Trong bài báo này, các mẫu đất sét kaolinite được củng cố thông thường đã được thử nghiệm dưới các kéo cắt đơn giản theo chu kỳ không định hướng và đa hướng. Nó được chỉ ra từ các kết quả thử nghiệm rằng biên độ biến dạng biến dạng (γ), hướng cắt theo chu kỳ (độ lệch pha (θ)) và số chu kỳ (n) có ảnh hưởng đáng kể đến sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng quá mức trong quá trình cắt theo chu kỳ.
36(2), 149-159 Tạp chí CÁC KHOA HỌC VỀ TRÁI ĐẤT 6-2014 NGHIÊN CỨU SỰ BIẾN ĐỔI ÁP LỰC NƯỚC LỖ RỖNG CỦA ĐẤT LOẠI SÉT BÃO HÒA NƯỚC CHỊU TẢI TRỌNG ĐỘNG CHU KỲ ĐƠN VÀ ĐA PHƯƠNG TRONG ĐIỀU KIỆN KHƠNG THỐT NƯỚC TRẦN THANH NHÀN, ĐỖ QUANG THIÊN Email: doquangthien1969@gmail.com Trường Đại học Khoa học Huế Ngày nhận bài: - - 2013 Mở đầu Dưới tác động tải trọng động, đất loại sét (kể đất sét yếu) có sức kháng động tốt đất loại cát [4] nên nghiên cứu tính chất động học đất chủ yếu tập trung đất cát [14] Tuy nhiên, kết quan trắc thực tế cho thấy lực cắt trượt động sóng S (sóng ngang) động đất gây tăng nhanh áp lực nước lỗ rỗng làm giảm sức kháng cắt đất Hơn nữa, phân tán áp lực nước lỗ rỗng sau động đất, chẳng hạn sau động đất Mexico City năm 1985 [12] hay động đất Hyogo-ken Nanbu năm 1995 [5] gây tượng lún mạnh, lún lệch gây ổn định móng cơng trình xây dựng tầng đất sét yếu Hình Xung động đất ghi nhận trực tiếp từ hai phương bắc nam đông tây Kết ghi nhận xung động trận động đất nhiều nghiên cứu mô hình rằng, động đất lớp đất chịu tác dụng tải trọng động đa phương có biên độ biến dạng tần số thay đổi liên tục [1] Từ hình cho thấy xung động đất động đất Hyogo-ken Nanbu năm 1995 ghi lại theo hướng bắc nam đông tây độ sâu 16m [7] Từ xung động tác giả tính tốn lập biểu đồ biến thiên độ biến dạng theo thời gian (hình 2) qũy đạo độ biến dạng trượt mặt phẳng nằm ngang (hình 3) Từ hình dể dàng thấy xung động đất động đất thể biến dạng trượt động đa phương Vì vậy, nghiên cứu liên quan đến ảnh hưởng động đất lên tính chất động học đất phải thực theo mơ hình cắt trượt động đa phương Hình Biểu đồ biến thiên độ biến dạng theo thời gian 149 Hình Qũy đạo độ biến dạng theo phương bắc nam đông tây mặt phẳng ngang Sự thay đổi tính chất lý đất loại sét điều kiện tải trọng động chu kỳ nghiên cứu nhiều cơng trình với nhiều mơ hình thiết bị thí nghiệm khác Ohara Matsuda [11] nghiên cứu ảnh hưởng độ biến dạng trượt (γ), số lượng chu kỳ (n) hệ số cố kết (OCR) đến thay đổi áp lực nước lỗ rỗng tính chất nén lún sau cắt trượt thí nghiệm cắt trượt chu kỳ đơn phương, khơng nước theo sơ đồ điều khiển độ biến dạng (strain-controlled) Bằng thiết bị thí nghiệm cắt trượt đơn giản chu kỳ theo sơ đồ điều khiển ứng suất (stress-controlled), Yasuhara Andersen [13], Yildirim Ersan [14] nghiên cứu đặc tính cố kết đất sét cố kết bình thường điều kiện tác dụng liên tục tải trọng chu kỳ khơng nước xen kẽ với thời gian thoát nước Đồng thời, tác giả đề xuất phương pháp dự báo thay đổi áp lực nước lỗ rỗng q trình cắt trượt tính tốn độ lún giai đoạn tái nén ép [9, 11, 13] Ngoài ra, đất móng cơng trình xây dựng ngồi khơi vùng Bắc cực chịu điều kiện tải trọng phức tạp, ngồi ứng suất cắt trượt hướng tâm tải trọng cơng trình, phần tử đất móng cơng trình cịn chịu lực cắt lớn theo phương ngang tải trọng dịch chuyển băng Do đó, để nghiên cứu ảnh hưởng