Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung.
Tính cấp thiết củaluận án
Điều kiện địa hình và khí hậu miền Trung Việt Nam khác biệt so với các khu vực khác Khí hậu nắng nóng kéo dài quanh năm với lượng bốc hơi rất lớn khiến đất đai khô cằn Sau đó, những trận bão lũ kèm mưa lớn với mức động ngập lụt rộng khắp nhiều tỉnh Miền Trung đã làm cấu trúc lỗ rỗng của đất thay đổi rất lớn Điều này dẫn đến tình trạng công trình giao thông bị hư hỏng nặng nề, gây thiệt hại lớn về các lĩnh vực khác kéo theo, Theo thống kê của các tổ chức khí hậu trong nước và thế giới, lượng mưa trung bình năm ở Miền Trung lớn nhất cả nước (>2800mm), trong khi các khu vực khác chỉ dao động ở mức 1200mm đến 1800mm.
0mm[2], [9].ViệtNamlàmộttrongmườinướcdễbịtổnthươngtrênthếgiớitrướctácđộngcủaBĐKH[2] ,[6]vàvùngDuyênhảimiềnTrung Việt Nam là một trong những vùng chịu ảnh hưởng nặng nề nhất củaBĐKHkhicó sự ấm lên toàn cầuvượt ngưỡng 1,5 o C và khả năng xảy ra kịch bản nước biểndâng(NBD)choViệtNamkhidảivenbiểnmiềnTrungtừtỉnhThanhHóađếntỉnhB ìnhThuận dẫn đến khoảng 1,53% diện tích đất các tỉnh ven biển miền Trung từThanhHóađếnBìnhThuậncónguycơbịngập úngvàonăm2050.Cáctuyếnđườngvensông,đặcbiệt là các tuyến cao tốc qua những địa hình đắp cao đã và đang được xây dựngtại khuvựcnàysẽcónguycơbịngậpcụcbộtrongthờigiankéodàidoảnhhưởngcủamưalớnkéodàikếthợp vớinướcbiểndâng.Điềunàychứngtỏnhữngthay đổivềkhíhậudẫnđến việc gia tăng các mực nước ngập lụt ở các tuyến đường (nền đường đắp)đangcầnthiếtcónhữngđánhgiáđúngmứcnhấtvềsựổnđịnhcủanềnđườngđắpởkhuvựcnày. Các nền đường đắp tồn tại cả vùng bão hòa và không bão hòa, các vùng này sẽ thayđổirấtlớnkhithayđổinhiệtđộ,lượngnướcxâmnhập(độẩm)vàgiatải(tảitrọng trựctiếp).Cácnghiêncứuđếnnayvẫnchủyếutậptrungvàovùngđấtbãohòa(loạiđất haiphanướcvàđất).Vềmặtcơhọc,cácquanhệứngsuất–biếndạng,sựbiếnthiênáp suất nước lỗ rỗng, cường độ chống cắt và hệ số thấm của đất không bão hòa có sự khác biệt về quy luật so với cơ học đất bão hòa Mặt khác, sự hạn chế về điều kiện/hệ thống thiết bị thí nghiệm hiện nay đối với đất không bão hòa là trở ngại và thách thức các nghiên cứu tại Việt Nam [11] Trong cấu trúc của nền đường đắp, khu vực lớp đất nằm dưới lớp mặt đường và nằm trên mực nước
2 ngầm tồn tại một hàm lượng nước mao dẫn nhấtđịnh.Mặtkhác,nướccóthểđượcbổsungtạikhuvựcnàydomưathấmquacác vếtnứttừcáclớpmặthoặcthấmtừvainềnđườngđắphoặctaluyđường.Nhưvậy,khu vực lớp đất nền đường đắp ở trạng thái bão hòa không hoàn toàn, do đó việc áp dụnglý thuyết của cơ học đất bão hòa để phân tích các ứng xử cơ học đối với khu vực không bão hòa không còn phù hợp thực tế [53] Hàm lượng nước trong đất/độ bão hòa củađất thayđổitheokhônggiantùythuộcvịtrítươngđốicủalớpđấtkhảosátsovớimựcnước ngầmvàthờigiantùythuộcsựdichuyểntựdocủanướcdướiđấtdothấm,domaodẫn, hoặcđượcbổsungtừnướcngầm,từmưahoặctừkhuvựckhácđếnvịtríkhảosát[53] Sự thay đổi độ ẩm/độ bão hòa của đất dẫn đến thay đổi lực hút dính của đất không bão hòa, kết quả làm thay đổi các đặc trưng thủy lực/cơ học của đất như: thấm, cường độ chống cắt, lún/biến dạng và sự ổn định của nền đường [3],[58].
NghiêncứucủaAlonsovàcáccộngsự[22]vềsựổnđịnhcủamáidốcđứngđãchỉ ra rằng, trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của lực hút dính, hệ số an toàn tới hạn của mái dốc nhỏ hơn 1,0; như vậy mái dốc không ổn định, tuy nhiên thực tế mái dốc vẫn đang ổn định hoặc ngược lại mặc dù đánh giá cả nền đường ổn định nhưng chỉ cần có một hoặc nhiều vị trí cục bộ không ổn định, dẫn đến hình thành dòng thấm làm cho nước mangtheocáchạttạosựmấtổnđịnhcụcbộ,lâudầncảnềnđườngđắpđangtừổnđịnh chuyển sang mất ổn sauđó.
Các nghiên cứu trên Thế giới và Việt Nam về đặc trưng cơ học của đất khôngbão hòa cho đến nay đều tập trung vào nghiên cứu phương pháp xác định các đặc trưng cơ họchoặcđãcónhữngnghiêncứuthựcnghiệmxácđịnhcácđặctrưngcơhọc(bộthông số) đầu vào cho các phần mềm phân tích ổn định cho nền đường đắp (Geo-Studio; Plaxis…) Tuy nhiên chưa có nghiên cứu nào thực sự tập trung vào bản chất và ứng xử của các đặc trưng cơ học kết hợp cả phân tích cục bộ và tổng thể Cần có những thực nghiệm tìm ra đặc trưng cơ học của đất khu vực duyên hải miền Trung và những đánh giá ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng này, trên cơ sở kết hợp cả mô hình số FEM để phân tích ổn định tổng thể và mô hình số DEM-PFV trong việc phân tích tương tác cơ học của ba pha hạt – khí – nước trong cấu trúc hạt ở tỉ lệ vi mô của đất không bão hòa.
Để giải quyết những vấn đề thực tế về mở rộng hệ thống giao thông quốc gia, đặc biệt là khu vực miền Trung, cũng như ảnh hưởng của biến đổi khí hậu, đề tài "Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung" ra đời Đề tài này nhằm đóng góp một phần nhỏ vào việc giải quyết bài toán ổn định nền đường đắp, khắc phục những tồn tại hiện nay.
Mục tiêunghiêncứu
Nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm nhằm xác định bộ thông số (các đặc trưng cơhọc)củađấtkhôngbãohòathuộckhuvựcduyênhảimiềnTrunglàmcơsởphântích ổn định tổng thể và cục bộ của nền đường đắp khu vực nghiêncứu.
Đối tượng và phạm vinghiên cứu
Đối tượng nghiêncứu
Đối tượng nghiên cứu là đất không bãohòa
Phạm vinghiêncứu
Nền đường đắp khu vực duyên hải miền Trung.
Ý nghĩa khoa học vàthực tiễn
Ý nghĩakhoahọc
Kếtquảnghiêncứucủaluậnángópphầnnhỏbélàmrõbảnchấtvàcácứngxửcơ học của đất không bão hòa ở vùng nghiên cứu thuộc khu vực duyên hải miềnTrung.
Xác định bộ thông số (Các đặc trưng cơ học) của đất tại khu vực duyên hải miền Trung như đường cong đặc trưng đất–nước; các quan hệ giữa hệ số thấm và cường độ chốngcắtvớilựchútdínhlàmcơsởphântíchđánhgiáảnhhưởngcủanướcđếnsựthay đổi các đặc trưngnày.
Kết hợp mô hình số FEM (phần mềm Geo-Studio) để phân tích ổn định tổng thể vàmôhìnhsốDEMPFVđểmôphỏngcụcbộcácvịtríbêntrongnềnđườngđắpnhằm giảiquyếtmộtsốcấutrúccơhọcvimôcòntồntạitrongnghiêncứuổnđịnhnềnđường đắp.
Ý nghĩathựctiễn
Nghiêncứuảnhhưởngcácthôngsố(Cácđặctrưngcơhọc)củađấtkhôngbãohòa đếnsựổnđịnhnềnđườngđắpchophéplựachọnmặtcắt,kíchthướchợplývềkỹthuật và kinh tế trong tính toán và thiết kế công trình giao thông tại khu vực duyên hải miền Trung.
Bố cục của luậnán
Chương 1:Tổng quan về ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng cơ học củacông trìnhnềnđườngđắptrongđiềukiệnkhôngbãohoà.Chươngnàytrìnhbàytìnhhình nghiên cứu các đặc trưng cơ lý của đất không bão hoà trong nước và trên thế giới.
Chương2:Cơsởlýthuyếtnghiêncứuvềcácđặctrưngcơhọccủađấtkhôngbão hòa.Chươngnàytrìnhbàynghiêncứulýthuyếtvàpháttriểnmôhìnhsốmôphỏngứng xử cơ học của nền đường đắp trong điều kiện không bãohòa.
Chương3:Nghiêncứuthựcnghiệmxácđịnhcácđặctrưngcơhọccủađấtkhông bãohòa.Chươngnàygiớithiệuthiếtbịthínghiệmvàphươngphápthínghiệmxácđịnh các đặc trưng của đất không bão hòa: đường cong đặc trưng đất – nước, quan hệ giữa cường độ chống cắt của đất không bão hòa ứng với lực hút dính Đánh giá sự phù hợp của mô hình số được phát triển và kiến nghị so sánh với: (i) mô hình vật lý thí nghiệm nén ba trục tĩnh của vật liệu đất không bão hòa; và (ii) mô hình sốGeoStudio.
Chương 4:Phân tích ảnh hưởng của các đặc trưng cơ học đất không bão hoà đến ổn định khối đắp nền đường Ứng dụng của mô hình số được phát triển vào nghiên cứu ứngxửcơhọc(ứngsuấtbiếndạng,lúncốkếtvàthấm)củanềnđườngđắpkhôngbão hòa tại khu vực nghiên cứu Ứng dụng phân tích ổn định tổng thể của nền đường đắp thực tế tại khu vực duyên hải miềnTrung.
Tài liệu tham khảo và danh mục công bố của tác giả
TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NƯỚCĐẾN CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA NỀN ĐƯỜNG ĐẮP TRONG ĐIỀUKIỆN KHÔNGBÃOHÒA
Tổng quan các vấn đề về đặc trưng cơ học của đất khôngbãohòa
dài,đườngápsuấtnướclỗrỗngcàngcóxuhướngdịchchuyểnnhiềuvềbêntrái.Ngược lại,trongđiềukiệncómưa,lượngnướcthấmvàotrongđấtkéotheođườngápsuấtnước lỗ rỗng dịch chuyển về bên phải (đường số 3) so với đường thuỷ tĩnh làm thu hẹp vùng không bão hòa, giảm cường độ chống cắt dẫn đến giảm hệ số ổn định mất ổn định mái dốc.
Vaitròcủaápsuấtnướclỗrỗngâmhaylựchútdínhlàmtăngcườngđộchốngcắt của đất không bão hòa được chỉ ra trong nghiên cứu của Fredlund [3] Nghiên cứuthực nghiệm đã phát triển một số thiết bị cho phép đo đạc áp suất nước lỗ rỗng âm đảm bảo độchínhxácnhấtđịnh.Việcphântíchổnđịnhmáidốc/nềnđườngkhôngbãohòatrong thực tế cần được mở rộng trạng thái cân bằng giới hạn có xét đến các thành phần của cường độ chống cắt của đất gây ra bởi áp suất nước lỗ rỗng âm [3][11].
1.2 Tổng quan về các đặc trưng cơ học của đất không bãohòa
Tínhnénlún,đườngcongđặctrưngđất–nước,hệsốthấmvàcườngđộchốngcắt là các đặc trưng cơ bản của đất không bão hòa Về mặt cơ học, đất bão hòa và không bão hòa khác biệt cơ bản về các đặc trưng cơ học này[3]. Đườngcongđặctrưngđất–nước(SWCC)làthôngsốcơbảncủacơhọcđấtkhông bãohòa.Thôngsốcơbảnnàychiphốicácđặctrưngcơhọccủađấtkhôngbãohoànhư hệ số thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất [3] Đường cong SWCC và hệ số thấm là các thông số cần thiết cho phép phân tích ứng xử cơ học/ổn định của khối đất không bão hòa trong điều kiện nước mưa thấm vào mái dốc/khối đắp[66].
Cường độ chống cắt của đất đóng vai trò quan trọng trong phân tích các bài toán địa kỹ thuật như sức chịu tải của nền đường và sự ổn định của mái dốc/khối đắp [11], [63], đặc biệt cho đất không bão hoà Cường độ chống cắt của đất không bão hòa khác đất bão hòa ở chỗ có thêm thành phần liên quan đến lực hút dính [66].
Hệsốthấmvàcườngđộchốngcắtchophépphântíchcácbàitoánthấmkhôngổn định; thấm do sự bổ sung nước mưa; sự ổn định mái dốc theo thời gian khi có sự thay đổi về độ ẩm/hàm lượng nước, áp suất nước lỗ rỗng, đường bão hòa của đất [3][11].
Cácnghiêncứutrongphạmvicơhọcđấtkhôngbãohòachủyếutậptrungvàocác vấnđềvềứngxửcơhọc:(i)sựthayđổithểtích;(ii)sựthayđổicườngđộchốngcắtcủa đất, (iii) dòng thấm trong môi trường rỗng trong kết cấu của đất[122].
1.2.1 Tínhnén lún – biến đổi thểtích
Sự có mặt của pha nước làm thay đổi độ ẩm, độ bão hòa, áp suất nước lỗ rỗng của đất không bão hòa, dẫn đến giảm sức chịu tải và sức kháng cắt Điều này ảnh hưởng đến khả năng thấm trong điều kiện tải trọng và gradient thủy lực không đổi Sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng làm giảm khả năng thấm, làm tăng nguy cơ mất ổn định của nền đất, dẫn đến các hiện tượng như lún, nứt, sạt trượt trong các công trình đất đắp.
Sự thay đổi thể tích của vật liệu đất/hạt không bão hòa có thể được gây ra bởi sự thay đổi của ứng suất giới hạn bên hoặc bởi sự thay đổi của bản thân nội tại của chất lỏng (chẳng hạn sự thay đổi ma trận lực hút dính) [45] Sự thay đổi thể tích của vật liệu đất/hạt không bão hòa có thể được biểu thị thông qua biến dạng hoặc liên quan đến chuyển vị tương đối giữa các pha cấu thành tổng thể khối vật liệu [45] (chẳng hạn sự thay đổi hàm lượng của pha nước).
1.2.2 Sự thay đổi các đặc tính về cường độ chống cắt – quan hệ ứng suất vàbiếndạng
Trong khuôn khổ của cơ học đất cổ điển, Terzaghi (1936) [129] đã giới thiệukhái niệm ứng suất hiệu quả đối với trường hợp đặc biệt của đất bão hòa Terzaghi đã phát biểu nguyên lý của ứng suất hiệu quả và khái niệm ứng suất hiệu quả đóng vai trò nền tảng cơ bản cho nghiên cứu cơ học môi trường đất bão hòa và hiện tại được thừa nhận bởicộngđồngkhoahọcvềcơhọcđất.Biot(1941)[33]tiếptụckháiniệmứngsuấthiệu quảcủaTerzaghivàđãđưaralýthuyếtlúncốkếtđốivớimôitrườngđấtbãohòakhông bao gồm pha khí, hai pha đất và nước được xem xét trong một thể thống nhất, kết hợp và được giải độc lập Ứng xử của môi trường đất không bão hòa phức tạp hơn Trạng thái ứng suất của vật liệu đất không bão hòa khác biệt so với đất bão hòa [45] Sự khó khăn của nghiên cứu vật liệu đất không bão hòa ở chỗ làm thế nào có thể xem xét các ảnh hưởng khác nhau của hàm lượng nước và quy luật thay đổi thể tích nén/nở ra của thể tích vật liệu[45].
Theo lý thuyết của Terzaghi, biến trạng thái ứng suất của đất bão hòa có thể được biểu diễn dưới dạng phương trình:
Trong đó r là ứng suất hiệu quả,là ứng suất tổng, vàu w là áp suất nướcl ỗ w a a w
Việc mở rộng khái niệm ứng suất hiệu quả của Terzaghi cho trường hợp vật liệu đấtkhôngbãohòalàthựctếvàcầnthiết.Khôngítnghiêncứuđãcốgắngpháttriểnbiểu thức tương tự (1.1) trong đó các kiến nghị đều đưa ra biến ứng suất có hiệu đơn hoặc biến trạng thái ứng suất Bishop
(1960) [36], Bishop và cộng sự (1963) [37] là những người tiên phong đã đề nghị biểu thức:
Trongđó u al à ápsuấtkhílỗrỗngvàl àthamsốliênquanđếnđộbãohòa.Tham sốđược gọi là tham số ứng suất hiệu quả Giá trị củabằng 1 trong trường hợp vật liệu đất bão hòa và bằng 0 trường hợp vật liệu khô Biểu thức tương tự cũng được đề nghị bởi Aitchison và Donald (1956)
[20] Các biểu thức đề nghị cho phép mô tả sự chuyển tiếp đơn giản từ các trạng thái bão hòa/bão hòa hoàn toàn (ở đó bao hàm biểu thức kiến nghị của Terzaghi) đến không bão hòa/bão hòa không hoàn toàn và trạngthái hoàn toàn khô Việc xác địnhvà sự phụ thuộc củavào hàm lượng của nước trong đấtlàcầnt hi ết đểxá c đ ị n h ứ n g suấthiệu quả t r o n g mô itrường đất khôngbã ohòa. Bishop và Donald 1960 [35], Bishop và Blight (1963) [37] đã thực nghiệm đối với đất rời, đất được đầm nén và thừa nhận sự phù hợp của phương trình (1.2) (Hình 1.4).
Hình 1 4 Quan hệ giữa tham số ứng suất hiệu quảvà độ bão hòa với các loại đấtkhác nhau [106] , [138]
Nhiều nghiên cứu thực nghiệm trước đó chủ yếu tập trung vào xác định quan hệ giữavà độ bão hòa s w Hình 1.4 chỉ ra hàng loạt các quan hệ giữa và s w đối với e phạmvirộngcácloạiđấtkhácnhau[36],[38],[84].Cácđườngcongđềuchứngtỏđược xu thế củathay đổi theo độ bão hòa s w Tuy nhiên, không thể tìm được tương q u a n duynhấtgiữavà s w mặc dù,mộtsốnghiêncứuđãđềxuấtbiểuthứcquanhệthực nghiệm [45] Schrefler (1984) [118] đã đưa ra quan hệ thực nghiệm đầu tiên dưới dạng biểu thức đơn giản:
Tuy nhiên, các tác giả đã chỉ ra rằng quan hệ duy nhất là không tồn tại để mô tả phạm vi độ bão hòa từ s w 20%80% Aitchison và cộng sự (1985) [19] giới thiệubiểuthức gần đúng dướiđây:
Trong đó s e từ 0,3 đến 0,35. biểu thị lượng khí tham gia vào lực hút dính vàlà hằng số thay đổi
Nghiên cứu của Khalili và cộng sự (2004) cho thấy mối quan hệ có thể xác định giữa ứng suất hiện tại và ứng suất trước đó Tương quan đồ thị được sử dụng để thiết lập mối quan hệ này, với trục hoành là tỷ số ma trận lực dính và trục tung là lượng khí tham gia vào lực dính Theo Khalili và Khabbaz (2002), mối quan hệ này được xác định bằng cách xây dựng tương quan đồ thị giữa các thông số này.
