Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: 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

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

LƯƠNG NGUYỄN HOÀNG PHƯƠNG

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

LUẬN ÁN TIẾN SỸ

HÀ NỘI - 2023

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

LƯƠNG NGUYỄN HOÀNG PHƯƠNG

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 NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH ĐẶC BIỆT

MÃ SỐ: 95.80.206

LUẬN ÁN TIẾN SỸ

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1. PGS.TS. Trần Đình Nghiên

2. TS. Tống Anh Tuấn

HÀ NỘI - 2023

LỜI CAM ĐOAN

Tôi là Lương Nguyễn Hoàng Phương, tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên

cứu của riêng tôi. Các nội dung và kết quả nghiên cứu trong Luận án là trung thực và

chưa được ai công bố trong bất kỳ công trình khoa học nào.

TÁC GIẢ

Lương Nguyễn Hoàng Phương

LỜI CẢM ƠN

Trong suốt quá trình học tập và nghiên cứu, được sự giúp đỡ của quý Thầy Cô

giảng viên, Trường Đại học Giao Thông Vận Tải, tôi đã hoàn thành luận án tiến sĩ với

tên đề tài là: “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”

Tôi xin chân thành cảm ơn Ban Giám hiệu, phòng Đào tạo Sau đại học, khoa

Công trình, bộ môn Công trình Giao thông Thành phố và Công trình thủy, bộ môn Thuỷ

lực Thuỷ văn, các cán bộ và toàn thể quý Thầy Cô tham gia giảng dạy đã tận tình giúp

đỡ, tạo điều kiện thuận lợi cho tôi trong quá trình học tập, nghiên cứu và hoàn thành

Luận án.

Đặc biệt, tác giả xin bày tỏ lòng kính trọng và biết ơn sâu sắc, đến quý Thầy

hướng dẫn PGS.TS. Trần Đình Nghiên và TS. Tống Anh Tuấn đã tận tình hướng dẫn

tác giả trong suốt quá trình nghiên cứu và hoàn thiện Luận án.

Xin cảm ơn quý Giáo sư, nhà Khoa học, chuyên gia trong và ngoài trường, quý Thầy

Cô và quý đồng nghiệp, đã đóng góp nhiều ý kiến thiết thực để tác giả hoàn thiện luận án.

Xin trân trọng cảm ơn !

TÁC GIẢ

Lương Nguyễn Hoàng Phương

MỤC LỤC LỜI CAM ĐOAN ................................................................................................. i

LỜI CẢM ƠN ...................................................................................................... ii

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH ...................................................................... viii

DANH MỤC BẢNG BIỂU .............................................................................. xiv

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT ............................................................... xv

MỞ ĐẦU .............................................................................................................. 1

1. Tính cấp thiết của luận án .......................................................................... 1

2. Mục tiêu nghiên cứu .................................................................................... 3

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu .............................................................. 3

3.1. Đối tượng nghiên cứu .................................................................................. 3

3.2. Phạm vi nghiên cứu ..................................................................................... 3

4. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn .................................................................... 3

4.1. Ý nghĩa khoa học.......................................................................................... 3

4.2. Ý nghĩa thực tiễn .......................................................................................... 3

5. Bố cục của luận án....................................................................................... 3

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NƯỚC

ĐẾN CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA NỀN ĐƯỜNG ĐẮP TRONG ĐIỀU

KIỆN KHÔNG BÃO HÒA ........................................................................................... 5

1.1. Tổng quan về môi trường đất bão hòa và không bão hòa....................... 5

1.2. Tổng quan các vấn đề về đặc trưng cơ học của đất không bão hòa ....... 7

1.2.1.1. Gia tải/dỡ tải khi lực hút dính không đổi .................... Error! Bookmark not defined.

1.2.1.2. Quá trình giảm/tăng độ ẩm trong khi ứng suất hiệu quả không đổi. Error! Bookmark

1.2.1. Tính nén lún – biến đổi thể tích ........................................................................ 7

not defined.

