(Luận văn thạc sĩ) nghiên cứu sự phát triển áp lực nước lỗ rỗng bên trong đất sét gia cường đệm cát và vải địa kỹ thuật trong điều kiện nén 3 trục

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH LUẬN VĂN THẠC SĨ NGUYỄN THUÝ BÌNH NGHIÊN CỨU SỰ PHÁT TRIỂN ÁP LỰC NƯỚC LỖ RỖNG BÊN TRONG ĐẤT SÉT GIA CƯỜNG ĐỆM CÁT VÀ VẢI ĐỊA KỸ THUẬT TRONG ĐIỀU KIỆN NÉN TRỤC NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG - 8580201 SKC008025 Tp Hồ Chí Minh, tháng 12/2022 BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH LUẬN VĂN THẠC SĨ NGUYỄN THUÝ BÌNH NGHIÊN CỨU SỰ PHÁT TRIỂN ÁP LỰC NƯỚC LỖ RỖNG BÊN TRONG ĐẤT SÉT GIA CƯỜNG ĐỆM CÁT VÀ VẢI ĐỊA KỸ THUẬT TRONG ĐIỀU KIỆN NÉN TRỤC NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG – 8580201 Hướng dẫn khoa học: TS NGUYỄN MINH ĐỨC Tp Hồ Chí Minh, tháng 03/2023 TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Đức, N M., Thắng, L A Khải, N Q., "Nghiên cứu số CBR đất bùn lịng sơng đầm chặt gia cường hỗn hợp xi măng – cát," Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây Dựng NUCE , vol 5, pp 112-123, 2019 [2] Tuấn, T N Danh, T T., "Tương quan thông số sức chống cắt hữu hiệu xác định từ thí nghiệm ba trục CU & CD đất loại sét TP.HCM," Tạp chí Xây Dựng, pp 232-237, 2019 [3] Ingold, T S Miller, K S., "The performance of impermeable and permeable reinforcement in clay subject to undrained loading," Quarterly Journal of Engineering Geology and Hydrogeology, vol 15, no 3, pp 201-208, 1982 [4] Fabian, K Foure, A., "Performance of geotextilereinforced clay samples in undrained triaxial tests," Geotextiles and Geomembranes, vol 4, no 1, pp 53-63, 1986 [5] Al-Omari, R R., Al-Dobaissi, H H., Nazhat, Y N Al-Wadood, B A., "Shear strength of geomesh reinforced clay," Geotextiles and Geomembranes, vol 8, no 4, pp 325-336, 1989 [6] Yang, K., Đức, N M., Yalewm, W M., Liu, C Gupta, R., "Behavior of Geotextile-Reinforced Clay In Consolidated - Undrained Tests: Reinterpretation Of Porewater Pressure Parameters," Journal of GeoEngineering, vol 11, no 2, pp 33-43, 2016 [7] Yang, K., Yalew, W M Đức, N M., "Behavior of geotextilereinforced clay with a coarse material sandwich technique under unconsolidated- undrained triaxial compression," International Journal of Geomechanics, vol 16, no 3, pp 33-45, 2016 51 [8] Unnikrishnan, N., Rajagopal, K Krishnaswamy, N R., "Behaviour of reinforced clay under monotonic and cyclic loading," Geotextiles and Geomembranes, vol 20, no 2, pp 117-133, 2002 [9] Yang, K., Yalew, W M Đức, N M., "Behavior of geotextilereinforced clay with a coarse material sandwich technique under unconsolidated-undrained triaxial compression," International Journal of Geomechanics, ASCE, vol 16, no 3, pp 040150831-15, 2015 [10] Gastaud, S B., Stoltz, G., Sidjui, F Foltz, N T., "Nonwoven geotextiles to filter clayey sludge: An experimental study," Geotextiles and Geomembranes, vol 42, no 3, pp 214-223, 2014 [11] Đức, N M Tiếng, T V., "Hướng dẫn thực hành thí nghiệm nén trục cho đất phịng thí nghiệm," Nhà xuất Khoa Học Kỹ Thuật, 2019 [12] ASTM D4767, "Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soil," 2020 [13] TCVN 8868:2011, "Thí nghiệm xác định sức kháng cắt không cố kết - khơng nước cố kết - nước đất