Biểu đồ tương quan độ hao hụt sức kháng cắt theo đ- 123docz.net

V. Chương V: Kết luận và kiến nghị

4.3 Biểu đồ tương quan độ hao hụt sức kháng cắt theo độ ẩm tại K=70%

Hình 4.3 Biểu đồ tương quan độ hao hụt % sức kháng cắt theo độ ẩm tại K=70%

B. Tại K = 95%

Bảng 4.5 Kết quả độ hao hụt sức kháng cắt theo độ bão hòa tại K=95%

Độ hao hụt sức kháng cắt theo độ ẩm

80 kPa 40 kPa 20 kPa 10 kPa

W Δ, kPa Δ, % W Δ, kPa Δ, % W Δ, kPa Δ, % W Δ, kPa Δ, % 40% 0 0 40% 0 0 40% 0 0 40% 0 0 30% 27,4 46,1 30% 14,0 32,7 30% 5,9 24,2 30% 11,4 53,6 23% 89,5 73,6 23% 47,5 62,2 23% 16,3 46,9 23% 17,8 64,3

Hình 4.5 Biểu đồ tương quan độ hao hụt sức kháng cắt theo độ ẩm tại K=95%

Hình 4.6 Biểu đồ tương quan độ hao hụt % sức kháng cắt theo độ ẩm tại K=95%

+ Nhận xét:

- Độ thay đổi độ ẩm càng lớn, độ hao hụt sức kháng cắt càng lớn

Ví dụ: Tại K=95% có cấp tải 10 kPa, độ hao hụt sức kháng cắt giữa độ ẩm 40% và 23% chênh lệch là 17,8 kPa.

- Với cấp tải càng lớn, độ hao hụt sức kháng cắt càng lớn.

Ví dụ: Tại K=95% ở độ ẩm 30% có cấp tải 80 kPa độ hao hụt sức kháng cắt là 27,4 kpa đối với cấp tải 10 kPa có độ hao hụt sức kháng cắt là 11,4 kpa.

4.1.3 Ứng xử của đất đỏ Bazan khi bão hòa.

So sánh ứng xử của đất đỏ Bazan bão hòa theo độ đầm chặt tại K=70% và K=95% độ chênh lệch giữa mẫu ngâm trong nước và mẫu không ngâm nước.

- Phương pháp chuẩn bị mẫu ngâm trong nước tương tự mẫu không ngâm trong nước. Tuy nhiên, đối với mẫu ngâm trong nước sau khi tạo mẫu đất trong dao vòng, lấy mẫu ngâm vào nước trong thời gian 48 giờ. Sau 48 giờ, lấy mẫu ra và tiến hành thí nghiệm cắt đất trực tiếp.

Hình 4.7 Biểu đồ so sánh ứng xử cắt bão hòa theo độ đầm chặt

+ Nhận xét:

- Đối với mẫu được dưỡng bão hòa tại K95, kết quả thí nghiệm cho thấy sức kháng cắt thay đổi rất ít khi thay đổi ứng suất pháp (tương tự ứng xử cắt khơng thốt nước của đất sét bão hòa). Đây là do khi đất được đầm chặt, hệ số thấm của mẫu nhỏ, nước khó thốt ra khỏi mẫu trong q trình cắt đất, do đó đất biểu hiện tương tự sức kháng cắt khơng thốt nước của đất bùn sét bão hòa.

- Đối với mẫu K95 tại độ ẩm bão hòa nhưng khơng được dưỡng bão hịa, tương quan sức kháng cắt theo cấp tải cũng có xu hướng tương tự. Tuy nhiên biểu đồ sức kháng cắt đi ngang (sức kháng cắt tương tự nhau) với cấp tải ứng suất pháp từ 40 kPa đến 80 kPa. Tại cấp tải nhỏ hơn, sức kháng cắt của mẫu giảm xuống.

- Đối với mẫu K70%, sức kháng cắt của mẫu tại độ ẩm bão hòa và mẫu dưỡng bão hòa đều tăng lên khi áp lực pháp tuyến tăng lên. Đất có xu thế ứng xử giống đất cát. Đây là do đất có độ chặt của đất nhỏ, hệ số rỗng lớn, cho phép nước thoát ra khỏi mẫu trong quá trình chắt đất.

