Luận án tiến sĩ 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 c ấ p thi ế t c ủ a lu ậ n án

Miền Trung Việt Nam có điều kiện địa hình và khí hậu đặc trưng, với nắng nóng kéo dài và lượng bốc hơi lớn khiến đất đai khô cằn Tuy nhiên, khu vực này cũng thường xuyên phải đối mặt với bão lũ và mưa lớn, dẫn đến ngập lụt nghiêm trọng và thay đổi cấu trúc đất, gây thiệt hại nặng nề cho hạ tầng giao thông và các lĩnh vực khác Theo thống kê, lượng mưa trung bình hàng năm ở Miền Trung đạt hơn 2800mm, cao nhất cả nước, trong khi các khu vực khác chỉ từ 1200mm đến 1800mm Việt Nam nằm trong top 10 quốc gia dễ bị tổn thương nhất trước biến đổi khí hậu, và vùng Duyên hải Miền Trung là một trong những khu vực chịu ảnh hưởng nặng nề nhất do sự ấm lên toàn cầu và nguy cơ nước biển dâng.

Theo dự báo, đến năm 2050, khoảng 1,53% diện tích đất ven biển miền Trung Việt Nam, từ Thanh Hóa đến Bình Thuận, sẽ có nguy cơ bị ngập úng Các tuyến đường ven sông, đặc biệt là các cao tốc xây dựng trên địa hình đắp cao, đang đối mặt với nguy cơ ngập cục bộ do mưa lớn kéo dài và nước biển dâng Sự thay đổi khí hậu đã dẫn đến gia tăng mực nước ngập lụt, điều này đòi hỏi cần có đánh giá chính xác về sự ổn định của nền đường đắp trong khu vực này.

Các nền đường đắp bao gồm cả vùng bão hòa và không bão hòa, với sự biến đổi lớn do nhiệt độ, độ ẩm và tải trọng Nghiên cứu hiện tại chủ yếu tập trung vào đất bão hòa, trong khi các đặc tính cơ học của đất không bão hòa, như quan hệ ứng suất-biến dạng và cường độ chống cắt, có sự khác biệt đáng kể Hạn chế về thiết bị thí nghiệm cho đất không bão hòa là thách thức lớn cho nghiên cứu tại Việt Nam Trong cấu trúc nền đường, lớp đất dưới mặt đường và trên mực nước ngầm chứa một hàm lượng nước mao dẫn, và nước có thể được bổ sung từ mưa thấm qua.

Khu vực lớp đất nền đường đắp thường gặp phải tình trạng bão hòa không hoàn toàn, dẫn đến việc áp dụng lý thuyết cơ học đất bão hòa để phân tích ứng xử cơ học không còn phù hợp Hàm lượng nước trong đất và độ bão hòa của nó thay đổi theo không gian, phụ thuộc vào vị trí của lớp đất so với mực nước ngầm Thời gian bão hòa còn bị ảnh hưởng bởi sự di chuyển của nước dưới đất, thông qua các quá trình thấm, mao dẫn, cũng như bổ sung từ nước ngầm, mưa hoặc từ các khu vực khác.

Sự thay đổi độ ẩm và độ bão hòa của đất ảnh hưởng đến lực hút dính của đất không bão hòa, dẫn đến sự biến đổi các đặc trưng thủy lực và cơ học của đất như thấm, cường độ chống cắt, lún, biến dạng và sự ổn định của nền đường.

Nghiên cứu của Alonso và các cộng sự chỉ ra rằng khi bỏ qua ảnh hưởng của lực hút dính, hệ số an toàn tới hạn của mái dốc đứng nhỏ hơn 1,0, cho thấy mái dốc không ổn định Tuy nhiên, thực tế cho thấy mái dốc vẫn có thể ổn định, mặc dù nền đường được đánh giá là ổn định, nhưng sự tồn tại của một hoặc nhiều vị trí cục bộ không ổn định có thể dẫn đến hình thành dòng thấm Dòng thấm này mang theo các hạt, gây ra sự mất ổn định cục bộ, và theo thời gian, nền đường đắp từ ổn định có thể chuyển sang trạng thái mất ổn định.

Các nghiên cứu về đặc trưng cơ học của đất không bão hòa tại Việt Nam và trên thế giới chủ yếu tập trung vào việc xác định các đặc trưng cơ học hoặc thực nghiệm để cung cấp thông số đầu vào cho phần mềm phân tích ổn định nền đường đắp như Geo-Studio và Plaxis Tuy nhiên, chưa có nghiên cứu nào thực sự đi sâu vào bản chất và ứng xử của các đặc trưng cơ học thông qua phân tích cục bộ và tổng thể Do đó, cần thực hiện các thí nghiệm để xác định đặc trưng cơ học của đất tại khu vực duyên hải miền Trung, đồng thời đánh giá ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng này, kết hợp với mô hình số FEM để phân tích ổn định tổng thể và mô hình số DEM-PFV nhằm nghiên cứu tương tác cơ học của ba pha hạt – khí – nước trong cấu trúc hạt ở tỷ lệ vi mô của đất không bão hòa.

Để đáp ứng nhu cầu mở rộng hệ thống giao thông quốc gia và khu vực Miền Trung, cũng như đối phó với ảnh hưởng của biến đổi khí hậu và đảm bảo an toàn cho nền đường đắp, nghiên cứu này tập trung vào việc phân tích ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa Điều này nhằm cải thiện chất lượng nền đường đắp tại khu vực duyên hải.

3 hải miền Trung”được lựa chọn, góp phần nhỏ bé để giải quyết một phần bài toán ổn định nền đường đắp trong những tồn tại hiện nay.

M ụ c tiêu nghiên c ứ u

Nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm được thực hiện để xác định các thông số cơ học của đất không bão hòa tại khu vực duyên hải miền Trung Mục tiêu là cung cấp cơ sở cho việc phân tích ổn định tổng thể và cục bộ của nền đường đắp trong khu vực nghiên cứu.

Đối tượ ng và ph ạ m vi nghiên c ứ u

Đối tượ ng nghiên c ứ u

Đối tượng nghiên cứu là đất không bão hòa

Ph ạ m vi nghiên c ứ u

Nền đường đắp khu vực duyên hải miền Trung.

Ý nghĩa khoa họ c và th ự c ti ễ n

Ý nghĩa khoa học

Kết quả nghiên cứu của luận án làm rõ bản chất và các ứng xử cơ học của đất không bão hòa tại khu vực duyên hải miền Trung Nghiên cứu xác định bộ thông số cơ học của đất, bao gồm đường cong đặc trưng đất-nước và mối quan hệ giữa hệ số thấm, cường độ chống cắt với lực hút dính, từ đó phân tích ảnh hưởng của nước đến sự thay đổi các đặc trưng này.

Kết hợp mô hình số FEM (phần mềm Geo-Studio) và mô hình số DEM–PFV giúp phân tích ổn định tổng thể và mô phỏng cục bộ các vị trí trong nền đường đắp Phương pháp này nhằm giải quyết các cấu trúc cơ học vi mô còn tồn tại trong nghiên cứu ổn định nền đường đắp.

Ý nghĩa thự c ti ễ n

Nghiên cứu ảnh hưởng của các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa đến sự ổn định nền đường đắp là rất quan trọng Việc này cho phép lựa chọn mặt cắt và kích thước hợp lý, đảm bảo hiệu quả kỹ thuật và kinh tế trong tính toán và thiết kế công trình giao thông tại khu vực duyên hải miền Trung.

B ố c ụ c c ủ a lu ậ n án

Chương 1: Tổng quan về ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng cơ học của công trình nền đường đắp trong điều kiện không bão hoà, phân tích vai trò của nước trong việc ảnh hưởng đến tính chất cơ học của nền đường Bài viết cũng đề cập đến tình hình hiện tại và các yếu tố liên quan đến sự tương tác giữa nước và vật liệu nền, nhấn mạnh tầm quan trọng của việc hiểu rõ các đặc trưng này để đảm bảo độ bền và ổn định của công trình.

4 nghiên cứu các đặc trưng cơ lý của đất không bão hoà trong nước và trên thế giới

Chương 2: Cơ sở lý thuyết nghiên cứu về các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa tập trung vào việc nghiên cứu lý thuyết và phát triển mô hình số nhằm mô phỏng ứng xử cơ học của nền đường đắp trong điều kiện không bão hòa.

Chương 3 của bài viết tập trung vào nghiên cứu thực nghiệm nhằm xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa Nội dung chương này bao gồm giới thiệu thiết bị và phương pháp thí nghiệm để xác định đường cong đặc trưng đất – nước, cũng như mối quan hệ giữa cường độ chống cắt của đất không bão hòa và lực hút dính Bên cạnh đó, chương cũng đánh giá sự phù hợp của mô hình số đã phát triển, đồng thời kiến nghị so sánh với mô hình vật lý thí nghiệm nén ba trục tĩnh và mô hình số GeoStudio.

Chương 4 tập trung vào việc phân tích ảnh hưởng của các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa đến ổn định khối đắp nền đường Mô hình số được phát triển nhằm nghiên cứu ứng xử cơ học, bao gồm ứng suất - biến dạng, lún cố kết và thấm của nền đường đắp không bão hòa Nghiên cứu cũng áp dụng phân tích ổn định tổng thể cho nền đường đắp thực tế tại khu vực duyên hải miền Trung.

Tài liệu tham khảo và danh mục công bố của tác giả

TỔ NG QUAN V Ề NGHIÊN C Ứ U ẢNH HƯỞ NG C ỦA NƯỚ C ĐẾN CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌ C C Ủ A N ỀN ĐƯỜNG ĐẮP TRONG ĐIỀ U

T ổ ng quan các v ấn đề v ề đặc trưng cơ họ c c ủa đấ t không bão hòa

Sự dịch chuyển của đường áp suất nước lỗ rỗng gần mặt đất phụ thuộc vào thời gian bốc hơi và lượng nước thấm vào đất Khi thời gian bốc hơi kéo dài, đường áp suất nước có xu hướng dịch chuyển sang bên trái, trong khi khi có mưa, lượng nước thấm vào làm đường áp suất dịch chuyển sang bên phải Điều này dẫn đến việc thu hẹp vùng không bão hòa và giảm cường độ chống cắt, từ đó làm giảm hệ số ổn định của mái dốc.

Nghiên cứu của Fredlund chỉ ra rằng áp suất nước lỗ rỗng âm và lực hút dính có vai trò quan trọng trong việc tăng cường độ chống cắt của đất không bão hòa Các thiết bị đo áp suất nước lỗ rỗng âm đã được phát triển để đảm bảo độ chính xác trong nghiên cứu thực nghiệm Để phân tích ổn định mái dốc và nền đường không bão hòa, cần mở rộng trạng thái cân bằng giới hạn, xem xét các thành phần cường độ chống cắt của đất do áp suất nước lỗ rỗng âm gây ra.

1.2 Tổng quan về các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa

Tính nén lún, đường cong đặc trưng đất – nước (SWCC), hệ số thấm và cường độ chống cắt là những đặc trưng cơ bản của đất không bão hòa Đất bão hòa và không bão hòa có sự khác biệt rõ rệt về các đặc tính cơ học này Đường cong SWCC là thông số quan trọng trong cơ học đất không bão hòa, ảnh hưởng đến hệ số thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất Các thông số này là cần thiết để phân tích ứng xử cơ học và ổn định của khối đất không bão hòa khi nước mưa thấm vào mái dốc hoặc khối đắp Cường độ chống cắt của đất rất quan trọng trong phân tích địa kỹ thuật, bao gồm sức chịu tải của nền đường và sự ổn định của mái dốc hoặc khối đắp.

Cường độ chống cắt của đất không bão hòa khác biệt so với đất bão hòa do sự tác động của lực hút dính, đặc biệt trong các trường hợp đất không bão hòa.

Hệ số thấm và cường độ chống cắt là hai yếu tố quan trọng trong việc phân tích các bài toán thấm không ổn định, bao gồm thấm do nước mưa và sự ổn định của mái dốc theo thời gian khi có sự thay đổi về độ ẩm, áp suất nước lỗ rỗng và đường bão hòa của đất Các nghiên cứu trong lĩnh vực cơ học đất không bão hòa chủ yếu tập trung vào ba vấn đề chính: sự thay đổi thể tích, sự thay đổi cường độ chống cắt của đất và dòng thấm trong môi trường rỗng của kết cấu đất.

1.2.1 Tính nén lún – biến đổi thể tích

Sự xuất hiện của pha nước trong đất không bão hòa làm thay đổi các đặc trưng cơ học của đất, ảnh hưởng đến độ ẩm và độ bão hòa Nước chiếm một phần hoặc toàn bộ thể tích rỗng, dẫn đến thay đổi áp suất nước lỗ rỗng, giảm sức chịu tải và sức kháng cắt của đất Sự thay đổi này cũng ảnh hưởng đến khả năng thấm trong điều kiện tải trọng và gradient thủy lực không đổi Tóm lại, pha nước tác động đến biến dạng lún và lún cố kết thấm của nền đường, làm tăng nguy cơ mất ổn định của khối đất, dẫn đến các hiện tượng như lún, nứt, sạt trượt và xói ngầm trong các công trình đất đắp.

Sự thay đổi thể tích của vật liệu đất/hạt không bão hòa có thể do biến động của ứng suất giới hạn bên hoặc sự thay đổi nội tại của chất lỏng, như sự thay đổi ma trận lực hút dính Biến đổi thể tích này có thể được thể hiện qua biến dạng hoặc thông qua chuyển vị tương đối giữa các pha trong khối vật liệu, chẳng hạn như 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 và biến dạng

Trong cơ học đất cổ điển, Terzaghi (1936) đã giới thiệu khái niệm ứng suất hiệu quả cho đất bão hòa, thiết lập nguyên lý cơ bản cho nghiên cứu môi trường đất này Biot (1941) mở rộng khái niệm của Terzaghi với lý thuyết lún cố kết, tập trung vào đất bão hòa mà không tính đến pha khí Ngược lại, ứng xử của đất không bão hòa phức tạp hơn, với trạng thái ứng suất khác biệt so với đất bão hòa Nghiên cứu vật liệu đất không bão hòa gặp khó khăn do cần xem xét ảnh hưởng của hàm lượng nước và quy luật thay đổi thể tích nén/nở của vật liệu.

Theo lý thuyết của Terzaghi, biến trạng thái ứng suất của đất bão hòa có thể được biểu diễn dưới dạng phương trình: w r u

Trong đó  r là ứng suất hiệu quả,  là ứng suất tổng, và u w là áp suất nước lỗ rỗng

Việc mở rộng khái niệm ứng suất hiệu quả của Terzaghi cho vật liệu đất không bão hòa là cần thiết và thực tiễn Nhiều nghiên cứu đã nỗ lực phát triển biểu thức tương tự như (1.1), trong đó các kiến nghị đưa ra biến ứng suất có hiệu đơn hoặc biến trạng thái ứng suất Bishop (1960) và Bishop cùng cộng sự (1963) là những người tiên phong trong việc đề xuất biểu thức này.

Áp suất khí lỗ rỗng (u a) và tham số bão hòa () là hai yếu tố quan trọng trong việc xác định ứng suất hiệu quả trong môi trường đất Tham số , được gọi là tham số ứng suất hiệu quả, có giá trị bằng 1 cho vật liệu đất bão hòa và bằng 0 cho vật liệu khô Các nghiên cứu của Aitchison và Donald (1956) đã đề xuất các biểu thức mô tả sự chuyển tiếp từ trạng thái bão hòa hoàn toàn đến không bão hòa Việc xác định tham số  và mối quan hệ của nó với hàm lượng nước trong đất là cần thiết để tính toán ứng suất hiệu quả trong đất không bão hòa Nghiên cứu của Bishop và Donald (1960) cùng với Bishop và Blight (1963) đã thực nghiệm và xác nhận tính chính xác của phương trình liên quan đến đất rời và đất được đầm nén.

Hình 1 4 Quan hệ giữa tham số ứng suất hiệu quả  và độ bão hòa với các loại đất khác nhau [106] , [138]

Nhiều nghiên cứu thực nghiệm trước đây tập trung vào việc xác định mối quan hệ giữa  và độ bão hòa s w Hình 1.4 minh họa nhiều mối quan hệ khác nhau giữa  và s w, cho thấy sự đa dạng trong các tương tác này.

Có nhiều loại đất khác nhau với phạm vi rộng, và các đường cong cho thấy xu hướng của độ ẩm  thay đổi theo độ bão hòa s w Mặc dù một số nghiên cứu đã đề xuất các biểu thức quan hệ thực nghiệm, vẫn chưa tìm thấy tương quan duy nhất giữa  và s w Schrefler (1984) đã đưa ra quan hệ thực nghiệm đầu tiên dưới dạng biểu thức đơn giản.

Các tác giả đã nhấn mạnh rằng không có một mối quan hệ duy nhất nào để mô tả phạm vi độ bão hòa từ s w = 20% đến 80% Aitchison và các cộng sự (1985) đã giới thiệu một biểu thức gần đúng để giải quyết vấn đề này.

Trong đó s e biểu thị lượng khí tham gia vào lực hút dính và  là hằng số thay đổi từ 0,3 đến 0,35.

Nghiên cứu của Khalili và cộng sự (2004) cho thấy rằng  có thể xác định mối quan hệ giữa ứng suất hiện tại và ứng suất trước đó Họ đề xuất xây dựng tương quan đồ thị giữa  và tỷ số của ma trận lực hút dính so với lượng khí tham gia vào lực hút dính.

(2002) [89] kiến nghị quan hệ sau đây:

Khái niệm ứng suất hiệu quả đã đạt được một số kết quả trong việc mô tả độ bền kháng cắt của vật liệu đất không bão hòa, nhưng vẫn chưa thành công lớn trong việc mô phỏng ứng xử cơ học chung của loại vật liệu này Jennings và Burland (1962) đã chỉ ra rằng nguyên lý ứng suất hiệu quả không đủ để giải thích hiện tượng sụt/nén phá hủy trong giai đoạn gia tải/dỡ tải đối với đất không bão hòa Nhiều thí nghiệm lún cố kết trên các mẫu đất không bão hòa cho thấy tất cả các mẫu đều sụt/nén phá hủy khi ngập nước, làm giảm lực hút dính, và đúng hơn là mẫu nở ra khi chịu tác động của ứng suất chính có hiệu quả.

11 tác giả đã kết luận về sự không phù hợp để kết hợp  u a  và  u a u w  trong một biểu thức [42], [62], [105]

Ảnh hưở ng c ủa nước đến đặc trưng cơ họ c c ủ a n ền đường đắ p ở Vi ệ t

Nam và ở khu vực duyên hải miền Trung

Hoàn lưu khí quyển ở Việt Nam là phần của hoàn lưu gió mùa châu Á, nơi giao tranh giữa các hệ thống gió mùa Nam Á, Đông Á và Đông Nam Á Việt Nam thường xuyên chịu ảnh hưởng của nhiễu động nhiệt đới, với khoảng 13–16 cơn bão đổ bộ hàng năm, trong đó 8–10 cơn bão tập trung vào miền Trung Đặc điểm của hệ thống sông miền Trung là độ dốc lớn và dòng chảy tập trung nhanh, với mùa kiệt kéo dài và mùa lũ ngắn nhưng mạnh, chiếm 70% tổng lưu lượng hàng năm Thiên tai gần đây gia tăng tần suất và cường độ, gây thiệt hại lớn về người và cơ sở hạ tầng Mưa lớn kết hợp với tải trọng khai thác dẫn đến xói ngầm và sụt lún nền đường, làm mất ổn định kết cấu Đặc biệt, trong mùa mưa lũ, gradient thủy lực xuất hiện, tạo ra dòng thấm trong thân nền đường, gây nguy cơ xói ngầm và mất ổn định công trình.

Mưa là yếu tố chính làm tăng nguy cơ mất ổn định cho mái dốc và nền đường đắp Khu vực miền Trung, với địa hình đặc thù, thường xuyên chịu ảnh hưởng của các hiện tượng mưa bất thường Nước mưa thấm vào đất, dẫn đến sự gia tăng độ ẩm, từ đó làm giảm độ bền của kết cấu đất.

Tăng độ bão hòa của đất dẫn đến áp suất nước lỗ rỗng tăng, làm giảm lực hút dính và sức chống cắt của đất, gây mất ổn định cho mái dốc và nền đường Điều này được minh họa qua hình ảnh taluy âm bị sạt lở nặng trên cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi tại KM20+.

315 vào tháng 11/2017 (Đoạn thuộc Huyện Đại Lộc –Tỉnh Quảng Nam)

Hình 1 6 Sạt lở tại Km 20 + 315 trên tuyến cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi (tháng

Mái dốc thường có xu hướng giảm độ dốc để đảm bảo tính ổn định Mất ổn định của mái dốc và nền đường xảy ra khi có sự dịch chuyển và phá hoại do các lực như trọng lượng bản thân, tải trọng khai thác và áp suất dòng thấm Để tính toán ổn định mái dốc, cần xem xét tác động kết hợp của các lực này Sự di chuyển của khối đất có thể xảy ra do phá hoại theo mặt phẳng hoặc mặt cong khi ứng suất trong đất giảm cục bộ Phương pháp phân tích ổn định mái dốc thường dựa trên nguyên lý cân bằng giới hạn dẻo, trong đó sự trượt của khối đất bắt đầu khi biến dạng tiếp tục nhưng ứng suất không đổi Nghiên cứu của Jian-feng Zhu và cộng sự (2019) cho thấy mưa là nguyên nhân chính làm mực nước ngầm dâng cao, giảm lực hút dính và tăng trọng lượng đơn vị của đất, dẫn đến giảm ổn định mái dốc không bão hòa Sự mất ổn định này trong thời kỳ ẩm ướt ngày càng phổ biến và gia tăng do biến đổi khí hậu Fredlund và Rahardjo (1998) chỉ ra rằng lực hút dính ma trận rất quan trọng cho ổn định của sườn dốc không bão hòa và phụ thuộc vào điều kiện môi trường thực tế.

Hình 1 7 Mặt cắt ngang nền đường đắp nhiều lớp không bão hoà do thấm của nước mưa [142]

Khi mái dốc mất ổn định, mặt trượt có thể xuất hiện dưới nhiều dạng khác nhau, như mặt cầu trong không gian 3 chiều hoặc mặt trụ trong không gian 2 chiều Sự cố trượt mái khối đắp có thể xảy ra cục bộ hoặc trên một phạm vi nhất định Để đảm bảo an toàn, phân tích ổn định mái dốc thường được xem xét dưới dạng bài toán phẳng, với mặt trượt là mặt phẳng, mặt trụ hoặc sự kết hợp giữa hai dạng này Phương pháp đơn giản nhất, được đề xuất bởi Cullmann (1866), là sử dụng một mặt phẳng dài vô hạn đi qua chân mái dốc, tuy nhiên phương pháp này có xu hướng đánh giá quá cao điều kiện ổn định Các mặt trượt phức tạp hơn, như mặt cong, cung cấp kết quả gần hơn với thực tế nhưng yêu cầu thời gian tính toán lâu hơn Mặt trượt trụ tròn với mặt cắt ngang là cung tròn thường được áp dụng trong tính toán thiết kế, trừ trường hợp có lớp đá cứng hoặc lớp đất yếu bên dưới nền đường, khi đó cần sử dụng mặt trượt có dạng phức tạp.

Thời gian mưa kéo dài và lượng mưa lớn làm nước thấm sâu vào đất, mở rộng vùng bão hòa và giảm cường độ chống cắt của đất, dẫn đến giảm hệ số ổn định của mái dốc nền đường Sự mất ổn định của mái dốc/nền đường dễ xảy ra hơn khi cường độ và thời gian mưa tăng Vì vậy, việc phân tích sự ổn định của khối đắp không bão hòa dựa trên các thông số của đất không bão hòa là rất cần thiết và đáng được nghiên cứu.

1.4 Tổng quan tình hình nghiên cứu các đặc trưngcơ học của đất không bão hòa trên thế giới và ở Việt Nam

1.4.1 Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa trên thế giới

Trước năm 1950, các nghiên cứu về đặc trưng cơ học của đất không bão hòa đã được khởi xướng, nhưng chủ yếu chỉ tập trung vào dòng mao dẫn Nghiên cứu này áp dụng mô hình ống mao dẫn, như được minh họa trong hình 1.2 của mục.

1.1 Hướng tiếp cận này gặp khó khăn đểđạt 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

Một số phương trình ứng suất hiệu quả cho đất không bão hòa đã được giới thiệu và đề xuất Nghiên cứu của Fredlund và Mongensten (1976) đã đưa ra cách tiếp cận các biến trạng thái ứng suất độc lập.

Các phương trình mô tả sự thay đổi thể tích, cường độ chống cắt và khả năng thấm của đất không bão hòa đang ngày càng được công nhận rộng rãi trong lĩnh vực địa kỹ thuật Để xác định các đặc tính cơ học của đất không bão hòa, cần phải thực hiện quy trình thử nghiệm nghiêm ngặt.

Các nghiên cứu ban đầu về đất không bão hòa đã được thực hiện để xác định mối quan hệ giữa độ ẩm và lực hút dính của các lớp đất này Sau đó, các nhà khoa học địa kỹ thuật đã mở rộng và phát triển nghiên cứu này, ứng dụng vào lĩnh vực địa kỹ thuật môi trường.

Nghiên cứu về thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất không bão hòa đã tiến bộ đáng kể, đáp ứng yêu cầu thực tế trong địa kỹ thuật Các bài toán thực tế với điều kiện biên phức tạp đã được nghiên cứu và giải quyết, cho phép tính toán thấm và cường độ chống cắt cho vùng đất phía trên đường bão hòa.

Các nghiên cứu đã được tổng hợp thành sách về cơ học đất không bão hòa, trong đó "Cơ học đất không bão hòa" của D G Fredlund và H Rahardjo, xuất bản năm 1993, là tài liệu đầu tiên hệ thống hóa các vấn đề liên quan Tài liệu này hiện nay được sử dụng phổ biến, giúp tiếp cận và giải quyết các vấn đề địa kỹ thuật.