góc lệch ứng suất ngang ban đầu (do tải trọng cơng trình) với ứng suất cắt trượt theo phương ngang khác (do tải trọng dịch chuyển băng) đến quan hệ độ bền độ biến dạng - ứng suất đất loại sét, DeGroot cộng sử dụng thiết bị thí nghiệm cắt trượt tĩnh đơn giản trực tiếp Geonor (Geonor direct simple shear test apparatus) thiết bị cắt trượt tĩnh đơn giản trực tiếp đa phương (Multi150 Hình Ảnh chụp thiết bị thí nghiệm cắt trượt động đơn giản chu kỳ đa phương directional direct simple shear test apparatus) đất sét Blue Boston kết luận “tính chất kháng cắt khơng thoát nước đất phụ thuộc lớn vào giá trị góc lệch hai lực cắt trượt mặt phẳng ngang” [2] Tuy nhiên, ảnh hưởng phương cắt trượt tải trọng động chu kỳ đa phương lên tính chất động học đất dính (đất loại sét) chưa nghiên cứu hiểu biết đầy đủ, ảnh hưởng đất cát khẳng định nghiên cứu nhiều cơng trình, áp dụng vào tính tốn thiết kế từ lâu Ngoài ra, Matsuda cộng gần nghiên cứu quan hệ độ lún sau cắt trượt với hệ số suy giảm ứng suất hữu hiệu đất cát đề xuất phương pháp tính tốn thay đổi ứng suất hữu hiệu đất cát tác dụng tải trọng động chu kỳ đơn phương đa phương thông qua sử dụng thông số đường biến dạng [9] Từ thiết bị cắt trượt động đơn giản chu kỳ đa phương, tiến hành thí nghiệm đất sét kaolin cố kết bình thường, theo sơ đồ điều khiển độ biến dạng từ phương vng góc với Mục đích thí nghiệm nghiên cứu nhằm: (i) xác định ảnh hưởng phương cắt trượt (giữa đơn phương với đa phương đa phương có độ lệch pha khác nhau), độ biến dạng trượt (γ) số lượng chu kỳ (n) lên thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trình cắt trượt; (ii) phát triển phương pháp cho phép dự báo thay đổi áp lực nước lỗ rỗng thông số đường biến dạng Tính xác phương pháp kiểm chứng thơng qua so sánh kết thí nghiệm với giá trị tính tốn cho trường hợp đơn phương đa phương; (iii) giảm thiểu triệt tiêu ảnh hưởng phương cắt trượt lên phát triển áp lực nước lỗ rỗng trình cắt trượt khơng nước Thí nghiệm cắt trượt động đơn phương đa phương 2.1 Thiết bị thí nghiệm Hình ảnh chụp thiết bị thí nghiệm cắt trượt động đơn giản chu kỳ đa phương Thông qua hai phương cắt trượt vng góc với nhau, thiết bị cho phép tác dụng lên mẫu đất (đặt hộp cắt) nhiều loại tải trọng động khác Hình 4a, b, c ảnh chụp mẫu đất hộp cắt giai đoạn (a) thí nghiệm khác Hộp cắt trượt hộp cắt kiểu Kjellman, mẫu đất bảo vệ màng cao su Bên ngồi màng cao su 15 đến 16 vịng nhựa xếp chồng lên Mỗi vịng nhựa đường kính 75,4mm, dày 2mm Bằng cách xếp này, mẫu đất không bị biến dạng ngang đảm bảo biến dạng cắt trượt q trình thí nghiệm Bề mặt vịng nhựa bơi bột Silicate Magie nhằm giảm thiểu ma sát vòng đảm bảo biến dạng phân bố đồng theo chiều cao mẫu q trình thí nghiệm (b) (c) Hình (a) Mẫu đất hộp cắt trước cố kết; (b) Mẫu đất hộp cắt trước thí nghiệm cắt trượt chu kỳ khơng nước; (c) Mẫu đất sau kết thúc thí nghiệm 2.2 Mẫu thí nghiệm Vật liệu sử dụng nghiên cứu đất sét kaolin với số tiêu lý sau: tỷ trọng Gs = 2,83, độ ẩm giới hạn chảy wL = 47,8%, độ ẩm giới hạn dẻo wp = 22,3% số nén ép Cc = 0,305 Để chuẩn bị mẫu đất thí nghiệm, bột đất sét kaolin khô trộn với nước cất đến độ ẩm khoảng 80% (dưới dạng bùn chảy) Sau giữ cho độ ẩm không thay đổi ngày, huyền phù hút khí hộp chân khơng khoảng 30 phút sau đổ vào màng cao su đặt sẵn