏng tƣơng đối
đúng ứng xử của đất, từ đó có thể nghiên cứu
các tính chất cơ học khác của đất nhƣ sự phân
66

100 200 300 400 500 600 700

Thời gian t (min) [ 𝑡]
(b) Quan hệ lún và thời gian theo hàm căn bậc hai
Hình 8: Đo đ c và tính tốn quan hệ lún-th i
gian ở cấp tải cuối trong thí nghiệm oedometer
4. KẾT LUẬN
Trong bài báo này, một số tính chất cơ học

của một loại đất dính nhân tạo đã đƣợc nghiên
cứu và thảo luận qua các thí nghiệm đất đơn
giản thực hiện trong phòng và qua phƣơng pháp
phần tử hữu hạn, sử dụng Plaxis 3D. Kết quả
giữa các phƣơng pháp đƣợc so sánh và thảo
luận. Một số nhận xét rút ra từ kết quả thí
nghiệm và tính tốn nhƣ sau:
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021


Cƣờng độ kháng cắt khơng thốt nƣớc của
đất nghiên cứu xác định từ thí nghiệm nén một
trục nở hơng tự do UCTs tăng theo độ sâu và có
thể biểu diễn gần đúng bằng phƣơng trình (4).
Cƣờng độ kháng cắt xác định từ thí nghiệm
CPTs và T-bars thơng qua phƣơng trình thực
nghiệm và sử dụng giá trị trung bình hệ của số
sức kháng mũi côn/ đầu xuyên T-bar (từ nghiên
cứu của Low và đồng nghiệp) cho kết quả tƣơng
đối gần nhau và gần với kết quả xác định trực
tiếp từ thí nghiệm UCTs.
Các kết quả mơ phỏng thí nghiệm nén ba trục
cố kết khơng thốt nƣớc CU và oedometer trên
chƣơng trình phần tử hữu hạn Plaxis 3D, sử
dụng mơ hình đất "soft soil creep" và các thông
số đầu vào lấy trực tiếp từ kết quả các thí
nghiệm trong phịng cho kết quả tƣơng đối hợp
lý so với kết quả đo đạc. Từ đó, có thể sử dụng
kết quả mơ phỏng để nghiên cứu một số ứng xử
cơ học khác của đất khi khơng có dữ liệu đo đạc

hoặc việc đo đạc khó khăn, đồng thời đánh giá
độ tin cậy của kết quả khi sử dụng mơ hình đất
này để mơ phỏng các ứng xử của đất nghiên cứu
trong các bài toán địa kỹ thuật khác.
LỜI CẢM ƠN
Tác giả trân trọng cảm ơn Phịng thí nghiệm
Địa kỹ thuật, Viện Khoa học và Công nghệ Đại học Kanazawa Nhật Bản đã giúp đỡ trong
quá trình nghiên cứu.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1]. Lastiasih, Y., Tantri, P. K. S., 2015.
Analysis of increasing shear strength of soil to
slope stability after consolidation settlement
completed with various method. International
Conference of landslide and slope stability at
Bali, Indonesia.

Ng

[2]. Li, Y., 2018. Fundamental engineering
characteristics of cohesive sediments in the
Northern resion of south china sea. In
proceeding of IFCEE 2018 March 5-10,
Orlando
Florida.
/>/9780784481639.013
[3]. Low, H.E., Lunne, T., Andersen, K.H.,
Sjursen, M.A., Li, X., Randolph, M.F., 2010.
Estimation of intact and remoulded undrained
shear strengths from penetration tests in soft
clays.

Géotechnique
60(11),
843–859.
/>[4]. Pezowicz, P., Choma-Moryl, K., 2016.
Moisture content impact on mechanical
properties of selected cohesive soils from the
Wielkopolskie Voivodeship southern part.
Studia geotechnica et mechanica 37(4), 37-46.
/>[5]. PLAXIS 3D 2018 - Material Models
Manual, PLAXIS, />support/manuals/plaxis-3d-manuals/
[6]. Toyota, H., Sakai, N., and Nakamura,
K., 2001. Mechanical properties of saturated
cohesive soil with shear history under three
dimensional stress conditions. Soils and
foundations
41(6),
97-110.
/>[7]. Toyota, H., Nakamura, K., Sakai, N.,
Sramoon, W., 2001. Mechanical properties of
unsaturated cohesive soil in consideration of
tensile stress. Soils and foundations 43(2), 115122.
/>30806-4
[8]. Yasodian, S. E., Dutta, R. K., Mathew,
L., Anima, T. M., and Seena, S. B., 2012. Effect
of microorganism on engineering properties of
cohesive soils. Geomechanics and Engineering
4(2). />
i phản biện: PGS,TS. HOÀNG VIỆT HÙNG

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021

67