Các phần mềm tính toán địa kỹ thuật như Geo–Studio và Plaxis, dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn, đã được phát triển gần đây để mô phỏng ổn định khối đất trong các điều kiện biên khác nhau Chúng hỗ trợ cả đất bão hòa và không bão hòa, giúp kỹ sư lựa chọn giải pháp thiết kế hợp lý cho các bài toán thực tế.

Nghiên cứu và ứng dụng các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà đóng vai trò quan trọng trong việc phân tích ổn định, thiết kế và thi công công trình nền đường đắp Việc hiểu rõ tính chất của loại đất này giúp cải thiện độ bền và an toàn cho các công trình xây dựng.

V ấn đề còn t ồ n t ạ i c ủ a các nghiên c ứ u trên th ế gi ớ i và Vi ệ t Nam

Nghiên cứu về đất không bão hòa đã bắt đầu từ cuối thế kỷ 19, tập trung vào việc phát triển các phương trình xác định đặc trưng cơ học Hiện nay, các phần mềm như Geo-studio và Plaxis được sử dụng để phân tích ổn định nền đường đắp một cách toàn diện Các mô hình số kết hợp DEM-PFV cũng đã được phát triển để mô phỏng hành vi cơ học vi mô trong cấu trúc đất không bão hòa Tại Việt Nam, nghiên cứu về cơ học đất không bão hòa đang ngày càng phổ biến, đặc biệt là việc phân tích ổn định nền đường đắp bằng mô hình số và phần mềm địa kỹ thuật Tuy nhiên, do hạn chế về thực nghiệm, nhiều phân tích vẫn giả định nền đường đắp trong điều kiện bão hòa, điều này chưa hoàn toàn hợp lý do khó khăn trong thiết bị thí nghiệm và tính phức tạp của quá trình thực hiện.

Cho đến nay, có rất ít các nghiên cứu đề cập đến khu vực duyên hải miền Trung

Khi xem xét ổn định tổng thể của mái dốc, mặc dù mái dốc có thể hoạt động ổn định, nhưng trong nền đường đắp, sự tác động của dòng thấm có thể dẫn đến mất ổn định lún hoặc thấm cục bộ, ảnh hưởng đến sự ổn định tổng thể của nền đường Do đó, việc nghiên cứu thiết bị thí nghiệm và xây dựng quy trình xác định đặc trưng cơ học của đất không bão hòa tại khu vực duyên hải miền Trung là cần thiết, nhằm tạo cơ sở cho các nghiên cứu tiếp theo Để đánh giá mức độ ổn định, cần phát triển mô hình số cho vị trí cục bộ để mô tả các đặc tính cơ học của đất không bão hòa dưới tác động tải trọng và biến mưa, kết hợp với phân tích ổn định tổng thể bằng phương pháp phần tử hữu hạn FEM (phần mềm Geo Studio).

Hình 1 10 Sơ đồ tiếp cận nghiên cứu của luận án

CƠ SỞ LÝ THUY Ế T NGHIÊN C Ứ U V Ề CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌ C C ỦA ĐẤ T KHÔNG BÃO HÒA

Cơ sở lý thuy ết xác định các đặc trưng cơ họ c c ủa đấ t không bão hòa25 1 Các bi ế n tr ạ ng thái ứ ng su ấ t c ủa đấ t

2.1.1 Các biến trạng thái ứng suất của đất

Theo lý thuyết của Terzaghi, biến trạng thái ứng suất của đất bão hòa dưới mực ngầm, cụ thể là dưới đoạn AB như được chỉ ra trong hình 1.2, có thể được mô tả bằng một phương trình.

Trong đó  r là ứng suất hiệu quả khi có sự tham gia của nước,  là ứng suất tổng và u w là áp suất nước lỗ rỗng

Khi nước được bổ sung vào nền đường đắp, mực nước ngầm sẽ dâng lên từ vị trí AB đến A’B’ (hình 1.2), dẫn đến sự thay đổi trong độ bão hòa của đất.

(1955) [20], Bishop (1960) [36], Bishop và cộng sự (1963) [37] đề nghị biểu thức ứng suất của đất khu vực không bão hoà:

Áp suất khí lỗ rỗng (u a) và tham số phụ thuộc vào độ bão hòa là những yếu tố quan trọng trong nghiên cứu về trạng thái ứng suất của đất không bão hòa Nghiên cứu của Fredlund (1979) và Fredlund cùng Rahardjo (1987) chỉ ra rằng tổ hợp các biến dạng trạng thái ứng suất (σ - u a) và (u a - u w) là cách mô tả hiệu quả nhất cho trạng thái ứng suất của đất không bão hòa Trong đó, ứng suất pháp tổng được phân tách thành hai phần độc lập: thành phần (σ - u a) thể hiện trạng thái hoàn toàn khô và thành phần (u a - u w) khi có sự tham gia của nước, với áp suất khí lỗ rỗng được coi là áp suất khí quyển Dạng đầy đủ của ứng suất cho đất không bão hòa có thể được diễn đạt qua hai tenxơ ứng suất độc lập, phù hợp với các điều kiện của phân tố đất trong vùng không bão hòa.

26 hoà như được chỉ ra trong hình 2.1 ta có:

Hình 2 1 Các thành phần ứng suất của một phân tốđất không bão hòa: (a) biến trạng thái ứng suất độc lập; (b) ứng suất hiệu quả [102]

2.1.2 Đường cong đặc trưng đất nước

Nước mưa liên tục bổ sung vào đất làm thay đổi độ ẩm ( w) và tăng áp suất nước lỗ rỗng (u w), dẫn đến giảm lực hút dính của đất (u a - u w) Ngược lại, khi xảy ra quá trình bốc hơi, lực hút dính sẽ thay đổi theo chiều ngược lại Do đó, lực hút dính của đất (u a - u w) phụ thuộc vào lượng nước có trong đất ( w) Đường cong biểu diễn mối quan hệ giữa lực hút dính và độ ẩm được gọi là đường cong đặc trưng đất – nước, với dạng đường cong SWCC được thể hiện trong hình 2.2.

Sự thay đổi của lực hút dính ảnh hưởng đến dòng thấm trong môi trường rỗng, tham gia vào phương trình chống cắt của đất, dẫn đến sự thay đổi sức kháng cắt của đất Đường cong đặc trưng đất – nước được chia thành ba vùng: Vùng I (vùng bão hòa) là nơi đất vẫn bão hòa bất kể áp suất nước lỗ rỗng âm; Vùng II (vùng chuyển tiếp) là nơi hàm lượng nước giảm nhanh chóng khi lực hút dính tăng, bị ảnh hưởng bởi kích thước và phân bố lỗ rỗng; Vùng III (tàng dư) là khu vực tiếp theo trong quá trình này.

Vào ngày 27, sự gia tăng đáng kể về lực hút dính sẽ gây ra sự thay đổi không đáng kể trong hàm lượng nước, dẫn đến sự không liên tục của pha nước trong khu vực này, một lĩnh vực ít được chú ý trong địa kỹ thuật Hai giá trị biên phân chia giữa các vùng bao gồm giá trị không khí đi vào (AVE), đại diện cho lực hút dính tại điểm không khí bắt đầu xâm nhập vào khoảng trống lớn nhất của đất, đánh dấu sự chuyển đổi giữa cơ học đất bão hòa và không bão hòa, được xem là thông số quan trọng nhất từ đường cong đặc trưng cho sự hút nước (SWCC) Giá trị thứ hai là lực hút dính dư (RSV), biểu thị lực hút dính tương ứng với độ ẩm dư, cho thấy lực hút dính khi sự thoát nước trong các lỗ rỗng của đất bắt đầu giảm và nước bốc hơi.

Hình 2 2 Đường cong đặc trưng đất–nước [32]

Hình dạng của đường cong giữ nước (SWCC) và các tham số của đất chịu ảnh hưởng lớn từ sự phân bố kích thước hạt và loại đất Khi kích thước hạt trở nên mịn hơn, giá trị không khí đi vào tăng và độ dẻo của đất cũng tăng theo Độ dốc của vùng chuyển tiếp cao hơn ở vật liệu thô, dẫn đến lực hút dính thấp hơn so với đất hạt mịn Nghiên cứu của Lu và cộng sự (2007) cùng Vanapalli và cộng sự (1999a) cho thấy chỉ số dẻo (PI) có mối liên hệ chặt chẽ với hàm lượng mịn của đất, khi PI tăng, khả năng giữ nước và tốc độ khử bão hòa cũng tăng, làm cho SWCC trở nên phẳng hơn Do đó, việc xác định đường cong đặc trưng đất – nước cho loại đất trong khu vực nghiên cứu là cần thiết và sẽ được trình bày chi tiết trong 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 xác định:

Các phương trình phổ biến thể hiện mối quan hệ giữa lực hút và độ ẩm chuẩn hóa bao gồm phương trình của Van Genuchten (1980) và phương trình của Fredlund và Xing (1994).

Phương trình Van Genuchten (1980) là công cụ phổ biến nhất để dự đoán hệ số thấm tương đối dựa trên đường cong đặc trưng của đất – nước, sử dụng ba tham số không đổi.

Fredlund và Xing (1994) đã đề xuất phương trình để mô tả đường đặc tính nước của đất:

Trong nghiên cứu về đất, các thông số quan trọng bao gồm , a, n, m, trong đó  đại diện cho lực hút dính,  là độ ẩm thể tích chuẩn hóa, e là cơ số tự nhiên, và C() là tham số hiệu chỉnh, với giá trị C(ψ) xấp xỉ bằng một tại mức lực hút dính thấp.

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:

Trong đó: a1, a2, a3, a4, a5, a6, a7, b1, b2 - các hằng số;  - lực hút dính;  - độ ẩm thể tích chuẩn hóa

Qua đánh giá một số phương trình xác định đường cong SWCC, Leong và Rahardjo nhận xét rằng hai phương trình Van Genuchten (1980) [132], Fredlund và Xing

Năm 1994, nghiên cứu cho thấy kết quả khá sát với số liệu thí nghiệm, tuy nhiên phương trình của Fredlund & Xing mô phỏng đường cong SWCC tốt hơn so với phương trình của Van Genuchten, với hệ số C(Ψ) phù hợp hơn với dữ liệu thực nghiệm Leong và Rahardjo (1997) đã đề nghị rằng hệ số hiệu chỉnh C(Ψ) là không đổi.

 Cách xác định các hằng số a, m, n và hệ số hiệu chỉnh C    trong phương trình của

Trong thí nghiệm xác định đường SWCC, các hằng số a, m, n và hệ số hiệu chỉnh C được xác định Dữ liệu thí nghiệm cho thấy độ ẩm thể tích giảm về 0 khi lực hút của đất đạt giá trị tối đa khoảng 10^6 kPa, tức là độ ẩm thể tích chuẩn hóa trở thành giá trị âm nếu θw nhỏ hơn θr Khi đó, độ ẩm thể tích chuẩn hóa Θ được biểu diễn bằng θ/θs Phương trình của Fredlund & Xing sẽ được áp dụng trong bối cảnh này.

Điểm uốn của đường cong SWCC được xác định bởi tọa độ (i, θi), trong đó lực hút tương ứng với độ ẩm thể tích dư là Ψr Độ dốc của đường tiếp tuyến tại điểm uốn được ký hiệu là s, và Ψp là giao điểm của đường tiếp tuyến với trục lực hút dính.

Có thể nhận thấy rằng C(1000000) bằng 0 Tại điểm giới hạn ở đó  bằng 10 6 kPa,

30 độ ẩm thể tích  w tính theo công thức (2.7) bằng 0 C    xấp xỉ bằng 1 trong phạm vi giá trị lực hút thấp

Các kết quả số liệu cho thấy công thức (2.7) thường cung cấp một xấp xỉ chính xác cho  khi áp suất lớn hơn 1500 kPa, với giá trị nằm trong một khoảng nhất định.

2.1.2.2 Phương pháp thực nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước Đường cong đặc trưng đất-nước có thể xác định bằng phương pháp thí nghiệm áp suất trong phòng thí nghiệm, ứng dụng kỹ thuật tịnh tiến trục xác định lực hút dính [11],

Mô hình s ố mô ph ỏng đấ t không bão hòa- phương pháp phầ n t ử h ữ u

Phương pháp phần tử hữu hạn là một phương pháp số hiệu quả, được áp dụng rộng rãi trong kỹ thuật hiện nay Phương pháp này chia miền xác định thành nhiều phần tử nhỏ, kết nối với nhau tại các điểm biên gọi là nút Tại mỗi nút của phần tử, các giá trị được xác định bằng các hàm xấp xỉ, được gọi là bậc tự do và là các ẩn số cần tìm trong bài toán.

Hình 2 8 Rời rạc hoá miền tính toán của phương pháp FEM

Phương pháp FEM (Phương pháp phần tử hữu hạn) được phát triển dựa trên nghiên cứu đặc tính cơ học của các phần tử có độ cứng giới hạn, nhằm thiết lập hệ phương trình đại số thể hiện mối quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị tại từng nút Qua việc giải hệ phương trình này, ta có thể xác định được chuyển vị của các nút và từ đó tính toán ứng suất biến dạng của phần tử.

Trong đó [B] là ma trận liên hệ giữa biến dạng {} và chuyển vị của phần tử gồm n nút {}n

Phương trình tổng quát của phương pháp phần tử hữu hạn như sau:

Ma trận độ cứng tổng thể [Ke] được hình thành bằng cách kết hợp các ma trận độ cứng phần tử trong toàn miền R, bao gồm m phần tử.