hộp cắt (hình 4a) Sau đó, đất sét kaolin cố kết áp lực thẳng đứng σv0 = 49 kPa 98 kPa thời gian 40 phút Thời gian cố kết xác định theo kết quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm cố kết tiến hành hộp cắt Sau cố kết, mẫu thí nghiệm có đường kính 75mm, chiều cao khoảng 20mm với hệ số rỗng ban đầu e0 = 1,11-1,19 Nhằm đảm bảo độ bão hịa cho thí nghiệm điều kiện khơng nước, mẫu đất phải đạt hệ số áp lực lỗ rỗng (B-value) B > 0,95 trước thí nghiệm cắt trượt 2.3 Các bước thí nghiệm Sau trình cố kết, mẫu đất chịu cắt trượt đơn giản chu kỳ đơn phương đa phương, khơng nước theo thơng số đầu vào gồm số lượng chu kỳ, độ biến dạng trượt độ lệch pha lập trình (hình 5) Sau kết thúc cắt trượt, van thoát nước mở áp lực nước lỗ rỗng (Udyn) tích lũy q trình cắt thoát Độ lún áp lực nước lỗ rỗng mẫu đất theo dõi theo thời gian 60 phút Tất mẫu đất thí nghiệm cắt trượt đơn phương đa phương (θ = 20°, 45°, 70° 151 90°) điều kiện khơng nước Biên độ độ biến dạng thay đổi từ γ = 0,05% đến γ = 3,0% số lượng chu kỳ n = 10, 20, 50, 100 200 Biến dạng cắt trượt tác dụng lên mẫu đất có dạng hình sin với tần số f = 0,5 Hz Hình thể mơ hình biến dạng đặt trưng mẫu điều kiện cắt trượt đơn phương (hình 6a) đa phương với θ = 90° (hình 6b) Độ biến dạng trượt xác định tỷ số biên độ biến dạng ngang lớn δ với chiều cao ban đầu mẫu Hình thể kết ghi lại sóng lực cắt trượt chu kỳ hình qũy đạo độ biến dạng trượt mặt phẳng nằm ngang cho thí nghiệm cắt trượt chu kỳ đơn phương đa phương có độ biến dạng γ = 1,0% Trong thí nghiệm, điều kiện cắt trượt đơn phương đa phương có độ lệch pha khác máy tính điều khiển từ phương X Y vng góc với Trong thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương, biến dạng trượt tác dụng lên mẫu đất từ phương (đối với nghiên cứu phương X, hình 6a) nên quỹ đạo độ biến dạng cắt trượt tạo nên đường thẳng (hình 7) Trong thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đa phương, biến dạng trượt tác dụng đồng thời lên mẫu đất từ phương X (γX) phương Y (γY) vng góc với Biến dạng trượt hai phương có biên độ biến dạng (γ = 1,0%) có độ lệch pha khác (hình 6b), hình dạng độ biến dạng thay đổi từ đường elip (θ = 20°) đến đường tròn (θ = 90°) (hình 7) Ảnh hưởng phương cắt trượt độ lệch pha lên hình dạng đường biến dạng thể rõ hình nên có vai trị quan trọng, ảnh hưởng đến tính chất động học đất Hình Mơ hình mẫu đất bị cắt trượt chu kỳ đơn phương (a) đa phương với θ = 90° (b) Hình Kết ghi lại sóng cắt trượt chu kỳ thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương đa phương với độ biến dạng γ = 1,0% 152 Kết thảo luận 3.1 Áp lực nước lỗ rỗng hàm số độ biến dạng (γ) số lượng chu kỳ (n) - phương pháp tính tốn truyền thống 3.1.1 Sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trình cắt trượt động chu kỳ khơng nước Dưới tác động tải trọng động chu kỳ điều kiện khơng nước, áp lực nước lỗ rỗng (Udyn) đất tăng lên với trình gia tải (hay tăng lên theo số lượng chu kỳ) Kết ghi lại thay đổi áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương đa phương khơng nước cho độ biến dạng γ = 0,1%, 0,4% 2,0% vẽ hình Kết thí nghiệm cho thấy áp lực nước lỗ rỗng mẫu đất tăng theo số lượng chu kỳ số lượng chu kỳ, độ biến dạng lớn cho kết Hình Qũy đạo đường biến dạng trượt mặt phẳng nằm ngang thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương đa phương với độ biến dạng γ = 1,0% áp lực nước lỗ rỗng cao Ngoài ra, giá trị độ biến dạng, áp lực nước lỗ rỗng điều kiện tải trọng động đa phương (θ = 20°, 45°, 70° and 90°) cao nhiều so với giá trị thí nghiệm cắt trượt động đơn phương; thí nghiệm động đa phương, áp lực nước lỗ rỗng tăng theo giá trị độ lệch pha Kết tương tự thấy hình 10; hai hình hệ số áp lực nước lỗ rỗng, định nghĩa Udyn/σ’v0 với σ’v0 ứng suất hữu hiệu, vẽ với số lượng chu kỳ (hình 9) độ lệch pha (hình 10) Từ kết thí nghiệm vừa nêu thấy phương cắt trượt, biên độ độ biến dạng số lượng chu kỳ thông số quan trọng ảnh hưởng đến hình thành phát triển áp lực nước lỗ rỗng đất dính chịu tải trọng động chu kỳ đơn phương đa phương điều kiện khơng nước Hình Kết thể thay đổi áp lực nước lỗ rỗng (Udyn) ghi lại thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương đa phương với γ = 0,1%, 0,4% 2,0% (a) n = 10 Hình Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng (Udyn/σ’v0) với số lượng chu kỳ (n) thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương đa phương với γ = 0,1%, 0,4% 2,0% (b) n = 200 Hình 10 Sự thay đổi hệ số áp lực nước lỗ rỗng với độ lệch pha (θ) cho giá trị độ biến dạng số lượng chu kỳ khác 153 3.1.2 Cơng thức tính tốn Năm 1984, Ohara cộng xác định đất sét kaolin cố kết bình thường (OCR = 1) chịu cắt trượt động chu kỳ điều kiện khơng nước áp lực nước lỗ rỗng tăng theo số lượng chu kỳ (n) Các tác giả sau xây dựng cơng thức tính tốn thể mối quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng số lượng chu kỳ hàm hypecbon sau: U dyn n = α +β n σ' v0 (1) Trong α β tham số thí nghiệm phụ thuộc vào độ biến dạng (γ) biểu diễn: α = A (γ )m β = γ B+Cγ (2) (3) Hằng số thí nghiệm A, B, C m cơng thức (2) (3) xác định thực nghiệm phương pháp “curve-fitting” Chi tiết áp dụng phương pháp để xác định giá trị cho A, B, C m tìm thấy cơng trình nghiên cứu trước [10, 11] Năm 1988, Ohara Matsuda [11] phát triển công thức (1) để áp dụng đất sét kaolin cố kết (OCR = 2, 6) chịu tác dụng tải trọng động chu kỳ đơn phương điều kiện không nước Bản phát triển cơng thức có phổ áp dụng rộng độ biến dạng (γ = 0,1% đến 3,0%) sử dụng tính tốn độ lún cho lớp đất dính tải trọng động chu kỳ đơn phương gây 3.1.3 Tính tốn hệ số áp lực nước lỗ rỗng Trong hình 11, hệ số áp lực nước lỗ rỗng vẽ theo số lượng chu kỳ cho đất sét kaolin cố kết bình thường chịu tải trọng động chu kỳ đơn phương đa phương với độ biến dạng γ = 0,1%, 0,4% 2,0% Ký hiệu hình kết thí nghiệm đường cong nét đứt nét liền thể kết tính tốn cơng thức (1) tương ứng cho trường hợp đơn phương đa phương Dễ dàng thấy kết tính tốn phù hợp với kết thí nghiệm 154 Hình 11 Hệ số áp lực nước lỗ rỗng vẽ theo số lượng chu kỳ cho thí nghiệm cắt trượt chu kỳ đơn phương đa phương (θ = 20°, 45°, 70° and 90°) với γ = 0,1%, 0,4% 2,0% Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng logarit độ biến dạng thể hình 12 13 cho điều kiện phương cắt trượt số lượng chu kỳ khác Kí hiệu hai hình thể kết thí nghiệm giá trị tính tốn theo cơng thức (1) thể đường cong nét liền (đa phương) nét đứt (đơn phương) Từ kết hình cho thấy độ biến dạng số lượng chu kỳ lớn hệ số áp lực nước lỗ rỗng cao độ biến dạng số lượng chu kỳ, hệ số áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm đa phương lớn giá trị điều kiện đơn phương Đối với thí nghiệm đa phương hệ số áp lực nước lỗ rỗng tăng theo độ lệch pha Ngoài ra, số kết thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đa phương áp lực thẳng đứng 98kPa thể kí hiệu hình 12a, b Có thể thấy chênh lệch hệ số áp lực nước lỗ rỗng hai giá trị áp lực thẳng đứng (49kPa 98kPa) không đáng kể Kết phù hợp với kết thu trước cho trường hợp tải trọng động chu kỳ đơn phương [8, 11] Do kết luận rằng, giới hạn tải trọng thẳng đứng từ 49kPa đến 98kPa ảnh hưởng áp lực thẳng đứng lên thay đổi áp lực nước lỗ rỗng khơng đáng kể đó, kết tính tốn hình 12 13 cơng thức (1) áp dụng vào trường hợp tải trọng thẳng đứng khác nhau, phạm vi từ 49kPa đến 98kPa Tuy nhiên, so sánh chi tiết kết thí nghiệm kết tính tốn hình 12a, b cho thấy n < 50 kết thí nghiệm tính tốn phù hợp với cho trường hợp đơn phương đa phương Nhưng n > 50, kết tính tốn cho trường hợp đa phương (hình 13b) khơng xác kết điều kiện đơn phương (hình 13a) Vì vậy, tính tốn áp lực nước lỗ rỗng đất dính chịu tải trọng động chu kì đa phương cơng thức (1) áp dụng cho trường hợp n < 50 Khi n > 50, cần thiết phải phát triển công thức (1) đề xuất phương pháp tính tốn phù hợp (a) n = 10 (b) n = 200 Hình 12 Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng độ biến dạng cho thí nghiệm cắt trượt chu kỳ đơn phương đa phương với số lượng chu kỳ khác (a) Đơn phương (b) Đa phương (θ = 90°) Hình 13 Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng với độ biến dạng cho thí nghiệm cắt trượt chu kỳ đơn phương đa phương (θ = 90°) với số lượng chu kỳ khác 3.2 Áp lực nước lỗ rỗng theo hàm số độ biến dạng tích lũy (G*) - phương pháp tính tốn 3.2.1 Định nghĩa thông số đường biến dạng Fukutake Matsuoka xây dựng mơ hình gọi Mơ hình Bowl để luận giải di chuyển hạt đất đất loại cát điều kiện cắt trượt động chu kỳ đa phương nước Trong mơ hình này, đường biến dạng trượt mặt phẳng ngang mô tả hai thông số độ biến dạng tổng hợp - Γ độ biến dạng tích lũy - G* [3] Trong đó, độ biến dạng tổng hợp khoảng cách hạt đất so với vị trí ban đầu, thơng số liên quan đến dịch chuyển hạt đất trình cắt trượt độ biến dạng tích lũy chiều dài đường biến dạng trượt trình cắt trượt, nên thông số liên quan đến mức độ phá hủy cấu trúc mẫu đất (hình 14) Hai thơng số mô tả công thức (4) (5) sau: * G = ∑ ΔG * = ∑ Δγ + Δγ x y (4) 155 Γ = γ +γ x y (5) Với ΔγX ΔγY đặt trưng cho phần tố tăng lên độ biến dạng trượt theo phương X Y biến dạng trượt (γ) cho số lượng chu kỳ khác (n = 10, 20, 50, 100 200) trình bày hình 15a, b cho trường hợp đơn phương đa phương Kí hiệu hình kết thí nghiệm đường nét liền giá trị tính tốn theo cơng thức sau: - Cắt trượt chu kỳ đơn phương: G* = n (3.950 γ + 0.0523) (6) - Cắt trượt chu kỳ đa phương: G* = n (5.995 γ + 0.3510) Hình 14 Khái niệm độ biến dạng tích lũy (G*) độ biến dạng tổng hợp (Γ ) cắt trượt chu kỳ đa phương (theo Fukutake Matsuoka [14]) Quan hệ độ biến dạng tích lũy (G*) với độ (a) Cắt trượt chu kỳ đơn phương (7) Giá trị tính tốn theo cơng thức (6) (7) hồn tồn phù hợp với kết thí nghiệm Từ hình 15 kết luận độ biến dạng tích lũy hàm số độ biến dạng (γ) số lượng chu kỳ (n) Khi số lượng chu kỳ nhau, G* tăng theo tỷ lệ với γ, so sánh hình 15a, b độ biến dạng, G* trường hợp