Khi so sánh sức kháng cắt giữa mẫu đất bảo hòa và mẫu đất dưỡng bão hòa, kết quả cho thấy mẫu đất dưỡng bão hịa dường như có sự gia tăng lực dính mà khơng làm thay đổi góc ma sát trong của mẫu đất. Biểu đồ tương quan độ gia tăng ứng xử cắt của mẫu bão hòa khi dưỡng mẫu bảo hòa được thể hiện Hình 4.8.

Theo kết quả thể hiện Hình 4.8, độ thay đổi góc ma sát trong khá nhỏ, độ gia tăng

lực dính lớn hơn.

- Tại K=70%, C tăng lên 3,288 kPa - Tại K=95%, C tăng lên 16,82 kPa

Sự gia tăng lực dính của mẫu được dưỡng bão hịa là do khi được dưỡng trong điều kiện bão hòa, liên kết giữa các hạt sét của mẫu tăng lên, từ đó gia tăng lực dính của mẫu đất được dưỡng. Khi đất càng đầm chặt, độ gia tăng lực dính càng lớn. Như vậy, mái dốc mới được đắp đất ở trạng thái bão hịa thì nguy hiểm hơn rất nhiều so với đất được đắp đủ lâu để bão hịa do sau khi thi cơng xong, lực dính giữa trong đất chưa được phát triển đến cường độ lớn nhất.

Tính tốn như sau:

Δ = BH -  (4.3)

Trong đó:

Δ : Độ gia tăng ứng suất cắt, kPa

BH : Ứng suất cắt của mẫu đất được ngâm trong nước, kPa

Hình 4.8 Biểu đồ tương quan độ gia tăng ứng xử cắt khi dưỡng mẫu bão hòa và ứng

suất pháp.

4.1.4 Ứng xử cắt của đất theo độ bão hòa và hệ số đầm chặt.

Bảng 4.6 Bảng tổng hợp Sr, C, . K95 K70 K95 K70 Sr c  Sr c  53,7 36 44,6 48,9 14,2 31,6 70 15,9 29,4 73,3 4,894 28,9 93,4 11,4 16,3 97,8 1,708 27,7 Nhận xét:

- Đất càng bão hịa thì khả năng chống cắt càng giảm. Đặc biệt đối với các cấp tải lớn (Ví dụ: Cơng trình có cấp tải lớn, đất đắp cao...).

4.2 Ứng dụng Geolope/w xác định Fs cho mái dốc tại các độ ẩm khác nhau, được xây dựng cho đoạn đường từ Nguyễn Chí Thanh đến bùng binh Km 5, Quốc lộ 26,

TP. Buôn Ma Thuột, Tỉnh Đắk Lak. Đặc điểm các lớp đất như sau:

- Lớp đất đắp là đất đỏ Bazan với các thông số C,  ,  w theo bảng 3.5

- Lớp đất sét chứa nhiều sạn màu vàng sẫm lẫn ít vân đỏ nâu, trạng thái cứng, chiều

dày từ 2 - 8m. Có C = 30,2 kPa; 2

17 ;o tn 20,1kN /m

    .

→ Sử dụng phương pháp tính Bishop, mơ hình Mohr Coulomb để giải bài tốn sau: + Kết quả Hệ số trượt an tồn Fs khi đắp đất theo TL 1 : 1,5:

- Tại K70%:

Hình 4.10 Độ ẩm 30% - Hệ số an toàn Fs= 1,323 và cung trượt.

- Tại K95%:

Hình 4.12 Độ ẩm 23% - Hệ số an tồn Fs= 1,867 và cung trượt.

Hình 4.14 Độ ẩm 40% - Hệ số an toàn Fs= 1,212 và cung trượt.

+ So sánh Hệ số trượt an toàn tại K70% và K95%: Kết quả: W K70 K95 20% 1,581 - 23% - 1,867 30% 1,323 1,677 40% 1,195 1,212

+ Kết quả khi đắp đất theo TL 1 : 1

- Tại K70%:

Hình 4.17 Độ ẩm 30% - Hệ số an toàn Fs= 1,192 và cung trượt.

- Tại K=95%

Hình 4.19 Độ ẩm 23% - Hệ số an toàn Fs= 1,633 và cung trượt.

Hình 4.21 Độ ẩm 40% - Hệ số an toàn Fs= 1,212 và cung trượt.