Kháiniệmứngsuấthiệuquảđạtđượcmộtsốkếtquảtrongmôtảđộbềnkháng cắt của vật liệu đất không bão hòa nói riêng, nhưng vẫn chưa đạt được thành công lớn trongmôphỏngứngxửcơhọcnóichungđốivớivậtliệuđấtkhôngbãohòa.Sựhạnchế của biến ứng suất đơn đã được chỉ ra bởi Jennings và Burland (1962) [84] Các tác giả nàychỉrarằng,nguyênlýứngsuấthiệuquảkhôngđủđểgiảithíchhiệntượngbịsụt/nén phá hủy ở giai đoạn gia tải/dỡ tải đối với đất không bão hòa [45] Hàng loạt thí nghiệm lún cố kết được thực hiện đối với các mẫu đất không bão hòa đã được thực hiện Kết quảchỉrarằngtấtcảcácmẫuthínghiệmđềusụt/nénpháhủykhingậpnước(làmgiảm lựchútdính),đúnghơnlàmẫunởrakhibịtácdụngbởiứngsuấtchínhcóhiệuquả.Các tácgiảđãkếtluậnvềsựkhôngphùhợpđểkếthợpua và uauw
Ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của nền đường đắp ở ViệtNam và ở khu vực duyên hảimiềnTrung
HoànlưukhíquyểnởViệtNamlàmộtbộphậncủahoànlưugiómùachâuÁ,nói chung Việt Nam nằm trong khu vực giao tranh giữa các hệ thống gió mùa Nam Á, gió mùa Đông Á và gió mùa Đông Nam Á [7] Hầu hết các tháng trong năm, lãnh thổ Việt Nam có thể chịu tác động của các nhiễu động nhiệt đới như áp thấp nhiệt đới, bão, dải hội tụ nhiệt đới, v.v… Mỗi năm có khoảng
13 – 16 cơn bão đổ bộ vào Việt Nam thì có đến 8 – 10 là đổ bộ vào Miền Trung theo nghiên cứu của Lê Xuân Khâm (2011) [6] Đặc điểm của hệ thống sông khu vực miền Trung là độ dốc lớn, lưu vực các sông chủ yếu là vùng núi, dòng chảy tập trung nhanh Mùa kiệt thường kéo dài, lưu lượng nhỏ trong khi mùa lũ ngắn hơn nhưng lưu lượng lớn, chiếm khoảng 70% tổng lưu lượng cả năm, lũ lên xuống đột ngột Một số năm gần đây, thiên tai xảy ra với tần suất lớn, mưa lớn về cường độ, thời gian mưa kéo dài, lũ vượt tần suất thiết kế trong điều kiện địa hình của sông miền Trung làm cho thiên tai đã làm thiệt hại lớn về người và các công trình giao thông [6] Xói ngầm bên trong thân các công trình nền đường, sụt lún nền đường làm phá hỏng kết cấu mặt đường do mưa kết hợp với tải trọng khai thác Cường độ mưa lớn và thời gian mưa kéo dài làm xói mòn đất, phá vỡ mối liên kết giữa các hạt vàlôikéohìnhthànhlũbùnđá;trongđiềukiệnđịahìnhtrũngthấphìnhthànhcácdòng chảy mặt, phân cắt địa hình, thuận lợi cho việc tạo thành các khối trượt độc lập Mưa lớn và kéo dài, một phần nước mưa chảy tràn trên sườn dốc, phần còn lại thấm vàomôi trường đất làm tăng độ bão hòa của đất, hình thành dòng thấm, giảm sức kháng cắt của đất nguy cơ gây ra sự cố đối với mái dốc [137] Đối với các công trình nền đường ven sông,vàomùamưalũ,mưakếthợpvớinướcsôngdângcaoxuấthiệngradientthủylực, dòng thấm được hình thành trong thân nền đường lôi kéo các hạt mịn tạo nên xói ngầm trongthâncôngtrìnhnguycơgâymấtổnđịnhcôngtrìnhnềnđường[8].Mặtkhác,nền đường đắp ven sông hoặc ngập cục bộ ở thượng lưu có nguy cơ mất ổn định trong điều kiện gradient thủy lực hình thành do mực nước một bên rút nhanh [3][4].
Mưa là yếu tố làm tăng nguy cơ mất ổn định mái dốc và nền đường đắp Đặc biệt, tại miền Trung, lượng mưa lớn bất thường càng làm tăng nguy cơ này Nước mưa thấm vào đất, tăng độ bão hòa, áp suất nước lỗ rỗng và giảm lực hút dính, từ đó làm giảm sức chống cắt của đất Điều này khiến mái dốc hoặc nền đường dễ bị mất ổn định.
Hình 1 6 Sạt lở tại Km 20 + 315 trên tuyến cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi
Độ dốc của mái dốc thường được giảm để đảm bảo ổn định, vì mất ổn định là sự dịch chuyển và phá hoại của mái dốc và nền đường Lực gây mất ổn định bao gồm trọng lượng bản thân, tải trọng khai thác và áp suất dòng thấm Để tính toán ổn định mái dốc, cần xem xét toàn bộ và tác động kết hợp của các lực Sự dịch chuyển của khối đất có thể xảy ra do sự phá hoại theo mặt phẳng hoặc mặt cong khi ứng suất trong đất hoặc ứng suất hiệu quả giảm cục bộ.
Phươngphápphântíchổnđịnhmáidốcthườngsửdụngdựatrênnguyênlýcânbằnggiới hạndẻo.Vềmặtcơhọc,điềukiệncânbằnggiớihạndẻokhidịchchuyểntrượtcủa khối đất bắt đầu xuất hiện, biến dạng tiếp tục trong khi ứng suất của đấtkhôngđổi.TheonhưnghiêncứucủaJian- fengZhuvàcộngsự(2019) [142],thểhiệntrongHình1.7,lượngmưathườnglànguyênnhândẫnđếnmựcnướcngầmdângcaovàth ànhphần lực hút dính giảm xuống như được chỉ ra trong phương trình 1.7[142]. Ngoàira,khi độ ẩm tăng lên, trọng lượng đơn vị của đất tăng lên Các yếu tố kết hợp nêutrêncóthểlàmgiảmđộổnđịnhcủamáidốckhôngbãohòa.Sựmấtổnđịnhcủamáidốckhôngbão hòa xảy ra trong thời kỳ ẩm ướt là khá phổ biến và có xu hướng gia tăngv ề cườngđộ và tần suất bởi khí hậu nóng lên do BĐKH [48] Fredlund và Rahardjo (1998)
[3]đãchỉrarằngsựhiệndiệnvàcườngđộcủalựchútdínhmatrận(u a - uw),rấtquantrọngđốivớisựổnđịnhcủacácsườndốcđấtkhôngbãohòa,phụthuộcvàocácđiều kiệnmôitrườngthựctế.Đểđơngiản,sựphânbốlựchútdínhmatrậnnóichungđượccoilàđồng nhất hoặc giảm tuyến tính dọc theo chiều sâu [102], [108], [142].
Hình 1 7 Mặt cắt ngang nền đường đắp nhiều lớp không bão hoà do thấm của nướcmưa [142]
Khi mái dốc mất ổn định, mặt trượt có thể tồn tại nhiều dạng khác nhau như mặt trượt dạng của mặt cầu (bài toán không gian 3 chiều) hoặc mặt trụ (bài toán phẳng 2 chiều) Sự cố trượt mái khối đắp có thể xảy ra cục bộ hoặc trên một phạm vi nhất định. Đểđơngiảnvàthiênvềantoàn,thựctếphântíchổnđịnhmáidốcthườngxemxétdưới dạng bài toán phẳng, mặt trượt là mặt phẳng, mặt trụ hoặc kết hợp giữa mặt phẳng và mặt trụ Dạng đơn giản nhất, được đề xuất bởi Cullmann (1866) là một mặt phẳng dài vô hạn đi qua chân mái dốc. Phương pháp này cho hệ số chảy thiên về an toàn so với thựctếvàdođóđánhgiáquácaođiềukiệnổnđịnh.Trườnghợpmặttrượtphứctạphơn như mặt cong có quy tắc/không quy tắc cho kết quả gần với thực thế hơn, tuy nhiênđòi hỏithờigiantínhkéodài[11].Trườnghợpsửdụngmặttrụtrònxoayvớimặtcắtngang làcungtrònchokếtquảđủđộchínhxáccầnthiết màkhôngđòihỏiphứctạptrongtính toán.Trongthựctếtínhtoánthiếtkế,phươngphápmặttrượttrụtrònđượcápdụngphổ biến ngoại trừ trường hợp tồn tại lớp đá cứng hoặc lớp đất yếu bên dưới nền đường, trường hợp này sử dụng mặt trượt có dạng phức tạp[11].
Thời gian mưa kéo dài, nước mưa càng được thấm sâu vào đất làm mở rộng vùng bão hòa và giảm cường độ chống cắt của đất dẫn đến giảm hệ số ổn định của mái dốc nềnđường[3].Cườngđộmưacànglớn,thờigianmưacàngkéodài,máidốc/nềnđường càngdễmấtổnđịnh.Dovậy,việcphântíchsự ổnđịnhcủakhốiđắpkhôngbãohòacăn cứvàocácthôngsốcủađấtkhôngbãohòalàthựctếvàcầnđượcquantâmnghiêncứu.
1.4 Tổngquantìnhhìnhnghiêncứucácđặctrưngcơhọccủađấtkhôngbão hòa trên thế giới và ở ViệtNam
1.4.1 Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa trên thếgiới
Trước năm 1950, các nghiên cứu về đặc trưng cơ học của đất không bão hòa đã được đề xuất Tuy nhiên, các nghiên cứu chỉ tập trung ở dòng mao dẫn và hướng tiếp cận nghiên cứu bằng mô hình ống mao dẫn như đã được chỉ ra trong hình 1.2 của mục
1.1 Hướng tiếp cận này gặp khó khăn để đạt được mục tiêu nghiên cứu đối với đất bão hòa bởi mô hình mao dẫn thực tế phù hợp đối với vùng bão hòa gần mực nước ngầm [11]. Một số phương trình ứng suất hiệu quả đất không bão hòa được giới thiệu và đề xuất. Nghiên cứu của Fredlund và Mongensten (1976) [61] đề xuất theo hướng tiếpcận các biến trạng thái ứng suất độclập.
Các phương trình biểu diễn thay đổi thể tích, cường độ chống cắt và thấm của đất khôngbãohoàngàycàngđượcchấpnhậnphổbiếntrongcộngđồngkhoahọcvềđịakỹthuật[67].Việcxá cđịnhcácđặctrưngcơhọccủađấtkhôngbãohoàcơbảnđòihỏiquy trình thực nghiệm chặt chẽ [59],[68]. Các thực nghiệm về đất không bão hòa ban đầu được nghiên cứu và thực hiện bởi các nhà khoa học nhằm xây dựng quan hệ giữa độ ẩm với lực hút dính đối với các lớp đất không bão hòa ở bề mặt Các nhà khoa học địakỹthuật sau đó đã mở rộng, phát triển nghiên cứu và ứng dụng cho lĩnh vực địa kỹ thuật môi trường [77], [79], [104] [116],
Trên cơ sở đó, các bài toán thực tế với các điều kiện biên phức tạp đã được nghiên cứu và giải quyết Nghiên cứu về thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất không bão hòa đã phát triển, phù hợp và đáp ứng yêu cầu thực tế địa kỹ thuật Điều này cho phép giải quyết các bài toán về thấm và cường độ chống cắt đối với vùng đất bên trên đường bão hòa.
Các kết quả nghiên cứu đã được tổng hợp và hệ thống hóa kiến thức thành sản phẩm là sách cơ học đất không bão hòa [41], [67], [86], [96], [102] “Cơ học đất không bãohòa”củacáctácgiảD.G.FredlundvàH.Rahardjođượcxuấtbảnnăm1993[3][4] là tài liệu đầu tiên trình bày một cách hệ thống các vấn đề về cơ học đất không bão hòa và được sử dụng phổ biến hiện nay cho phép tiếp cận nghiên cứu và giải quyết các vấn đề địa kỹthuật.
Cácphầnmềmtínhtoánđịakỹthuậtdựatrênnềntảngcủaứngdụngphươngpháp phầntửhữuhạnđượcpháttriểntrongnhữngnămgầnđâynhưGeo–Studio,Plaxis…ứng dụng cho cả đất bão hòa và không bão hòa nhằm mục đích mô phỏng bài toán ổn định củakhốiđấtchịutácđộngcủacácđiềukiệnbiênkhácnhauchophépcáckỹsưlựachọn phươngánthiếtkế/giảiphápkỹthuậthợplýđốivớibàitoánthựctế.Điềunàychứngtỏ được vai trò của nghiên cứu và ứng dụng các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà để phân tích ổn định, thiết kế và thi công công trình nền đường đắp.
Phương pháp phần tử rời rạc ngày nay được các nhà khoa học sử dụng trong nghiêncứu/môphỏngcácđặctrưngcơhọccủađấtkhôngbãohoà[21],[31],[40],[45], [46], [54], [103],
[119], [123], [131], [135] … Các nghiên cứu này đã đạt được những thành tựu đáng kể trong việc ứng dụng và phát triển mô phỏng số ở tỷ lệ vimô.
Bảnchấtcủanềnđườnglàrờirạc,tồntạilỗrỗngvàkhôngliêntụcvớithànhphần cấp phối khác nhau, tạo điều kiện cho nước xâm nhập Nước di chuyển vào trong cấu trúc của đất do quá trình thấm làm giảm thành phần ứng suất hiệu quả của đất bão hoà (thành phần thứ 2 trong phương trình chống cắt của đất bão hoà, mục 2.1.3) hoặc làm giảmthànhphầnlựchútdínhtrongđấtkhôngbãohoà(thànhphầnthứbatrongphương trình cường độ chống cắt của đất không bão hoà, mục 2.1.3) Dòng thấm có áp do gradient thuỷ lực/lưu tốc thấm là một trong các nguyên nhân làm giảm sức chịu tải của đất, gây ra hư hỏng cục bộ trong cấu trúc nền đường đắp dẫn đến mất ổn định tổng thể của nền mái dốc, nền đường đắp
Hình 1 8 Minh hoạ xói ngầm trong thân nền đường [136]
Cácvấnđềvềổnđịnh máidốccóxétđếnthấmđãđượcnghiêncứu bằnggiảitích [87], bằng phương pháp số [107]và thựcnghiệm [81], [120] Tuy nhiên, hầu hết các nghiên cứu chỉ quan tâm đến sự thay đổi áp suất nước lỗ rỗng do dòng thấm gây ra mà ítchúýđếnbảnchấtnộitạicụcbộcủahiệntượngthấm.Zouvàcộngsự(2012)[140]
CƠ SỞ LÝ THUYẾT NGHIÊN CỨU VỀ CÁC ĐẶC TRƯNGCƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNGBÃO HÒA
Cơ sở lý thuyết xác định các đặc trưng cơ học của đất không bãohòa25 1 Các biến trạng thái ứng suấtcủađất
2.1.1 Cácbiến trạng thái ứng suất củađất
Theo lý thuyết của Terzaghi, biến trạng thái ứng suất của đất bão hòa nằm dưới mực ngầm (nằm dưới đoạn AB như được chỉ ra trong hình 1.2) được biểu diễn dưới dạng phương trình:
Trong đó r là ứng suất hiệu quả khi có sự tham gia của nước,là ứng suất tổng vàu w là áp suất nước lỗ rỗng.
Khi có sự bổ sung của nước vào nền đường đắp, mực nước ngầm dâng lên (từ vị trí
AB dâng lên đến A’B’ (hình 1.2)), độ bão hoà của đất thay đổi Aitchison vàDonald (1955) [20], Bishop (1960) [36], Bishop và cộng sự (1963) [37] đề nghị biểu thức ứng suất của đất khu vực không bãohoà:
Trong đóu a là áp suất khí lỗ rỗng và là tham số phụ thuộc vào độ bão hòa.
Nghiên cứu của Fredlund (1979) [57]; Fredlund và Rahardjo (1987) [71] chỉ ra rằng tổ hợp các biến dạng trạng thái ứng suất u a và uauw là tổ hợp phù hợp nhấtdùngđểmôtảtrạngtháiứngsuấtcủađấtkhôngbãohoàvìứngsuấtpháptổngtheocác phương đã được phân tách thành hai phần độc lập nhau: thành phần (σ –ua) (trạng thái hoàn toàn khô) và thành phần (ua–uw) (khi có sự tham gia của nước), áp suất khílỗrỗnglàápsuấtkhíquyển.Dạngđầyđủcủaứngsuấtchođấtkhôngbãohòacóthểđược viếttheohaitenxơứngsuấtđộclập.Xétchomộtphântốđấtnằmtrongvùngkhôngbão w hoà như được chỉ ra trong hình 2.1 ta có:
Hình 2 1 Các thành phần ứng suất của một phân tố đất không bão hòa: (a) biếntrạng thái ứng suất độc lập; (b) ứng suất hiệu quả [102]
2.1.2 Đường cong đặc trưng đấtnước
Nướcbổsungliêntụcvàođấtdomưalàmthayđổiđộẩmcủađất( w), kéotheo ápsuấtnướclỗrỗng( u w) tăngdẫnđếnlựchútdínhcủađất( u a u w) giảmvàquátrình thayđổitheochiềungượclạikhiquátrìnhbốchơixảyra.Nhưvậy,lựchútdínhcủađất
( u a u w) phụthuộcvàolượngnướcchứatrongđất( w) Đườngcongbiểudiễnsựphụthuộccủalựchútdínhvàođộẩmgọilàđườngcong đặctrưngđất– nước.CácnghiêncứuthựcnghiệmchỉradạngđườngcongSWCCđược chỉ ra trên hình2.2.