đa phương lớn trường hợp đơn phương độ chênh lệch chúng tăng lên theo số lượng chu kỳ (b) Cắt trượt chu kỳ đa phương Hình 15 Quan hệ độ biến dạng trượt tích lũy (G*) với độ biến dạng (γ) số lượng chu kỳ (n) cắt trượt chu kỳ đơn phương (a) đa phương (b) 3.2.2 Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng (Udyn/σ’v0) với độ biến dạng tích lũy (G*) Nhằm thể tính ưu việt độ biến dạng tích lũy (G*) mô tả thay đổi áp lực nước lỗ rỗng, quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng G* trình bày hình 16 cho số lượng chu kỳ n = 50 (số liệu tương tự hình 9) Hai đường nét đứt nét liền giá trị Udyn/σ’v0 sau 50 chu kỳ cho trường hợp đơn phương đa phương Có thể thấy rằng, giá trị độ biến dạng số lượng chu kỳ, độ biến 156 dạng tích lũy thí nghiệm đa phương lớn đơn phương cắt trượt chu kỳ đa phương có độ lệch pha khác thông số tăng theo độ lệch pha, G* lớn hệ số áp lực nước lỗ rỗng cao Như đề cập trước đây, áp lực nước lỗ rỗng phụ thuộc lớn vào phương cắt trượt (giữa đơn phương đa phương) nên khác hệ số áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm đa phương đơn phương rõ ràng (hình 12) Tuy nhiên, so sánh hai đường nét liền nét đứt hình 16 thấy chúng gần trùng điều cho thấy khác hệ số áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm đơn phương đa phương (hay ảnh hưởng phương Hình 16 Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng độ biến cắt trượt lên áp lực nước lỗ rỗng) triệt tiêu sử dụng độ biến dạng tích lũy G* Hình 17 Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng logarit dạng tích lũy thí nghiệm cắt trượt chu kỳ đơn phương độ biến dạng tích lũy cho điều kiện phương đa phương thực cho γ = 0,1%, 0,4% 2,0% cắt trượt, độ biến dạng số lượng chu kỳ khác 3.2.3 Hệ số áp lực nước lỗ rỗng hàm số độ biến dạng tích lũy G* Năm 2011, Matsuda cộng đề xuất phương pháp tính tốn thay đổi ứng suất hữu hiệu đất loại cát tác động tải trọng chu kỳ đa phương thông qua sử dụng độ biến dạng tích lũy (G*) sau: Δσ v' σ ' v0 = G* α + β G* (8) Δσ’v độ suy giảm ứng suất hữu hiệu Đối với điều kiện khơng nước độ suy giảm ứng suất hữu hiệu cân với giá trị tăng lên áp lực nước lỗ rỗng, nghĩa Udyn = ⎢Δσ’V⎜ Do đó, ứng dụng cho thí nghiệm cắt trượt chu kỳ khơng nước cơng thức (8) trở thành: U dyn σ 'v = G* α + β G* (9) Hệ số α β công thức (8) (9) tương tự công thức (1) Quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng logarit độ biến dạng tích lũy thể hình 17 cho điều kiện phương cắt trượt, độ biến dạng số lượng chu kỳ khác Ký hiệu hình kết thí nghiệm đường nét liền nét đứt tương ứng với giá trị tính tốn công thưc (9) cho trường hợp đơn phương đa phương Nhìn chung, giá trị tính tốn phù hợp với kết thí nghiệm cho tất điều kiện thí nghiệm khác Ngồi thấy hình 17, độ biến dạng tích lũy G* tăng theo độ biến dạng trượt số lượng chu kỳ, độ biến dạng tích lũy lớn hệ số áp lực nước lỗ rỗng cao Trong hình 12a, b, tương ứng với số lượng chu kỳ, hệ số áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm đa phương đơn phương chênh lệch lớn giới hạn độ biến dạng từ 0,05% đến 3,0% Tuy nhiên, sử dụng độ biến dạng tích lũy G*, chênh lệch bị biến mất, thơng qua kết thí nghiệm giá trị tính tốn hình 17 Do đó, chênh lệch hệ số áp lực nước lỗ rỗng cắt trượt chu kỳ đơn phương đa phương hay ảnh