dính thiết bị nén ba trục," 2011 [14] Wong, K S Duncan, J M., "Hyperbolic stress-strain parameters for nonlinear finite analysis of stresses and movements in soil masses," Report No TE-74-3 College of engineering office of research services University of California Berkely, California, 1974 NGHIÊN CỨU SỰ PHÁT TRIỂN CỦA ÁP LỰC NƯỚC LỖ RỖNG TRONG ĐẤT SÉT GIA CƯỜNG ĐỆM CÁT VÀ VẢI ĐỊA KỸ THUẬT TRONG ĐIỀU KIỆN NÉN TRỤC 52 STUDY ON THE BEHAVIOR OF RIVERBED CLAY REINFORCED BY GEOTEXTILE AND SAND CUSHION UNDER CONSOLIDATED UNDRAINED TRIAXIAL COMPRESSION Nguyễn Minh Đức 1, Nguyễn Thuý Bình Khoa Xây dựng, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP HCM Học viên cao học, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP HCM TĨM TẮT Đề tài nghiên cứu thực thí nghiệm nén trục điều kiện cố kết không thoát nước nhằm xác định ứng xử cắt phát triển áp lực nước lỗ rỗng đất sét gia cường đệm cát vải địa kỹ thuật Các mẫu thí nghiệm thay đổi bề dày lớp đệm cát từ 0,5 cm đến 2,5 cm áp lực cố kết thay đổi từ 50 - 200 (kPa) Bên cạnh đó, nghiên cứu phát triển hệ thống cho phép đo áp lực nước lỗ rỗng trực tiếp tâm lớp cát Kết nghiên cứu cho thấy bề dày đệm cát vải địa kỹ thuật gia tăng cường độ kháng cắt hữu hiệu mẫu, đồng thời hệ số áp lực nước thặng dư giảm dần mẫu gia cường đệm cát vải địa kỹ thuật Cùng giá trị áp lực cố kết,'3con, mẫu gia cường với bề dày đệm cát lớn, áp lực chênh lớn với áp lực nước lỗ rỗng thặng dư nhỏ Kết cho thấy đệm cát vải địa kỹ thuật có vai trị gia tăng áp lực chênh giảm áp lực nước lỗ rỗng mẫu gia cường Hệ số áp lực nước lỗ rỗng thặng dư Ingold Miller (1982) cho thấy lớp gia cường làm giảm đáng kể áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trình cắt mẫu gia cường, từ làm gia tăng sức kháng cắt hữu hiệu mẫu gia cường, góc ma sát mẫu gia cường không đổi so với mẫu không gia cường khoảng , nhiên lực dính tăng rõ rệt khoảng c’ 11,1 – 31,9 (kPa) cho lớp không gia cường gia cường cm, 1,5 cm, 2,5 cm Từ khóa: đất sét, gia cường, vải địa kỹ thuật, đệm cát ABSTRACT The study carried out 3-axis compression tests in undrained consolidation conditions to determine shear behavior and pore water pressure development in sand cushion reinforced clay and geotextiles The test samples were changed the thickness of the sand bed from 0.5 cm to 2.5 cm and the consolidation pressure changed from 50-200 kPa In addition, the research and development of a system allows to measure pore water pressure directly at the center of the sand layer Research results show that the thickness of sand cushion and geotextile increases the effective shear strength of the sample, and the residual water pressure coefficient gradually decreases for the sand and geotextile reinforced samples With the same consolidation pressure value, '3con, the reinforcement sample with the larger sand bed thickness, the greater the differential pressure with smaller residual pore water pressure This result shows that the sand cushion and geotextile have the role of increasing differential pressure and reducing pore water pressure in the reinforced sample The coefficient of residual pore water pressure due to Ingold and Miller (1982) both show that the reinforcement layers significantly reduce