Khi lực hút dính thay đổi sẽ ảnh hưởng đến sự thay đổi của dòng thấm trong môi trường rỗng Lực hút dính tham gia vào thành phần trong phương trình chống cắt của đất (công thức 2.10), nên sự thay đổi của lực hút dính sẽ gây sự thay đổi sức kháng cắt của đất. Đường cong đặc trưng đất – nước thường được phân ra thành ba vùng [32] như hình 2.2: Vùng thứ I là vùng bão hòa là vùng hiệu ứng biên, đất vẫn bão hòa bất kể áp suất nước lỗ rỗng âm Vùng thứ II hay còn gọi là vùng chuyển tiếp, hàm lượng nước giảm nhanh chóng dưới sự gia tăng lực hút dính, điều này bị ảnh hưởng bởi kích thước lỗrỗngvàsựphânbốkíchthướclỗrỗngcủađất.VùngthứIIIlàtàngdư,trongkhuvực này,sựgiatănglớnvềlựchútdínhsẽdẫnđếnsựthayđổihàmlượngnướckhôngđáng kể,phanướctrongvùngnàykhôngliêntục;vùngnàyítđượcquantâmđếnlĩnhvựcđịa kỹthuật[127].Haigiátrịbiênphânchiagiữacácvùnglàgiátrịkhôngkhíđivào(AVE) đại diện cho giá trị lực hút dính mà tại đó không khí bắt đầu đi vào khoảng trống lớn nhất của đất, đánh dấu sự chuyển đổi giữa cơ học đất bão hòa và không bão hòa, được cholàthôngsốquantrọngnhấtđượcgiảithíchtừSWCCvàlựchútdínhdư(RSV)biểu thị lực hút dính tương ứng với độ ẩm dư, là giá trị lực hút dính khi sự thoát nước ở pha lỏng trong các lỗ rỗng của đất bắt đầu giảm và nước bốchơi.
Hình 2 2 Đường cong đặc trưng đất–nước [32]
Hình dạng SWCC, các tham số và độ trễ của đất được kiểm soát bởi sự phân bố kích thước hạt và loại đất Nói chung, giá trị không khí đi vào tăng lên khi các hạt đất trở nên mịn hơn, đồng thời cũng tăng theo độ dẻo của đất [11], [102], [133] Ngoài ra, độdốccủavùngchuyểntiếpdốchơnđốivớivậtliệuthôhơnvàdođólựchútdínhcòn lại sẽ thấp hơn so với đất hạt mịn Lu và cộng sự (2007) [102], Vanapalli và cộng sự (1999a) [133] đã nghiên cứu ảnh hưởng của chỉ số dẻo, phụ thuộc chặt chẽ vào hàmlượng mịn của đất đối vớiSWCC Người ta thấy rằng khi chỉ số dẻo (PI) tăng thì khảnăng giữ nước tăng và tốc độ khử bão hòa giảm dẫn đến SWCC phẳng hơn như trong hình 2.3 Vì vậy, việc xác định đường cong đặc trưng đất – nước cho loại đất thuộckhu vựcnghiêncứutrongluậnánlàđiềucầnthiết,vấnđềnàysẽđượctrìnhbàycụthểtrong chương III.
Hình 2 3 Các SWCC điển hình cho các loại đất khác nhau [73]
2.1.2.1 Các phương trình xác định đường cong đặc trưng đất –nước.
Các dạng phương trình xácđịnh:
Các dạng phương trình biểu thị mối quan hệ giữa lực hút và độ ẩm chuẩn hóa thường được sử dụng là phương trình của Van Genuchten (1980) [132], Fredlund và Xing (1994) [73].
Phương trình Van Genuchten (1980) là phương trình phổ biến nhất để dự đoán hệ số thấm tương đối từ đường cong đặc trưng đất – nước từ ba tham số không đổi:
Fredlund và Xing (1994) đã đề xuất phương trình để mô tả đường đặc tính nước của đất:
Trong đó: , a, n, m - các thông số khác nhau của đất; - lực hút dính;- độ ẩm thể tích chuẩn hóa; e - cơ số tự nhiên; C - tham số hiệu chỉnh, C(ψ) ) xấp xỉ bằng một ở một cấp lực hút dính thấp. w
Leong và Rahardjo (1997) [97] phân tích nhiều phương trình SWCC và chỉ ra các phương trình đề nghị có thể được xuất phát từ biểu thức chung: a b 1 a exp a b 1 a b 2 a exp a b 2 a (2.6)
Trong đó: a1, a2, a3, a4, a5, a6, a7, b1, b2 - các hằng số;- lực hút dính;- độ ẩmthể tích chuẩn hóa
Qua đánh giá một số phương trình xác định đường cong SWCC, Leong và RahardjonhậnxétrằnghaiphươngtrìnhVanGenuchten(1980)[132],FredlundvàXing (1994) [72] cho kết quả khá sát với số liệu thí nghiệm,tuynhiên phương trình của Fredlund&XingmôphỏngđườngcongSWCCtốthơn(phùhợpvớidữliệuthínghiệm hơn) so với của Van Genuchten có hệsố nghịhệsốhiệuchỉnh C là khôngđổi.
C Qua đó, Leong và Rahardjo (1997) đề
Tiến hành thí nghiệm xác định đường SWCC để xác định các hằng số a, m, n và hệ số hiệuchỉnh C .Cácdữliệuthínghiệmxác định SWCCđãchỉra rằng độẩmthểtích tiếntớigiátrị0khilựchútcủađấttiếntớigiátrịlớnnhấtxấpxỉ10 6 kPa(nóicáchkhác, độ ẩm thể tích chuẩn hóa là giá trị âm nếu w nhỏ hơn r ), khi đó độ ẩm thể tíchchuẩn hóatrở thành / Khi đó, phương trình của Fredlund & Xing trở thành:
i , i -tọađộđiểmuốncủađườngcongSWCC; r- lựchúttươngứngvớiđộẩmthểtích dư, r; s- độdốccủađườngtiếptuyếnđiquađiểmuốncủađườngcong;p-giao điểm của đường tiếp tuyến với trục lực hútdính
Có thể nhận thấy rằng C(1000000) bằng 0 Tại điểm giới hạn ở đóbằng 10 6 kPa, độ ẩm thể tích w giá trị lực hútthấp. tính theo công thức (2.7) bằng 0 C xấp xỉ bằng 1 trong phạm vi
Các kết quả bằng số đã chứng minh rằng, trong hầu hết các trường hợp, công thức (2.7) cung cấp một xấp xỉ cho
r 1500 kPa Giá trị của nó sẽ nằm trong phạm vi từ
2.1.2.2 Phương pháp thực nghiệm xác định đường cong đặc trưngđất-nước Đường cong đặc trưng đất-nước có thể xác định bằng phương pháp thí nghiệm áp suấttrongphòngthínghiệm,ứngdụngkỹthuậttịnhtiếntrụcxácđịnhlựchútdính[11], [24], [26],[29].
Trong đất không bão hòa, áp suất khí lỗ rỗngu a là áp suất khí quyển và áp suất nước lỗ rỗng âm Hiệu giữa áp suất khí lỗ rỗng và áp suất nước lỗ rỗng gọi là lực hút dính (u a u w ) Trong phòng thí nghiệm, lực hút dính có thể tạo ra bằng cách giữ ápsuất nước lỗ rỗng bằng không và đặt vào mẫu một áp suất khí lỗ rỗng dương Do đó có thể làm biến đổi lực hút dính trong mẫu đất bằng cách tác dụng các áp suất khí khác nhau vào mẫu Phương pháp này được gọi là kĩ thuật tịnh tiến trục [3] [4].
* Tiêu chuẩn thí nghiệm: ASTM D2325-68 [24], ASTM D6836-02[29].
* Phươngphápthínghiệm:Mẫuđấtđượcđặttrongbuồngápsuấtvàbuồngápsuất được điều áp tới lực hút dính yêu cầu bằng cách tăng áp suất khí trong buồng tới một giátrịxácđịnhtrướclớnhơnápsuấtkhíquyển.Lúcnày,áp suấtlỗrỗngtrongđĩagốm tiếpnhậnkhíápcaođượcduytrìởđiềukiệnkhíquyển.Khiđómẫuđấtcóápsuấtnước lỗ rỗng bằng không và áp suất khí lỗ rỗng dương, lực hút dính tác dụng lên mẫu đấtchính là áp suất khí trong buồng (u a u w u a ) Biến đổi lực hút dính trong mẫu đấtbằngcáchtácdụngcácápsuấtkhíkhácnhautăngdầnvàomẫu.Quátrìnhtácdụngkhí lên mẫu đất làm cho nước lỗ rỗng thoát qua đĩa ra buồng chứa nước Lúc cân bằng, lượng nước trong đất giảm tương ứng với lượng tăng lực hút dính, đất có độ ẩm tương ứng với một lực hút dính xác định Độ ẩm tại mỗi điều kiện cân bằng có thể tính từ số đo biến thiên thể tíchnước.
Phương pháp xác định đường cong đặc trưng đất-nước cho các loại đất từ hạt thô, hạt trung đến hạt mịn, cho phép xác định đường cong đặc trưng đất - nước có lực hút dính cao.
2.1.3 Cườngđộ chống cắt của đất không bãohòa
2.1.3.1 Lý thuyết về cường độ chống cắt của đất bãohòa
Khái niệm ứng suất hiệu quả để mô tả cường độ chống cắt của đất bão hòa (vùng nền đường nằm dưới vị trí AB, hình 1.1 chương 1) dựa trên nghiên cứu tiêu chuẩn phá hoại Mohr – Coulomb đã được Terzaghi (1936) chỉ ra:
- ứng suất cắt trên mặt bất kỳ;c- lực dính hiệu quả, là khoảng chặn cường độ chống cắt khi ứng suất pháp hiệu quả bằng 0; f u w
- ứng suất pháphiệu quả; f- ứngsuấtpháptổng;u w - áp suất nước lỗrỗng;- góc ma sát trong hiệuquả.
Mô hình số mô phỏng đất không bão hòa-phương pháp phần tử hữuhạn3 7 2.3 Mô hình số mô phỏng đất không bãohòa- phương pháp phần tử rờirạc kết hợp với thể tích lỗ rỗng hữu hạn (DEM–PFV)
Phươngphápphầntửhữuhạnlàphươngphápsốcóhiệuquả,đượcnghiêncứuvà ápdụngphổbiếnhiệnnaytrongkỹthuật.Miềnxácđịnhđượcchiarathànhnhiềuphần tử nhỏ (miền con), các phần tử nhỏ này được nối kết với nhau tại các điểm xác định thuộcbiêncủaphầntửnhỏ(gọilànút).Tạimỗinútcủamỗiphầntửđượcxácđịnhbằng các hàm xấp xỉ, các giá trị này được gọi là bậc tự do của mỗi phần tử và được xem là các ẩn số cần tìm của bài toán(Hình2.8).
Hình 2 8 Rời rạc hoá miền tính toán của phương pháp FEM
Phương pháp FEM xuất phát từ nghiên cứu đặc tính cơ học của phần tử có giới hạn về độ cứng để nhận được một hệ phương trình đại số về mối quan hệ giữa tải trọng
–chuyểnvịởtừngnút(từcácmatrậncủahệ).Hệphươngtrìnhđượcgiảiđểtìmchuyển vị của nút và xác định được sau đó ứng suất biến dạng của phầntử.
Phương trình tổng quát của phương pháp phần tử hữu hạn như sau:
Trongđó:[Ke]làmatrậnđộcứngtổngthể,đượcthànhlậpbằngcáchlắpghépcácma trận độ cứng phần tử trong toàn miền R gồm m phầntử:
Trong đó: {} là véc tơ chuyển vị toàn bộ nút; {} là véc tơ lực tác dụng; Kếtquảphảnánhđúngthựctếhaykhôngphụthuộcvàokhảnăngcủamôhìnhmô tả hành vi ứng xử thực tế của đất và kinh nghiệm củakỹsư địakỹthuật trong sử dụng mô hình và áp dụng các điều kiện biên hợp lý Ưu điểm của phương pháp FEM so với phương pháp tính toán truyền thống là mô phỏng được ảnh hưởng của yếu tố thời gian đến sự biến đổi của áp suất nước lỗ rỗng, mô phỏng được ứng xử trong trường hợp tải trọngđộngvàđặcbiệtFEMkhôngđòihỏigiảthiếttrướccơchếpháhoạihoặcgiảthiết hành vi ứng xử của bài toán cần xemxét.
Ngày nay, với sự phát triển của máy tính, phương pháp phần tử hữu hạn được áp dụng rộng rãi trong trong các bài toán địakỹthuật Tuy nhiên, phương pháp FEMchưa chophéphiểurõbảnchấtứngxửcơhọccủađấtkhôngbãohòaởtỷlệcụcbộ/vimô.Vì vậy, đòi hỏi nghiên cứu tìm phương pháp mới nghiên cứu ứng xử cơ học của đấtkhông bão hòa là cầnthiết.
MôhìnhsốhiệnđượcứngdụngphổbiếntạiViệtNamtrongphântíchổnđịnhcủa mái dốc/nền đường là mô hình số Geo Studio Đây là bộ phần mềm được phát triển bởi công ty GeoSlope InternationalCanada cho phép phân tích ổn định của các khốiđất tự nhiên hay nhântạo.
Phần mềm GeoSlope được xây dựng dựa trên một số lý thuyết tính ổn định mái dốc như: Phương pháp Ordinary (hay còn gọi là phương pháp Fellenius), phương pháp Bishop đơn giản hoá, phương pháp Janbu đơn giản hoá, phương pháp Spencer, phương pháp Morgen-price, phương pháp cân bằng tổng quát Gle, phương pháp ứng suất phần tử hữu hạn Đặc điểm khác biệt cơ bản giữa các phương pháp khác nhau là giảthiếtliênquanđếnlựctiếptuyếnvàpháptuyếngiữacácdải.Hơnnữarấtnhiềuhàm sốbiểudiễnquanhệgiữacáclựctácđộnggiữacáccạnhcủacácdảicũngđượcsửdụng đối với các phương pháp Gle và phương pháp Morgenstern-price mà các phương pháp nàyrấtchặtchẽvềmặttoánhọc.GeoSlopeđưararấtnhiềucácphươngpháptínhtoán khác nhau để cho người dùng có thể lựa chọn phương pháp phù hợp nhất với bài toán củamình.
2.3 Môhình số mô phỏng đất không bão hòa - phương pháp phần tử rời rạc kết hợp với thể tích lỗ rỗng hữu hạn (DEM –PFV) Đấtkhôngbãohòalàhỗnhợpbaphabaogồmnướclỗrỗng(phalỏng),khôngkhí
Các tương tác giữa dạng lỏng (nước và không khí) và sức căng bề mặt giữa các pha tạo ra lực bổ sung (tức là lực mao dẫn) tác động lên các hạt đất, khiến hành vi cơ học của đất không bão hòa trở nên phức tạp hơn nhiều so với đất khô hoặc bão hòa hoàn toàn.
2.3.1 Giới thiệu phương pháp phần tử rờirạc
Phương pháp DEM-PFV mô tả môi trường đất không bão hòa là hệ thống ba pha (đất, khí, nước) có tương tác cơ học giữa các pha Mô hình DEM-PFV đã được Cundall và Strack (1979) đề xuất, gần đây được đánh giá và xác thực bằng các mô hình thực nghiệm, cho kết quả phù hợp với mô hình, khẳng định tính chính xác của nó.
Ban đầu, phương pháp DEM được ứng dụng mô phỏng cho vật liệu địakỹthuật. Tuynhiên,môhìnhnàyhiệnnayđãchothấyhiệuquảtrongviệcgiảiquyếtbàitoánđịa kỹthuậtnhưlúncốkết,thấmvàsựổnđịnhcụcbộcủamộtkếtcấunềnđườngđắptrong điều kiện chịu tác động của tải trọng và dòngthấm.
Mô hình số kết hợp DEMPFV/phần mềm mã nguồn mở được phát triển tạiLab 3SR, được viết bằng các ngôn ngữ C++ và Python và chạy trên hệ điều hành Linuxcho phépnghiêncứucácứngxửcơhọc(lúncốkết,thấmvàsựổnđịnhcụcbộ)củamộtcấu trúc nền đường không bãohoà.
Dưới tác dụng của tải trọng ngoài và dòng thấm, tương tác giữa các hạt đất xuất hiện hai loại tương tác cơ học: tương tác giữa hạt với hạt và tương tác giữa hạt – khí – nước.Vềmặtcơhọc,tạimộtthờiđiểm,lựctươngtácgiữahaihạtkhitiếpxúcvớinhau được xác định bao gồm hai thành phần lực: thành phần pháp tuyến và thành phần tiếp tuyến Các thành phần lực này được tính toán và xác định trong giới hạn đàn hồi vàtỷlệ với biến dạng đàn hồi của hạt được chỉ ra trong hình2.12.
Về mặt thuỷ lực, cấu trúc đất bị biến dạng, dòng thấm chuyển động trong các lỗ rỗng giữa các hạt dưới tác dụng của áp suất mao dẫn Ngoài lực tương tác giữa hai hạt, cònthànhphầnápsuấtnướcthuỷđộngtácdụnglênmỗihạtgâyrabởiápsuấtmaodẫn (lực hút dính) được trình bày trong mục 2.3.4.2 và hình2.16.
Thuật toán của DEM rời rạc theo mỗi bước thời gian Lực tổng hợp tác dụng lên một hạt (bao gồm ba lực: (i) lực tương tác giữa các phần tử hạt – hạt; (ii) áp suất mao dẫn gây ra bởi lực hút dính giữa hạt – khí – nước; (iii) trọng lực của hạt) được tínhtoán vàcậpnhậtởmỗibướcthờigian.ĐịnhluậtIINewtơnsauđóđượcápdụngđểxácđịnh vị trí mới của mỗi hạt ở bước thời gian tiếp theo Thuật toán lặp được áp dụng trong phương pháp DEM như được trình bày trong hình2.9.
Hình 2 9 Các bước tính toán của phương pháp DEM 2.3.2 Rờirạc khônggian
Trong mô hình DEM, các hạt được xem xét dưới dạng hình cầu Ở mỗi bước thời gian, DEM rời rạc môi trường đất không bão hoà bằng lưới tam giác Delaunay, trong đó mỗi đỉnh của lưới là tâm của mỗi hạt (hình 2.10) Sơ đồ Voronoi được xác định sau đó bởi các mặt phẳng trung trực của mỗi cạnh tam giác Delaunay (hình 2.11a). ĐốivớithuậttoánDelaunaythường,giaotuyếngiữacácmặtphẳngtrungtrựccủa mỗicạnhtamgiácDelaunaycóthểrơivàovùngthuộcvùngthểtíchcủahạt(hình2.10a) ảnhhưởngđếnviệcxácđịnhthểtíchrỗnggiữacáchạt.Đểkhắcphụcđiềunày,môhình
DEMsửdụng“TamgiácDelaunayquytắc”,trongđómỗimặtphẳngcủasơđồVoronoi làmặtphẳngtrungtrựccủađoạnthẳngnốigiữabiêncủahaihạt(hình2.10b)(màkhông phải là mặt phẳng trung trực của đoạn thẳng nối tâm của haihạt).
Hình 2 10 So sánh các phép đo tam (a) tam giác Delaunay có các nhánh bên trong; (b) tam giác Delaunay quy tắc có tất cả các nhánh trong không gian lỗ rỗng.
Dựa trên sự rời rạc không gian bởi tam giác Delaunay quy tắc, thể tích rỗng được định nghĩa là phần không gian lỗ rỗng như được chỉ ra trên hình 2.14a.