1.2.2. Sự thay đổi các đặc tính về cường độ chống cắt – quan hệ ứng suất và biến

dạng ............................................................................................................................ 8

1.2.3. Dòng thấm của nước qua môi trường rỗng ................................................... 13

1.3. Ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của nền đường đắp ở Việt

Nam và ở khu vực duyên hải miền Trung ...................................................... 15

III

1.4. Tổng quan tình hình nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không

bão hòa trên thế giới và ở Việt Nam ................................................................ 17

1.4.1. Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa trên thế giới ....... 17

1.4.2. Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa ở Việt Nam ........ 21

1.5. Vấn đề còn tồn tại của các nghiên cứu trên thế giới và Việt Nam ....... 23

CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT NGHIÊN CỨU VỀ CÁC ĐẶC TRƯNG

CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA ..................................................... 25

2.1. Cơ sở lý thuyết xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa25

2.1.1. Các biến trạng thái ứng suất của đất ............................................................. 25

2.1.2.1. Các phương trình xác định đường cong đặc trưng đất – nước. ................................. 28

2.1.2.2. Phương pháp thực nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước ....................... 30

2.1.2. Đường cong đặc trưng đất nước ..................................................................... 26

2.1.3.1. Lý thuyết về cường độ chống cắt của đất bão hòa ..................................................... 31

2.1.3.2. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa .............................................................. 31

2.1.3. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa .................................................. 30

2.1.4.1. Định luật thấm Darcy cho đất không bão hoà ............................................................. 35

2.1.4.2. Cơ sở lý thuyết dòng thấm không bão hoà trong mô hình SEEP/W ............................. 36

2.1.4. Dòng thấm không ổn định trong đất không bão hoà .................................... 35

2.2. Mô hình số mô phỏng đất không bão hòa-phương pháp phần tử hữu

hạn 37

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) ................................ 39

2.3.1. Giới thiệu phương pháp phần tử rời rạc ........................................................ 39

2.3.2. Rời rạc không gian .......................................................................................... 40

2.3.3.1. Lực tương tác giữa hạt – hạt ...................................................................................... 41

2.3.3.2. Mô phỏng chuyển động của hạt theo định luật II Newton. ........................................ 43

2.3.3. Mô phỏng lực tương tác giữa các hạt (DEM) ................................................ 41

2.3.4.1. Sự dịch chuyển của pha khí và nước trong lỗ rỗng giữa các hạt ............................... 43

2.3.4.2. Áp suất mao dẫn gây ra bởi lực hút dính ................................................................... 44

2.3.4. Mô phỏng lực tương tác giữa khí – nước tác dụng lên hạt (PFV) ............... 43

2.3.5. Mô hình dòng chảy trong môi trường rỗng (DEM – PFV) ........................... 48

2.4. Ổn định mái dốc ........................................................................................ 49

2.5. Kết luận chương 2. .................................................................................... 52

CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC

TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA ..................................... 53

3.1. Tính chất cơ bản của đất dùng trong thí nghiệm ................................... 53

3.2. Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước. ......................... 54

3.2.1. Thiết bị thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước ..................... 54

3.2.2. Chuẩn bị mẫu .................................................................................................. 55

3.2.3. Bão hòa mẫu và đĩa gốm ................................................................................. 55

3.2.4. Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước ................................. 56

3.2.5.1. Kết quả thí nghiệm ...................................................................................................... 57

3.2.5.2. So sánh kết quả thí nghiệm SWCC khu vực nghiên cứu với các tác giả khác ............ 58

3.2.5. Kết quả thí nghiệm đường cong đặc trưng đất-nước (SWCC)...................... 57

3.2.6.1. Tính toán đường cong SWCC từ phương trình Fredlund-Xing (1994) ...................... 59

3.2.6.2. Xác định hệ số thấm của đất từ đường cong SWCC ................................................... 59

3.2.6.3. So sánh kết quả đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của khu vực

nghiên cứu với các tác giả khác ............................................................................................... 60

3.2.6. Kết quả tính toán hệ số thấm từ đường cong đặc trưng đất nước ................ 59

3.3. Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm

cắt trực tiếp ....................................................................................................... 62

3.3.1. Giới thiệu thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp ..................................................... 62

3.3.2. Quy trình thí nghiệm [10] ............................................................................... 62

3.3.3. Chương trình thí nghiệm ................................................................................ 63

3.3.4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm.................................................... 63

3.3.4.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê ............................................................ 65

3.3.4. Kết quả thí nghiệm mặt bao phá hoại ............................................................ 63

3.4. Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm

nén ba trục ......................................................................................................... 67

3.4.1. Thiết bị ba trục cải tiến thí nghiệm c h o đất không bão hòa [10] ............ 68

3.4.2.1. Chuẩn bị mẫu ............................................................................................................. 71