the excess pore water pressure during the shearing of the reinforcement, thereby increasing the shear resistance effective of the reinforced sample, but the internal friction angle of the reinforced specimen is almost constant compared to that of the unreinforced sample in the range of, however, the adhesive force increases markedly in range c' 11,1 – 31,9 (kPa) for unreinforced and reinforced layers cm, 1,5 cm, 2,5 cm, respectively In order to determine shear behavior and pore water 53 pressure development in sand cushion reinforced clay and geotextiles, triaxial compression tests were conducted under undrained consolidation conditions The thickness of the sand cushion in the test samples varied from 0,5 cm to 2,5 cm, and the consolidation pressure ranged from 50 to 200 (kPa) In addition, the research and development of an apparatus allows the direct measurement of pore water pressure in the within of a sand layer The thickness of sand cushion and geotextile increases the effective shear strength of the sample, while the excess water pressure coefficient decreases consistently for the samples reinforced with sand and geotextile With the same consolidation pressure, '3con, the reinforcement sample with the thicker sand cushion layer will have a higher deviatoric stress and a lower excess pore water pressure This result demonstrates that the sand cushion and geotextile layers increase deviatoric stress and decrease excess pore water pressure in the reinforced samples The coefficient of excess pore water pressure proposed by Ingold and Miller (1982) demonstrates that reinforcement layers substantially reduce excess pore water pressure during shearing, thereby increasing shear resistance The effective friction angle of the reinforced specimen is almost identical compared to that of the unreinforced specimen, however, the effective cohesion increases significantly in the range c' 11,1 – 31,9 (kPa) for unreinforced and reinforced layers cm, 1,5 cm, 2,5 cm, respectively Keywords: clay, reinforced, geotextile, sand cushion cát đệm tối ưu 40mm làm gia tăng tối đa CBR 53.5% 65.9% cát hạt nhỏ cát hạt to Q trình bão hịa mẫu gây phá hỏng bề mặt chịu lực mẫu (chuyển thành bùn yếu bề mặt mẫu) gây giảm cường độ lên tới 97% so với mẫu sau đầm chặt Yang cộng (2015) nghiên cứu cho thấy đệm cát làm gia tăng khả làm việc vải địa kỹ thuật đất, dẫn đến khả chịu cắt mẫu gia cường tăng lên Bên cạnh đó, lớp cát đóng vai trị lớp nước ngang tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng sinh trình cắt mẫu Nghiên cứu Yang cộng (2015) cho thấy đất sét gia cường kiểu sandwich gia tăng đáng kể sức kháng cắt mẫu gia cường khơng bão hịa điều kiện khơng cố kết, khơng nước UU Trong lớp đệm cát vải địa kỹ thuật xen kẹp giúp gia tăng góc ma sát cho mẫu gia cường Sự gia tăng cường độ kháng cắt mẫu gia cường có tương quan đặc biệt với biến dạng dài lớp vải địa kỹ thuật Guillaume Stoltz cộng (2018) tác giả đưa giải pháp sử dụng lớp vải địa kỹ thuật làm tầng lọc, GIỚI THIỆU Giải pháp sử dụng đất khai thác từ lịng sơng thay cát san lấp phương pháp bền vững, bảo vệ môi trường với nhiều lợi ích giảm chi phí vận chuyển, kho bãi tập kết đổ vật liệu nạo vét, làm giảm khối lượng bồi đắp đất địa