Hình 2 11 Lưới Voronoi (a) và mạng lưới tam giác Delaunay quy tắc trong ba chiều
2.3.3 Mô phỏng lực tương tác giữa các hạt(DEM)
PhươngphápDEMsửdụngmôtảLagrangiandạnglướitựdo,trongđómỗihạtlà mộthìnhcầuđồngnhấtcókhốilượng,bánkínhvàmômenquántính.Tạimỗibướcthời giant,lựctươngtácgiữacáchạtđượctínhtoán,vàđịnhluật2Newtonđượcápdụng sau đó bằng sai phân bậc hai để xác định vị trí mới của hạt chot
2.3.3.1 Lực tương tác giữa hạt –hạt tiếp theo.
Ổn địnhmáidốc
Sự thấm nước vào mái dốc làm thay đổi hàm lượng nước trong đất và mực nước ngầm, ảnh hưởng đến trọng lượng, lực hút ma trận, ứng suất hiệu dụng và độ ổn định của mái dốc Do đó, việc nắm rõ các điều kiện vật lý trong mái dốc khi xảy ra hư hỏng đóng vai trò quan trọng trong quá trình đánh giá và dự đoán chính xác tình trạng của mái dốc.
Hiện nay, mức độ ổn định tổng thể của mái dốc đất thường được đánh giá dựa và hệ số an toàn Phân tích ổn định mái dốc trở thành công cụ giải tích phổ biến để đánh giá hệ số an toàn của mái dốc tự nhiên và nhân tạo Về mặt lý thuyết hiện nay tồn tại nhiều phương pháp tính như phương pháp cân bằng giới hạn, phương pháp phân tích giới hạn và phương pháp phân tích số [60].
Mô hình tính toán ổn định theo phương pháp cân bằng giới hạn thường được sử dụng hơn cả Mô hình chia khối đất trượt ra thành những cột đất thẳng đứng có chiều rộng b (phân thỏi khối đất trượt), mỗi cột đất xem như một vật rắn nguyên khối tựa lên trên khung trượt Khi khối trượt ở trạng thái cân bằng giới hạn, mỗi cột đất trong đó đồng thời ở trạng thái cân bằng giới hạn, việc phân tích lực để tính toán ổn định sẽ tiến hành cho mỗi cột đất. Phươngphápnàyđềudựatrênnguyênlýtĩnhhọc(tứclàcânbằnglựcvà/hoặcmô men),màkhôngxétđếndịchchuyểntrongkhốiđất.Phươngpháptínhtoándựatrêngiả thuyết mặt trượt của khối trượt dạng trụ tròn do phù hợp với thực tế và đơn giản trong tínhtoán.Mứcđộổnđịnhcủamáidốcđượcđánhgiáđịnhlượngbằngmộthệsốantoàn ổn định F s là tỉ số giữa mô men các lực giữM g (lực chống trượt như lực dính vàm a sáttrongcủađất)vàmômencáclựcgâytrượt M t thân khối trượt, áp suất nước ):
(tải trọng ngoài, trọng lượng bản
Trongđó: F s – hệsốantoànchốngtrượtchophép,phụthuộccấpbậccủacôngtrình, lấy theo quy phạm. Đối với mái dốc thường là không đồng nhất do các chỉ tiêu cơ lý như góc ma sát trong , lực dínhC, dung trọng riêng của phần đất nằm dưới và trên đường bão hòa khác nhau, ngoài ra còn chịu tác dụng của nhiều ngoại lực gây trượt như lực thấm, áp suất lỗ rỗng,…, ứng suất hiệu quả tác dụng lên đáy khối trượt thay đổi theo mặt trượt thử do áp suất nước lỗ rỗng thay đổi trong khối đất đắp và nền Với mô hình tính toán này, tuy tính toán phức tạp hơn nhưng mô hình được ứng dụng rỗng rãi trong thực tế vì nó có thể dễ dàng tính toán với các mái dốc không đồng nhất và có lực tác dụng thay đổi dọc theo mặt trượt.
Mưa đóng vai trò tác nhân kích hoạt nguy cơ trượt mái taluy Dòng thấm do mưa
n làmmởrộngvùngtừkhôngbãohòađếnbãohòa,giatăngápsuấtnướclỗrỗngvàgiảm độhútdính.Khicườngđộmưahoặc/vàthờigianmưavượtquámộtgiớihạnnhấtđịnh, sức kháng cắt của đất giảm và trượtmáitaluy sẽ xảy ra Sức kháng cắt tới hạn Mohr – Coulomb của đất không bão hòa có thể xác định theo Bishop hoặc Fredlund (1998)[3],
Trong đó: f là sức kháng cắt tới hạn; c'là lực dính hiệu dụng của đất;' là góc ma sát trong hiệu dụng của đất; b là góc ma sát tăng theo độ hút dính; n là ứng suất pháp của đất tại mặt trượt;u a là áp suất khí;u w là áp suất nước lỗ rỗng;thông số đặc trưng cho mức độ độ bão hòa của đất, phụ thuộc loại đất và độ ẩm thể tích [3]:
s r Trong đó:Slà độ bão hòa của đất; s là độ ẩm thể tích ở trạng thái bão hòa;rlà độ ẩm thể tích dư; và w là độ ẩm thể tích ứng với độ hút dính xác định.
Phương trình (2.52) chứng tỏ rằng, sự có mặt của độ hút dính làm tăng sức kháng cắtcủađấtkhôngbãohòa.Tuynhiên,sựgiatăngcủaápsuấtnướclỗrỗnglàmgiảmđộ hút dính dẫn đến giảm sức kháng cắt của đất nguy cơ mất ổn định mái taluy Cường độ khángcắttheoBishopvàFredlundlàthốngnhấtvớinhautrongtrườnghợpđấtbãohòa.
Cácphươngtrình(2.51)và(2.52)đềuchứngtỏrằngkhảnăngthấmvàsứckhángcắtcủa đất đều phụ thuộc hàm lượng nước trong đất Mỗi độ ẩm thể tích w cho phép xác định một độ hút dính(u a u w ) từ đường cong đặc trưng đất – nước (SWCC).
Hệ số ổn định mái dốc của đất không bão hòa có thể xác định theo Bishop [115]: c'
F s là hệ số ổn định;là góc nghiêng của mái dốc;z s là chiều cao của s khối đất; s là khối lượng đơn vị thể tích hạt.
Việc phân tích dòng thấm cục bộ trong cấu trúc nền đường/đất đắp đóng vai trò thiết yếu trong đánh giá ổn định của kết cấu dưới tác dụng của dòng thấm như mưa Mô hình DEM-PFV được sử dụng để mô phỏng quá trình biến dạng lún cố kết và dòng thấm cục bộ trong kết cấu nền đường, giúp đánh giá chính xác hơn về khả năng mất ổn định cục bộ tại các vị trí có nguy cơ cao.
NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNGBÃO HÒA
Tính chất cơ bản của đất dùng trongthínghiệm
Luận án tập trung nghiên cứu một số loại đất thuộc khu vực duyên hải - Miền TrungViệtNam.LoạithứnhấtdùngtrongnghiêncứuthuộcmỏvậtliệuđấtđắpDương Cấm, dùng để đắp cho cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi nằm trên địa phận Thôn ĐạiAn, XãĐạiNghĩa,HuyệnĐạiLộcTỉnhQuảngNam.ĐấtDươngCấmthuộcloạiđấtsétpha nhẹ, màu xám vàng, dẻo mềm, chứa nhiều sỏi sạn lẫn cát hạt vừa và mảnh vụn phong hoá nhỏ, mỏ có trữ lượng 950.000 m 3 Loại thứ hai thuộc mỏ vật liệu đất đắp Cồn Lê, dùng để đắp cho cao tốc Cam
Lộ – La Sơn (Quảng Trị - Huế) nằm trên địa phận Thị TrấnPhongĐiền,HuyệnPhongĐiền,TỉnhThừaThiênHuế.ĐấtCồnLêthuộcloạisét pha, màu xám nhạt, xám xanh, chứa nhiều sỏi sạn, cát hạt vừa lẫn mảnh vụn phonghoá nhỏ,mỏcótrữlượng755.000m 3 Cảhaimỏđấtnàyđềucótrữlượnglớn,đangcógiấy phép khai thác, có các chỉ tiêu cơ lý đáp ứng được yêu cầu trong sử dụng làm vật liệu đất đắp nền đường [Phụ lục II] Hai mỏ đất này thuộc vùng địa chất thứ III, V và VI [Phụ lục V] theo phân loại 6 vùng địa chất tại khu vực miền Trung [13] [14].
Tính chất cơ lý của đất xác định theo quy trình thí nghiệmTCVN(1995)
Bảng 3 1 Tính chất cơ lý của các mẫu vật liệu đầm nén ở hai mỏ
Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Mỏ Dương Cấm Mỏ Cồn Lê
Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Mỏ Dương Cấm Mỏ Cồn Lê
Dung trọng khô lớn nhất dmax g/cm 3 1,921 1,88 Độ ẩm tốt nhất Wopt % 12,9 13,37
Thí nghiệm xác định đường cong đặctrưng đất-nước
Cơhọcđấtkhôngbãohòahiệnnayđangngàyđượcquantâmnhiềuhơn.Mấuchốt củavấnđềlàtậptrungvàoviệcđolườngvàsửdụngcácchứcnăngthuộctínhđấtkhông bão hòa đã được ước tính chủ yếu dựa trên đường cong đặc trưng của đất - nước (SWCC) Đường đặc trưng đất - nước (SWCC) đã trở thành một công cụ quan trọng trong việc giải thích ứng xử kỹ thuật của đất không bão hòa Sự thay đổi của tính chất công trình của đất dưới tác dụng của nước thấm do mưa hay mực nước ngầm dâng cao.
Sựthấmnướclàmtăngtrọnglượngcủađấtvàmứcđộbãohòa.Sựthấmnướcnàyđồng nghĩa với việc giảm sức hút của đất dẫn đến có thể làm giảm ứng suất pháp tuyến của đất và giảm thiểu sức chống cắt của đất Kết quả làm suy giảm hay mất ổn định công trình đất đắp Trong luận án, nghiên cứu thực nghiệm được thực hiện để đánh giá sự thayđổicácthôngsốcủađấtkhôngbãohòanhưlàlựchútdínhvàgócnộimasát,ởcác mức độ bão hòa khác nhau để xây dựng đường đặc trưng đất - nước (SWCC) Nghiên cứuchothấyđộbãohòacủađấtcómốitươngquancaovớilựchútlựcdínhcủađất.Sự gia tăng mức độ bão hòa làm giảm lực hút dính; tuy nhiên, nó không ảnh hưởng đáng kể đến góc ma sáttrong.
3.2.1 Thiếtbị thí nghiệm xác định đường cong đặc trưngđất-nước
Sơ đồ thiết bị thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước được mô tả tronghình3.1.ThiếtbịthínghiệmxácđịnhSWCCtrongluậnánlàbìnhchiếttấmgốm
5barnhưmôtảtronghình3.2.Phươngphápthínghiệmđượclựachọnlàphươngpháp B và C trong tiêu chuẩn thí nghiệm ASTM [28] Thí nghiệm được thực hiện tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật - trường Đại học ThủyLợi.
Hình 3 1 Bình chiết suất xác định SWCC [11] [12]
Nhằm kết hợp thí nghiệm xác định SWCC với thí nghiệm cắt trực tiếp các mẫu không bão hòa ứng với các lực hút dính khác nhau, ta tiến hành chế bị 12 mẫu theo phương pháp đầm nén Khối lượng đất và nước được tính toán để tạo các mẫu có dung trọng khô bằng 95% dung trọng khô lớn nhất và độ ẩm là độ ẩm tốt nhất Mẫu đấtđược tạo ra có chiều dày 20 mm và đường kính 62 mm, thể tích 60 cm 3 Mỗi mẫu đất được đầm nén với hai lớp, chiều dày mỗi lớp là 10mm.
Hình 3 2 Mẫu trong bình chiết suất 3.2.3 Bão hòa mẫu và đĩagốm
Các mẫu đất được bão hòa nhằm đưa chúng đồng nhất về độ ẩm hay độ bão hòa Các mẫu đất cùng dao vòng chứa nó được lắp vào máy nén một trục, trên và dưới mẫu đấtlầnlượtđặtgiấylọcvàđáthấm.Đổnướcdầndầnvàohộpnénđếnkhingậpmẫuđể đấtbãohòatừtừ.Đểmẫuđấtkhôngbịtrươngnở,nénlênmẫumộttảitrọngtạoápsuất 10 kPa Quá trình bão hòa mẫu kéo dài khoảng48h.
Bão hòa đĩa gốm nhằm mục đích tạo mặt căng để ngăn cách pha khí và pha nước.Cho nước vào đầy buồng bên dưới đĩa qua ống dẫn và đẩy hết bọt khí trong buồng ra ngoài Đặt đĩa vào 1 khay, đổ nước vào khay sao cho ngập trên mặt đĩa, ngâm đĩatrong nước 2-3 ngày cho đến khi đĩa gốm bão hòa Đĩa được bão hòa nước và luôn tiếp xúc vớin ư ớ c t r o n g b u ồ n g b ê n d ư ớ i đ ĩ a B u ồ n g đ ư ợ c d u y t r ì á p s u ấ t n ư ớ c b ằ n g k h ô n g w
Tính chất cơ lý của mẫu đất thí nghiệm được thông kê trong bảng 3.2
Bảng 3 2 Tính chất cơ lý của các mẫu đất chế bị
Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Mỏ Cồn Lê Mỏ Dương Cấm Độ ẩm chế bị Wcb % 13,37 12,9
Khối lượng đơn vị bão hòa g/cm 3 2,233 2,238
Khối lượng đơn vị ướt chế bị ρcb g/cm 3 2,025 2,061
Khối lượng đơn vị khô ρdcb g/cm 3 1,786 1,825 Độ ẩm bão hòa w % 25 22,62
Thể tích nước khi bão hoà cm 3 26,79 24,77 Độ ẩm thể tích bão hoà s 0,446 0,413
Hệ số thấm khi bão hoà Ks m/s 6,34E-07 7,52E-07
3.2.4 Thínghiệm xác định đường cong đặc trưngđất-nước
Trong thí nghiệm này, các mẫu đất chịu các ápsuấtkhí bên ngoài khác nhau. Ápsuấtkhílỗrỗngu asẽ bằngápsuấtkhítácdụngngoài.Ápsuấtnướclỗrỗngu ađược giữkhông đổi bằng 0 kPa Kết quả là lực hút dính của đất sẽ thay đổi theo sự thay đổi của áp suất khí tác dụng vào Nhưvậykhông phải tác dụng lên mẫu áp suất nước lỗ rỗng âm để tạo ra trong mẫu lực hút dính dương Lực hút dính trong mẫu đất không được vượt quá giá trị tiếp nhận khí của đĩa gốm Trong nghiên cứu này, do giá trị tiếp nhận khí của đĩa gốm là 5 bar (500 kPa), mặt khác còn căn cứ vào khả năng chịu lực thực tế của hệ thống máy thí nghiệm, giá trị lực hút dính lớn nhất trong mẫu đất được chọn là 200 kPa Khối lượng nghiên cứu chỉxâydựng đường khô (đường giảm ẩm) của SWCC cho các loại đất thí nghiệm với mục đích từ các đường SWCC đó xác định gián tiếp hệ số thấm cho các loại mẫu đất để tiến hành tính toán thấm, nghiên cứu ổn định các công trình nền đườngđắp.
Các mẫu thí nghiệm đầm nén trong nghiên cứu này được thí nghiệm xác định SWCC với các cấp lực hút dính là 10 kPa, 20 kPa, 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa. Đặt mẫu đất đã được làm bão hoà hoàn toàn u a 0kPa vào trong buồng áp suất khí cao Mở đường nước thoát ra ngoài không khí u0kPa Lực hút dính banđầu trong mẫubằng0 u a u w 0 kPa.Tăngáp suấtkhítrongbuồnglên10kPa u a 10kPa
Khi đó giá trị lực hút dính chính là giá trị áp suất khí trong buồng: u a u w u a 10kPa.
Do lực hút dính trong mẫu tăng lên nên nước trong lỗ rỗng sẽ thoát ra ngoàiqua đĩa gốm tiếp nhận khí áp cao Trọng lượng mẫu được ghi lại sau mỗi bước thời gian khoảng
24 giờ cho đến khi trọng lượng mẫu đạt tới giá trị ổn định Lặp lại các thao tác trênchomỗibướctănggiátrịlựchútdínhlên20kPa,50kPa,100kPavà200kPa[11].
3.2.5 Kếtquả thí nghiệm đường cong đặc trưng đất-nước(SWCC) Độ ẩm thể tích của đất được tính theo công thức sau:
Trong đó: Vwthể tích nước trong mẫu đất khi trọng lượng mẫu đạt tới giá trị ổnđịnhứngvớimộtgiátrịlựchútdínhxácđịnh,cm3vàVlàtổngthểtíchmẫu,cm3.
Kết quả thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước của các loại đất nghiên cứu được thể hiện trong các bảng I.1 đến I.2 trong phụ lục I Hình 3.3 và 3.4 biểu diễn các đường cong đặc trưng đất-nước của các mẫu đất Ban đầu các mẫu đất bão hòa, lực hút dính bằng 0 kPa, độ ẩm thể tích bão hòa s của các mẫuđất thí nghiệmđược nêu trong bảng 3.2.
Giá trị không khí đi vào của đất không bão hòa là lực hút dính ứng với lúc khí có thể thấm vào các lỗ rỗng lớn nhất trong đất Giá trị không khí đi vào của mẫu được xác định là giao của hai tiếp tuyến: tiếp tuyến với đoạn đầu của đường cong (đoạn ứng với khoảng lực hút dính nhỏ) và tiếp tuyến với đoạn dốc nhất của SWCC (đoạn ứng với khoảng lực hút dính làm độ ẩm thể tích trong mẫu giảm rõ rệt nhất) [11].
Trên hình 3.3 và 3.4 ta thấy ban đầu ứng với khoảng lực hút dính nhỏ, khi chưa thấm qua được các lỗ rỗnglớn nhất trong đất nên độ ẩm thể tích của đất hầu như không thay đổi, đường SWCC gần như nằm ngang Khi lực hút dính trong mẫu vượt quá giá trị không khí đi vào, khí bắt đầu thấm được qua các lỗ rỗng lớn nhất trong mẫu đồng thời đẩy nước trong mẫu đất thoát ra ngoài, độ ẩm thể tích giảm nhanh chóng trong khi lực hút dính tăng Ta có thể thấy trên hình 3.3, độ ẩm thể tích của mẫu giảm đáng kể khilựchútdínhtrongmẫuvượtquágiátrịkhôngkhíđivào.Đườngcongđặctrưngđất nước của mẫu đất đầm nén công trình Dương Cấm cho ta giá trị không khí đi vào của mẫu sét pha đầm nén là 28 kPa Từ đường cong SWCC của mẫu đầm nén công trình Cồn Lê ta được giá trị không khí đi vào bằng 30 kPa Các kết quả thí nghiệm chothấy đấtcóchỉsốdẻoIpc à n g caothìgiátrịkhôngkhíđivàocànglớn,nguyênnhânlàdo khả năng giữ nước của hạt mịn tốt hơn so với hạt thô nên cần giá trị lực hút dính lớn hơn để đẩy nước thoát ra khỏi đất [15].
Hình 3 3 Đường cong đặc trưng đất nước cho mẫu Dương Cấm
Hình 3 4 Đường cong đặc trưng đất nước cho mẫu Cồn Lê 3.2.5.2 SosánhkếtquảthínghiệmSWCCkhuvựcnghiêncứuvớicáctácgiảkhác
So sánh dạng đường cong đặc trưng đất nước của một số nghiên cứu trong nước được chỉ ra trong hình 3.5.