3.4.2. Qui trình thí nghiệm ..................................................................................... 71

3.4.2.2. Giai đoạn bão hoà mẫu .............................................................................................. 71

3.4.2.3. Giai đoạn cố kết .......................................................................................................... 71

3.4.2.4. Giai đoạn tạo và cân bằng lực hút dính trong mẫu.................................................... 72

3.4.2.5. Giai đoạn cắt mẫu cho thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước + khí .................... 72

3.4.2.6. Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục theo các sơ đồ CD .................. 72

3.4.3. Chương trình thí nghiệm ............................................................................. 73

3.4.4. Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD).......................... 74

3.5. Phân tích các kết quả thí nghiệm ............................................................. 80

3.5.1. So sánh các kết quả thí nghiệm ...................................................................... 80

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 ........................................................... 81

3.6. Kết luận chương 3 ..................................................................................... 84

CHƯƠNG 4. PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ

HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HOÀ ĐẾN ỔN ĐỊNH KHỐI ĐẮP NỀN ĐƯỜNG

..................................................................................................................... 85

4.1. Nghiên cứu ổn định tổng thể của nền đường đắp bằng mô hình phần tử

hữu hạn ............................................................................................................... 85

4.1.1. Giới thiệu chung về công trình ....................................................................... 85

4.1.2. Mô hình phân tích sự ổn định nền đường cao đoạn cao tốc Đà Nẵng –

4.1.2.1. Đặc trưng của đất và kích thước hình học mô hình nghiên cứu sự ổn định............... 86

4.1.2.2. Điều kiện biên ............................................................................................................. 88

4.1.2.3. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch bản 1 –

Mô hình phân phối mưa đều 24h .............................................................................................. 89

4.1.2.4. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch bản 2 –

mô hình phân phối mưa đều và mô hình phân phối mưa chuẩn với cường độ mưa 0,12m/h

trong 72h

............................................................................................................................... 95

4.1.2.5. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch bản 3 –

mô hình phân phối mưa đều và mô hình phân phối mưa chuẩn với cường độ mưa 0,144m/h

trong 72h

............................................................................................................................. 100

4.1.2.6. So sánh kết quả của các kịch bản ............................................................................. 105

Quảng Ngãi. .................................................................................................................. 86

4.2. Nghiên cứu ổn định cục bộ của nền đường đắp bằng mô hình phần tử VI

rời rạc ............................................................................................................... 106

4.2.1. Mô phỏng lún cố kết cục bộ khu vực bão hòa bằng mô hình số kết hợp

DEM–PFV .................................................................................................................. 106

4.2.2. Mô phỏng dòng thấm cục bộ khu vực bão hòa bằng mô hình số kết hợp

DEM–PFV .................................................................................................................. 108

4.3. Kết luận chương 4 ................................................................................... 111

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ........................................................................ 113

I. Các kết quả đạt được của Luận án ........................................................ 113

II. Những đóng góp mới của luận án .......................................................... 114

III. Kiến nghị .................................................................................................. 114

DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ ....................... 115

TÀI LIỆU THAM KHẢO .............................................................................. 116

VII

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH

Hình 1. 1. Cơ chế phá hoại mái dốc do mưa [116].......................................................... 5

Hình 1. 2. Sơ đồ các pha độc lập theo thể tích – khối lượng của đất không bão hòa ..... 6

Hình 1. 3. Sơ đồ biểu diễn ảnh hưởng của các điều kiện khí hậu đến áp suất nước lỗ rỗng

trong đất không bão hoà [115] ......................................................................................... 6

Hình 1. 4. Quan hệ giữa tham số ứng suất hiệu quả và độ bão hòa với các loại đất

khác nhau [109], [143] ................................................................................................... 9

Hình 1. 5. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất hạt thô do [120] .......... 13

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

11/2017). ........................................................................................................................ 16

Hình 1. 7. Mặt cắt ngang nền đường đắp nhiều lớp không bão hoà do thấm của nước

mưa [147] ...................................................................................................................... 17

Hình 1. 8. Minh hoạ xói ngầm trong thân nền đường [141] ......................................... 19

Hình 1. 9. Mô hình xói ngầm trong môi trường hạt [128] ............................................ 20

Hình 1. 10. Sơ đồ tiếp cận nghiên cứu của luận án ....................................................... 24