+ So sánh Hệ số trượt an toàn tại K70% và K95%:

Kết quả: W K70 K95 20% 1,483 - 23% - 1,633 30% 1,192 1,515 40% 0,909 1,212

Nhận xét:

- Độ ẩm càng tăng thì Hệ số trượt an tồn sẽ giảm (Fs giảm).

Ví dụ: Đất đắp theo TL 1:1, tại K95 ở độ ẩm 23% có Fs = 1,633, ở độ ẩm 30% có Fs = 1,515, ở độ ẩm 40% có Fs = 1,212.

- Độ đầm chặt lớn, cường độ ổn định của đất cũng lớn hơn.

Ví dụ: Đất đắp theo TL 1:1, ở độ ẩm 30% tại K95 có Fs = 1,515 cịn tại K70 có Fs = 1,192

- Tại K=70%, đắp đường theo Tỷ lệ 1:1 sẽ bị trượt mái dốc (Fs = 0,909) khi đất đạt đến trạng thái bão hòa.

- Tại K=95%, cho phép đắp đường theo Tỷ lệ 1:1 với hệ số an toàn lớn hơn Fs = 1,212.

CHƯƠNG V: KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ 4.1 Kết luận:

- Việc nghiên cứu đồng thời cả hai phương pháp thơng thường và đơn giản hóa của Bishop cung cấp hiểu biết đầy đủ sâu sắc hơn về phương pháp trượt cung tròn.

- Độ ẩm thay đổi càng lớn, độ hao hụt sức kháng cắt càng lớn. - Với cấp tải càng lớn, độ hao hụt sức kháng cắt càng lớn.

- Đối với mẫu được dưỡng bão hịa tại K95, kết quả thí nghiệm cho thấy sức kháng cắt thay đổi rất ít khi thay đổi ứng suất pháp (tương tự ứng xử cắt khơng thốt nước của đất sét bão hòa). Đây là do khi đất được đầm chặt, hệ số thấm của mẫu nhỏ, nước khó thốt ra khỏi mẫu trong q trình cắt đất, do đó đất biểu hiện tương tự sức kháng cắt khơng thốt nước của đất bùn sét bão hòa.

- Đối với mẫu K95 tại độ ẩm bão hịa nhưng khơng được dưỡng bão hòa, tương quan sức kháng cắt theo cấp tải cũng có xu hướng tương tự. Tuy nhiên biểu đồ sức kháng cắt đi ngang (sức kháng cắt tương tự nhau) với cấp tải ứng suất pháp từ 40 đến 80 kPa. Tại cấp tải nhỏ hơn, sức kháng cắt của mẫu giảm xuống.

- Mái dốc mới được đắp đất ở trạng thái bảo hịa thì nguy hiểm hơn rất nhiều so với đất được đắp đủ lâu để bảo hòa.

- Tại K=70%, C tăng lên 3,288 kPa nghiêng về đất cát.

- Tại K=95%, C tăng lên 16,82 kPa (liên kết chặt chẽ hơn K=70%) nghiêng về đất sét.

- Sức kháng cắt tại độ bão hịa 40% tăng lên theo cấp tải - khơng tn theo quy luật sức kháng cắt khơng thốt nước của đất bão hịa (Su khơng đổi khi thay đổi áp lực nén).

4.2 Kiến nghị:

- Cần nghiên cứu thêm về hệ số thấm K theo độ đầm chặt và cấp tải trọng. - Cần nghiên cứu các độ cao đắp đất khác nhau của mái dốc.

- Đề tài chỉ nghiên cứu ứng xử của đất đỏ Bazan tại tỉnh Đắk Lak, cần nghiên cứu thêm tại các khu vực khác của tỉnh Tây Nguyên.

TÀI LIỆU THAM KHẢO:

[1] Ngô Tấn Dược, năm 2015. Khảo sát sự thay đổi tính chất cơ lý và xác định chiều cao giới hạn an toàn ổn định trượt của bờ dốc trên đất tàn - sườn tích thuộc vỏ phong hóa Bazan ở Tây Ngun. Tạp chí Bộ xây dựng tháng 2/2015.

[2] Nguyễn Quang Hùng, Mai Văn Công, Nguyễn Văn Mạo (trường đại học Thủy Lợi), năm 2011. Nghiên cứu giải pháp đảm bảo an toàn thấm cho đập đất không đồng chất được xây dựng bằng công nghệ đầm nén ở vùng Tây Nguyên Việt Nam.