hưởng phương cắt trượt lên thay đổi áp lực nước lỗ rỗng bị triệt tiêu sử dụng hàm số độ biến dạng tích lũy Kết Luận Kết ghi lại từ máy tính thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trình cắt trượt khơng nước quan hệ hệ số áp lực nước lỗ rỗng với độ lệch pha độ biến dạng cho thấy phương cắt trượt, biên độ biến dạng trượt số lượng chu kỳ có ảnh hưởng lớn đến phát 157 triển áp lực nước lỗ rỗng trình cắt trượt động chu kỳ khơng nước Độ biến dạng số lượng chu kỳ lớn hệ số áp lực nước lỗ rỗng cao Tại giá trị độ biến dạng số lượng chu kỳ, áp lực nước lỗ rỗng cắt trượt đa phương gây lớn nhiều thí nghiệm đơn phương Đối với thí nghiệm đa phương áp lực nước lỗ rỗng tăng theo độ lệch pha [2] DeGroot, D J., Ladd, C C and Germaine, J T., 1996: Undrained multidirectional direct simple shear behavior of cohesive soil, J Geotechnical Eng., ASCE, Vol 122, No 2, pp.91-98 Phương pháp tính tốn áp lực nước lỗ rỗng truyền thống Ohara Matsuda (1984) đề xuất (cho điều kiện cắt trượt đơn phương) áp dụng cho điều kiện cắt trượt đơn phương đa phương n < 50 Khi n > 50 giá trị tính tốn điều kiện đa phương khơng xác nên cần thiết phải phát triển phương pháp cũ đề xuất phương pháp cho phép tính tốn hệ số áp lực nước lỗ rỗng điều kiện cắt trượt chu kỳ đa phương với độ biến dạng số lượng chu kỳ khác [4] Hyodo, M., Yamamoto, Y and Sugiyama, M., 1994: “Undrained cyclic shear behaviour of normally consolidated clay subjected to initial static shear stress”, Soils and Foundations, Vol 34, No 4, pp 1-11 Nhằm kiểm tra ảnh hưởng tải trọng thẳng đứng lên tính chất động học đất, số thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đa phương (θ = 90°) tiến hành điều kiện tải trọng thẳng đứng σv0 = 98 kPa Kết thí nghiệm cho thấy khác tải trọng thẳng đứng, tối thiểu 49kPa 98kPa, không ảnh hưởng nhiều đến phát triển áp lực nước lỗ rỗng điều kiện cắt trượt chu kỳ đa phương Kết phù hợp với kết luận trước cho điều kiện cắt trượt chu kỳ đơn phương Thông qua sử dụng thông số biến dạng độ biến dạng tích lũy G*, phát triển áp dụng thành công phương pháp cho phép tính tốn hệ số áp lực nước lỗ rỗng điều kiện thí nghiệm khác nhau: đơn phương, đa phương có độ lệch pha khác nhau, biên độ biến dạng số lượng chu kỳ khác Đồng thời, việc sử dụng thông số này, triệt tiêu ảnh hưởng phương cắt trượt lên thay đổi áp lực nước lỗ rỗng q trình cắt trượt khơng nước TÀI LIỆU DẪN [1] Ansal, A., Iyisan, R and Yildirim, H., 2001: “The cyclic behavior of soils and effects of geotechnical factors in microzonation”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 21, No 5, pp 445-452 158 [3] Fukutake, K and Matsuoka, H A., 1989: “Unified law for dilatancy under multi-directional simple shearing”, Journal of JSCE Division C, JSCE, Vol (412/III-1), pp 143-151 (tiếng Nhật) [5] Matsuda, H., 1997: “Estimation of postearthquake settlement-time relations of clay layers”, Journal of JSCE Division C, JSCE, Vol 568(III-39), pp 41-48 (tiếng Nhật) [6] Matsuda, H and Ohara, S., 1989: “Threshold strain of clay for pore pressure buildup”, Proc of 12h World Conf on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rio De Janeiro, pp 127-130 [7] Matsuda, H and Nagira, H., 2000: “Decrease in effective stress and reconsolidation of saturated clay induced by cyclic