Hình 2. 1. Các thành phần ứng suất của một phân tố đất không bão hòa: (a) biến trạng

thái ứng suất độc lập; (b) ứng suất hiệu quả [104] ........................................................ 26

Hình 2. 2. Đường cong đặc trưng đất–nước [31] .......................................................... 27

Hình 2. 3. Các SWCC điển hình cho các loại đất khác nhau [75]. ............................... 28

Hình 2. 4. Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho đất bão hòa ................................. 31

Hình 2. 5. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất không bão hòa [68] .... 33

Hình 2. 6. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất không bão hòa [68] với số

liệu thí nghiệm của tác giả tại mục 3.4.4 ....................................................................... 34

Hình 2. 7. Mối quan hệ điển hình giữa SWCC và hàm thấm [71] ................................ 36

Hình 2. 8. Rời rạc hoá miền tính toán của phương pháp FEM ..................................... 37

Hình 2. 9. Các bước tính toán của phương pháp DEM ................................................. 40

Hình 2. 10. So sánh các phép đo tam (a) tam giác Delaunay có các nhánh bên trong; (b)

tam giác Delaunay quy tắc có tất cả các nhánh trong không gian lỗ rỗng. ................... 41

Hình 2. 11. Lưới Voronoi (a) và mạng lưới tam giác Delaunay quy tắc trong ba chiều

(b) và hai chiều (c). ........................................................................................................ 41

VIII

Hình 2. 12. (a) Định nghĩa chuyển vị hạt. (b) Độ cứng pháp tuyến và tiếp tuyến tại các

tiếp xúc. ......................................................................................................................... 42

Hình 2. 13. Mô hình xác định các thành phần lực pháp tuyến (a) và tiếp tuyến (b) [44]

....................................................................................................................................... 42

Hình 2. 14. Hình học lỗ rỗng. (a) Một lỗ rỗng được xác định bởi phần tử tứ diện của

phân rã thể tích hữu hạn. (b) Định nghĩa dạng hình học của thể tích rỗng bị thu hẹp bởi

sự có mặt của nước "PT”. .............................................................................................. 44

Hình 2. 15. Sự dịch chuyển của mặt tiếp xúc giữa khí-nước giữa hai trạng thái cân bằng,

từ (a) đến (b) . ......................................................................................... 44

Hình 2. 16. (a) Xây dựng trên miền phụ Ωij, lỗ rỗng của Ωi bị chiếm bởi pha khí (Φi), lỗ

rỗng của Ωj bị chiếm bởi pha nước(Θj); (b) Áp suất chất lỏng hai pha và lực căng bề mặt

tiếp xúc trên pha hạt. ..................................................................................................... 45

Hình 2. 17. Định nghĩa về điều kiện biên bằng cách sử dụng các hình cầu giả định cho

biên cứng [44] ................................................................................................................ 47

Hình 2. 18. Phần cổ họng lỗ rỗng ở các biên (a) 1 biên + 2 hình cầu và (b) 2 biên + 1

hình cầu .......................................................................................................................... 48

Hình 2. 19. Sơ đồ thuật toán của mô hình DEM–PFV .................................................. 49

Hình 3. 1. Bình chiết suất xác định SWCC [10] [11] .................................................... 55

Hình 3. 2. Mẫu trong bình chiết suất ............................................................................. 55

Hình 3. 3. Đường cong đặc trưng đất nước cho mẫu Dương Cấm ............................... 58

Hình 3. 4. Đường cong đặc trưng đất nước cho mẫu Cồn Lê ....................................... 58

Hình 3. 5. So sánh các đường cong SWCC với một số tác giả trong nước ................... 58

Hình 3. 6. Quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính mẫu đầm nén (a) Mỏ Dương Cấm,

(b) Mỏ Cồn Lê ............................................................................................................... 60

Hình 3. 7. Quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của một số tác giả ....................... 61

Hình 3. 8. Quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của ba mẫu đất thuộc duyên hải miền

Trung ............................................................................................................................. 62

Hình 3. 9. Sơ đồ (a) và thiết bị cắt trực tiếp (b) ............................................................. 62

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 ......................................................................... 64

Hình 3. 11. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu đầm nén

Dương Cấm từ thí nghiệm cắt trực tiếp với các lực hút dính khác nhau ...................... 64