Hình 3 5 So sánh các đường cong SWCC với một số tác giả trong nước
Các dạng đường cong SWCC của các tác giả tương tự nhau Về đất sét pha, độ lớn của chỉ số dẻo tỉ lệ thuận với lượng không khí đi vào (AEV) AEV của hai công trình lắp đặt của Phạm Huy Dũng lần lượt là 42 kPa và 26 kPa; của Nguyễn Thị Ngọc Hương là 11,8 và 40 kPa; của tác giả là 28 kPa và 30 kPa Khi lực hút dính nhỏ hơn AEV, độ ẩm thể tích giảm rất chậm do lúc này lượng nước thoát ra khỏi mẫu còn ít Đối với sườn dốc có vật liệu hạt mịn, lượng nước mưa thấm vào đất ít hơn và hình thành dòng chảy bề mặt, dễ dẫn đến mặt trượt nông Độ ẩm thể tích của tác giả nhỏ hơn của Nguyễn Thị Ngọc Hương ở cùng cấp hút dính ban đầu (0 kPa), riêng các giá trị lớn nhất nằm ở hai công trình của Phạm Huy Dũng Hàm lượng hạt mịn lớn hơn khiến chỉ số dẻo (PI) tăng, khả năng giữ nước tăng, tốc độ khử bão hòa giảm, dẫn đến các đường cong SWCC trong các mẫu của tác giả và Nguyễn Thị Ngọc Hương phẳng hơn của Phạm Huy Dũng.
3.2.6 Kếtquả tính toán hệ số thấm từ đường cong đặc trưng đấtnước
3.2.6.1 Tính toán đường cong SWCC từ phương trình Fredlund-Xing(1994) Ứng dụng phương trình SWCC của Fredlund và Xing (1994) [72] để mô tả đường cong đặc trưng đất - nước cho các mẫu đất thí nghiệm
Từ tài liệu thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất – nước cho các mẫu đất thínghiệm,tatínhtoáncáchệsốa,m,ntrongphươngtrìnhcủaFredlundvàXing(1994)
[72](2.7),cáchxácđịnhcáchệsốđãđượcnêutrongcôngthức.Trongphươngtrình (2.7), các hệ số a, m, n và độ ẩm thể tích bão hòa s là các thông số khác nhau của đất, sẽ thay đổi theo từng loại đất Ngoài ra, các thông số khác như độ ẩm thể tích w và hệ sốhiệuchỉnh C cũngthayđổitheotừngloạiđấtvàtheogiátrịlựchútdính trongđất Khi xem xét các yếu tố không đổi khi loại đất thay đổi trong phương trình (2.7), ta nhận thấy công thức xác định hai hệ số m và n có một số yếu tố là hằngsố.
3.2.6.2 Xácđịnh hệ số thấm của đất từ đường congSWCC s w
Hệ số thấm là một thông số quan trọng của đất, trong nghiên cứu này, hệ số thấm được xác định theo phương trình của Leong và Rahardjo (1997)[ 9 9 ] :
s Trong đó: p là một hằng số Theo Fredlund và một số tác giả, giá trị trung bình của p cho mọi loại đất là 3,29; k S - hệ số thấm bão hòa; s - độ ẩm thể tích bão hòa; w
Xác định cường độ chống cắt của đất khôngbãohòa bằng thí nghiệmcắtt r ự c t i ế p
3.3.1 Giới thiệu thiết bị thí nghiệm cắt trựctiếp
Sơ đồ thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp cơ bản gồm một hộp hai nửa, với phần đỉnh và đáy như trong hình 3.9(a) Thí nghiệm cắt trực tiếp được thực hiện trên thiết bị cắt trực tiếp của phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, trường Đại học Thủy lợi hình 3.9(b).
Hình 3 9 Sơ đồ (a) và thiết bị cắt trực tiếp (b)
Kết thúc giai đoạn cân bằng lực hút dính ứng với mỗi cấp lực hút dính trong thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước, lần lượt cắt trực tiếp ba mẫu đất ứng với ba cấp áp suất thẳng đứng tương ứng là 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa Trong đó, các mẫu đất được lấy khỏi bình áp suất và đem cắt ngay để đảm bảo độ ẩm ban đầu trước khi cắt không bị biến đổi nhiều.
Thí nghiệm được tiến hành với tốc độ cắt chậm để đảm bảo áp suất nước lỗ rỗng trong quá trình cắt hầu như không đổi 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 (mẫu bị phá hoại theo mặt tiếp giáp giữa hai thớt cắt) Tại thời điểm mẫu bị phá hoại, ứng suất cắt đạt giá trị lớn nhất tmax: tmax= Rmax.Cr, trong đó: Rmaxlà số đọc lớn nhất trên đồng hồ đo biến dạng của vòng ứng biến; Cr là hệ số hiệu chỉnh vòng ứng biến, Cr = 1,85 kPa.vạch.
Các thí nghiệm cắt trực tiếp được thực hiện tại các lực hút dính khác nhau và các áp suất thẳng đứng khác nhau để nghiên cứu mặt bao phá hoại cho đất không bão hòa. Cáclựchútdínhbanđầuđượclựachọnchochươngtrìnhthínghiệmlà:20kPa,50kPa, 100 kPa và 200 kPa Các áp suất thẳng đứng được lựa chọn dựa vào khả năng chịu lực của thiết bị và tính chất của đất thí nghiệm là: 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa Chương trình thí nghiệm cắt trực tiếp được trình bày trong bảng 3.3 Ký hiệu các mẫu đất thí nghiệm là DSTx-y, trong đó x-y biểu thị thí nghiệm được thực hiện dưới áp suất thẳng đứng là x kPa và lực hút dính ban đầu là ykPa.
Tác giả thực hiện thí nghiệm cắt trực tiếp với các mẫu đất đầm nén Dương Cấm đại diện cho tuyến cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi và đất Cồn Lê, đại diện cho tuyến cao tốc Quảng Trị – Huế Số lượng mẫu thí nghiệm với mỗi loại đất là 12 mẫu.
Bảng 3 3 Chương trình các thí nghiệm cắt trựctiếp Ứng suất pháp thực,(kPa)
3.3.4 Kếtquả thí nghiệm mặt bao pháhoại
3.3.4.1 Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén DươngCấm
Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp của mẫu đầm nén Dương Cấm ứng với các giá trị lực hút dính khác nhau được trình bày trong hình 3.10.
Hình 3 10 Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng lập từ các kết quả thínghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Dương Cấm
Hình 3.10 trình bày mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng được xây dựng từcáckếtquảthínghiệmcắttrựctiếpmẫuđầmnénDươngCấm.Tathấy,đấtthínghiệm cógócmasáttrongϕ’°vàlựcdínhkếtđơnvịc ’ ,57kPa.Khilựchútdínhtăng, gócmasátgầnnhưkhôngthayđổihoặctăngítnhưngcườngđộchốngcắtcủamẫutăng lên đáng kể, góc ϕ b giảm ϕ b = ϕ ’ khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị không khí đi vào tới hạn Điều này khá phù hợp với kết quả thí nghiệm của một số loại đất trên thế giới của một số tác giả nghiên cứu
Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu như hình 3.11 chothấycườngđộchốngcắtcủamẫuđấttăngkhiứngsuấtphápthựctăng.Tạimộtứng suất pháp thực xác định thì cường độ chống cắt tăng khi lực hút dínhtăng.
Hình 3 11 Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫuđầm nén Dương Cấm từ thí nghiệm cắt trực tiếp với các lực hút dính khác nhau
Với ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 13,57 kPa tại lực hút dính bằng 0 kPa, lớn nhất là 47,47 tại lực hút dính 200 kPa Với ứng suất pháp thực bằng 300 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất đạt 159,1 kPa tại lực hút dính bằng 0 kPa, lớn nhất đạt 216,5 kPa tại lực hút dính 300 kPa Các kết quả thí nghiệm cho thấy các đường bao phá hại hầu như là các đường thẳng tịnh tiến hướng lên song song, thể hiện lượng tăng cường độ chống cắt là do lực hút dính của đất tăng như được trình bày trong hình 3.11.
Hình 3.12 trình bày giao tuyến của mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộngvới mặt phẳng τ ~ (ua–uw) tại ứng suất pháp thực bằng 0 Kpa Hình 3.12 cho ta thấyquanhệgiữaứngsuấtcắtvàlựchútdínhlàquanhệphituyến.Kếtquảnàyphùhợpvới kết quả nghiên cứu của Nguyễn Thị Ngọc Hương và cộng sự (2013)[12].
Hình 3 12 Quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính của mẫu đầm nénDương Cấm tại giá trị ứng suất pháp thực bằng 0 kPa.
Thông qua hình vẽ 3.12 ta cũng thấy cường độ chống cắt của đất tăng khi lực hút dính tăng Ở thời điểm ban đầu khi đất còn bão hoà, các giá trị áp suất nước lỗ rỗng âm có ảnh hưởng trên toàn thể tích lỗ rỗng với sự tăng của cường độ chống cắt được biểu thị bởi giá trị ϕ b = ϕ ’ Khi giá trị lực hút dính vượt quá giá trị không khí đi vào, đất sẽ mất tính bão hoà và thể tích lỗ rỗng chứa nước giảm xuống Khi đó, tính hiệu quả của lực hút dính trong việc làm tăng cường độ chống cắt cũng giảm đi (ϕ b giảm) Tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt của mẫu thí nghiệm từ 13,57 đến 47,47 khi lực hút dính tăng từ 0 kPa đến 200 kPa, góc ϕ b = ϕ ’ = 14 0 ứng với lực hút dính bằng 0 kPa đến giá trị ϕ b = 6,21 0 ứng với lực hút dính bằng 200 kPa.
3.3.4.2 Kếtquả thí nghiệm cho mẫu đầm nén CồnLê
Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp của mẫu đầm nén Cồn Lê ứng với các giá trị lực hút dính khác nhau được trình bày trong hình 3.13.
Hình 3 13 Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng lập từ các kết quả thínghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Cồn Lê
Mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng được xây dựng từ các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Cồn Lê Ta thấy, đất thí nghiệm có góc ma sát trong ϕ’,91°vàlựcdính kếtđơnvịc ’ ,83kPa.Khilựchútdínhnhỏhơn giátrịkhông khí đi vào tới hạn thì góc ϕ b = ϕ ’ Lực hút dính tăng, góc ma sát gần như thay đổi rấtít và gần bằng ϕ’ 13,91 0 nhưng cường độ chống cắt của mẫu tăng lên, đồng thời góc ϕ b giảm.
Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ- ua) được thể hiện trên hình 3.14 Kết quả trên hình 3.14 cho thấy cường độ chống cắt của mẫu tăng khi ứng suất pháp thực tăng Tại một ứng suất pháp thực xác định, cường độ chống cắt tăng khi lực hút dính tăng Với lực hút dính bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 14,83 kPa tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, lớn nhất là 53,73 kPa tại ứng suất pháp thực bằng 200kPa.Vớilựchútdínhbằng300kPa,cườngđộchốngcắtnhỏnhấtđạt153,6kPatại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, giá trị lớn nhất đạt 210,9 kPa tại ứng suất pháp thực bằng 300kPa.
Hình 3 14 Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫuđầm nén Cồn Lê từ thí nghiệm cắt trực tiếp với các lực hút dính khác nhau
Các kết quả thí nghiệm trên hình 3.14 cho thấy các đường bao phá hoại gần như nằm tịnh tiến hướng lên song song giống như kết quả đã thực hiện thí nghiệm đối với mẫu đầm nén Dương Cấm.
Hình 3.15 trình bày giao tuyến của mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộngvớimặtphẳngτ~(u a– uw)tạiứngsuấtphápthựcbằng0kPa.Kếtquảthínghiệmtrênhình
Xác định cường độ chống cắt của đất khôngbãohòa bằng thí nghiệmnénbatrục
Thínghiệmbatrụcphảnánhrõđiềukiệnlàmviệccủanềnđườngvìngoạilựcmô tảtácdụngvàomẫuđấttheocácphươngvàchiềutươngđốiphùhợpvớiđiềukiệnthực tế, mặt cắt phá hoại là bất kỳ theo mặt bất lợi nhất về trạng thái ứng suất Vì vậy, thí nghiệm này xác định được mô hình phá hoại gần với thực tếnhất.
Thí nghiệm nén 3 trục là thí nghiệm tin cậy nhất để xác định các thông số sức chống cắt, khả năng chịu tải của đất nền, đồng thời còn có thể xác định được thông số biếndạngcủađấtnền MộtsốsơđồthínhiệmbatrụctheoASTM,Mỹbaogồm:(i)Cố kết thoát nước và thay đổi thể tích (CD) kiến nghị bởi ASTMD7181 [30], (ii) Cố kết khôngthoátnước(CU)kiếnnghịbởiASTMD4767[27],(iii)Khôngcốkết,khôngthoát nước (UU) kiến nghị bởi ASTMD2850[25].
Sơđồ cắtCD là sơđồlàm việc phù hợp vớinềnđường chịutácdụngcủa tải trọng động trongthờigian thi côngkéodài cũng nhưquátrìnhkhaithácsửdụng.Saumộtthờigiandàiđấtcốkếtvànướcthoáthết.Dovậy,luậnánđã tập trungđisâunghiêncứuthựcnghiệmtheosơđồcắtnày.
Thí nghiệm nén 3 trục cho phép mô tả được nhiều thái ứng suất như ứng xử của mẫu đất theo điều kiện trạng thái ứng suất (gia tải, dỡ tải theo các phương), cũng như ứng xử thực tế của đất nền (thoát nước hay không thoát nước) Đây là một trong những thínghiệmđadạngnhấttrongtấtcảcácthínghiệmxácđịnhsứcchịutảicủađấtnềnxét về chi tiết phức tạp về các điều kiện ứng suất, thoát nước kiểm soát được cho tất cả các loại đất Mô hình thí nghiệm được thể hiện trên hình3.16.
Hình 3 16 Mô hình áp suất tác dụng lên mẫu đất trong thí nghiệm nén 3 trục [35]
Kếtquảthínghiệmnén3trụcđượcthểhiệntrongđườngpháhoạigiớihạnMorh- Coulomb, từ đó xác định khả năng chống cắt củađất.
3.4.1 Thiết bị ba trục cải tiến thí nghiệmcho đất không bão hòa [11]
Thiếtbịthínghiệmchođấtkhôngbãohòacầnđượccảitiếnđểcóthểđohaykhống chế riêng rẽ các ápsuấtkhí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng.Thiết bị thí nghiệm nén 3 trục cải tiến dùng trong nghiên cứu này tương tự với thiết bị thí nghiệm của Fredlund và Rahardjo (1993) [3] Nó cho phép khống chế cảáp suất khí lỗ rỗng ua, và áp suất nước lỗ rỗng uw, để lập quan hệ giữa cường độchống cắt τ và lực hút dính (ua–uw) Hình 3.17 trình bày sơ đồ lắp đặt buồng thí nghiệm nén 3 trục mẫu đất không bão hòa Tấm đá thấm đáy được thay bằng một đĩa gốm tiếp nhận khí cao áp để kiểm soát và đo ápsuấtnước lỗ rỗng Để khống chế áp suất khí lỗ rỗng trong khi cố kết và cắt, van áp suất ngược của buồng ba trục trở thành van điều khiển áp suất khí lỗ rỗng (C) Sơ đồ bố trí hệ đường ống trên bảng điều khiển được mô tả trong hình 3.17 Đường ápsuấtkhílỗrỗngđểđiềukhiểnápsuấtkhílỗrỗngđượcnêutrongcảhaihình.
Việc đặt đĩa tiếp nhận khí cao áp lên tấmđáycủa buồng ba trục được mô tả trong hình 3.20 Van A trong tấm đáy (hình 3.20) được dùng để khống chế ápsuấtnước lỗ rỗng và đo biến thiên thể tích nước trong thí nghiệm cắt thoát nước Van A nối với chỉ báo kế biến thiên thể tích kiểu buret kép [110] Van B trên tấm đáy được dùng để đo áp suất nước lỗ rỗng trong thí nghiệm cắt không thoát nước, có thể dùng nó để đo áp suất nước lỗ rỗng định trước trong thí nghiệm thoát nước bằng bộ biến năng áp suất Van C được nối tiếp với hệ đo hay khống chế áp suất khí lỗ rỗng áp suất buồng được khống chế bằng vanD. Đĩa tiếp nhận khí cao áp dùng trong nghiên cứu là đĩa gốm loại 5 bar (500 kPa) Các đường rãnh trên mặt tấm đế dưới bên trong ngăn chứa nước được dùng như các đường dẫn nước để đẩy các bọt khí có thể bị giam hãm do khuếch tán như hình 3.20.
Hình 3 17 Sơ đồ điều khiển và bố trí hệ đường ống máy ba trục cải tiến để thínghiệm đất không bão hòa [8]
Hình 3 18 Hệ thống máy ba trục cải tiến cho mẫu đất không bão hoà dùngtrong phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, trường Đại học Thủy lợi
Hình 3 19 Sơ đồ cấu tạo buồng nén batrục
Hình 3 20 Ngăn chứa nước có các rãnh hình vòng tròn ở phần đầu của chânđế buồng ba trục và đĩa áp suất khí cao[11].
Như trên hình 3.20, mặt trên của tấm đế dưới đượctạothành những đường rãnhhìnhtrònvànhữngđườngrãnhthẳngtạothànhmộthệkênhdẫnnước.Đĩaápsuất khí được trám đủ kín vào bệ đáy bằng keo Epoxy theo chu vi của đĩa Sự trám kín giữa đĩa và bệ đáy bảo đảm khí không thể rò rỉ vào trong ngăn chứa nước[11].
Tácgiảápdụngquitrìnhthínghiệmnén3trụcchomẫuđấtbãohòa(Head,1986), vàdùngquitrìnhthínghiệmnén3trụcchođấtkhôngbãohòa[3].Lựchútdínhbanđầu được thiết lập dựa trên sử dụng kỹ thuật chuyểntrục.
Các mẫu đất thí nghiệm được đầm nén với giá trị khối lượng đơn vị khô bằng 95
% khối lượng đơn vị khô lớn nhất và độ ẩm tương ứng sau khi đầm nén Mẫu đất được đầm nén từ 10 lớp đất với chiều dày mỗi lớp là 10mm để đảm bảo tính đồng nhất về độ chặt trong toàn mẫu Chiều cao và đường kính mẫu tương ứng là 100mm và 50mm Số lượng mẫu đất đầm nén cho thí nghiệm là 9 mẫu như hình 3.21.
Hình 3 21 Thực hiện chế bị mẫu đất đầm nén 3.4.2.2 Giai đoạn bão hoàmẫu
Để xác định các thông số cường độ cắt của đất, tác giả đã áp dụng quy trình thí nghiệm nén ba trục cho mẫu đất bão hòa theo phương pháp của Head (1986) và quy trình thí nghiệm nén ba trục cho đất không bão hòa theo phương pháp của Fredlund và Rahardjo (1993) Để đảm bảo tính đồng nhất về độ ẩm và độ bão hòa ban đầu, tất cả các mẫu được bão hòa trước khi tiến hành thí nghiệm Quá trình bão hòa được thực hiện bằng cách tăng dần áp suất buồng σ3 và áp suất ngược uw, duy trì áp suất hiệu quả bằng 10 kPa cho đến khi hệ số áp suất nước lỗ rỗng B đạt giá trị lớn hơn 0,95 Quá trình bão hòa thường kéo dài khoảng 10 ngày.