shear”, Journal of JSCE Division C, JSCE, Vol 659(III-52), pp 6375 (tiếng Nhật) [8] Matsuda, H., Shinozaki, H., Okada, N., Takamiya, K and Shinyama, K., 2004: “Effects of multi-directional cyclic shear on the postearthquake settlement of ground”, Proc of 13th World Conf on Earthquake Engineering, Vancouver, B.C., Canada, Paper No 2890 [9] Matsuda, H., Andre, P H., Ishikura, R and Kawahara, S., 2011: “Effective stress change and post-earthquake settlement properties of granular materials subjected to multi-directional cyclic simple shear”, Soils and Foundations, Vol 51, No 5, pp 873-884 [10] Ohara, S., Matsuda, H and Kondo, Y., 1984: “Cyclic simple shear tests on saturated clay with drainage”, Journal of JSCE Division C, JSCE, Vol (352/III-2), pp 149-158 (tiếng Nhật) [11] Ohara, S and Matsuda, H., 1988: “Study on the settlement of saturated clay layer induced by cyclic shear”, Soils and Foundations, Vol 28, No 3, pp 103-113 [12] Ohmachi, T., Kawamura, M., Yasuda, S., Mimura, C and Nakamura, Y., 1988: “Damage due to the 1985 Mexico Earthquake and the ground conditions”, Soils and Foundations, Vol 28, No 3, pp 149-159 [13] Yasuhara, K and Andersen, K H., 1991: “Recompression of normally consolidated clay after cyclic loading”, Soils and Foundations, Vol 31, No 1, pp 83-94 [14] Yildirim, H and Ersan, H., 2007: “Settlements under consecutive series of cyclic loading”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol 27, No 6, pp 577-585 SUMMARY Study on excess pore water pressure changes of saturated soft clay subjected to undrained uni-directional and multi-directional cyclic simple shears In this paper, normally consolidated specimens of kaolinite clay were tested under undrained uni-directional and multi-directional cyclic simple shears It is shown from the test results that shear strain amplitude (γ), cyclic shear direction (phase difference (θ)) and the number of cycles (n) have significant effects on the changes of excess pore water pressure during cyclic shearing However, the effect of cyclic shear direction on the excess pore water pressure can be eliminated by using a new parameter - cumulative shear strain (G*) Conventional estimation method of excess pore water pressure can not be used for the case of multi-directional cyclic shear with the number of cycles larger than 50 (n > 50) Consequently, a new estimation method, which is a function of cumulative shear strain was proposed This method can be applied to various experimental conditions including uni-directional and multi-directional cyclic simples shear with different shear strain amplitudes and number of cycles 159 ... lỗ rỗng đất dính chịu tải trọng động chu kỳ đơn phương đa phương điều kiện khơng nước Hình Kết thể thay đổi áp lực nước lỗ rỗng (Udyn) ghi lại thí nghiệm cắt trượt động chu kỳ đơn phương đa phương. .. số áp lực nước lỗ rỗng cao Như đề cập trước đây, áp lực nước lỗ rỗng phụ thuộc lớn vào phương cắt trượt (giữa đơn phương đa phương) nên khác hệ số áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm đa phương đơn phương. .. triển áp lực nước lỗ rỗng trình cắt trượt động chu kỳ khơng nước Độ biến dạng số lượng chu kỳ lớn hệ số áp lực nước lỗ rỗng cao Tại giá trị độ biến dạng số lượng chu kỳ, áp lực nước lỗ rỗng cắt