Hình 3. 12. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính của mẫu đầm nén Dương

Cấm tại giá trị ứng suất pháp thực bằng 0 kPa. ............................................................. 65

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 ................................................................................. 66

Hình 3. 14. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu đầm nén

Cồn Lê từ thí nghiệm cắt trực tiếp với các lực hút dính khác nhau .............................. 66

Hình 3. 15. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính của mẫu đầm nén Cồn Lê

tại giá trị ứng suất pháp thực bằng 0 kPa. ..................................................................... 67

Hình 3. 16. Mô hình áp suất tác dụng lên mẫu đất trong thí nghiệm nén 3 trục [36]. .. 68

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 [7] ................................................................................................. 69

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 ............................................ 70

Hình 3. 19. Sơ đồ cấu tạo buồng nén ba trục ................................................................ 70

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 [10]. ................................................................................ 70

Hình 3. 21. Thực hiện chế bị mẫu đất đầm nén ............................................................. 71

Hình 3. 22. Quy trình gia tải trong thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước/CD ........ 72

Hình 3. 23. Các điều kiện ứng suất trong khi thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát

nước+khí (CD) [10] ....................................................................................................... 73

Hình 3. 24. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các áp suất hông

thực khác nhau tác dụng lên mẫu với cùng lực hút dính ban đầu là: (a) 0 kPa; (b) 100

kPa; (c) 200 kPa ............................................................................................................. 74

Hình 3. 25. Đường bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng xác định từ thí nghiệm ba

trục cố kết thoát nước (CD) tại lực hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa 75

Hình 3. 26. Mặt bao phá hoại Morh – Coulomb mở rộng xác định được từ thí nghiệm

nén ba trục cố kết thoát nước (CD) mẫu đất thí nghiệm Dương Cấm .......................... 76

Hình 3. 27. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ - ua)

xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu mỏ vật liệu Dương Cấm .................... 76

Hình 3. 28. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (ua – uw) xác

định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu đầm nén Dương Cấm ............................... 77

Hình 3. 29. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục với các áp suất hông thực

khác nhau tác dụng lên mẫu đất cùng lực hút dính ban đầu là: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c)

200 kPa .......................................................................................................................... 77

Hình 3. 30. Đường bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng xác định từ thí nghiệm ba

trục cố kết thoát nước (CD) tại lực hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa 78

Hình 3. 31. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng xác định từ thí nghiệm nén ba

trục cố kết thoát nước (CD) mẫu đất thí nghiệm Cồn Lê .............................................. 79

Hình 3. 32. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ - ua)

xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu đầm nén Cồn Lê ................................ 79

Hình 3. 33. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (ua –

uw) xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu đầm nén Cồn Lê ......................... 80

Hình 3. 34. Đường quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính của mẫu đất đầm nén

Dương Cấm xác định được từ thí nghiệm nén ba trục CD và cắt trực tiếp ................... 80

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 ................................... 80

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. ....................... 82

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. ....................... 82

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. ................. 83

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. ...................... 83

Hình 3. 40. Đường quan hệ giữa τ và (ua – uw) của một số tác giả ............................. 84

Hình 4. 1. Bản đồ đoạn cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi ............................................... 85

Hình 4. 2. Hình ảnh đoạn nghiên cứu trên cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi ................. 86

Hình 4. 3. Đường cong đặc trưng đất – nước (a), và khả năng thấm (b) của lớp đất đắp

nền mỏ Dương Cấm (Lớp sét pha cát) .......................................................................... 87

Hình 4. 4. Mô hình phân tích ổn định nền đường đoạn cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi,

đoạn thuộc huyện Đại Lộc - Quảng Nam, lý trình KM 24+980 (khai báo mô hình nền

đường đắp; các điều kiện biên mực nước ngầm, biên mực nước thiết kế và biên mưa)

....................................................................................................................................... 88

Hình 4. 5. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp

của dòng thấm và bổ sung nước do mưa. (a) Mặt cắt tim đường, (b) Mặt cắt vai đường

trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 1 .................................. 90

Hình 4. 6. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng của dòng thấm có áp ổn định kết hợp với mưa

– kịch bản 1: (a) t = 0h; (b) t = 2h ................................................................................. 91

Hình 4. 7. Phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng

thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 1 .................................................................. 92