phương, đảm bảo kiểm sốt độ sâu an tồn cho lưu thơng giao thông nội địa đường thủy, bổ sung quỹ đất để san lấp, đảm bảo cao độ cơng trình Tuy nhiên đất bùn sét có hệ số rỗng lớn, tính nén lún cao sức chống cắt thấp gây cố móng đất bùn yếu làm cơng trình bị phá hoại, lún q mức, lún không lún kéo dài theo thời gian Nguyễn Minh Đức, Lê Anh Thắng (2019) khả làm việc lớp cát đệm lớp gia tải vải địa kỹ thuật đến cường độ CBR trường đất sét yếu gia cường, tiến hành thí nghiệm theo đề xuất để khảo sát thay đổi số cường độ California Bearing Ratio (CBR) đất sét bùn yếu bổ sung thêm lớp cát đệm gia cường xen kẽ lớp vải địa kỹ thuật Số liệu thí nghiệm cho thấy độ dày lớp 54 ngăn chặn trình xâm nhập đất sét vào đất cát Nghiên cứu ứng xử vải địa kỹ thuật sử dụng việc ngăn tách đất bùn sét Guillaume Stoltz cộng (2018) cho thấy kết thí nghiệm loại vải địa kỹ thuật không giống Loại vải địa kỹ thuật khơng dệt tốt có lỗ mở nhỏ (O90=54m) có khả ngăn chặn tốt hạt sét lọt qua trình thấm Al-Omari cộng (1989) nghiên cứu đất sét có lớp gia cường lưới vải địa kỹ thuật không dệt điều kiện cố kết khơng nước, CU cố kết nước CD Áp lực nước lỗ rỗng tăng lên so với mẫu đất sét gia cường theo kết nghiên cứu Áp lực nước lỗ rỗng tăng gia tăng số lớp gia cường vải địa kỹ thuật Fabian Fourie (1986) Trong điều kiện khơng cố kết khơng nước, UU, vật liệu gia cường có tính thấm tốt tăng lên 40% cường độ kháng cắt đất sét Ngược lại, lớp gia cường vật liệu khơng có tính thấm hút làm cho cường độ kháng cắt đất sét giảm xuống Nguyên nhân giải thích từ khả thấm tốt vật liệu gia cường giúp tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng mẫu đất sét gia cường Mặc dù nhiều nghiên cứu đưa nhiều biện pháp khả làm việc vật liệu đất sét gia cường xen kẹp lớp đệm cát vải địa kỹ thuật nhiên, khả làm việc cố kết ứng xử cắt khả tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng đất sét bùn khai thác từ lịng sơng ĐBSCL gia cường lớp vải địa kỹ thuật khơng dệt đệm cát thí nghiệm nén trục cố kết khơng nước chưa nghiên cứu cách đầy đủ Chính vậy, đề xuất thí nghiệm làm rõ ứng xử đất sét có lớp đệm cát vải địa kỹ thuật không dệt xen kẹp điều kiện nén trục, CU với đại lượng thay đổi bề dày lớp gia cường từ 0,5 cm, cm, 1,5 cm, cm, 2,5 cm áp lực cố kết thay đổi VẬT LIỆU THÍ NGHIỆM VÀ PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM 2.1 Vật liệu a Đất bùn sét lịng sơng Đất lấy từ sơng Cái Lớn tỉnh Kiên Giang Hình trình bày kích cỡ thành phần hạt Đất phân loại đất phù sa vô dẻo (MH) theo hệ thống phân loại đất Bảng trình bày tính chất đất Phần trăm cỡ hạt (%) 100 80 60 40 20 10 0.1 0.01 0.001 Đường kính hạt (mm) Hình Kích cỡ thành phần hạt Bảng 1: Tính chất học đất Tính chất Giá trị 16.13 Dung trọng tự nhiên, , (kN/m3) 55.4 Độ ẩm tự nhiên,  % 10.4 Dung trọng khô, k, (kN/m3) Hệ số rỗng ban đầu, e0 1.60 Dung trọng khô lớn 15.11 nhất, k - max (kN/m ) Độ ẩm tối ưu, OMC, % 19.45 Giới hạn dẻo, PL 44.9 Giới hạn chảy, LL 91.5 Chỉ số dẻo, PI 46.6 Tỷ trọng, Gs 2.75 Phân loại đất theo USCS OH MH b Vải địa kỹ thuật Vải địa kỹ thuật dùng Nonwoven Geotextiles – vải địa không dệt sử dụng thí nghiệm có tính chất lý thể bảng Bảng 2: Tính chất học vải địa kỹ thuật Đặc tính Giá trị Loại vải Không dệt Khối lượng riêng (g/m2) 