Trong đó, {} là véc tơ chuyển vị toàn bộ nút và {} là véc tơ lực tác dụng Độ chính xác của kết quả phụ thuộc vào khả năng của mô hình trong việc mô tả hành vi ứng xử thực tế của đất, cùng với kinh nghiệm của kỹ sư địa kỹ thuật trong việc áp dụng các điều kiện biên hợp lý Phương pháp FEM có ưu điểm vượt trội so với phương pháp tính toán truyền thống, cho phép mô phỏng ảnh hưởng của yếu tố thời gian đến sự biến đổi của áp suất nước lỗ rỗng và ứng xử dưới tải trọng động Đặc biệt, FEM không yêu cầu giả thiết trước về cơ chế phá hoại hay hành vi ứng xử của bài toán cần xem xét.

Ngày nay, sự phát triển của máy tính đã thúc đẩy việc áp dụng rộng rãi phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) trong các bài toán địa kỹ thuật Tuy nhiên, FEM vẫn chưa đủ khả năng để hiểu rõ bản chất ứng xử cơ học của đất không bão hòa ở tỷ lệ cục bộ và vi mô Do đó, việc nghiên cứu và tìm kiếm các phương pháp mới để nghiên cứu ứng xử cơ học của đất không bão hòa là rất cần thiết.

Mô hình số Geo Studio, được phát triển bởi công ty Geo-Slope International tại Canada, đang được ứng dụng rộng rãi tại Việt Nam để phân tích ổn định của mái dốc và nền đường Phần mềm này cho phép đánh giá sự ổn định của các khối đất tự nhiên và nhân tạo một cách hiệu quả.

Phần mềm GeoSlope được xây dựng dựa trên một số lý thuyết tính ổn định mái

Có nhiều phương pháp tính toán trong lĩnh vực địa kỹ thuật, bao gồm phương pháp Ordinary (Fellenius), phương pháp Bishop đơn giản hóa, phương pháp Janbu đơn giản hóa, phương pháp Spencer, phương pháp Morgenstern-Price, phương pháp cân bằng tổng quát Gle và phương pháp ứng suất phần tử hữu hạn Sự khác biệt cơ bản giữa các phương pháp này nằm ở giả thiết liên quan đến lực tiếp tuyến và pháp tuyến giữa các dải Ngoài ra, nhiều hàm số mô tả quan hệ giữa các lực tác động giữa các cạnh của các dải được sử dụng trong các phương pháp Gle và Morgenstern-Price, với tính chặt chẽ toán học cao Geo-Slope cung cấp nhiều phương pháp tính toán khác nhau để người dùng có thể lựa chọn phương pháp phù hợp nhất với bài toán của mình.

2.3 Mô hình số mô phỏng đất không bão hòa - phương pháp phần tử rời rạc kết hợp với thể tích lỗ rỗng hữu hạn (DEM – PFV) Đất không bão hòa là hỗn hợp ba pha bao gồm nước lỗ rỗng (pha lỏng), không khí

Áp suất chất lỏng, bao gồm áp suất nước và áp suất không khí, cùng với sức căng bề mặt giữa các pha (pha khí và pha rắn), tạo ra các lực bổ sung gọi là lực mao dẫn cho các hạt Điều này dẫn đến ứng xử cơ học của đất không bão hòa trở nên rất phức tạp so với đất khô hoặc đất bão hòa hoàn toàn.

2.3.1 Giới thiệu phương pháp phần tử rời rạc

Phương pháp DEM – PFV phân tích môi trường đất không bão hòa thành ba pha: đất, khí và nước, với các tương tác cơ học giữa chúng Cundall & Strack (1979) là những người tiên phong trong lĩnh vực này Gần đây, các mô hình DEM – PFV đã được kiểm chứng qua các thí nghiệm thực tế, cho thấy sự phù hợp và tính chính xác của mô hình với kết quả thực nghiệm.

Ban đầu, phương pháp DEM được ứng dụng mô phỏng cho vật liệu địa kỹ thuật

Mô hình này đã chứng minh hiệu quả trong việc giải quyết các vấn đề địa kỹ thuật, bao gồm lún cố kết, thấm và ổn định cục bộ của nền đường đắp, đặc biệt trong điều kiện chịu tác động của tải trọng và dòng thấm.

Mô hình số DEM - PFV là phần mềm mã nguồn mở, phát triển tại Lab 3SR, sử dụng ngôn ngữ C++ và Python, chạy trên hệ điều hành Linux Phần mềm này cho phép nghiên cứu các hành vi cơ học của cấu trúc nền đường không bão hoà, bao gồm lún cố kết, thấm và sự ổn định cục bộ.

Dưới tác động của tải trọng và dòng thấm, đất xuất hiện hai loại tương tác cơ học: giữa các hạt và giữa hạt với khí – nước Lực tương tác giữa hai hạt khi tiếp xúc bao gồm hai thành phần: thành phần pháp tuyến và thành phần tiếp tuyến Các thành phần lực này được xác định trong giới hạn đàn hồi và tỉ lệ với biến dạng đàn hồi của hạt.

Về mặt thuỷ lực, cấu trúc đất bị biến dạng do dòng thấm di chuyển trong các lỗ rỗng giữa các hạt dưới tác dụng của áp suất mao dẫn Lực tương tác giữa các hạt và thành phần áp suất nước thuỷ động cũng ảnh hưởng đến mỗi hạt, được mô tả trong mục 2.3.4.2 và hình 2.16.

Thuật toán của phương pháp phân tích động lực học rời rạc (DEM) được thực hiện theo từng bước thời gian, trong đó lực tổng hợp tác động lên mỗi hạt bao gồm ba thành phần: lực tương tác giữa các hạt, áp suất mao dẫn do lực hút giữa hạt, khí và nước, cùng với trọng lực của hạt Các lực này được tính toán và cập nhật ở mỗi bước thời gian Định luật II Newton sau đó được áp dụng để xác định vị trí mới của từng hạt trong bước thời gian tiếp theo Thuật toán lặp lại được sử dụng trong phương pháp DEM như đã trình bày trong hình 2.9.

Hình 2 9 Các bước tính toán của phương pháp DEM

Ổn đị nh mái d ố c

Khi nước thấm vào mái dốc, hàm lượng nước trong đất và mực nước ngầm thay đổi, ảnh hưởng đến trọng lượng, lực hút ma trận, ứng suất hiệu quả và độ ổn định của mái dốc Hiểu rõ các điều kiện vật lý trong mái dốc khi xảy ra hư hỏng là cần thiết để đánh giá và dự đoán chính xác tình trạng của chúng.

Hiện nay, mức độ ổn định của mái dốc đất được đánh giá qua hệ số an toàn, với phân tích ổn định mái dốc trở thành công cụ quan trọng trong việc xác định hệ số an toàn cho mái dốc tự nhiên và nhân tạo Nhiều phương pháp tính toán đã được phát triển, bao gồm phương pháp cân bằng giới hạn, phương pháp phân tích giới hạn và phương pháp phân tích số.

Mô hình tính toán ổn định theo phương pháp cân bằng giới hạn là phương pháp phổ biến nhất trong phân tích sự ổn định của khối đất trượt Phương pháp này chia khối đất trượt thành các cột đất thẳng đứng với chiều rộng b, mỗi cột được xem như một vật rắn nguyên khối đặt trên khung trượt Khi khối trượt đạt trạng thái cân bằng giới hạn, tất cả các cột đất cũng ở trạng thái này, do đó, việc phân tích lực để tính toán ổn định sẽ được thực hiện cho từng cột đất.

Phương pháp này dựa trên nguyên lý tĩnh học, tập trung vào cân bằng lực và mô men mà không xem xét sự dịch chuyển trong khối đất Tính toán được thực hiện dựa trên giả thuyết mặt trượt của khối trượt dạng trụ tròn, điều này vừa phù hợp với thực tế vừa đơn giản trong quá trình tính toán Mức độ ổn định của mái dốc được đánh giá thông qua hệ số an toàn ổn định F s, là tỷ số giữa mô men các lực giữ M g (lực chống trượt như lực dính và ma sát trong đất) và mô men các lực gây trượt M t (bao gồm tải trọng ngoài, trọng lượng bản thân khối trượt và áp suất nước).

Hệ số an toàn chống trượt F s phụ thuộc vào cấp bậc công trình và được xác định theo quy phạm Mái dốc thường không đồng nhất do các chỉ tiêu cơ lý như góc ma sát trong, lực dính, và dung trọng riêng của đất khác nhau giữa phần nằm dưới và trên đường bão hòa Ngoài ra, mái dốc còn chịu tác động từ nhiều ngoại lực gây trượt như lực thấm và áp suất lỗ rỗng Ứng suất hiệu quả tại đáy khối trượt thay đổi theo mặt trượt do áp suất nước lỗ rỗng biến động trong khối đất đắp và nền Mặc dù mô hình tính toán này phức tạp hơn, nhưng nó được ứng dụng rộng rãi trong thực tế nhờ khả năng tính toán dễ dàng cho các mái dốc không đồng nhất và lực tác dụng thay đổi theo mặt trượt.

Mưa đóng vai trò tác nhân kích hoạt nguy cơ trượt mái taluy Dòng thấm do mưa

Việc mở rộng vùng từ không bão hòa đến bão hòa làm gia tăng áp suất nước lỗ rỗng và giảm độ hút dính của đất Khi cường độ và thời gian mưa vượt quá ngưỡng nhất định, sức kháng cắt của đất sẽ giảm, dẫn đến nguy cơ trượt mái taluy Sức kháng cắt tới hạn theo lý thuyết Mohr là yếu tố quan trọng trong quá trình này.

Coulomb của đất không bão hòa có thểxác định theo Bishop hoặc Fredlund (1998) [3], Jeong S và cộng sự (2017) [85]

Sức kháng cắt tới hạn (f) là yếu tố quan trọng trong cơ học đất, liên quan đến lực dính hiệu dụng (c') và góc ma sát trong hiệu dụng (φ') Góc ma sát này có thể tăng lên theo độ hút dính (φb) Ứng suất pháp của đất tại mặt trượt (σn) cùng với áp suất khí (ua) và áp suất nước lỗ rỗng (uw) cũng đóng vai trò quan trọng Thông số (χ) thể hiện mức độ bão hòa của đất, phụ thuộc vào loại đất và độ ẩm thể tích.

Độ bão hòa của đất (S) được xác định bởi độ ẩm thể tích ở trạng thái bão hòa (θs), độ ẩm thể tích dư (θr) và độ ẩm thể tích tương ứng với độ hút dính xác định (θw).

Phương trình (2.52) chỉ ra rằng độ hút dính làm tăng sức kháng cắt của đất không bão hòa, nhưng áp suất nước lỗ rỗng tăng lên lại làm giảm độ hút dính, dẫn đến giảm sức kháng cắt và tăng nguy cơ mất ổn định mái taluy Cường độ kháng cắt theo Bishop và Fredlund đồng nhất trong trường hợp đất bão hòa Cả hai phương trình (2.51) và (2.52) đều cho thấy khả năng thấm và sức kháng cắt của đất phụ thuộc vào hàm lượng nước Mỗi độ ẩm thể tích θw cho phép xác định một độ hút dính (ua - uw) 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]:

Trong đó: F s là hệ sốổn định;  là góc nghiêng của mái dốc; z s là chiều cao của khối đất;  s là khối lượng đơn vị thể tích hạt

Mái dốc đôi khi vẫn hoạt động ổn định dưới tác động của dòng thấm từ mưa Tuy nhiên, khi xem xét ở mức độ cục bộ, hiệu ứng này có thể khác biệt.

Việc sử dụng mô hình DEM–PFV là cần thiết để nghiên cứu biến dạng lún cố kết và thấm cục bộ trong cấu trúc nền đường, đặc biệt tại những vị trí có nguy cơ mất ổn định do 52 dòng thấm, xói ngầm trong thân nền đường/đất đắp.

Kết luận chương 2

Chương 2 đã trình bày tóm tắt cơ sở lý thuyết cũng như thực nghiệm để xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa là SWCC, hệ số thấm, cường độ chống cắt và các phương trình Hệ số thấm của đất không bão hoà là hàm số phụ thuộc vào hệ số rỗng và độ bão hoà do dòng thấm chỉ chảy qua các lỗ rỗng chứa nước Phương pháp hiện nay thường dùng là thiết lập tương quan giữa hàm thấm và SWCC Phương trình cường độ chống cắt cho đất không bão hoà do Fredlund và Vanapalli (1996) [134] kiến nghị thể hiện một sự chuyển êm trơn tới phương trình cường độ chống cắt cho đất bão hoà khi đất chuyển từ trạng thái không bão hoà sang trạng thái bão hoà Cường độ chống cắt cho đất không bão hoà trong nội dung luận án được xác định từ thí nghiệm cắt cố kết thoát nước (CD) – vấn đề này sẽ được thực hiện trong chương 3 Khi phân tích ổn định mái dốc áp dụng phương pháp lực dính toàn phần để xem xét ảnh hưởng của các thông sốđất không bão hoà đến hệ số an toàn (FOS)

Nghiên cứu lý thuyết về mô hình số kết hợp DEM – PFV sẽ được trình bày trong chương 4, nhằm ứng dụng vào việc phân tích biến dạng lún cố kết và thấm cục bộ dưới tác động của tải trọng tĩnh trong cấu trúc nền đường đắp.