Hình 4. 8. Phân bố cột nước dòng thấm bên trong kết cấu nền đường đắp – kịch bản 1:

(a) t = 0h; (b) t = 2h ....................................................................................................... 93

Hình 4. 9. Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian chịu tác động kết hợp

của dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 1 .................................................. 94

Hình 4. 10. Sự thay đổi của hệ số thấm phụ thuộc lực hút dính – kịch bản 1 ............... 95

Hình 4. 11. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp

của dòng thấm và bổ sung nước do mưa:(a)Tim đường, (b) Vai đường trái, (c) Vai đường

phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 2 cho mô hình phân phối mưa đều ............ 96

Hình 4. 12. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp

của dòng thấm và bổ sung nước do mưa.(a) Tim đường, (b)Vai đường trái, (c) Vai đường

phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 2 cho mô hình phân phối mưa chuẩn ........ 97

Hình 4. 13. Phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng

thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 2: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa

chuẩn .............................................................................................................................. 98

Hình 4. 14. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian chịu tác động kết hợp của

dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 2: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối

mưa chuẩn ...................................................................................................................... 98

Hình 4. 15. So sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa của kịch bản 2 ........................... 100

Hình 4. 16. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp

của dòng thấm và bổ sung nước do mưa. (a) Mặt cắt tim đường, (b) Vai đường trái, (c)

Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 3 cho mô hình phân phối mưa đều

XII

..................................................................................................................................... 101

Hình 4. 17. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp

của dòng thấm và bổ sung nước do mưa. (a) Tim đường, (b) Vai đường trái, (c) Vai

đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 3 mô hình phân phối mưa chuẩn .. 102

Hình 4. 18. Phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng

thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 3: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa

chuẩn ............................................................................................................................ 103

Hình 4. 19. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian chịu tác động kết hợp của

dòng thấm và bổ sung nước mưa – kịch bản 3:(a) phân phối mưa đều,(b) phân phối mưa

chuẩn ............................................................................................................................ 103

Hình 4. 20. So sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa của kịch bản 3 ........................... 105

Hình 4. 21. So sánh hệ số ổn định mô hình mưa phân phối chuẩn cho kịch bản 2 và 3

..................................................................................................................................... 106

Hình 4. 22. Biểu đồ Voronoi và các điều kiện biên về tải trọng và áp suất [135] ...... 107

Hình 4. 23. So sánh kết quả mô phỏng lún với lý thuyết lún cố kết thấm của Terzaghi

..................................................................................................................................... 107

Hình 4. 24. So sánh áp suất nước lỗ rỗng giữa mô phỏng số với lý thuyết của Terzaghi

..................................................................................................................................... 108

Hình 4. 25. Các điều kiện biên về áp suất và trường áp suất khi hạt ......... 108

Hình 4. 26. Trường áp suất nhận được bởi mô hình (a): FEM và (b): PFV ................ 109

Hình 4. 27. So sánh kết quả thấm của mô phỏng/thực nghiệm/công thức, (a): thấm nội

tại, (b): thấm không thứ nguyên được chuẩn hóa bởi bán kính thủy lực [12];

XIII

, với và tương ứng là khối lượng hạt mịn và hạt thô. ......... 110

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 3. 1. Tính chất cơ lý của các mẫu vật liệu đầm nén ............................................. 53

Bảng 3. 2. Tính chất cơ lý của các mẫu đất chế bị ........................................................ 56

Bảng 3. 3. Chương trình các thí nghiệm cắt trực tiếp .................................................... 63

Bảng 3. 4. Chương trình các thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí (CD) ........ 73

Bảng 3. 5. So sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả ..................................... 81

Bảng 4. 1. Đặc trưng của nền đường sử dụng đất mỏ Dương Cấm và các lớp địa chất

nền tự nhiên ................................................................................................................... 86

Bảng 4. 2. Các kịch bản nghiên cứu ổn định nền đường............................................... 89

Bảng 4. 3. Bảng so sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa kịch bản 2 ............................ 99

Bảng 4. 4. Bảng so sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa kịch bản 3 .......................... 104

Bảng 4. 5. Hệ số thấm nội tại k (m2) ........................................................................... 111

XIV

Bảng 4. 6. Hệ số thấm K (m/s) .................................................................................... 111

DANH MỤC CÁC CHỮ VIẾT TẮT

ASTM Tiêu chuẩn thí nghiệm của Mỹ (American standard testing

methods)