200 Bề dày (mm) 1.3 Khả chịu kéo 9.28 (kN/m) – phương dọc vải Khả chịu kéo 7.08 (kN/m) – phương ngang vải Biến dạng dài phá 84.1 hoại phương dọc (%) Biến dạng dài phá 117.8 hoại phương ngang (%) Kích thước lỗ lọc, O90 0.11 (mm) Lưu lượng thấm 196 100mm cột nước, l/m2/giây Hệ số thấm, k (m/giây) 3.6x10-3 Bảng 3: Tính chất học cát Đặc tính Giá trị Phân loại cát SP: Cát sạch, hạt mịn, cấp phối Tỷ trọng, Gs 2,700 Khối lượng thể tích nhỏ 1,500 nhất, dmin (g/cm3) Hệ số rỗng nhỏ nhất, emin 0,742 Khối lượng thể tích lớn 1,560 nhất, dmax (g/cm ) Hệ số rỗng lớn nhất, emax 1,004 Khối lượng riêng khô 1.506 D80, γd (g/cm3) Hệ số rỗng D80, e 0.793 2.2 Phương pháp thí nghiệm nén trục a Kích thước mẫu thí nghiệm Theo tiêu chuẩn ASTM D4767, Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soils., thí nghiệm nén trục cố kết khơng nước, mẫu thí nghiệm phải có đường kính tối thiểu 50 mm, chiều cao tối thiểu 12 mm Tuy nhiên, mục đích thí nghiệm khảo sát phát triển áp lực nước lỗ rỗng bên đất sét gia cường đệm cát vải địa kỹ thuật, với chiều cao khác (0,5 cm, cm, 1,5 cm, cm, 2,5 cm) áp lực cố kết khác (50 kPa, 100 kPa, 150 kPa, 200 kPa) vậy, nghiên cứu đề xuất sử dụng thiết bị dao vòng với chiều cao 10 cm đường kính cm c Cát thí nghiệm: Bảng giới thiệu tính chất cát thực thí nghiệm Cát phân loại cát sạch, hạt mịn, cấp phối b Quá trình thí nghiệm Đất sét tự nhiên lấy từ lịng sông nghiền nhỏ sấy khô nhiệt độ 100oC tối thiểu 24h, sau trộn nước để đạt độ ẩm cần thiết Hỗn hợp chứa túi kín đặt tủ dưỡng ẩm tối thiểu ngày để mẫu đạt độ ẩm đồng Các mẫu đất chế tạo độ chặt K= 0.7 để dung trọng khô mẫu dung trọng khô tự nhiên Sau ngâm 24 mẫu bão hoà, mẫu đất cố kết áp lực chênh 50 kPa, 100kPa, 150 kPa, 200 kPa vòng 48h Kết thúc q trình cố kết mẫu cắt khơng thoát nước với áp lực buồng áp lực chênh tương ứng q trình cố kết Có mẫu đất không gia cường chiều cao cm x 10 cm thí nghiệm với cấp áp lực là: 50 kPa, 100, kPa, 150 kPa, 200 kPa tổ mẫu (mỗi tổ mẫu gồm mẫu) có lớp gia cường có tổng chiều cao 10 cm với lớp đệm cát nằm lớp vải địa kỹ thuật có chiều cao 0,5, 1,5, 2,5 cm (Hình 2, Hình 3) B u  (1) Trong đó, u = độ thay đổi áp lực nước lỗ rỗng mẫu thay đổi giá trị áp lực buồng điều kiện khơng nước 3 = độ thay đổi giá trị áp lực buồng Hình cho thấy hệ số áp lực nước lỗ rỗng, B cần đạt tối thiểu 0.95 nhằm đảm bão mẫu đạt trạng thái bão hòa trước thực trình cố kết mẫu Hình 4: Giá trị áp lực ngược để bão hòa, 1Psi=6,895kPa (ASTM 4767) Trong điều kiện cố kết, mẫu đất thí nghiệm cố kết áp lực cố kết hữu hiệu, 3c với áp lực buồng áp lực ngược tương ứng 3c u1 Trong trình cố kết (tối thiểu 24h), biến dạng tích mẫu xác định theo thời gian cố kết Hình 2: Mẫu khơng gia cường gia cường 0,5cm, cm Sau tối thiểu 24h cố kết, mẫu thí nghiệm nén điều kiện khơng nước với vận tốc gia tải không đổi Tốc độ xác định dựa theo kết thí nghiệm cố kết mẫu đất sét theo công thức quy định theo tiêu chuẩn Hình 3: Mẫu gia cường 1,5cm, cm, 2,5 cm ASTM D4767, Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soils., Hệ số áp lực nước lỗ rỗng B xác định sau: thí nghiệm nén trục điều kiện CU cho đất dính: 10% (2)  10t 50 Dựa theo đường ứng suất Lambe (1964) đề xuất,   hệ số góc điểm cắt trục tung đường tương quan p’ q’ Từ góc ma sát hữu hiệu lực dính hữu hiệu xác định theo công thức:  '  sin 1  (3) c'   mẫu không gia cường điều kiện nén trục, CU Do đường cong ứng suất chênh thí nghiệm biến dạng dọc trục khơng đạt đỉnh khoảng biến dạng thí nghiệm, đó, thời điểm phá hoại lựa chọn có biến dạng dọc trục tương đương 15% theo đề xuất tiêu chuẩn ASTM D4767, Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soils Từ đó, giá trị ứng suất nén 1, 3 áp lực nước lỗ rỗng, u xác định với thay đổi tương ứng 15% biến dạng mẫu (4) cos  ' Hệ số áp lực nước thặng dư Af Skempton (1954) đề xuất theo công thức: u Af  (5) Đất sét thể ứng xử cố kết thường: (1) biến dạng dẻo quan hệ ứng xuất thay đổi hình dạng; (2) áp lực nước lỗ rỗng thặng dư, Δu lớn d Trong u = áp lực nước thặng dư trình cắt mẫu CU Từ đó, góc ma sát hữu hiệu: KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM 𝜑′ = 𝑠𝑖𝑛−1 (0,4236)= 25,10 3.1 Ứng xử cố kết nén trục mẫu không gia cường cấp tải 50, 100 kPa, 150, 200 kPa Lực dính hữu hiệu: c'  Biểu đồ thể thoát nước giai đoạn cố kết Khi này, hệ số rỗng giảm xuống gia tăng áp lực cố kết Mẫu thí nghiệm khơng thay đổi thể tích giai đoạn cắt (khơng nước, undrained) đo áp lực nước lỗ rỗng u Như thí nghiệm CU, thể tích mẫu giảm xuống giai đoạn cố kết (consolidation) không thay đổi thể tích giai đoạn cắt khơng nước (undrained) Kết phù hợp với điều kiện cố kết thoát nước theo cấp tải trọng  cos  ' = 16,21 kPa Hình 5: Tương quan hệ số rỗng cấp tải trọng mẫu khơng có lớp gia cường thí nghiệm nén cố kết trục (e = hệ số rỗng; q = cấp tải trọng cố kết trục) Kết cho thấy, hệ số rỗng đất sét mẫu gia cường gia cường điều kiện áp lực cố kết trục Kết cho thấy hệ số rỗng đất sét gia cường không phụ thuộc vào điều kiện gia cường, phụ thuộc vào áp lực cố kết …Ứng xử cắt khơng nước 300 200 kPa q=(s'1-s'3)/2 (kPa) 250 100 kPa 200 y = 0.4629x + 9.8206 R² = 0.9982 50 kPa 150 20 kPa 100 50 0 Hình 6: Biến đổi thể tích mẫu khơng gia cường theo thời gian cho cấp tải trọng khác 50 100 150 200 250 p' = (s'1+s'3)/2 (kPa) Hình 9: Biểu đồ quan hệ độ lún ∆h logarit thời gian đất khơng gia cường 3.2 Kết thí nghiệm CU mẫu gia cường cm Hình 7: Tương quan áp lực chênh biến dạng dọc nén trục mẫu không gia cường với cấp tải trọng cố kết từ 20 - 400 kPa Hình 10: Tương quan áp lực chênh biến dạng nén dọc trục mẫu với lớp đệm cát 1cm xen kẹp vải địa kỹ thuật với cấp tải trọng cố kết từ 50 - 200 kPa Hình 8: Ứng xử độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng với cấp tải cố kết khác từ 20 – 400 kPa 300 Bảng 4: Kết áp lực thí nghiệm nén trục điều kiện (CU) mẫu có khơng có gia cường 3con (kPa) Mẫu Mẫu khơng gia cường Hình 11: Ứng xử độ gia tăng cấp tải trọng cố kết với áp lực nước lỗ rỗng khác từ 50-400 kPa mẫu có lớp gia cường bề đày cm đệm cát vải địa kỹ thuật cm u (kPa)  (kPa) 20 71,9 3,4 50 112,1 5,8 100 156,3 25,6 200 256,2 71,2 400 430,8 135,5 50 143,0 -1,5 100 207,7 13,0 150 281,1 25,5 200 366,1 24,3 Bảng cho thấy kết cho thấy giá trị áp lực cố kết, mẫu gia cường có áp lực chênh cao độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng giảm xuống Đây hiệu lớp gia cường bao gồm lớp cát kẹp lớp vải địa kỹ thuật Hình 12: So sánh đường bao phá hoại cải tiến Mohr xác định sức kháng cắt hữu hiệu đất sét khơng có