Mụctiêucủaquátrìnhcốkếtđólàchophépmẫuthínghiệmđạtđếntrạngtháithoát nước cân bằng tại giá trị áp suất cố kết hữu hiệu định sẵn Trong quá trìnhcốkết,cácdữliệuđượcghilạinhằmxácđịnhthờiđiểmkếtthúccủaquátrìnhcốkết,ngoàira,tốcđộc ốkếtcònđượcsửdụngđểtínhtoántốcđộcắttrongquátrìnhcắtmẫuthínghiệm.Saukhigiaiđoạnbãohòakếtt húc,mẫuđấtđượccốkếtdướiápsuấtbuồng,σ3, và đo áp suất nước lỗ rỗng, uw, do vậy có được áp suất hiệu quả yêucầu, (σ3– uw) Giá trị độ lớn của áp suất cố kết được chọn tuỳ thuộc các giá trị áp suất thực (σ3– ua) theoyêu cầu của giai đoạn cân bằng lực hút dính và giai đoạn cắt Giai đoạn cố kết đượccoi là kết thúc khi thể tích nước thoát ra khỏi mẫu không thay đổi và áp suất nước lỗ rỗng dư đã hoàn toàn tiêután.
3.4.2.4 Giai đoạn tạo và cân bằng lực hút dính trongmẫu
Quátrìnhthínghiệmđượcchuyểnsanggiaiđoạncânbằnglựchútdínhđểtạolực hútdínhbêntrongmẫusaukhigiaiđoạncốkếtđãkếtthúc.Trongquátrìnhtạolựchútdính, mẫu đất sẽ được cố kết bởi áp suất hông thực (σ3– ua) và lực hút dính (ua– uw).Giai đoạn cân bằng lực hút dính trong mẫu được coi là kết thúc khi lượng nước thoátra hầu như bằng 0 hay áp suất nước lỗ rỗng dư tiêu tán hoàntoàn.
3.4.2.5 Giai đoạn cắt mẫu cho thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước +khí
Khi đạt điều kiện cân bằng dưới các áp suất tác dụng (tức là σ3, uavà uw), mẫuđược cắt bằng cách nén với tốc độ biến dạng thích hợp 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 trước (tức độ lệch ứng suất cực đại) Nếu không đạt được điều kiện phá hoại như nêu trên thì ngừng thí nghiệm khi đạt đến 25% biến dạng dọc trục.
3.4.2.6 Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục theo các sơ đồCD
Thí nghiệm nén cung cấp thông số về áp suất nén chính, biến dạng nén và biến dạng thể tích Thời gian thí nghiệm thường dài, cho phép quan sát sự thay đổi đặc tính cơ học của đất dưới tải trọng nén Từ đó, đường bao phá hoại được xây dựng trên vòng tròn Mohr để xác định sức kháng cắt hữu hiệu của đất.
CD cung cấp giá trị sức kháng cắt hữu hiệu, thường được xác định trongphântíchthoátnước,phântíchổnđịnhdàihạn,ổnđịnhthoátnước.Cácđiềukiện thoát nước thí nghiệm nén 3 trục CD được mô tả trong hình3.22
Tác dụng áp suất buồng σ3lên mẫu Tác dụng độ lệch ứng suất, ∆σ
Hình 3 22 Quy trình gia tải trong thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước/CD
Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước được tóm tắt trong các hình 3.23 dưới đây.
Hình 3 23 Các điều kiện ứng suất trong khi thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí (CD) [11]
Thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí (CD) được thực hiện tại các lựchút dínhkhácnhauvàcácápsuấthôngthựckhácnhauđểnghiêncứumặtbaopháhoạicho đấtkhôngbãohòa.Thựctếhiệnnay,cáccôngtrìnhvậtliệuđịaphươngởnướctathường tồntạikhốikhôngbãohòanằmphíatrênđườngbãohòatrongthânnềnđườngôtô.Lực hútdínhbanđầulớnnhấtđượcchọntrongnghiêncứunàylà200kPa.Vớimụcđíchthí nghiệm các mẫu đất có trạng thái từ bão hòa đến không bão hòa, các lực hút dính ban đầu được lựa chọn cho chương trình thí nghiệm là: 0 kPa, 100 kPa và 200 kPa Các áp suấthôngthựcđượclựachọndựatrênkhảnăngchịulựccủahệthốngbatrụcvàbuồng ba trục là: 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa Chương trình thí nghiệm nén ba trục đượctrình bày trong bảng 3.4 Ký hiệu các mẫu đất thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí là CDx-y, trong đó x-y biểu thị thí nghiệm được thực hiện dưới áp suất buồng thực là x kPa và lực hút dính ban đầu là y kPa[11].
Tác giả thực hiện thí nghiệm nén ba trục các mẫu đất đầm nén Dương Cấm và Cồn
Lê Số lượng mẫu thí nghiệm với mỗi mỏ đất là 9 mẫu (Sơ đồ thí nghiệm CD).
Bảng3.4.Chươngtrìnhcácthínghiệmnénbatrụccốkếtthoátnước+khí(CD) Áp suất buồng thực, (kPa) Lực hút dính, (kPa)
3.4.4 Kết quả thí nghiệm nén batrụccố kếtt h o á t n ư ớ c ( C D )
3.4.4.1 Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén DươngCấm a Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thínghiệm
Quan hệ giữa ứng suất lệch với biến dạng dọc trục của đất đầm nén Dương Cấm thu được từ thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước + khí (CD) dưới tác động của các áp suất thực khác nhau (50 kPa, 100 kPa, 200 kPa) và lực hút dính lần lượt là 0 kPa, 100 kPa, 200 kPa được thể hiện trong hình 3.24.
Phân tích các kết quảthínghiệm
3.5.1 So sánh các kết quả thínghiệm Đồ thị so sánh cường độ chống cắt với lực hút dính từ các kết quả thí nghiệm nén ba trục CD với các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp cho trong hình 3.34 và3.35.
Hình 3 34 Đường quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính của mẫu đất đầm nénDương Cấm xác định được từ thí nghiệm nén ba trục CD và cắt trực tiếp
Hình 3 35 Đường quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính của mẫu đất đầm nénCồn Lê xác định được từ thí nghiệm nén ba trục CD và cắt trực tiếp
Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) và cắt trực tiếp cho thấy sự chênh lệch không đáng kể giữa hai phương pháp, trung bình là 2,8% đối với mỏ Dương Cấm và 3,6% đối với mỏ Cồn Lê Chênh lệch này có thể do yếu tố khách quan từ quá trình vận hành, trong thí nghiệm cắt trực tiếp, mặt trượt được khống chế là mặt phẳng giữa thớt trên và thớt dưới của hộp cắt, không phải là mặt yếu nhất bên trong mẫu Cường độ chống cắt theo thí nghiệm nén ba trục có xu hướng cao hơn ở cấp hút dính thấp và giảm dần khi cấp hút dính tăng quá 150 kPa.
Kết quả so sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả (ϕ và c hiệu quả) của các mẫu đất thí nghiệm được cho trong bảng 3.5.
Bảng 3 5 So sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả
Các thông số cường độ chống cắt hiệu quả
Mỏ vật liệu Dương Cấm
Mỏ vật liệu Cồn Lê
Phương pháp Cắt trực tiếp Ba trục (CD) Cắt trực tiếp Ba trục (CD) ϕ' (độ) 14 0 13,93 0 13,91 0 13,81 0 c' (kPa) 13,57 14,4 14,83 15,2 ϕb(độ)
Từ bảng 3.5 ta thấy kết quả cắt trực tiếp khá tương thích với kết quả thí nghiệm nén ba trục, vì vậy trong điều kiện khó khăn về thí nghiệm ba trục ta có thể sử dụngkết quả của phương pháp cắt cực tiếp cho kết quả nhanh chóng với độ chính xáccao.
3.5.2 So sánh giữa kết quả thí nghiệm với kết quả tính từ công thức thựcnghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli,1996
Kết quả thí nghiệm cường độ chống cắt được tiến hành so sánh với kết quả tính từ công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996) Tính toán cường độ chống cắt theo lực hút dính xác định từ phương trình của Fredlund và Xing (1994),trongđóhệsốhiệuchỉnhkđượclấytừquanhệgiữakvàchỉsốdẻoIpđ ư ợ c
Dựa theo mối quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính ứng với các lực hút bám khác nhau, ta rút ra được các đường cong quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính tính toán theo Fredlund và Vanapalli cho các mẫu đất thí nghiệm.
Để đánh giá độ tin cậy của mô hình tính cường độ chống cắt, tác giả đã so sánh các kết quả tính toán theo mô hình Fredlund & Vanapalli và kết quả tính toán của tác giả với số liệu thực nghiệm, nhằm xác định mối quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính Trên cùng một biểu đồ, tác giả đã dựng biểu đồ mối quan hệ này với từng loại thí nghiệm và từng loại đất, để làm nổi bật sự khác biệt giữa hai phương pháp tính toán.
Hình 3.36 và 3.37 biểu diễn các đường quan hệ giữa cường độ chống cắt τ và lực hút dính (ua–uw) của mẫu đấtđầmnén khu vực công trình Dương Cấm và Cồn Lê xác định từ thí nghiệm cắt trực tiếp cho giá trị tiệm cận với công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996) Chênh lệch trung bình cường độchống cắt trong so sánh lần lượt là 3,56% đối với mỏ Dương Cấm và 4,4% đối với mẫu Cồn Lê Giá trị cường độ chống cắt tính được của tác giả cao hơn so với từ công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli( 1 9 9 6 )
Hình 3 36 Đường quan hệ giữa τ và (ua–uw) của mẫu đất đầm nén Dương Cấm từthí nghiệm cắt trực tiếp và từ công thức của Fredlund và Vanapalli, 1996.
Hình 3 37 Đường quan hệ giữa τ và (ua–uw) của mẫu đất đầm nén Cồn Lê từ thínghiệm cắt trực tiếp và từ công thức của Fredlund và Vanapalli, 1996.
Quan sát hình vẽ 3.36 và 3.37, đường quan hệ xác định từ công thức thực nghiệm của góc ϕbv và cường độ chống cắt cho thấy sự tương đồng với kết quả xác định được qua thí nghiệm tại các giá trị lực hút dính khác nhau.
Hình3.38dướiđâybiểudiễnsựsosánhgiữakếtquảcườngđộchốngcắtxácđịnh đượctừthínghiệmnénbatrụccốkếtthoátnước(CD)cógiátrịtiệmcậnvớicôngthức thựcnghiệmđượcđềxuấtbởiFredlundvàVanapalli(1996)củamẫuđấtđầmnéncông trình Dương Cấm Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt trong so sánh là2,5%.
Hình 3.39 biểu diễn sự so sánh giữa kết quả cường độ chống cắt xác định được từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) có giá trị tiệm cận với công thức thực nghiệm được Fredlund và Vanapalli (1996) đề xuất cho mẫu đất đầm nén công trình Cồn Lê. Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt trong so sánh là3,8%.
Giá trị cường độ chống cắt tính được của tác giả xác định được từ thí nghiệmnén ba trục cố kết thoát nước (CD) cao hơn so với từ công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli(1996).
Hình 3 38 Đường quan hệ giữa τ và (ua–uw) của mẫu đất đầm nén Dương Cấm từthí nghiệm nén ba trục CD và công thức của Fredlund và Vanapalli, 1996.
Hình 3 39 Đường quan hệ giữa τ và (ua–uw) của mẫu đất đầm nén Cồn Lê từ thínghiệm nén ba trục CD và công thức của Fredlund và Vanapalli, 1996.
Kết quả so sánh mối liên hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính trên mẫu đất Dương Cấm từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) tiến hành bởi tác giả tương tự như nghiên cứu của Nguyễn Thị Ngọc Hương (2013) [11] trên mẫu đất Ninh Thuận, Việt Nam.
Hình 3 40 Đường quan hệ giữa τ và (ua–uw) của một số tác giả
PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐẶC TRƯNG CƠHỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HOÀ ĐẾN ỔN ĐỊNH KHỐI ĐẮP NỀNĐƯỜNG
Nghiên cứu ổn định tổng thể của nền đường đắp bằngmôhình phần tửhữu hạn
4.1.1 Giới thiệu chung về côngtrình Đường cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi là dự ánđường cao tốcthuộc tuyếnđườngcaotốcBắc–NamViệtNamphíaĐông.Đườngcaotốcnàycóđiểmđầutuyếntạithôn TúyLoan,xãHòaPhong,huyệnHòaVang,thànhphốĐàNẵngvàđiểmcuốilànútgiao thông đường vành đai quy hoạchthành phố Quảng Ngãithuộc xãNghĩa Kỳ, huyệnTưNghĩa, tỉnhQuảng Ngãi. Đường cao tốc chính thức khởi công vào tháng 5 năm 2013. Ngày2tháng9năm2018,toàntuyếnđườngcaotốcĐàNẵng– QuảngNgãiđượcthông xe kĩ thuật Tuyến đường cao tốc này rút ngắn thời gian di chuyển từĐà Nẵngđến các tỉnhvùngduyênhảiNamTrungBộ,giảiquyếttìnhtrạngquátảichoQuốclộ1hiệntại.
Hình 4 1 Bản đồ đoạn cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi
4.1.2 Mô hình phân tích sự ổn định nền đường cao đoạn cao tốc Đà Nẵng – QuảngNgãi
4.1.2.1 Đặc trưng của đất và kích thước hình học mô hình nghiên cứu sựổn địnhCác số liệu khảo sát địa chất và thủy văn căn cứ “Hồ sơ thiết kế bước Thiếtkếkỹthuật,TậpIV:Hồsơtínhtoánthủyvăn”và“Báocáonghiêncứuthủyvăn”đượ clập08/2013bởitưvấnthiếtkếdựánThiếtkếkỹthuậtdựánđườngcaotốcĐàNẵng-Quảng Ngãi The Joint Venture of NK-NE-Chodai-TEC [5].
Hình 4 2 Hình ảnh đoạn nghiên cứu trên cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi
Vị trí nền đường nghiên cứu tại Km24+980 thuộc dự án đường cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi Các lớp vật liệu được giả thiết là đồng nhất và ở các trạng thái không bão hòa/bão hòa với các đặc trưng được thống kê trong Bảng 4.1 [5].
Bảng 4 1 Đặc trưng của nền đường sử dụng đất mỏ Dương Cấm và các lớp địa chấtnền tự nhiên
Các chỉ tiêu Lớp đất đắp Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4
Lực dính đơn vị [kPa] 14,4 8 10 10 10
Góc ma sát trong [độ] 13,93 22 24 25 25
Góc ma sát trong biểu kiến [độ] 6,12 10 5 10 5
Hệ số thấm bão hòa [m/hr] 0,075 0,04 0,03 0,025 0,02 Độ ẩm thể tích bão hòa [m 3 /m 3 ] 0,45 0,35 0,35 0,30 0,25
Thông số đường cong SWCC được thực nghiệm(chương3) từ mỏDươngCấm đượcsửdụngcholớpđấtđắp,cáclớpnềntừ1–4sửdụngcácđườngcongSWCCứng vớimỗiloạiđấtđượctíchhợpsẵntrongmôhìnhSEEP/W.Địachất[Mặtcắtđịachấtlỗ khoanởphụlụcIII]củacáclớpnềnnhưsau:
- Lớp1:Sétítdẻomàunâuvàng,xámvàng,xámghi,trạngtháidẻomềmđếndẻo cứng – đất cấp 3, dày 2.7m đến5.8m
- Lớp 2: Cát hạt trung, kết cấu xốp – đất cấp 3, dày 1.9m đến6.7m
- Lớp 3: Sét ít dẻo màu nâu vàng, xám vàng, xám nâu, lẫn dăm sạn, trạng tháinửa cứng đến cứng – đất cấp 4, dày 4.7m đến9.1m
- Lớp 4: Sét bột kết/đá phiến sét/cát bột kết màu xám vàng, xám nâu, xám đen … phong hóa vừa đến mạnh, nứt nẻ vừa đến mạnh – Đá cấp 4 nhóm3 ĐườngcongmẫuSWCCđượcxâydựngchotừnglớpvậtliệunềnđườngvàlớpđịachất,phụ thuộc độ bão hòa và hệ số thay đổi thể tích nước Hàm thấm được xây dựng chotừngloạiđấttheođườngconghàmlượngnướccăncứhệsốthấmbãohòa,hàmlượng nước dư và đường cong SWCC của loại đất tương ứng [78] Đường cong SWCC xây dựng cho lớp sét pha cát (lớp đất đắp nền) được biểu thị trên Hình 4.3(a) trong khi hàm thấm của lớp này được chỉ ra trên Hình4.3(b).
Hình 4 3 Đường cong đặc trưng đất – nước (a), và khả năng thấm (b) của lớp đấtđắp nền mỏ Dương Cấm (Lớp sét pha cát)
Môhìnhnềnđườngđượcsửdụngđểnghiêncứucóchiềucao23,42mtínhtừgốc tọa độ của mô hình hay ở độ cao 6,58 m kể mặt đất, (Hình 4.4) Mực nước ngầm được khaibáoởđộsâu3,4mkểtừmặtđất.Mựcnướctheotầnsuấtthiếtkế1%ởđộcao2,77 m tính từ chân taluy nền đường Lưới phi cấu trúc với kích thước phần tử lưới là 0,2 m với 42010 nút và 41539 phầntử.
Hình 4 4 Mô hình phân tích ổn định nền đường đoạn cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi,đoạn thuộc huyện Đại Lộc - Quảng Nam, lý trình KM 24+980 (khai báo mô hình nền đường đắp; các điều kiện biên mực nước ngầm, biên mực nước thiết kế và biên mưa)
Ban đầu khi chưa có mưa, mực nước ngầm 1-2-3 ở độ sâu 3,4 m kể từ mặt đất Dòng thấm ổn định do chênh lệch mực nước lũ thiết kế và mực nước ngầm được phân tích khi mực nước lũ là 2,91 m, áp dụng cho các biên 8-9-10-11, còn các biên 4-5-6-7-8 là tự do Kết quả này được sử dụng làm điều kiện đầu vào để tiếp tục phân tích dòng thấm không ổn định khi có mưa Lúc này, các biên 1-2-3-4 là tự do, biên 8-9-10-11 vẫn là biên mực nước thiết kế 19,85 m, còn các biên 4-5-6-7-8 là biên mưa.
TậpIV:Hồsơtínhtoánthủyvăn”[5],sốliệuthốngkêlượngmưalớnnhấtthờiđoạn60phúttạitrạmĐàNẵn gtrongthờigiantừnăm1986-2010(24năm)đượcsửdụngđểxây dựng đường cong IDF dự báo lượngmưatrong 60 phút tương ứng với tần suất thiết kế 1% Kết quả sử dụng hàm phân phối chuẩn (Lognormal) dự báo lượngmưatrong thờiđoạn60phútứngvớitầnsuấtthiếtkế1%ápdụngchomôhìnhnghiêncứuổnđịnhnền đường.