Trong chương 3, chúng tôi sẽ thực hiện các thí nghiệm nhằm xác định đặc trưng cơ học của một số loại đất tại duyên hải miền Trung Việt Nam Những thông số này sẽ được sử dụng làm đầu vào cho tính toán ổn định tổng thể của nền đường đắp trong chương 4.

NGHIÊN CỨ U TH Ự C NGHI ỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶ C TRƯNG CƠ HỌ C C ỦA ĐẤ T KHÔNG BÃO HÒA

Tính ch ất cơ bả n c ủa đấ t dùng trong thí nghi ệ m

Luận án tập trung nghiên cứu một số loại đất thuộc khu vực duyên hải - Miền

Trung Việt Nam là loại vật liệu đất đắp được sử dụng trong nghiên cứu tại mỏ Dương Cấm Vật liệu này được áp dụng để xây dựng cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi, nằm trong khu vực Thôn Đại An.

Xã Đại Nghĩa, huyện Đại Lộc, tỉnh Quảng Nam, có mỏ đất Dương Cấm với loại đất sét pha nhẹ, màu xám vàng, dẻo mềm, chứa nhiều sỏi sạn và cát hạt vừa, có trữ lượng lên đến 950.000 m³ Bên cạnh đó, mỏ vật liệu đất đắp Cồn Lê cũng được khai thác để phục vụ cho việc xây dựng cao tốc Cam Lộ – La Sơn, nằm trong địa phận thị xã.

Trấn Phong Điền, Huyện Phong Điền, Tỉnh Thừa Thiên Huế, có hai mỏ đất Cồn Lê với trữ lượng lớn 755.000 m³ Đất tại đây là loại sét pha màu xám nhạt và xám xanh, chứa nhiều sỏi, cát hạt vừa và mảnh vụn phong hóa nhỏ Cả hai mỏ đều có giấy phép khai thác và đáp ứng các chỉ tiêu cơ lý cần thiết cho việc sử dụng làm vật liệu đất đắp nền đường, 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 nghiệm TCVN(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 nghi ệm xác định đường cong đặc trưng đấ t- nướ c

Cơ học đất không bão hòa đang ngày càng thu hút sự chú ý, với trọng tâm là đo lường và áp dụng các thuộc tính của đất không bão hòa thông qua đường cong đặc trưng đất - nước (SWCC) SWCC đóng vai trò quan trọng trong việc phân tích hành vi kỹ thuật của đất không bão hòa, đặc biệt là sự biến đổi tính chất công trình của đất dưới ảnh hưởng của nước thấm từ mưa hoặc sự gia tăng mực nước ngầm.

Sự thấm nước làm tăng trọng lượng và mức độ bão hòa của đất, dẫn đến giảm sức hút và ứng suất pháp tuyến, từ đó làm giảm sức chống cắt và gây mất ổn định cho công trình đất đắp Nghiên cứu thực nghiệm trong luận án đánh giá sự thay đổi các thông số của đất không bão hòa như lực hút dính và góc nội ma sát ở các mức độ bão hòa khác nhau, nhằm xây dựng đường đặc trưng đất - nước (SWCC) Kết quả cho thấy độ bão hòa có mối tương quan cao với lực hút dính; sự gia tăng mức độ bão hòa làm giảm lực hút dính, nhưng không ảnh hưởng đáng kể đến góc ma sát trong.

3.2.1 Thiết bị thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất - nước

Sơ đồ thiết bị thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước được trình bày trong hình 3.1 Thiết bị sử dụng để xác định SWCC trong luận án là bình chiết tấm gốm.

5 bar như mô tả trong hình 3.2 Phương pháp thí nghiệm được lựa chọn là phương pháp

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 Thủy Lợi

Hình 3 1 Bình chiết suất xác định SWCC [11] [12]

Để kết hợp thí nghiệm xác định SWCC với thí nghiệm cắt trực tiếp các mẫu không bão hòa ở các lực hút dính khác nhau, chúng tôi đã chế tạo 12 mẫu đất bằng phương pháp đầm nén Khối lượng đất và nước được tính toán để đạt được dung trọng khô 95% so với dung trọng khô lớn nhất và độ ẩm tốt nhất Mẫu đất có kích thước chiều dày 20 mm, đường kính 62 mm, và thể tích 60 cm³, được đầm nén thành hai lớp, mỗi lớp dày 10 mm.

Hình 3 2 Mẫu trong bình chiết suất 3.2.3 Bão hòa mẫu và đĩa gốm

Các mẫu đất được bão hòa để đạt độ ẩm đồng nhất Mẫu đất được đặt trong máy nén một trục, với giấy lọc và đá thấm ở trên và dưới Nước được đổ từ từ vào hộp nén cho đến khi ngập mẫu, giúp đất bão hòa dần dần Để tránh hiện tượng trương nở, một tải trọng được nén lên mẫu để tạo áp suất.

10 kPa Quá trình bão hòa mẫu kéo dài khoảng 48h

Bão hòa đĩa gốm là quá trình tạo mặt căng để ngăn cách pha khí và pha nước Để thực hiện, nước được cho đầy vào buồng dưới đĩa qua ống dẫn, đẩy hết bọt khí ra ngoài Đĩa gốm sau đó được đặt vào một khay và ngâm trong nước trong 2-3 ngày cho đến khi bão hòa hoàn toàn Khi bão hòa, đĩa sẽ luôn tiếp xúc với nước trong buồng dưới và buồng được duy trì với áp suất nước bằng không.

 u w 0 bằng cách mở đường nước thoát ra ngoài không khí

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 Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất - nước

Trong thí nghiệm này, các mẫu đất được thử nghiệm dưới áp suất khí bên ngoài khác nhau, với áp suất khí lỗ rỗng u_a bằng áp suất khí tác dụng ngoài và áp suất nước lỗ rỗng u_a được giữ không đổi ở 0 kPa Kết quả cho thấy lực hút dính của đất thay đổi theo áp suất khí tác động, mà không cần áp suất nước lỗ rỗng âm Lực hút dính trong mẫu đất không vượt quá giá trị tiếp nhận khí của đĩa gốm, được xác định là 5 bar (500 kPa) Dựa vào khả năng chịu lực thực tế của hệ thống thí nghiệm, giá trị lực hút dính lớn nhất trong mẫu đất được chọn là 200 kPa Nghiên cứu chỉ xây dựng đường khô (đường giảm ẩm) của SWCC cho các loại đất thí nghiệm, nhằm xác định gián tiếp hệ số thấm để tính toán thấm và nghiên cứu ổn định các công trình nền đường đắp.

Các mẫu thí nghiệm đầm nén trong nghiên cứu này được thí nghiệm xác định

SWCC với các mức lực hút dính là 10 kPa, 20 kPa, 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa Mẫu đất được làm bão hòa hoàn toàn với áp suất khí u a = 0 kPa được đặt trong buồng áp suất cao, trong khi áp suất nước thoát ra ngoài không khí là u w = 0 kPa Lực hút dính ban đầu trong mẫu bằng 0 (u a - u w = 0) kPa Khi áp suất khí trong buồng tăng lên 10 kPa (u a = 10 kPa), giá trị lực hút dính sẽ tương ứng với áp suất khí trong buồng, tức là u a - u w = u a = 10 kPa.

Khi lực hút dính trong mẫu tăng lên, nước trong lỗ rỗng sẽ thoát ra ngoài qua đĩa gốm dưới áp suất cao Trọng lượng mẫu được ghi lại sau mỗi khoảng thời gian 24 giờ cho đến khi đạt giá trị ổn định Các thao tác này được lặp lại với các mức tăng lực hút dính là 20 kPa, 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa.

3.2.5 Kết quả thí nghiệm đường cong đặc trưng đất - nước (SWCC) Độ ẩm thể tích của đất được tính theo công thức sau: w w

Trong nghiên cứu này, Vw đại diện cho thể tích nước trong mẫu đất khi trọng lượng mẫu đạt giá trị ổn định tương ứng với lực hút dính xác định, tính bằng cm3 Đồng thời, V là tổng thể tích của mẫu đất, cũng được đo bằng cm3.

Kết quả thí nghiệm về đường cong đặc trưng đất-nước của các loại đất nghiên cứu được trình bày trong các bảng I.1 đến I.2 trong phụ lục I Hình 3.3 và 3.4 minh họa các đường cong đặc trưng này cho các mẫu đất Các mẫu đất ban đầu được bão hòa, với lực hút dính bằng 0 kPa, và độ ẩm thể tích bão hòa (θs) của các mẫu đất thí nghiệm được nêu rõ trong bảng 3.2.

Giá trị không khí đi vào của đất không bão hòa là lực hút dính liên quan đến khả năng khí thấm vào các lỗ rỗng lớn nhất trong đất Để xác định giá trị này, cần giao hai tiếp tuyến: một là tiếp tuyến với đoạn đầu của đường cong tương ứng với khoảng lực hút dính nhỏ, và hai là tiếp tuyến với đoạn dốc nhất của SWCC, nơi lực hút dính làm độ ẩm thể tích trong mẫu giảm rõ rệt nhất.

Ban đầu, với lực hút dính nhỏ, độ ẩm thể tích của đất gần như không thay đổi, và đường SWCC nằm ngang Khi lực hút dính vượt quá giá trị không khí đi vào, khí bắt đầu thấm qua các lỗ rỗng lớn nhất, đẩy nước ra ngoài và làm giảm nhanh chóng độ ẩm thể tích Đặc biệt, độ ẩm thể tích giảm đáng kể khi lực hút dính vượt qua giá trị không khí đi vào, với mẫu đất đầm nén công trình Dương Cấm có giá trị không khí đi vào là 28 kPa và mẫu Cồn Lê là 30 kPa Kết quả thí nghiệm cho thấy đất có chỉ số dẻo Ip cao thì giá trị không khí đi vào cũng lớn hơn.

58 khả năng giữnước 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 So sánh kết quả thí nghiệm SWCCkhu vực nghiên cứu với các tác giả khác

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 giảtrong nước

Tác giả so sánh đường cong đặc trưng đất – nước tại hai mỏ Dương Cấm và Cồn Lê với đường cong SWCC của Nguyễn Thị Ngọc Hương, được xây dựng cho hai mỏ đất tại công trình đập Sông Sắt – Ninh Thuận và đập Khe Cát – Quảng Ninh.

Đường cong SWCC của Phạm Huy Dũng được xây dựng cho hai mỏ đất tại công trình đê Hữu Cầu – Bắc Ninh và đập Khau Piều – Lạng Sơn Các đường cong SWCC này có hình dạng tương tự nhau, đặc biệt đối với loại đất sét pha với giá trị không khí đi vào (AEV) khoảng vài chục kPa, như đã được nghiên cứu bởi E O Ahmed (2022), Phạm (2002) và Sillers.

Xác định cường độ ch ố ng c ắ t c ủa đấ t không bão hòa b ằ ng thí nghi ệ m

3.3.1 Giới thiệu thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp

Sơ đồ thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp cơ bản bao gồm một hộp hai nửa, với phần đỉnh và đáy như mô tả trong hình 3.9(a) Thí nghiệm cắt trực tiếp được tiến hành trên thiết bị chuyên dụng tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, trường Đại học Thủy lợi, như thể hiện trong hình 3.9(b).

Hình 3 9 Sơ đồ (a) và thiết bị cắt trực tiếp (b) 3.3.2 Quy trình thí nghi ệ m [11]

Sau khi hoàn thành giai đoạn cân bằng lực hút dính, thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước tiến hành cắt ba mẫu đất tương ứng với ba cấp áp suất thẳng đứng là 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa Các mẫu đất được lấy ra từ bình áp suất và cắt ngay lập tức để đảm bảo độ ẩm ban đầu không bị biến đổi nhiều.

Gia tải lực thẳng đứng lên mẫu đất và tác dụng lực ngang lên mẫu Độ lớn của lực ngang tăng dần cho đến khi mẫu bị phá hoại, dẫn đến việc mẫu đất bị cắt do sự di chuyển tương đối của các phần.

63 dưới của hộp cắt (thớt dưới) so với phần trên (thớt trên), tương tự thí nghiệm dùng hộp cắt trực tiếp thông thường

Thí nghiệm được thực hiện với tốc độ cắt 0,02 mm/phút nhằm duy trì áp suất nước lỗ rỗng ổn định trong quá trình cắt Quá trình cắt kết thúc khi sức kháng ứng suất cắt đạt giá trị đỉnh, dẫn đến mẫu bị phá hoại tại mặt tiếp giáp giữa hai thớt cắt Tại thời điểm phá hoại, ứng suất cắt đạt giá trị tối đa tmax, được tính bằng công thức tmax = Rmax.Cr, trong đó Rmax là số đọc lớn nhất trên đồng hồ đo biến dạng của vòng ứng biến và Cr là hệ số hiệu chỉnh vòng ứng biến, với giá trị Cr = 1,85 kPa.vạch.

Các thí nghiệm cắt trực tiếp được tiến hành với các lực hút dính và áp suất thẳng đứng khác nhau nhằm nghiên cứu đặc điểm mặt bao phá hoại của đất không bão hòa.