lớp gia cường có lớp gia cường vải địa kỹ thuật kết hợp đệm cát 3.3 Kết thí nghiệm CU mẫu gia cường 1,5 cm Áp lực chênh, d (kPa) 300 250 200 150 100 200 kPa 100 kPa 50 kPa 50 0 12 15 Biến dạng dọc trục, a (%) Hình 13: Tương quan áp lực chênh biến dạng nén dọc trục mẫu với lớp đệm cát 1,5 cm xen kẹp vải địa kỹ thuật với cấp tải trọng từ 50 – 200 kPa Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) 100 Biểu đồ thể áp lực chênh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư mẫu 2,5 cm (Hình 16) 80 200 kPa 60 100 kPa 40 Dựa vào kết thí nghiệm, biến dạng lớn, giá trị áp lực chênh lớn Do đó, 15% biến dạng dọc trục xem điểm phá hoại mẫu (theo ASTM 50 kPa 20 0 12 D4767, Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soils.), 15 Biến dạng dọc trục, a (%) Hình 14: Ứng xử độ gia tăng cấp tải trọng cố kết với áp lực nước lỗ rỗng khác từ 50 - 200 kPa mẫu có lớp gia cường bề đày 1,5 cm đệm cát vải địa kỹ thuật giá trị áp lực chênh 15% coi giá trị áp lực chênh thời điểm phá hoại 400 2,5 cm sd (kPa) 300 1,5 cm cm 200 100 0 50 100 150 200 250 200 250 s'3con (kPa) 500 2.5cm 1.5cm 1cm 0cm 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) 70 sd (kPa) Hình 15: Tương quan áp lực chênh biến dạng nén dọc trục mẫu với lớp đệm cát 2,5 cm xen kẹp vải địa kỹ thuật với cấp tải trọng cố kết từ 50 200 kPa 50 40 12 100 150 s'3con (kPa) Kết cho thấy giá trị áp lực cố kết, '3con, mẫu gia cường với bề dày đệm cát lớn, áp lực chênh lớn Đồng thời, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư giảm xuống Kết cho thấy đệm cát vải địa kỹ thuật có vai trị gia tăng áp lực chênh giảm áp lực nước lỗ rỗng mẫu gia cường 10 50 Hình 17: Áp lực chênh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư 15% biến dạng dọc trục 20 100 30 -10 200 200 kPa 100 kPa 60 300 15 -20 Biến dạng dọc trục, e1 (%) Hình 16: Ứng xử độ gia tăng cấp tải trọng cố kết với áp lực nước lỗ rỗng khác từ 50 - 200 kPa mẫu có lớp gia cường bề đày 2,5 cm đệm cát vải địa kỹ thuật đệm cát vải địa kỹ thuật gia tăng cường độ kháng cắt hữu hiệu mẫu đồng thời làm giảm áp lực nước lỗ rỗng thặng dư Các kết cụ thể bao gồm: 250 q'= (s'1-s'3)/2 (kPa) 200 150 100 50 2.5cm 1.5cm 1cm 0cm Cùng giá trị áp lực cố kết, '3con, mẫu gia cường với bề dày đệm cát lớn, áp lực chênh lớn Đồng thời, làm giảm thặng dư áp lực nước lỗ rỗng Kết cho thấy lớp gia cường đệm cát vải địa kỹ thuật có vai trò gia tăng áp lực chênh giảm áp lực nước lỗ rỗng mẫu gia cường 0 100 200 300 400 500 p' = (s'1+s'3)/2 (kPa) Hình 18: Tương quan q’ p’ 15% biến dạng dọc trụcTương quan p’ q’ mẫu gia cường mẫu khơng gia cường Thí nghiệm cho kết xác định sức kháng cắt hữu hiệu cho thấy góc ma sát mẫu gia cường không đổi so với mẫu không gia cường, nhiên lực dính tăng lên rõ rệt Đây kết gia tăng cường độ đệm cát tương tác đất cát - sét vải địa kỹ thuật xen kẹp Kết cho thấy lớp gia cường gia tăng sức kháng cắt hữu hiệu đất sét Bảng 5: Góc ma sát hữu hiệu lực dính hữu hiệu Trường hợp Hệ số áp lực nước lỗ rỗng thặng dư Ingold Miller (1982) cho thấy lớp gia cường làm giảm đáng kể áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trình cắt mẫu gia cường, từ làm gia tăng sức kháng cắt hữu hiệu mẫu gia cường c’   (kPa)  Không gia cường cm 9,8206 0,4629 11,1 27,6 