Bảng 4 2 Các kịch bản nghiên cứu ổn định nền đường
TT Kịch bản tính toán
Cường độ mưa (mm/h) Các điều kiện
1 KB1 0,12 Phân phối đều; mưa 24h
2 KB2 0,12 Phân phối đều và phân phối chuẩn; mưa 72h
3 KB3 0,144 Phân phối đều và phân phối chuẩn; xét đến kịch bản BĐKH; mưa 72h
Mô hình phân bố mưa đều và chuẩn được sử dụng để đánh giá ảnh hưởng của nước đối với đặc tính vật lý cơ học của đất, cũng như độ ổn định của nền đường Các kết quả phân tích về sự thấm không ổn định theo thời gian được tích hợp vào phần mềm SLOPE/W để thực hiện phân tích độ ổn định sườn theo phương pháp cân bằng giới hạn của Bishop với điều kiện biên Entry–Exit.
Qua việc phân tích các dữ liệu thực đo tại trạm Đà Nẵng với các trận lũ lịch sử trong các năm 2007, 2009 và 2013 tác giả nhận thấy sự phù hợp giữa các kịch bản với môhìnhmưadiễnratrongthựctếlàmôhìnhphânphốimưachuẩn(Central)trongthời đoạndài(3ngày,5ngàyvà7ngày) Phântíchnhậnđịnhcáctrậnlũlớn,đặcbiệtlớnvà lũ lịch sử hầu hết có dạng phân bố mưa lớn tập trung giữa thời đoạn Các trận mưa có phân bố lệch thường là những trận mưa nhỏ (Phụ lụcVI)
Mô hình phân phối mưa đều24h a Sự thay đổi của áp suất nước lỗrỗng
Môhìnhsốbốtrí04mặtcắttheophươngthẳngđứngđểquantrắcsự thayđổicủaápsuấtnướclỗrỗngnhậnđượctrongquátrìnhmôphỏng,baogồm:mặtcắtthẳngđứngquati mđườngđắp,cácmặtcắtthẳngđứngquavainềnđườngbêntráivàbênphải,mặtcắt thẳng đứng gần chân taluy bên trái của nền đường đắp Bốn vị trí mặt cắtn à y đượcbố trí để xem xét sự bổ sung nước do mưa và dòng thấm ảnh hưởng như thế nàođếnsựthayđổicủaápsuấtnướclỗrỗngcủanềnđườngvàcáclớpđịachấtcấutạonềnđường.Kết quả mô phỏng nhận được cho thấy, tại thời điểm chưa có mưa, dòngthấmổnđịnh,kếtquảphânbốápsuấtnướclỗrỗngtrongđấtlàtuyếntínhtheochiềucaovàhoàntoànp hùhợpvớiđườngbãohòa.Tạiđườngbãohòa,lựcnướclỗrỗngbằngkhông(Hình 4.5 (a), (b), (c) và (d)).
Khicósựbổsungnướcdomưathấmvàođất,tăngcườnghàmlượngnướctrong đất, kết quả làm dâng mực nước ngầm đáng kể theo thời gian Kết cấu nền đường đắp đượcliêntụcbổsungnướctạonêndòngthấmkhôngổnđịnh.Kếtquảnhậnđượctrên các Hình 4.5 (a), (b), (c) và (d) tại các vị trí mặt cắt khác nhau đều cho thấy, áp suất nướclỗrỗngvớilớpvậtliệuởdướiđườngbãohòavẫntuântheoquyluậttuyếntínhvà ổn định theo thời gian Đối với lớp vật liệu phía trên đường bão hòa, áp suất nước lỗ rỗngtăngdần,donướcđượcbổsungliêntụcvàolớpvậtliệu.Vớicườngđộmưakhông đổi, áp suất nước lỗ rỗng tăng dần theo thời gian (Hình 4.5 (a), (b), (c) và(d)). Ở thời điểm 0h phân bố áp suất nước lỗ rỗng là thuỷtĩnh ở tất cả các vị trí mặt cắt được khảo sát trong mô hình Ban đầu khi chưa có mưa (t=0), dòng thấm có áp trong đất là dòng ổn định được gây bởi gradient thuỷ lực Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong đất theo chiều sâu được phân chia thành hai vùng: vùng có giá trị dương thay đổi từ 0 đến185,055kPa(mặtcắtquatimđường),từ0đến165,24kPa(mặtcắtvaiđườngtrái), từ 0 đến 185,05 kPa (mặt cắt vai đường phải), từ 0 đến 155,55 kPa (mặt cắt chân taluy đườngtrái).
Khi chưa mưa (t = 0), áp suất nước lỗ rỗng trong đất có giá trị bằng không tại các điểm thuộc đường bảo hoà và có các độ cao sau tính từ đáy lớp nền thứ 4: 19,01m (mặt cắt tim đường), 16,98m (mặt cắt vai đường bên trái), 19,04m (mặt cắt vai đường bên phải) và 15,55m (mặt cắt chân taluy trái).
Hình 4 5 Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kếthợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa (a) Mặt cắt tim đường, (b) Mặt cắt vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 1
Khu vực nằm trên đường bão hoà ở tất cả các mặt cắt có áp suất nước lỗ rỗng âm dothờiđiểmnàyt=0nướcchưađượcbổsungvào,hệsốổnđịnhmáidốcthờiđiểmnày là lớn nhất và có giá trị là 1,86 (hình4.9).
Kết luậnchương4
Kết quả phân tích ổn định tổng thể của nền đường bằng mô phỏng số của FEMcó xu hướng giảm theo thời gian khi nước được bổ sung liên tục vào kết cấu nền đường đắp do mưa Nhìn chung mô hình phân phối mưa chuẩn có hệ số ổn định tổng thể giảm muộntheothờigiansovớimôhìnhphânphốimưađềuvàphùhợphơnsovớiđiềukiện mưa thực tế.
Phân tích FEM chỉ ra rằng lực hút dính tỉ lệ nghịch với hệ số thấm Quá trình thấm kết hợp với sự gia tăng nước mưa làm tăng áp suất nước ở vùng không bão hòa, giảm sức chống cắt của đất, gây nguy cơ bất ổn toàn bộ nền đường.
MôhìnhsốkếthợpDEM–PFVmàtácgiảnghiêncứuứngdụngđãphảnánhđược cấu trúc nội tại cơ học vi mô của quan hệ hạt đất, nước và không khí trong vùng đất không bão hoà do vai trò của lực hút dính/mao dẫn đối Đã xác định được hệ số thấm cục bộ là một hàm của hình học không gian lỗ rỗng thực tế - một mạng lưới các lỗrỗng đượckếtnốitrongđấtkhôngbãohoàphảnảnhđượcsựkhôngđảmbảoantoànổnđịnh bên trong cấu trúc nền đường đắp gây ra xói mòn cục bộ Nghiên cứu nàygóp phần mở ra khả năng có hiệu quả trong việc sử dụng mô hình hoá để đánh giá ứng xử vi mô mà các nghiên cứu vĩ mô về đặc trưng cơ học của đất trong mô hình FEM còn đểlại.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Các kết quả đạt được củaLuậnán
Mục tiêu của luận án là nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà và phân tích sự ổn định của nền đường đắp thuộc khu vực duyên hải miền Trung Việt Nam Xuất phát từ cơ sở lý thuyết về các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà, kết hợp với điều kiện trang thiết bị có sẵn, tác giả tiến hành thực nghiệm xác định các đặc trưng cơ học của mẫu đất không bão hoà tại khu vực nghiên cứu để làm thông số đầu vào cho việc phân tích ổn định tổng thể công trình nền đường đắp Ứng dụng kết hợp các module SEEP/W (phân tích dòng thấm khôngổn định theo thời gian) với module SLOPE/W (phân tích ổn định mái dốc) cho phép tác giả phân tích sự ổn định tổng thể của nền đường đắp tại khu vực nghiên cứu theo thời gian Sự ổn định lún cố kết, dòng thấm tại các vị trí cục bộ được mô phỏng bằng mô hình DEM–PFV Kết quả của mô hình số được phân tích, đánh giá và so sánh với kết quả tính toán/thực nghiệm của các tác giả khác làm cơ sở cho việc xác nhận khả năng dự báo của mô hình DEM.
Một số kết quả đạt được của luận án, cụ thể được tóm tắt như sau:
- Tổng quan được đặc điểm về địa hình, khí hậu và các tính chất cơ lý khu vực nghiêncứuduyênhảimiềnTrungvàcácnghiêncứutrênthếgiớivềđấtkhôngbãohòa, nhữngtồntạikhókhăncủalĩnhvựcnghiêncứu.Tácgiảđãđềxuấtđượcsơđồtiếpcận và hướng nghiêncứu.
- Việc nghiên cứu ứng dụng cơ sở lý thuyết các phương trình xác định các đặc trưngcơhọccủađấtkhôngbãohòa,cácmôhìnhvàphầnmềmứngdụngphântíchtính ổn định của nền đường đắp đã làm sáng tỏ quá trình tínhtoán.
- Kếtquảthựcnghiệmdựatrênhaiphươngphápđãxácđịnhđượcbộthôngsốđầu vào thể hiện vai trò của nước thông qua quan hệ đặc trưng cơ học như đường cong đặc trưngđất– nước,đườngcongquanhệgiữahệsốthấmvàlựchútdính,cườngđộchống cắt phụ thuộc vào lực hút dính với 2 mỏ đất thuộc khu vực duyên hải miềnTrung.
- Từbộthôngsốđầuvào,tiếnhànhphântíchổnđịnhvàđánhgiáđượcảnhhưởng củanướcđếnđặctrưngcơhọccũngnhưsựổnđịnhtổngthểcủanềnđườngđắptạikhu vực cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi bằng mô hình FEM.
- MôhìnhhìnhsốkếthợpDEM–PFVvàthuậttoánđượcứngdụngvàonghiên cứu sự ổn định lún cố kết, dòng thấm tại các vị trí cục bộ Kết quả mô phỏng nhận được từ môhìnhsốDEM-PFVđượcphân tích, đánhgiávà sosánhvớikếtquảtính toán/thực nghiệm củacác tácgiảkhác đãxácnhận sựphù hợpvà khảnăngdựbáocủa môhình DEMđể phân tíchcấutrúc nộitạicủa sự tươngtáchạt, nước vàkhítrong vùngkhông bão hoà đếnsự ổnđịnh cụcbộcủanền đườngđắp.
- Kết quả cho thấy việc ứng dụng các mô hình phân tích ổn định tổng thể (FEM) và cục bộ (DEM-PFV) sẽ giúp phân tích ổn định các giai đoạn thi công và khaithác.
Những đóng góp mới củaluậnán
Luận án đã cónhữngđóng góp vềkhoa họcvàthực tiễn thuộc khu vực duyênhải miềnTrung,cụ thể nhưs a u :
- Nghiên cứu được ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hoà thông qua việc xây dựng đường cong đặc trưng đất – nước, đường cong quan hệ giữahệsốthấmvàlựchútdính,cườngđộchốngcắtphụthuộcvào lựchútdínhhaylực mao dẫn của nước đối với 2 mỏ đất thuộc khu vực duyên hải miềnTrung.
- Kết quả thí nghiệm các thông số cường độ chống cắt của đất theo sờ đồ cắt trực tiếpvàsơđồcắtcốkếtthoátnướctrênthiếtbịnénbatrục,chosựkhácbiệtkhôngđáng kểđãgợiýtacóthểdùngphươngphápcắttrựctiếpđểxácđịnhbanđầuthôngsốcường độ chống cắt của đất không bão hoà trong điều kiện hạn chế về các thiết bị thí nghiệm tại ViệtNam.
Ứng dụng thành công phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) giúp phân tích ổn định tổng thể nền đường đắp; kết hợp mô hình số DEM–PFV giúp đánh giá ổn định thấm và lún cục bộ trên cơ sở kết quả thí nghiệm.
Kiếnnghị
- Bổsung thí nghiệm nghiên cứu các đặc trưngcơhọccủađất không bãohoà thôngquaviệcxâydựng đườngcong quan hệgiữa các đặc trưngcơ học vớicácmẫu đấtdọc tuyếntạikhu vực nghiêncứu để mở rộngkết quảphân tích;
- Bổsungkếtquảquantrắcthựctế/tínhtoáncácđặctrưngcơhọccủa đấtđểmộtlần nữakhẳngđịnh lại vaitrò của FEM trongtính toán ổn địnhcho đấtmiền Trung so sánh vớikết quả phântích bằngphươngphápphầntử hữuhạn FEM làmcơ sởchoviệcxácnhận khảnăngdựbáo củamô hìnhF E M ;
- Nghiên cứukết nối giữa FEMvàDEM–PFVchoviệc môhìnhhóa và mô phỏngcác bàitoánliênquanđến ứngxử vĩ mô và vi môcủa đất không bãohoà dưới tác dụng củatảitrọng và biếnđổi khíhậu.
DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ
1 AnhTuan TONG, Nguyen Hoang Phuong LUONG “Numerical modelofhydro– mechanical couplingDEM–PFV andapplicationforsimulationofsettlementofsoil saturatedinembankmentsduetostatic loading”.CIGOS2019–Hà Nội– ViệtNam.ScopusQ4.Page(745-750).
2 LươngNguyễnHoàngPhương,TốngAnhTuấn.“Phươngphápphầntửrờirạcvà ứng dụng trong cơ học đất không bão hòa” Tạp chí cầu đường Việt Nam, số 10-2019, trang(24-29)
3 Lương Nguyễn Hoàng Phương, Tống Anh Tuấn “Tổng quan phương pháp phần tử rời rạc để mô phỏng ứng suất có hiệu trong đất chưa bão hòa” Tạp chí giao thông vận tải, Bộ Giao Thông Vận Tải, số 12-2019, trang(64-67).
4 Lương Nguyễn Hoàng Phương, Tống Anh Tuấn “Mô hình đàn hồi mô phỏng tương tác cơ học của vật liệu hạt” Kỹ yếu hội thảo ATIGB2019 - Tạp chí Đại học Đà Nẵng
5 Lương Nguyễn Hoàng Phương, Nguyễn Văn Linh “Tổng quan sử dụng phương pháp phần tử rời rạc mô phỏng thí nghiệm ba trục với mô hình tiếp xúc đàn hồi phi tuyến” Tạp chí cầu đường Việt Nam, số 5-2021, trang(14-17).
6 Lương Nguyễn Hoàng Phương,Nguyễn Văn Linh, Bùi Thị Thu Vĩ “Nghiên cứu một số phương pháp xác định mô đun biến dạng của đất” Tạp chí Xây dựng, số 10-
7 Lương Nguyễn Hoàng Phương, Trần Đình Nghiên, Tống Anh Tuấn “Nghiên cứu ảnhhưởngcủamưalớnkéodàicóxétđếnbiếnđổikhíhậuđếnsựổnđịnhcủamáitaluy nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền trung: mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W” Tạp chí Cầu đường Việt Nam, số 7–2023, trang(15-17).
TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng Việt
1 Bạch Quốc Tiến (2009) Dòng thấm trong đất không bão hoà In: Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng - số1(30).2009.
2 Bộ Tài nguyên và Môi trường (2020) Kịch bản biến đổi khí hậu và nước biển dâng cho ViệtNam.
3 FredlundDG,RahardjoH(1998)Cơhọcđấtchođấtkhôngbãohòa(Tập1,bản dịch Tiếng Việt), Nguyễn Công Mẫn (dịch và hiệu đính), Nguyễn Uyên (dịch) John Willey & Sons, Inc., New York, United States (1993), Nhà xuất bản Giáodục
4 FredlundDG,RahardjoH(1998)Cơhọcđấtchođấtkhôngbãohòa(Tập2,bản dịch Tiếng Việt), Nguyễn Công Mẫn (dịch và hiệu đính), Nguyễn Uyên (dịch) John Willey & Sons, Inc., New York, United States (1993), Nhà xuất bản Giáodục
5 Hồ sơ tính toán thủy văn (2013) Hồ sơ thiết kế bước Thiết kế kỹ thuật, TậpIV.
6 Lê Xuân Khâm (2011) Ảnh hưởng của lũ và lũ quét đến một số công trình giao thông nông thôn vùng duyên hải miền trung Tạp chí Khoa họcKỹthuật Thủy lợi và môitrường
7 NguyễnĐăngMậu,ThắngNV,KhiêmMV,LinhLN,HiệuNT(2016)NGHIÊN CỨU CHỈ
SỐ GIÓ MÙA MÙA HÈ CHO KHU VỰC VIỆT NAM Tạp chí Khí tượng Thuỷvăn
8 NguyễnĐìnhDũng(2021)Thínghiệmxácđịnhgradientthấmgiớihạncủađất In: Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường Accessed 3 Feb2023
9 Nguyễn Đức Hậu (2009) Nghiên cứu xác định đặc trưng mưa lớn ở các tỉnh duyênhảimiềntrung.Chuyênđề3.2.2thuộcđềtàinhánhcấpbộmãsốĐTĐL.2009/01
10 Nguyễn Thanh Quang (2021) Nghiên Cứu Sự Thay Đổi Tính Chất Cơ LýCủa ĐấtĐắpĐậpDoẢnhHưởngCủaDòngThấmTheoThờiGian.In:ThưViệnLuậnVăn Accessed 7 Jul2023
11 Nguyễn Thị Ngọc Hương (2013) Nghiên cứu ảnh hưởng của cường độ chống cắtđấtkhôngbãohòađếnsựổnđịnhđậpđất.LuậnánTiếnsĩKỹthuật,TrườngĐạihọc Thủylợi
12 Nguyễn Thị Ngọc Hương, Trịnh Minh Thụ (2013) Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm cắt trực tiếp Tạp chí Khoa họcKỹthuậtThủy lợi và môi trường94–99
13 Nguyễn Văn Thơ, Nguyễn Văn Tài (1994) Khái quát đặc điểm địa chất công trìnhvànguồnvậtliệuđắpđậpởkhuvựctừQuảngNam-ĐàNẵngđếnĐôngNamBộ Tuyển tập báo cáo Hội thảo khoa học sử dụng đất đắp đập miền Trung - Bộ Thủylợi.
14 Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh (2001) Sử dụng đất tại chỗ để đắp đập Tây Nguyên, Nam Trung Bộ và Đông Nam Bộ Nhà xuất bản Nôngnghiệp.
15 PhạmHuyDũng (2020) Nghiên Cứu Ảnh Hưởng Của Mưa Đến Ổn ĐịnhMái Dốc Đất Không Bão Hòa In: Thư Viện Luận Văn Accessed 2 Jan2023
16 PhạmQuangHưngTínhtoánổnđịnhmáidốccóxétđếnyếutốkhôngbãohòa của đất trong điều kiện Việt Nam Accessed 2 Jan2023
17 TCVN 13346:2021 (2021) Công trình phòng chống đất sụt trên đường ô tô - yêu cầu khảo sát và thiết kế In: Bộ Giao thông Vận tải Accessed 12 Feb2023
18 Ahmed EO, Elsharief AM, Zein AM (2022) Soil Water Characteristic Curve for Unsaturated Soils from Sudan Algerian Journal of Research and Technology (AJRT)6(2):30–37
19 Aitchison GD (1985) Relationships of Moisture Stress and Effective Stress Functions in Unsaturated Soils Golden Jubilee of the International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering: Commemorative Volume20
20 Aitchison GD, Donald IB (1955) Some preliminary studies of unsaturated soils: Papers for presentation to the 2nd Australia - New Zealand Conference onSoilMech and Fdn Engng, Christchurch, 1956 (includes RP13, RP14,RP16).