Các lực hút dính ban đầu được lựa chọn cho chương trình thí nghiệm là: 20 kPa, 50 kPa,

Các áp suất thẳng đứng được lựa chọn cho thí nghiệm cắt trực tiếp là 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa, dựa trên khả năng chịu lực của thiết bị và tính chất của đất thí nghiệm Chương trình thí nghiệm được trình bày trong bảng 3.3, với ký hiệu các mẫu đất thí nghiệm là DSTx-y, trong đó x-y thể hiện áp suất thẳng đứng là x kPa và lực hút dính ban đầu là y kPa.

Tác giả đã tiến hành thí nghiệm cắt trực tiếp trên 12 mẫu đất đầm nén Dương Cấm, đại diện cho tuyến cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi, và 12 mẫu đất Cồn Lê, đại diện cho tuyến cao tốc Quảng Trị – Huế.

Bảng 3 3 Chương trình các thí nghiệm cắt trực tiếp Ứng suất pháp thực,(kPa)

3.3.4 Kết quả thí nghiệm mặt bao phá hoại

3.3.4.1 Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm

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 thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Dương Cấm

Mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng được xây dựng từ kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Dương Cấm cho thấy đất thí nghiệm có góc ma sát trong ϕ’= 14° và lực dính kết đơn vị c ’ = 13,57 kPa Khi lực hút dính tăng, góc ma sát gần như không thay đổi hoặc chỉ tăng nhẹ, nhưng cường độ chống cắt của mẫu tăng đáng kể, dẫn đến việc góc ϕ b giảm Đặc biệt, ϕ b = ϕ ’ khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị không khí đi vào tới hạn, điều này phù hợp với kết quả thí nghiệm của nhiều loại đất trên thế giới theo nghiên cứu của một số tác giả.

Mối quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu cho thấy rằng cường độ chống cắt của đất tăng khi ứng suất pháp thực tăng Ngoài ra, tại một ứng suất pháp thực nhất định, cường độ chống cắt cũng tăng theo lực hút dính.

Cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu đầm nén Dương Cấm được xác định thông qua thí nghiệm cắt trực tiếp, với sự ảnh hưởng của các lực hút dính khác nhau Kết quả cho thấy mối quan hệ rõ ràng giữa hai yếu tố này, cung cấp thông tin quan trọng cho việc đánh giá tính chất cơ học của mẫu.

Khi ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất đạt 13,57 kPa với lực hút dính 0 kPa, và lớn nhất là 47,47 kPa tại lực hút dính 200 kPa Đối với ứng suất pháp thực 300 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 159,1 kPa tại lực hút dính 0 kPa.

Kết quả thí nghiệm cho thấy áp suất lớn nhất đạt 216,5 kPa tại lực hút dính 300 kPa, với giá trị tối thiểu là 65 kPa Các đường bao phá hại chủ yếu là các đường thẳng tịnh tiến hướng lên song song, cho thấy rằng sự gia tăng cường độ chống cắt là do lực hút dính của đất tăng lên, như thể hiện trong hình 3.11.

Hình 3.12 minh họa giao tuyến của mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng với mặt phẳng τ ~ (ua – uw) tại ứng suất pháp thực bằng 0 Kpa, cho thấy mối quan hệ phi tuyến giữa ứng suất cắt và lực hút dính Kết quả này phù hợp với 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 nén

Dương Cấm tại giá trịứng suất pháp thực bằng 0 kPa

Cường độ chống cắt của đất tăng lên khi lực hút dính tăng, như thể hiện trong hình vẽ 3.12 Khi đất còn bão hòa, áp suất nước lỗ rỗng âm ảnh hưởng đến toàn bộ thể tích lỗ rỗng, dẫn đến giá trị cường độ chống cắt ϕ b = ϕ ’ Khi lực hút dính vượt quá giá trị không khí, đất mất tính bão hòa và thể tích lỗ rỗng chứa nước giảm, làm giảm hiệu quả của lực hút dính trong việc tăng cường độ chống cắt (ϕ b giảm) Tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt của mẫu thí nghiệm dao động từ 13,57 đến 47,47 khi lực hút dính tăng từ 0 kPa đến 200 kPa, với góc ϕ b = ϕ ’ = 14°.

0 kPa đến giá trị ϕ b = 6,21 0 ứng với lực hút dính bằng 200 kPa

3.3.4.2 Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê

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 thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Cồn Lê

Mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng được xác định từ kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Cồn Lê, cho thấy đất thí nghiệm có góc ma sát trong ϕ’= 13,91° và lực dính kết đơn vị c’ = 14,83 kPa Khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị không khí đi vào tới hạn, góc ϕ b sẽ bằng ϕ’ Mặc dù lực hút dính tăng, góc ma sát chỉ thay đổi rất ít và vẫn gần bằng ϕ’= 13,91°, nhưng cường độ chống cắt của mẫu lại tăng lên, trong khi đó góc ϕ b giảm.

Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ- ua) được thể hiện trên hình

Xác định cường độ ch ố ng c ắ t c ủa đấ t không bão hòa b ằ ng thí nghi ệ m nén ba tr ụ c

Thí nghiệm ba trục là phương pháp hiệu quả để phản ánh điều kiện làm việc của nền đường, bởi nó mô tả chính xác tác động của ngoại lực lên mẫu đất theo các phương và chiều tương ứng với điều kiện thực tế Mặt cắt phá hoại được xác định theo trạng thái ứng suất bất lợi nhất, từ đó giúp thí nghiệm này xác định mô hình phá hoại gần gũi với thực tế nhất.

Thí nghiệm nén 3 trục là phương pháp đáng tin cậy nhất để xác định các thông số sức chống cắt và khả năng chịu tải của đất nền, đồng thời cho phép xác định thông số biến dạng của đất Các sơ đồ thí nghiệm ba trục theo tiêu chuẩn ASTM của Mỹ bao gồm: (i) Cố kết thoát nước và thay đổi thể tích (CD) theo ASTM D7181, (ii) Cố kết không thoát nước (CU) theo ASTM D4767, và (iii) Không cố kết, không thoát nước (UU) theo ASTM D2850.

Sơ đồ cắt CD là phương pháp thiết kế phù hợp cho nền đường chịu tải trọng động trong suốt thời gian thi công và khai thác Sau một thời gian dài, đất sẽ cố kết và nước sẽ được thoát hết Do đó, luận án đã tập trung nghiên cứu thực nghiệm dựa trên sơ đồ cắt này.

Thí nghiệm nén 3 trục là phương pháp quan trọng để nghiên cứu ứng xử của mẫu đất dưới các điều kiện ứng suất khác nhau, bao gồm gia tải và dỡ tải theo các phương khác nhau, cũng như phản ứng thực tế của đất nền trong các tình huống thoát nước hoặc không thoát nước Đây được coi là một trong những thí nghiệm đa dạng nhất trong việc xác định sức chịu tải của đất nền, nhờ vào khả năng kiểm soát các điều kiện ứng suất và thoát nước cho mọi loại đất Mô hình thí nghiệm được trình bày chi tiết trong hình 3.16.

Hình 3 16 Mô hình áp suất tác dụng lên mẫu đất trong thí nghiệm nén 3 trục [35]

Kết quả thí nghiệm nén 3 trục được thể hiện trong đường phá hoại giới hạn Morh- Coulomb, từ đó xác định khả năng chống cắt của đất

3.4.1 Thi ế t b ị ba tr ụ c c ả i ti ế n thí nghi ệ m c h o đấ t không bão hòa [11]

Thiết bị thí nghiệm cho đất không bão hòa cần được cải tiến để đo và kiểm soát riêng rẽ áp suất khí và nước lỗ rỗng Thiết bị thí nghiệm nén 3 trục cải tiến, tương tự thiết bị của Fredlund và Rahardjo (1993), cho phép kiểm soát áp suất khí lỗ rỗng (ua) và áp suất nước lỗ rỗng (uw), nhằm thiết lập mối quan hệ giữa cường độ chống cắt (τ) và lực hút dính (ua – uw) Hình 3.17 trình bày sơ đồ lắp đặt buồng thí nghiệm nén 3 trục cho mẫu đất không bão hòa, trong đó tấm đá thấm đáy được thay thế bằng đĩa gốm tiếp nhận khí cao áp để kiểm soát và đo áp suất nước lỗ rỗng.

69 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 thể hiện trong hình 3.17, trong đó đường áp suất khí lỗ rỗng được sử dụng để điều khiển áp suất khí lỗ rỗng cũng được nêu rõ trong cả hai hình.

Việc lắp đặt đĩa tiếp nhận khí cao áp lên tấm đáy của buồng ba trục được thể hiện trong hình 3.20 Van A trên tấm đáy được sử dụng để kiểm soát áp suất nước lỗ rỗng và đo biến thiên thể tích nước trong thí nghiệm cắt thoát nước, kết nối với chỉ báo kế biến thiên thể tích kiểu buret kép Van B đo áp suất nước lỗ rỗng trong thí nghiệm cắt không thoát nước, có thể dùng để đo áp suất nước lỗ rỗng định trước trong thí nghiệm thoát nước Van C kết nối với hệ thống đo hoặc khống chế áp suất khí lỗ rỗng, trong khi áp suất buồng được điều chỉnh bằng van D Đĩa tiếp nhận khí cao áp sử dụng trong nghiên cứu là đĩa gốm loại 5 bar (500 kPa) Các đường rãnh trên mặt tấm đế bên trong ngăn chứa nước được thiết kế như các đường dẫn nước để loại bỏ bọt khí bị giam hãm do khuếch tán.

Hình 3 17 Sơ đồ điều khiển và bố trí hệ đường ống máy ba trục cải tiến để thí nghiệm đất không bão hòa [8]

Hình 3 18 Hệ thống máy ba trục cải tiến cho mẫu đất không bão hoà dùng trong phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, trường Đại học Thủy lợi

Hình 3 19 Sơ đồ cấu tạo buồng nén ba trục

Hình 3 20 Ngăn chứa nước có các rãnh hình vòng tròn ở phần đầu của chân đế buồng ba trục và đĩa áp suất khí cao [11]

Mặt trên của tấm đế dưới được thiết kế với các đường rãnh hình tròn và thẳng, tạo thành hệ thống kênh dẫn nước hiệu quả Đĩa áp suất khí được gắn chặt vào bệ đáy bằng keo Epoxy, đảm bảo kín khít theo chu vi của đĩa Sự trám kín này ngăn chặn khí rò rỉ vào ngăn chứa nước, đảm bảo tính năng hoạt động ổn định của hệ thống.

Tác giả đã áp dụng quy trình thí nghiệm nén 3 trục cho mẫu đất bão hòa (Head, 1986) và đất không bão hòa Lực hút dính ban đầu được thiết lập thông qua kỹ thuật chuyển trục.

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 được xác định sau khi đầm nén mẫu đất Mẫu đất được đầm nén từ 10 lớp, mỗi lớp dày 10mm, nhằm đảm bảo tính đồng nhất về độ chặt Kích thước mẫu có chiều cao 100mm và đường kính 50mm Tổng số mẫu đất đầm nén sử dụng cho thí nghiệm là 9 mẫu, như thể hiện trong hình 3.21.

Hình 3 21 Thực hiện chế bị mẫu đất đầm nén 3.4.2.2 Giai đoạn bão hoà mẫu

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 nghiên cứu của Fredlund và Rahardjo.

Tất cả các mẫu đất trong chương trình thí nghiệm được bão hòa để đảm bảo độ ẩm và độ bão hòa đồng nhất Quá trình bão hòa diễn ra bằng cách tăng dần áp suất buồng σ3 và áp suất ngược uw dưới áp suất hiệu quả 10 kPa, cho đến khi hệ số áp suất nước lỗ rỗng B đạt trên 0.95 Thời gian bão hòa mẫu thường kéo dài khoảng 10 ngày.

Mục tiêu của quá trình cố kết là đạt được trạng thái thoát nước cân bằng với áp suất cố kết hữu hiệu đã định Trong quá trình này, dữ liệu được ghi lại để xác định thời điểm kết thúc và tính toán tốc độ cắt của mẫu thí nghiệm Sau giai đoạn bão hòa, mẫu đất sẽ được cố kết dưới áp suất buồng σ3, đồng thời đo áp suất nước lỗ rỗng uw, từ đó tính toán được áp suất hiệu quả (σ3 – uw) cần thiết.

Áp suất cố kết được xác định dựa trên giá trị áp suất thực (σ 3 – ua) để đáp ứng yêu cầu của giai đoạn cân bằng lực hút dính và giai đoạn cắt Giai đoạn này được coi là kết thúc khi thể tích nước thoát ra khỏi mẫu không còn thay đổi và áp suất nước lỗ rỗng dư đã hoàn toàn biến mất.

3.4.2.4 Giai đoạn tạo và cân bằnglực hút dính trong mẫu

Quá trình thí nghiệm chuyển sang giai đoạn cân bằng lực hút dính sau khi kết thúc giai đoạn cố kết Trong giai đoạn này, mẫu đất được cố kết bởi áp suất hông thực và lực hút dính Giai đoạn này được coi là hoàn tất khi lượng nước thoát ra gần như bằng 0 hoặc áp suất nước lỗ rỗng dư đã tiêu tán hoàn toàn.