[3] Đỗ Minh Đức, Đặng Văn Luyến, Hoàng Vũ Phong, Trường Đại học khoa học tự nhiên. Tính độ ổn định mái dốc bằng phương pháp mặt trượt cung trịn hình trụ. Tạp chí địa chất số 249 (11-12)/1998.

[4] Ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc, Thạc sĩ Nguyễn Văn Thìn, Trường Đại học Thủy Lợi.

[5] Nguyễn Văn Linh, 2017. Đánh giá ổn định mái dốc nền đường vùng có hoạt động sụt lỡ theo lý thuyết độ tin cậy. Tạp chí khoa học Trường Đại học Cần Thơ tháng 5/2017.

[6] Tiêu chuẩn Việt Nam 4196 (2012), Đất xây dựng - phương pháp xác định độ ẩm, độ hút ẩm trong phịng thí nghiệm.

[7] Tiêu chuẩn Việt Nam 4197 (2012), Phương pháp xác định giới hạn dẻo và giới hạn chảy trong phịng thí nghiệm.

[8] V.C.Ngu, P.H. Đơng (2007), ổn định của mái dốc theo phương pháp MTGĐ và LTĐH – Dẻo.

[9] HUANG Runqiu, WU Lizhou, State Key Laboratory of Geohazard Prevention and Geoenvironment Protection, Chengdu University of Technology, Chengdu 610069, China. Stability Analysis of Unsaturated Expansive Soil Slope, Stability Analysis of Unsaturated Expansive Soil Slope.

[10] Kai Cui anh Ye Yang, July 2014. Applied Mechanics & Materials 2014; Issue 580-583, p460, Academic Journal. Experimental Study on Engineering Characteristics of Basalt Residual Soil on High Slope.

[11] Soonkie Nam, Marte Gutierrez, Panayiotis Diplas, John Petri, 2011. Fugro Consultants, Inc., 1000 Broadway, Suite 440, Oakland, CA. Estimating Undrained Strength of Clays from Direct Shear Testing at Fast Displacement Rate, 94607. Dept. of Civil & Environmental Engineering, University of California, Los Angeles, , 5731 Boelter Hall, Los Angeles, CA 90095.

[12] C.F. Chiu, X.W. Ni , L.S. Zhang, February 2014. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, 1 Xikang Road, Nanjing 210098, China and MOE Key Laboratory of Soft Soils and Geoenvironmental Engineering, Zhejing University, China. Effect of hydraulic hysteresis on shear strength of unsaturated clay and its prediction using a water retention surface.

[13] Andrew D. Bro and colleagues, 2013. Fugro Consultants, Inc., 1000 Broadway, Suite 440, Oakland, CA 94607; Dept.of Civil & Environmental Engineering, University of California, Los Angeles. Estimating Undrained Strength of Clays from Direct Shear Testing at Fast Displacement Rates.

[14] Rohit Ghosh, December 2013. Department of Construction Engineering, Jadavpur University, Kolkata, India. Effect of soil moisture in the analysis of undrained shear strength of compacted clayey soil.

[15] Ashutosh Kainthola, P.K. Singh và T.N. Singh, 2011. Department of Earth Sciences, Indian Institute of Technology Bombay, Mumbai 400076, India. Stability investigation of road cut slope in basaltic rockmass, Mahabaleshwar, India.

[16] Xiaobin Chen, Jiasheng Zhang, Yuanjie Xiao, Jian Li. School of Civil Engineering (SCE), Central South University, Changsha, Hunan Province 410075, China. Effect of roughness on shear behavior of red clay – concrete interface in large-scale direct shear tests.

[17] Yu Zhao, Zhi-Yi Tong and Qing Lü, Department of Civil Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China. Slope Stability Analysis Using Slice-Wise Factor of Safety.

[18] Loretta Batali and Corastoian Andrea, Technical University of Civil Engineering, Bucharest, Romania. Slope Stability Analysis Using The Unsaturated Stress Analysis.

[19] Analytical methods for slope stability analysis, D. G. Fredlund, University of Saskatchevan, Saskatoon, Saskatchewan, Canada. Proceedings of the fourth international Symposium on Landslides, State of the Art, pp. 229 - 250, September 16 - 21, Toronto, Canada, 1984.

[20] Slope Angle and Slope Length Solutions for GIS, Robert Hickey School of Spatial Sciences Curtin University of Technology GPO Box U 1987 Perth 6001, Western Australia.