21 Alonso E, Gens A, Josa A (1990) A constitutive model for partially saturated soils Géotechnique40(3):405–430
22 Alonso E, Pereira J-M, Vaunat J, Olivella S (2010) A microstructurally based effective stress for unsaturated soils Géotechnique60:913–925
23 Alonso E, Pereira J-M, Vaunat J, Olivella S (2010) A microstructurally based effective stress for unsaturated soils Géotechnique60(12):913–925
24 ASTM D2325-68 (2000) Test Method for Capillary-Moisture Relationships for Coarse- and Medium-Textured Soils by Porous-Plate Apparatus.doi:10.1520/D2325-68R00
25 ASTM D2850 Standard Test Method for Unconsolidated-Undrained TriaxialCompressionTest on Cohesive Soils Accessed 20 Dec2022
26 ASTM D3152-72 (2000) ASTM D3152 - Standard Test Method forCapillary- Moisture Relationships for Fine-Textured Soils by Pressure-Membrane Apparatus | Engineering360 https://standards.globalspec.com/std/826260/ASTM
27 ASTM D4767-04 Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial Compression Test for Cohesive Soils Accessed 15 Dec2022
28 ASTM D6836-02 Standard Test Methods for Determination of the Soil Water Characteristic Curve for Desorption Using a Hanging Column Pressure Extractor, ChilledMirrorHygrometer,and/orCentrifuge,AnnualbookofASTMStandards,West
29 ASTM D6836-02 (2002) Test Methods for Determination of the SoilWaterCharacteristic Curve for Desorption Using Hanging Column, Pressure Extractor, Chilled Mirror Hygrometer, or Centrifuge doi:10.1520/D6836-02
30 ASTM D7181 Standard Test Method for Consolidated Drained Triaxial Compression Test for Soils Accessed 20 Dec 2022
31 Aurenhammer F (1991) Voronoi diagrams -a survey of a fundamental geometric data structure ACM Comput Surv23(3):345–405
32 AzmiM,MohdYusoffS,MuhdH,HezmiM(2016)SoilWaterCharacteristic Curves (SWCCs) of Mining Sand Electronic Journal of Geotechnical Engineering 21:6987
33 BiotMA(1941)Generaltheoryofthree-dimensionalconsolidation.Journalof Applied Physics12(2):155–164
34 BISHOP, A (1960) Factors controlling the strength of partly saturated cohesive soils Research Conference on Shear Strength of cohesive Soils503–532
35 Bishop AW, Alpan I, Blight GE, Donald IB (1960) Factors controlling the shear strength of partly saturated cohesive soils Proceedings of the Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils503–532
36 Bishop AW, Bjerrum L (1960) The principle of effective stress Norges Geotekniske Inst.,Oslo
37 Bishop AW, Blight GE (1963) Some Aspects of Effective Stress in Saturated and Partly Saturated Soils Géotechnique13(3):177–197
38 Bishop AWT, Donald IB (1961) Experimental study of partly saturated soilin the triaxial apparatus.
39 Bonilla O, Rafael R (2004) Numerical Simulations of Undrained Granular Media Doctoral Thesis, University ofWaterloo
40 Bryant S, Blunt M (1992) Prediction of relative permeability in simple porous media Phys Rev A46(4):2004–2011
41 Budhu M (1966) In Reply: BEHAVIOUR THERAPY The British Journal of Psychiatry doi:10.1192/bjp.112.483.211-a
42 BURLAND JB (1965) Some Aspects of the Mechanical Behaviour ofPartySaturated Soils Moisture Equilibria and Moisture Changes in Soils beneath Covered Areas270–278
43 Catalano E, Chareyre B, Barthélémy E (2014) Pore-scale modeling of fluid- particles interaction and emerging poromechanical effects: PORE-SCALE MODELING OF FLUID-PARTICLES INTERACTION Int J Numer Anal Meth Geomech38(1):51–71
44 ChandlerR,KoplikJ,LermanK,WillemsenJF(1982)Capillarydisplacement and percolation in porous media Journal of Fluid Mechanics119:249
45 Chao Yuan (2016) Pore-scale modeling and hydromechanics of partially saturated granular materials - Archive ouverte HAL https://theses.hal.science/tel- 01504376/ Accessed 12 Jan2023
46 Chareyre B, Cortis A, Catalano E, Barthélemy E (2012) Pore-Scale Modeling of Viscous Flow and Induced Forces in Dense Sphere Packings Transp Porous Med 92(2):473–493
47 Chareyre B, Cortis A, Catalano E, Barthélemy E (2012) Pore-Scale Modeling of Viscous Flow and Induced Forces in Dense Sphere Packings Transp Porous Med 92(2):473–493
48 ChowdhuryRK,BeechamS(2010)Australianrainfalltrendsandtheirrelation to the southern oscillation index Hydrological Processes24(4):504–514
49 Cividini A, Gioda G (2004) Finite-Element Approach to the Erosion and Transport of Fine Particles in Granular Soils International Journal of Geomechanics 4(3):191–198
50 Cundall, P A and Strack ODL Cundall & Strack (1979) A discretenumerical model for granularassemblies.pdf.
51 Cundall PA, Strack ODL (1979) A discrete numerical model for granular assemblies Géotechnique29(1):47–65
52 Daliri F (2011) A Review of theoretical and experimental methods tomeasure coefficient of permeability of unsaturated soils Electronic Journal of Geotechnical Engineering 16/U:1665–1677
53 Dawson A (2009) Water in road structures: Movement, drainage and effects. doi:10.1007/978-1-4020-8562-8
54 Di Maio FP, Di Renzo A (2005) Modelling Particle Contacts in Distinct Element Simulations: Linear and Non-Linear Approach Chemical Engineering Research and Design83(11):1287–1297
55 Di Renzo A, Di Maio FP (2004) Comparison of contact-force models for the simulation of collisions in DEM-based granular flow codes Chemical Engineering Science59(3):525–541
56 D.Y.F H, Fredlund D (1982) Increase in strength due to suction for two Hong Kongsoils.
57 Fredlund D (1979) Second Canadian Geotechnical Colloquium: Appropriate concepts and technology for unsaturated soils Canadian Geotechnical Journal - CAN GEOTECH J16:121–139
58 Fredlund D (2006) Unsaturated Soil Mechanics in EngineeringPractice.
59 Fredlund, D.G., and Rahardjo H (1986) Theoretical context for understanding unsaturated residual soil behaviour International Journal of Rock MechanicsandMining Sciences & Geomechanics Abstracts23(1):A8
60 Fredlund D, Krahn J (2011) Comparison of slope stability methods Canadian Geotechnical Journal14:429–439
61 Fredlund DG, Morgenstern NR (1976) Constitutive Relations for Volume Change in Unsaturated Soils Canadian Geotechnical Journal13(3):261–276
62 Fredlund DG, Morgenstern NR (1977) Stress State Variables for Unsaturated Soils Journal of the Geotechnical Engineering Division103(5):447–466
63 Fredlund D, Morgenstern N, Widger R (1978) The Shear StrengthofUnsaturated Soils Canadian Geotechnical Journal15:313–321
64 Fredlund DG, Morgenstern NR, Widger RA (1978) The shear strengthofunsaturated soils Canadian Geotechnical Journal15(3):313–321
65 Fredlund DG, Pham HQ (2006) A Volume-Mass Constitutive ModelforUnsaturated Soils in Terms of Two Independent Stress State Variables doi: 10.1061/40802(189)4
66 Fredlund DG, Rahardjo H (1993) An overview of unsaturated soil behavior. Proceeding of ASCE Convention, Dallas, Geotechnical Special Publication39:1–31
67 Fredlund DG, Rahardjo H (1993) An overview of unsaturated soil behavior. ASCE Specialty Series on Unsaturated Soil Properties31
68 Fredlund DG, Rahardjo H, Fredlund MD (2012) Theory to Practice of Unsaturated Soil Mechanics Unsaturated Soil Mechanics in Engineering Practice1–28
69 Fredlund DG, Rahardjo H, Fredlund MD (2012) Unsaturated Soil Mechanics in Engineering Practice, 1st edition Wiley-Interscience, Hoboken,N.J
70 FredlundDG,RahardjoH,GanJKM(1987)Non-linearityofstrengthenvelope for unsaturatedsoils.pdf.
71 FredlundDG,RahardjoH,GanJ(1987)Non-linearityofstrengthenvelopefor unsaturatedsoils.ProceedingsoftheSixthInternationalConferenceonExpansiveSoils, New Delhi, India, December 1-301:49–54
72 Fredlund DG, Xing A (1994) Equations for the soil-water characteristiccurve. 31:12
73 Fredlund DG, Xing A, Huang S (1994) Predicting the permeability function forunsaturatedsoilsusingthesoil-watercharacteristiccurve.CanGeotechJ31(4):533– 546
74 Gan JKM, Fredlund DG, Rahardjo H (1988) Determination of the shear strength parameters of an unsaturated soil using the direct shear test Canadian Geotechnical Journal25(3):500–510
75 Gan J, Fredlund D, Rahardjo H (1988) Determination of the shear strength parameters of an unsaturated soil using the direct shear test Canadian Geotechnical Journal25(3):500–510
76 Gao Y, Sun D, Zhou A, Li J (2020) Predicting Shear Strength of Unsaturated SoilsoverWideSuctionRange.InternationalJournalofGeomechanics20(2):04019175
77 Gens A (2010) Soil–environment interactions in geotechnical engineering. Géotechnique60(1):3–74
78 GEO-SLOPE International Ltd (2014) Stability Modeling withSLOPE/W
2014 Version An Engineering Methodology, Fourth Edition
79 Gofar N (2014) Unsaturated Shear Strength of Coarse Grained andFineGrained Tropical Residual Soil Proceedings of Annual Science Meeting Indonesia geotechnical Eng Society pg257-262
80 Guo N, Zhao J (2016) Parallel hierarchical multiscale modelling of hydro- mechanical problems for saturated granular soils Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering305:37–61
81 Hu Z, Yang ZX, Guo N, Zhang YD (2022) Multiscale modeling of seepage- induced suffusion and slope failure using a coupled FEM–DEM approach Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering398:115177
82 Huang S, Barbour SL, Fredlund DG (1998) Development and verification ofa coefficient of permeability function for a deformable unsaturated soil Can Geotech J 35(3):411–425
83 Huang S, Fredlund DG, Barbour SL (1998) Measurement of the coefficientof permeability for a deformable unsaturated soil using a triaxial permeameter Can Geotech J35(3):426–432
84 Jennings JEB, Burland JB (1962) Limitations to the Use of Effective Stresses in Partly Saturated Soils Géotechnique12(2):125–144
85 Jeong S, Lee K, Kim J, Kim Y (2017) Analysis of Rainfall-InducedLandslide on Unsaturated Soil Slopes Sustainability9(7):1280
86 Karl Terzaghi RBP and GM Terzaghi, K Peck R - Soil Mechanics in Engineering Practice.pdf.
87 Ke L, Takahashi A (2012) Strength reduction of cohesionless soil due to internal erosion induced by one-dimensional upward seepage flow Soils and Foundations52(4):698–711
88 Khalili N, Khabbaz MH (1998) A unique relationship for χ for the determination of the shear strength of unsaturated soils Géotechnique48(5):681–687
89 KhaliliN,KhabbazH(2002)Auniquerelationshipforχforthedetermination of the shear strength of unsaturated soils Géotechnique52:76–77
90 Khalili N, Loret B (2001) An elasto-plastic model for non-isothermal analysis offlowanddeformationinunsaturatedporousmedia:formulation.InternationalJournal of Solids andStructures38(46–47):8305–8330
91 KhaliliN.,GeiserF.,BlightG.E.(2004)EffectiveStressinUnsaturatedSoils: Review with New Evidence International Journal of Geomechanics4(2):115–126
92 Kim J, Tchelepi HA, Juanes R (2011) Stability and convergence of sequential methods for coupled flow and geomechanics: Fixed-stress and fixed-strain splits. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering200(13):1591–1606
93 Kristo C, Rahardjo H, Satyanaga A (2017) Effect of variations in rainfall intensity on slope stability in Singapore International Soil and Water Conservation Research5(4):258–264
94 Labra CA, Oủate Ibỏủez de Navarra E, Rojek J (2012) Advances inthed e v e l o p m e n t o f t h e d i s c r e t e e l e m e n t m e t h o d f o r e x c a v a t i o n p r o c e s s e s , 1 s t e d I n t e r n a t i o n a l C e n t e r f o r
95 Lai Z, Chen Q, Huang L (2020) Fourier series-based discrete element method for computational mechanics of irregular-shaped particles Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering362:112873
96 Lambe, T.W and Whitman RV Lambe_WhitmanLivro_Soil_Mechanics.pdf.
97 Leong EC, Rahardjo H (1997) Review of Soil-Water CharacteristicCurveEquations.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering123(12):1106–1117
98 Leong EC, Rahardjo H (1997) Permeability Functions for Unsaturated Soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering123(12):1118–1126
99 Leong EC, Rahardjo H (1997) Review of Soil-Water Characteristic Curve Equations.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering123(12):1106–1117
100 Li X, Zhang S, Duan Q (2020) Effective hydro-mechanical material properties and constitutive behaviors of meso-structured RVE of saturated granular media Computers and Geotechnics127:103774
101 Loret B, Khalili N (2000) A three-phase model for unsaturated soils. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics 24(11):893–927
102 Lu N, Likos WJ (2008) Unsaturated Soil Mechanics, 1 edition Wiley
103 Ma J, Wu K, Jiang Z, Couples GD (2010) SHIFT: An implementation for lattice Boltzmann simulation in low-porosity porous media Phys Rev E81(5):056702
104 Mašín D (2009) Predicting the dependency of degree of saturation on void ratioa n d s u c t i o n u s i n g e f f e c t i v e s t r e s s p r i n c i p l e f o r u n s a t u r a t e d s o i l s I n t e r n a t i o n a l
Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics 34:73–90
105 Matyas EL, Radhakrishna HS (1968) Volume Change Characteristics of Partially Saturated Soils Géotechnique18(4):432–448
106 Nuth M, Laloui L (2008) Effective stress concept in unsaturated soils: Clarificationandvalidationofaunifiedframework.InternationalJournalforNumerical and Analytical Methods in Geomechanics32(7):771–801
107 Oda M (1972) Initial Fabrics and their Relations to Mechanical Properties of Granular Material Soils and Foundations12(1):17–36
108 Oh WT, Vanapalli SK (2010) Influence of rain infiltration on the stability of compacted soil slopes Computers and Geotechnics37(5):649–657
109 Princen HM Capillary Phenomena in Assemblies of Parallel Cylinders.13
110 Queiroz R Manual of Soil Laboratory Testing Vol.1 K H.Head.
111 RahardjoH,OngT,RezaurR,LeongE(2007)FactorsControllingInstability of Homogeneous Soil Slopes under Rainfall Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering - J GEOTECH GEOENVIRON ENG doi: 10.1061/(ASCE)1090- 0241(2007)133:12(1532)
112 Rahardjo H, Satyanaga A, Leong EC (2012) Unsaturated soil mechanics for slope stabilization Geotechnical Engineering43(1):48–58
113 Rahimi A, Rahardjo H, LeongE-C(2011) Effect of Antecedent Rainfall Patterns on Rainfall-Induced Slope Failure Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 137(5):483–491
114 Rahimi M, Shafieezadeh A (2020) Coupled backward erosion piping and slope instability performance model for levees Transportation Geotechnics24:100394
115 SagitaningrumFH,BahsanE(2017)Parametricstudyontheeffectofrainfall pattern to slope stability MATEC Web Conf101:05005
116 Schnellmann R, Rahardjo H, R Schneider H Controlling parameter for unsaturated soil property functions: validated on the unsaturated shear strength. Accessed 1 Feb2023
117 Scholtès L, Hicher P-Y, Sibille L (2010) Multiscale approaches to describe mechanical responses induced by particle removal in granular materials Comptes Rendus Mécanique 338(10):627–638
118 Schrefler BA (1984) The finite element method in soil consolidation.P h D ,
119 SchreflerB,BolzonG,ZienkiewiczO(1996)Elasto-plasticconstitutivelaws generalised to partially saturated states Geotechnique46:279–289
120 ShenP,ZhangLM,ChenHX,GaoL(2017)Roleofvegetationrestorationin mitigating hillslope erosion and debris flows Engineering Geology216:122–133
121 Sheng D Constitutive modelling of unsaturated soils: Discussion of fundamental principles.22
122 Sheng D, Gens A, Fredlund DG, Sloan SW (2008) Unsaturated soils:From constitutive modelling to numerical algorithms Computers and Geotechnics35(6):810–824
123 Sheng D, Gens A, Fredlund D, Sloan S (2008) Unsaturated soils:Fromconstitutive modelling to numerical algorithms Computers and Geotechnics35:810–824
124 Sibille L, Lominé F, Poullain P, Sail Y, Marot D (2015) Internal erosioningranular media: direct numerical simulations and energy interpretation. Hydrological Processes29(9):2149–2163
125 Sillers WS, Fredlund DG, Zakerzadeh N (2001) Mathematical attributes of some soil—water characteristic curve models In: Toll DG (ed) UnsaturatedSoilConcepts and Their Application in Geotechnical Practice Springer Netherlands, Dordrecht, pp243–283
126 TahaH,NguyenN-S,MarotD,HijaziA,Abou-SalehK(2022)ADEMstudy oftheeffectofthelossoffineparticlesonthemechanicalbehaviorofgap-gradedsoils.
Geomechanics for Energy and the Environment31:100305
127 Take W, Bolton M, Wong P, Yeung F (2004) Evaluation of landslide triggering mechanisms in model fill slopes Landslides1:173–184
Unsaturated Soils - Proceedings of the 5th International Conference on Unsaturated Soils1:113–136
129 TERZAGHIK(1936)Theshearingresistanceofsaturatedsoilsandtheangle between the planes of shear.First international conference on soil Mechanics, 19361:54–59
130 Tong AT (2014) Modélisation micromécanique des couplages hydromécaniques et des mécanismes d’érosion interne dans les ouvrages hydrauliques.phdthesis, Université deGrenoble
131 Tong A-T, Catalano E, Chareyre B (2012) Pore-Scale FlowS i m u l a t i o n s :
![Hình 1. 1. Cơ chế phá hoại mái dốc do mưa[112] - Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung](https://media.store123doc.com/figures/004/743/hinh-che-pha-hoai-mai-doc-mua-4743938.webp)
![Hình 1. 2. Sơ đồ phân chia các vùng không bão hoà – vùng mao dẫn – vùng bão hoàtrong kết cấu nền đắp[112] - Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung](https://media.store123doc.com/figures/004/743/hinh-do-phan-vung-vung-dan-hoatrong-dap-4743939.webp)
![Hình 1. 5. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất hạt thô do[116] - Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung](https://media.store123doc.com/figures/004/743/hinh-mat-hoai-mohr-coulomb-rong-dat-hat-4743940.webp)
![Hình 1. 7. Mặt cắt ngang nền đường đắp nhiều lớp không bão hoà do thấm của nướcmưa[142] - Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung](https://media.store123doc.com/figures/004/743/hinh-mat-cat-ngang-duong-dap-tham-nuocmua-4743941.webp)