3.4.2.5 Giai đoạn cắt mẫu cho thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước + khí

Phân tích các k ế t qu ả thí nghi ệ m

3.5.1 So sánh các kết quả thí nghiệm 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 và 3.35

Hình 3.34 trình bày mối quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính của mẫu đất đầm nén Dữ liệu này được xác định thông qua 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 nén

Cồn Lê xác định được từ thí nghiệm nén ba trục CD và cắt trực tiếp

Từ các kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) và các kết quả thí

Kết quả từ 81 nghiệm cắt trực tiếp cho thấy sự chênh lệch giữa hai phương pháp nén ba trục và cắt trực tiếp là không đáng kể Cường độ chống cắt trung bình giữa hai phương pháp chỉ chênh lệch 2,8% tại mỏ Dương Cấm và 3,6% tại mỏ Cồn.

Trong quá trình thử nghiệm cắt trực tiếp, mặt trượt được kiểm soát giữa thớt trên và thớt dưới của hộp cắt, điều này có thể dẫn đến việc mặt trượt không phải là mặt yếu nhất trong mẫu Cường độ chống cắt của thí nghiệm nén ba trục thường cao hơn so với thí nghiệm cắt trực tiếp ở các cấp hút dính thấp, nhưng có xu hướng giảm khi cấp hút dính vượt 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 sốcường độ chống cắt hiệu quả

Mỏ vật liệu Dương Cấm

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)

Kết quả từ bảng 3.5 cho thấy sự tương thích cao giữa phương pháp cắt trực tiếp và kết quả thí nghiệm nén ba trục Do đó, trong những điều kiện thí nghiệm ba trục khó khăn, phương pháp cắt cực tiếp có thể được sử dụng để đạt được kết quả nhanh chóng và chính xác.

3.5.2 So sánh giữa kết quả thí nghiệm với kết quả tính từ công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli, 1996

Kết quả thí nghiệm cường độ chống cắt đã được so sánh với giá trị tính toán từ công thức thực nghiệm do Fredlund và Vanapalli (1996) đề xuất Việc tính toán cường độ chống cắt được thực hiện dựa trên lực hút dính xác định từ phương trình của Fredlund và Xing.

Vào năm 1994, hệ số hiệu chỉnh k được xác định dựa trên mối quan hệ giữa k và chỉ số dẻo Ip theo nghiên cứu của Fredlund và Vanapalli (2001) Sau khi thực hiện các phép tính, các cường độ chống cắt ứng đã được xác định.

Bài viết trình bày mối quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính của các mẫu đất thí nghiệm, dựa trên các lực hút dính khác nhau Tác giả đã tính toán cường độ chống cắt tương ứng và vẽ các đường quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính theo phương pháp Fredlund và Vanapalli Các đường quan hệ này được thể hiện trên cùng một biểu đồ cho từng loại thí nghiệm và từng loại đất, nhằm so sánh sự khác biệt giữa kết quả tính toán theo Fredlund & Vanapalli và kết quả của tác giả.

Hình 3.36 và 3.37 minh họa mối quan hệ giữa cường độ chống cắt τ và lực hút dính (ua – uw) của mẫu đất đầm nén tại khu vực công trình Dương Cấm và Cồn.

Lê xác định giá trị tiệm cận từ thí nghiệm cắt trực tiếp theo công thức thực nghiệm của Fredlund và Vanapalli (1996) Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt được ghi nhận là 3,56% cho mỏ Dương Cấm và 4,4% cho 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 (1996)

Hình 3 36 Đường quan hệ giữa τ và (ua – uw) của mẫu đất đầm nén Dương Cấm từ thí 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 thí nghiệm cắt trực tiếp và từ công thức của Fredlund và Vanapalli, 1996

Từ hai hình vẽ 3.36 và 3.37 ta thấy dạng đường quan hệ xác định từ công thức

Kết quả từ 83 thí nghiệm cho các góc ϕb và cường độ chống cắt cho thấy sự phù hợp cao với các kết quả xác định từ thí nghiệm ở những giá trị lực hút dính khác nhau.

Hình 3.38 và Hình 3.39 trình bày sự so sánh giữa kết quả cường độ chống cắt từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) với công thức thực nghiệm của Fredlund và Vanapalli (1996) cho hai mẫu đất đầm nén tại công trình Dương Cấm và Cồn Lê Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt cho mẫu Dương Cấm là 2,5%, trong khi mẫu Cồn Lê có chênh lệch trung bình là 3,8%.

Giá trị cường độ chống cắt tính được từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) do tác giả xác định cao hơn so với giá trị tính toán từ công thức thực nghiệm của Fredlund và Vanapalli (1996).

Hình 3 38 Đường quan hệ giữa τ và (ua – uw) của mẫu đất đầm nén Dương Cấm từ thí 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 thí nghiệm 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 được xác định

Nghiên cứu về thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) cho mẫu Dương Cấm của tác giả có sự tương đồng với công trình của Nguyễn Thị Ngọc Hương (2013) thực hiện trên mẫu đất tại Ninh Thuận, Việt Nam.

Hình 3 40 Đường quan hệ giữa τ và (ua – uw) của một số tác giả

K ế t lu ận chương 3

Nghiên cứu này tập trung vào việc sử dụng thiết bị thí nghiệm để xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa trong điều kiện Việt Nam Các thông số thu được sẽ được áp dụng để phân tích ổn định tổng thể công trình nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung, mang lại ý nghĩa thực tiễn cao Quá trình thí nghiệm được thực hiện trên các mẫu đất tại hai mỏ Dương, nhằm cung cấp dữ liệu quan trọng cho việc đánh giá và cải thiện tính ổn định của công trình.

Cấm và Cồn Lê nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hoà, thể hiện qua mối quan hệ giữa lượng nước và lực hút dính hay lực mao dẫn Kết quả thí nghiệm cho thấy sự thay đổi lượng nước và lực hút dính là phi tuyến, mặc dù có sự biến đổi giá trị giữa các mẫu, xu thế vẫn tuân theo đường cong tương tự như các nghiên cứu trong và ngoài nước Kết quả cắt trực tiếp và cắt cố kết thoát nước (CD) bằng thiết bị ba trục cho giá trị gần tương đương Đề xuất rằng trong điều kiện khó khăn khi sử dụng thiết bị ba trục cho đất không bão hoà, có thể áp dụng thiết bị cắt trực tiếp để thí nghiệm các thông số chống cắt của đất không bão hoà.

Kết quả từ đường cong SWCC cho thấy nước ảnh hưởng đến hành vi của đất không bão hòa, thể hiện qua tính nén lún, cường độ chống cắt, và mối quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính Những thí nghiệm này khẳng định vai trò quan trọng của nước trong đất không bão hòa, ảnh hưởng đến sự ổn định tổng thể của nền đường đắp, đóng vai trò là yếu tố đầu vào cho các chương trình thực hiện trong ngành.

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞ NG C ỦA CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ

Nghiên c ứ u ổn đị nh t ổ ng th ể c ủ a n ền đường đắ p b ằ ng mô hình ph ầ n t ử

4.1.1 G iới thiệu chung về công trình Đường cao tốc Đà Nẵng –Quảng Ngãilà dự ánđường cao tốcthuộc tuyếnđường cao tốc Bắc – Nam Việt Nam phía Đông Đường cao tốc này có điểm đầu tuyến tại thôn Túy Loan, xã Hòa Phong, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng và điểm cuối là nút giao thông đường vành đai quy hoạchthành phố Quảng Ngãithuộc xãNghĩa Kỳ, huyện Tư Nghĩa, tỉnh Quảng Ngãi Đường cao tốc chính thức khởi công vào tháng 5 năm 2013 Ngày 2 tháng 9 năm 2018, toàn tuyến đường cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi được thông xe kĩ thuật Tuyến đường cao tốc này rút ngắn thời gian di chuyển từĐà Nẵngđến các tỉnh vùng duyên hải Nam Trung Bộ, giải quyết tình trạng quá tải cho Quốc lộ 1 hiện tại

Hình 4 1 Bản đồđoạn cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi

4.1.2 Mô hình phân tích sự ổn định nền đường c ao đoạn cao tốc Đ à N ẵng –

4.1.2.1 Đặc trưng của đất và kích thước hình học mô hình nghiên cứu sự ổn định

Các số liệu khảo sát địa chất và thủy văn được dựa trên "Hồ sơ thiết kế bước Thiết kế kỹ thuật, Tập IV: Hồ sơ tính toán thủy văn" và "Báo cáo nghiên cứu thủy văn", được lập vào tháng 8 năm 2013 bởi tư vấn thiết kế dự án đường cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi, thuộc Liên danh NK-NE-Chodai-TEC.

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 định là đồng nhất và ở trạng thái không bão hòa hoặc 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 chất nền 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) dao động từ 0,075 đến 0,02, trong khi độ ẩm thể tích bão hòa (m³/m³) giảm từ 0,45 xuống 0,25 Hàm lượng nước dư giữ ổn định ở mức 0,05 m³/m³ Các thông số đường cong SWCC được thực nghiệm từ mỏ Dương Cấm được áp dụng cho lớp đất đắp, với các lớp nền từ 1 đến 4 sử dụng đường cong SWCC tương ứng với từng loại đất đã được tích hợp trong mô hình SEEP/W Địa chất của các lớp nền được trình bày chi tiết trong mặt cắt địa chất lỗ khoan ở phụ lục III.

- Lớp 1: Sét ít dẻo màu nâu vàng, xám vàng, xám ghi, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng – đất cấp 3, dày 2.7m đến 5.8m

- Lớp 2: Cát hạt trung, kết cấu xốp – đất cấp 3, dày 1.9m đến 6.7m

- Lớp 3: Sét ít dẻo màu nâu vàng, xám vàng, xám nâu, lẫn dăm sạn, trạng thái nửa cứng đến cứng – đất cấp 4, dày 4.7m đến 9.1m

Lớp 4 bao gồm các loại đá như sét bột kết, đá phiến sét và cát bột kết với màu sắc đa dạng như xám vàng, xám nâu và xám đen, có mức độ phong hóa từ vừa đến mạnh và nứt nẻ cũng từ vừa đến mạnh Đá cấp 4 thuộc nhóm 3, với đường cong mẫu SWCC được xây dựng dựa trên từng lớp vật liệu nền đường và lớp địa chất, tùy thuộc vào độ bão hòa và hệ số thay đổi thể tích nước Hàm thấm được phát triển cho từng loại đất dựa trên đường cong hàm lượng nước, xét đến hệ số thấm bão hòa, hàm lượng nước dư và đường cong SWCC tương ứng Đường cong SWCC cho lớp sét pha cát (lớp đất đắp nền) được thể hiện trong Hình 4.3(a), trong khi hàm thấm của lớp này được chỉ ra trong Hình 4.3(b).

Hình 4 3 Đường cong đặc trưng đất –nước (a), và khảnăng thấm (b) của lớp đất đắp nền mỏ Dương Cấm (Lớp sét pha cát)

Mô hình nền đường có chiều cao 23,42 m từ gốc tọa độ và 6,58 m từ mặt đất, với mực nước ngầm ở độ sâu 3,4 m Mực nước thiết kế ở tần suất 1% đạt 2,77 m từ chân taluy nền đường Lưới phi cấu trúc được sử dụng có kích thước phần tử 0,2 m, bao gồm 42.010 nút và 41.539 phần tử.

Mô hình phân tích ổn định nền đường cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi tại huyện Đại Lộc, Quảng Nam (lý trình KM 24+980) đã được khai báo với các điều kiện biên bao gồm mực nước ngầm, mực nước thiết kế và biên mưa Những điều kiện này đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo tính ổn định và an toàn cho nền đường trong quá trình thi công và khai thác.

Trước khi có mưa, biên mực nước ngầm ở độ sâu 3,4 m từ mặt đất được ghi nhận, tương ứng với cao độ 13,54 m từ gốc tọa độ mô hình Dòng thấm ổn định, do gradient thủy lực giữa mực nước lũ thiết kế và mực nước ngầm, được phân tích với điều kiện biên cột nước 2,91 m (cao độ 19,85 m từ gốc tọa độ) áp dụng cho các biên 8-9-10-11, trong khi các biên còn lại 4-5-6-7-8 được xem là tự do.

Kết quả phân tích ở bước cuối cùng của dòng thẩm ổn định được sử dụng làm điều kiện đầu vào cho mô hình SEEP/W, nhằm tiếp tục phân tích dòng thấm không ổn định với sự tham gia của mưa Trong quá trình này, các biên 1-2-3-4 được thiết lập là tự do, trong khi các biên 8-9-10-11 được giữ nguyên ở mức mực nước thiết kế 19,85m, còn các biên 4-5-6 cũng được xem xét trong phân tích.