15,946 0,449 17,8 26,7 1,5 cm 23,247 0,4603 26,2 27,4 2,5 cm 28,172 0,4686 31,9 27,9 Kết sức kháng cắt hữu hiệu cho thấy góc ma sát mẫu gia cường không đổi so với mẫu khơng gia cường, nhiên lực dính tăng lên rõ rệt Đây kết gia tăng cường độ đệm cát tương tác đất sét - cát vải địa kỹ thuật KẾT LUẬN Nghiên cứu thực thí nghiệm nén trục điều kiện cố kết khơng nước, CU nhằm xác định ứng xử cắt mẫu có lớp gia cường đệm cát vải địa kỹ thuật xen kẹp Kết nghiên cứu cho thấy bề dày 10 TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Đức, N M., Thắng, L A Khải, N Q., "Nghiên cứu số CBR đất bùn lịng sơng đầm chặt gia cường hỗn hợp xi măng – cát," Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây Dựng NUCE , vol 5, pp 112-123, 2019 [2] Tuấn, T N Danh, T T., "Tương quan thông số sức chống cắt hữu hiệu xác định từ thí nghiệm ba trục CU & CD đất loại sét TP.HCM," Tạp chí Xây Dựng, pp 232-237, 2019 [3] [4] [5] [6] [7] Ingold, T S Miller, K S., "The performance of impermeable and permeable reinforcement in clay subject to undrained loading," Quarterly Journal of Engineering Geology and Hydrogeology, vol 15, no 3, pp 201-208, 1982 Fabian, K Foure, A., "Performance of geotextilereinforced clay samples in undrained triaxial tests," Geotextiles and Geomembranes, vol 4, no 1, pp 53-63, 1986 Al-Omari, R R., Al-Dobaissi, H H., Nazhat, Y N AlWadood, B A., "Shear strength of geomesh reinforced clay," Geotextiles and Geomembranes, vol 8, no 4, pp 325-336, 1989 Yang, K., Đức, N M., Yalewm, W M., Liu, C Gupta, R., "Behavior of GeotextileReinforced Clay In Consolidated - Undrained Tests: Reinterpretation Of Porewater Pressure Parameters," Journal of GeoEngineering, vol 11, no 2, pp 33-43, 2016 Yang, K., Yalew, W M Đức, N M., "Behavior of geotextile-reinforced clay with a coarse material sandwich technique under unconsolidatedundrained triaxial compression," International Journal of Geomechanics, vol 16, no 3, pp 33-45, 2016 [8] Unnikrishnan, N., Rajagopal, K Krishnaswamy, N R., "Behaviour of reinforced clay under monotonic and cyclic loading," Geotextiles and Geomembranes, vol 20, no 2, pp 117-133, 2002 [9] Yang, K., Yalew, W M Đức, N M., "Behavior of geotextile-reinforced clay with a coarse material sandwich technique under unconsolidated-undrained triaxial compression," International Journal of Geomechanics, ASCE, vol 16, no 3, pp 040150831-15, 2015 [10] Gastaud, S B., Stoltz, G., Sidjui, F Foltz, N T., "Nonwoven geotextiles to filter clayey sludge: An experimental study," Geotextiles and Geomembranes, vol 42, no 3, pp 214-223, 2014 [11] Đức, N M Tiếng, T V., "Hướng dẫn thực hành thí nghiệm nén trục cho đất phịng thí nghiệm," Nhà xuất Khoa Học Kỹ Thuật, 2019 [12] ASTM D4767, "Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soil," 2020 [13] TCVN 8868:2011, "Thí nghiệm xác định sức kháng cắt khơng cố kết - khơng nước cố kết - nước 11 đất dính thiết bị nén ba trục," 2011 [14] Wong, K S Duncan, J M., "Hyperbolic stress-strain parameters for nonlinear finite analysis of stresses and movements in soil masses," Report No TE-74-3 College of engineering office of research services University of California Berkely, California, 1974 XÁC NHẬN GVHD (Ký tên) TS Nguyễn Minh Đức 12 S K L 0