7-8 là các biên mưa và cho phép thấm vào nền đường (Hình 4.4)

Dựa vào kết quả phân tích cường độ mưa từ “Hồ sơ thiết kế bước Thiết kế kỹ thuật, Tập IV: Hồ sơ tính toán thủy văn”, số liệu thống kê lượng mưa lớn nhất trong 60 phút tại trạm Đà Nẵng từ năm 1986-2010 đã được sử dụng để xây dựng đường cong IDF dự báo lượng mưa cho tần suất thiết kế 1% Kết quả cho thấy hàm phân phối chuẩn (Lognormal) có thể dự báo lượng mưa trong 60 phút với tần suất thiết kế 1%, phục vụ cho mô hình nghiên cứu ổn định nền 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 nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ lý của đất và sự ổn định của nền đường Kết quả phân tích thấm không ổn định theo thời gian được tích hợp vào SLOPE/W để phân tích ổn định mái dốc bằng phương pháp cân bằng giới hạn của Bishop với điều kiện biên Entry–Exit.

Qua phân tích dữ liệu thực đo tại trạm Đà Nẵng cho các trận lũ lịch sử năm 2007, 2009 và 2013, tác giả nhận thấy rằng mô hình phân phối mưa chuẩn (Central) phù hợp với các kịch bản mưa thực tế trong khoảng thời gian dài (3, 5 và 7 ngày) Các trận lũ lớn, đặc biệt lớn và lũ lịch sử thường có dạng phân bố mưa lớn tập trung giữa thời đoạn, trong khi các trận mưa có phân bố lệch thường là những trận mưa nhỏ.

4.1.2.3 Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/Wcho kịch bản 1 – Mô hình phân phối mưa đều 24h a Sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng

Mô hình số đã được bố trí 04 mặt cắt thẳng đứng để quan trắc sự thay đổi áp suất nước lỗ rỗng trong quá trình mô phỏng, bao gồm các mặt cắt qua tim đường đắp, vai nền đường bên trái và bên phải, cùng mặt cắt gần chân taluy bên trái Các vị trí này giúp phân tích ảnh hưởng của nước mưa và dòng thấm đến áp suất nước lỗ rỗng của nền đường và các lớp địa chất Kết quả mô phỏng cho thấy, khi chưa có mưa, dòng thấm ổn định và áp suất nước lỗ rỗng phân bố tuyến tính theo chiều cao, hoàn toàn phù hợp với đường bão hòa, tại đó lực nước lỗ rỗng bằng không.

Khi mưa thấm vào đất, hàm lượng nước trong đất tăng lên, dẫn đến sự gia tăng mực nước ngầm theo thời gian Sự bổ sung nước liên tục này tạo ra dòng thấm không ổn định trong kết cấu nền đường đắp.

Kết luận chương 4

Kết quả phân tích ổn định tổng thể của nền đường bằng mô phỏng số FEM cho thấy xu hướng giảm theo thời gian khi nước được bổ sung liên tục do mưa Mô hình phân phối mưa chuẩn có hệ số ổn định tổng thể giảm muộn hơn so với mô hình phân phối mưa đều, cho thấy sự phù hợp tốt hơn với điều kiện thực tế.

Phân tích mô hình FEM cho thấy rằng khi lực hút dính tăng với các loại vật liệu hạt khác nhau, hệ số thấm sẽ giảm Quá trình thấm kết hợp với nước mưa theo thời gian làm tăng áp suất nước lỗ rỗng trong vùng không bão hòa, từ đó giảm khả năng chống cắt của đất Điều này dẫn đến nguy cơ không đảm bảo an toàn cho sự ổn định tổng thể của nền đường.

Mô hình số kết hợp DEM–PFV đã phản ánh cấu trúc nội tại cơ học vi mô của quan hệ giữa hạt đất, nước và không khí trong vùng đất không bão hòa, nhấn mạnh vai trò của lực hút dính/mao dẫn Nghiên cứu xác định hệ số thấm cục bộ như một hàm của hình học không gian lỗ rỗng thực tế, cho thấy mạng lưới các lỗ rỗng kết nối trong đất không bão hòa có thể dẫn đến sự không đảm bảo an toàn và ổn định bên trong cấu trúc nền đường đắp, gây ra xói mòn cục bộ Nghiên cứu này mở ra khả năng hiệu quả trong việc sử dụng mô hình hóa để đánh giá ứng xử vi mô mà các nghiên cứu vĩ mô về đặc trưng cơ học của đất trong mô hình FEM chưa giải quyết được.

Các k ế t qu ả đạt đượ c c ủ a Lu ậ n án

Mục tiêu của luận án là nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hoà và phân tích sự ổn định của nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung Việt Nam Tác giả tiến hành thực nghiệm để xác định các đặc trưng cơ học của mẫu đất không bão hoà, từ đó cung cấp thông số đầu vào cho phân tích ổn định công trình Việc ứng dụng kết hợp các module SEEP/W và SLOPE/W cho phép phân tích sự ổn định tổng thể của nền đường đắp theo thời gian Sự ổn định lún cố kết và dòng thấm tại các vị trí cục bộ được mô phỏng bằng mô hình DEM–PFV Kết quả mô hình số được phân tích và so sánh với kết quả của các tác giả khác, nhằm 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:

Bài viết tổng quan các đặc điểm về địa hình, khí hậu và tính chất cơ lý của khu vực duyên hải miền Trung, đồng thời so sánh với các nghiên cứu quốc tế về đất không bão hòa Tác giả cũng chỉ ra những thách thức và khó khăn trong lĩnh vực nghiên cứu này, từ đó đề xuất sơ đồ tiếp cận và hướng nghiên cứu phù hợp.

Nghiên cứu ứng dụng lý thuyết về các phương trình xác định đặc trưng cơ học của đất không bão hòa, cùng với các mô hình và phần mềm phân tích tính ổn định của nền đường đắp, đã làm rõ quá trình tính toán trong lĩnh vực này.

Kết quả thực nghiệm từ hai phương pháp đã xác định bộ thông số đầu vào thể hiện vai trò của nước qua các mối quan hệ cơ học, bao gồm đường cong đặc trưng đất – nước, đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính, cũng như cường độ chống cắt phụ thuộc vào lực hút dính Nghiên cứu này được thực hiện trên hai mẫu đất thuộc khu vực duyên hải miền Trung.

Phân tích ổn định và đánh giá ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học và sự ổn định tổng thể của nền đường đắp tại khu vực cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi được thực hiện thông qua mô hình FEM dựa trên bộ thông số đầu vào.

Mô hình hình số kết hợp DEM–PFV cùng với thuật toán đã được áp dụng để nghiên cứu sự ổn định lún cố kết và dòng thấm tại các vị trí cục bộ Kết quả mô phỏng cho thấy hiệu quả của phương pháp này trong việc đánh giá các yếu tố ảnh hưởng đến sự ổn định.

Mô hình số DEM-PFV đã được phân tích và đánh giá với 114 mẫu, cho thấy sự phù hợp và khả năng dự báo của nó trong việc phân tích cấu trúc nội tại của sự tương tác giữa hạt, nước và khí trong vùng không bão hoà Kết quả này cũng được so sánh với các nghiên cứu trước đó, khẳng định khả năng của mô hình trong việc đánh giá sự ổn định cục bộ của nền đường đắp.

Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng việc áp dụng các mô hình phân tích ổn định tổng thể (FEM) và cục bộ (DEM-PFV) sẽ cải thiện đáng kể khả năng phân tích ổn định trong các giai đoạn thi công và khai thác.

Nh ững đóng góp mớ i c ủ a lu ậ n án

Luận án đã có những đóng góp về khoa học và thực tiễn thuộc khu vực duyên hải miền Trung, cụ thể như sau:

Nghiên cứu này khám phá ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão hòa bằng cách xây dựng đường cong đặc trưng đất – nước Bài viết cũng phân tích mối quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính, cũng như cường độ chống cắt phụ thuộc vào lực hút dính và lực mao dẫn của nước Nghiên cứu được thực hiện trên hai mỏ đất thuộc khu vực duyên hải miền Trung.

Kết quả thí nghiệm cho thấy cường độ chống cắt của đất được xác định qua sơ đồ cắt trực tiếp và sơ đồ cắt cố kết thoát nước trên thiết bị nén ba trục có sự khác biệt không đáng kể Điều này gợi ý rằng phương pháp cắt trực tiếp có thể được áp dụng để xác định các thông số cường độ chống cắt ban đầu của đất không bão hòa, đặc biệt trong điều kiện hạn chế về thiết bị thí nghiệm tại Việt Nam.

Nghiên cứu đã thành công trong việc ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) để phân tích ổn định tổng thể của nền đường đắp Đồng thời, mô hình số kết hợp giữa DEM và PFV được sử dụng để đánh giá ổn định thấm và lún cục bộ, kết hợp với kết quả từ các thí nghiệm thực tế.

Ki ế n ngh ị

Bổ sung thí nghiệm nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà bằng cách xây dựng đường cong quan hệ giữa các đặc trưng này với các mẫu đất dọc tuyến trong khu vực nghiên cứu, nhằm mở rộng kết quả phân tích.

Kết quả quan trắc thực tế và tính toán các đặc trưng cơ học của đất được bổ sung nhằm khẳng định vai trò quan trọng của phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) trong việc tính toán ổn định đất miền Trung So sánh với các kết quả phân tích bằng FEM, điều này cung cấp cơ sở vững chắc để xác nhận khả năng dự báo của mô hình FEM.

Nghiên cứu mối liên kết giữa FEM và DEM–PFV nhằm mô hình hóa và mô phỏng các vấn đề liên quan đến ứng xử vĩ mô và vi mô của đất không bão hòa dưới tác động của tải trọng và biến đổi khí hậu Việc áp dụng các phương pháp này giúp hiểu rõ hơn về sự tương tác giữa đất và môi trường, từ đó đưa ra giải pháp hiệu quả cho các thách thức liên quan đến quản lý tài nguyên đất trong bối cảnh biến đổi khí hậu.

DANH M Ụ C CÔNG TRÌNH KHOA H ỌC ĐÃ CÔNG BỐ

1 Anh Tuan TONG, Nguyen Hoang Phuong LUONG “Numerical model of hydro – mechanical coupling DEM – PFV and application for simulation of settlement of soil saturated in embankments due to static loading” CIGOS 2019 – Hà Nội – Việt Nam Scopus Q4 Page (745-750)

2 Lương Nguyễn Hoàng Phương, Tống Anh Tuấn “Phương pháp phần tử rời rạc và 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 ảnh hưởng của mưa lớn kéo dài có xét đến biến đổi khí hậu đến sự ổn định của mái taluy 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)

1 Bạch Quốc Tiến (2009) Dòng thấm trong đất không bão hoà In: Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng - số 1(30).2009

2 Bộ Tài nguyên và Môi trường (2020) Kịch bản biến đổi khí hậu và nước biển dâng cho Việt Nam

3 Fredlund DG, Rahardjo H (1998) Cơ học đất cho đất không bão hòa (Tập 1, 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 Giáo dục

4 Fredlund DG, Rahardjo H (1998) Cơ học đất cho đất không bão hòa (Tập 2, 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 Giáo dục

5 Hồ sơ tính toán thủy văn (2013) Hồ sơ thiết kế bước Thiết kế kỹ thuật, Tập IV

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 học Kỹ thuật Thủy lợi và môi trường

7 Nguyễn Đăng Mậu, Thắng NV, Khiêm MV, Linh LN, Hiệu NT (2016) NGHIÊN

CỨU CHỈ SỐ GIÓ MÙA MÙA HÈ CHO KHU VỰC VIỆT NAM Tạp chí Khí tượng Thuỷ văn

8 Nguyễn Đình Dũng (2021) Thí nghiệm xác định gradient thấm giới hạn của đất

In: Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường Accessed 3 Feb 2023

9 Nguyễn Đức Hậu (2009) Nghiên cứu xác định đặc trưng mưa lớn ở các tỉnh duyên hải miền trung Chuyên đề 3.2.2 thuộc đề tài nhánh cấp bộ mã sốĐT ĐL.2009/01

10 Nguyễn Thanh Quang (2021) Nghiên Cứu Sự Thay Đổi Tính Chất Cơ Lý Của Đất Đắp Đập Do Ảnh Hưởng Của Dòng Thấm Theo Thời Gian In: Thư Viện Luận Văn Accessed 7 Jul 2023

11 Nguyễn Thị Ngọc Hương (2013) Nghiên cứu ảnh hưởng của cường độ chống cắt đất không bão hòa đến sự ổn định đập đất Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Trường Đại học

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 học Kỹ thuật

Thủy lợi và môi trường 94–99

13 Nguyễn Văn Thơ, Nguyễn Văn Tài (1994) Khái quát đặc điểm địa chất công trình và nguồn vật liệu đắp đập ở khu vực từ Quảng Nam - Đà Nẵng đến Đông Nam Bộ Tuyển tập báo cáo Hội thảo khoa học sử dụng đất đắp đập miền Trung - Bộ Thủy lợi

14 Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh (2001) Sử dụng đất tại chỗđể đắp đập Tây Nguyên, Nam Trung Bộ và Đông Nam Bộ Nhà xuất bản Nông nghiệp

15 Phạm Huy Dũng (2020) Nghiên Cứu Ảnh Hưởng Của Mưa Đến Ổn Định Mái

Dốc Đất Không Bão Hòa In: Thư Viện Luận Văn Accessed 2 Jan 2023

16 Phạm Quang Hưng Tính toán ổn định mái dốc có xét đến yếu tố không bão hòa của đất trong điều kiện Việt Nam Accessed 2 Jan 2023

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 Feb 2023

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 Volume 20