The air entry value (giá trị không khí đi vào) AEV

Biến đổi khí hậu BĐKH

CD Thí nghiệm nén 3 trục cố kết thoát nước (Consolidated drained)

CĐCC Cường độ chống cắt

CU Thí nghiệm nén 3 trục cố kết không thoát nước (Consolidated

undrained test)

CW Thí nghiệm nén 3 trục với độ ẩm không đổi

DEM Phương pháp phần tử rời rạc (Discrete element method)

DST Thí nghiệm cắt trực tiếp (Direct shear strength)

NBD Nước biển dâng

PFV Thể tích tỉ lệ rỗng hữu hạn (Pore–scale finite volume)

PI Chỉ số dẻo (Plasticity index)

PPCBGH Phương pháp cân bằng giới hạn

PT Thể tích rỗng bị thu hẹp bởi sự có mặt của nước (Pore throat)

PTN Phòng thí nghiệm

RSV Giá trị lực hút dính dư (residual suction value)

SWCC Đường cong đặc trưng đất nước (Soil water characteristic curve)

TCVN Tiêu chuẩn Việt Nam

UU Thí nghiệm nén 3 trục không cố kết, không thoát nước

(Unconsolidated undrained test)

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của luận án

Miền Trung - Việt Nam là nơi có điều kiện địa hình và khí hậu khác biệt so với

các khu vực khác trên cả nước. Các yếu tố khí hậu như: nắng nóng kéo dài quanh năm

với lượng bốc hơi rất lớn làm cho đất đai khô cằn, chủ yếu ở trạng thái mềm rời, nhưng

sau đó lại trải qua các trận bão lũ kèm mưa lớn với mức độ ngập lụt rộng khắp cả nhiều

tỉnh Miền Trung làm cho cấu trúc lỗ rỗng của đất thay đổi rất lớn, điều này dẫn đến

những công trình giao thông bị hư hỏng nặng nề và thiệt hại rất lớn về các lĩnh vực khác

kéo theo. Theo thống kê của các tổ chức khí hậu trong nước và thế giới, lượng mưa trung

bình năm ở Miền Trung lớn nhất cả nước (>2800mm) trong khi các khu vực khác chỉ

dao động ở mức 1200mm đến 1800mm [2], [9]. Việt Nam là một trong mười nước dễ

bị tổn thương trên thế giới trước tác động của BĐKH [2], [6] và vùng Duyên hải miền

Trung Việt Nam là một trong những vùng chịu ảnh hưởng nặng nề nhất của BĐKH khi

có sự ấm lên toàn cầu vượt ngưỡng 1,5oC và khả năng xảy ra kịch bản nước biển dâng

(NBD) cho Việt Nam khi dải ven biển miền Trung từ tỉnh Thanh Hóa đến tỉnh Bình

Thuận dẫn đến khoảng 1,53% diện tích đất các tỉnh ven biển miền Trung từ Thanh Hóa

đến Bình Thuận có nguy cơ bị ngập úng vào năm 2050. Các tuyến đường ven sông, đặc

biệt là các tuyến cao tốc qua những địa hình đắp cao đã và đang được xây dựng tại khu

vực này sẽ có nguy cơ bị ngập cục bộ trong thời gian kéo dài do ảnh hưởng của mưa lớn

kéo dài kết hợp với nước biển dâng. Điều này chứng tỏ những thay đổi về khí hậu dẫn

đến việc gia tăng các mực nước ngập lụt ở các tuyến đường (nền đường đắp) đang cần

thiết có những đánh giá đúng mức nhất về sự ổn định của nền đường đắp ở khu vực này.

Các nền đường đắp tồn tại cả vùng bão hòa và không bão hòa, các vùng này sẽ

thay đổi rất lớn khi thay đổi nhiệt độ, lượng nước xâm nhập (độ ẩm) và gia tải (tải trọng

trực tiếp). Các nghiên cứu đến nay vẫn chủ yếu tập trung vào vùng đất bão hòa (loại đất

hai pha nước và đất). Về mặt cơ học, các quan hệ ứng suất – biến dạng, sự biến thiên áp

suất nước lỗ rỗng, cường độ chống cắt và hệ số thấm của đất không bão hòa có sự khác

biệt về quy luật so với cơ học đất bão hòa. Mặt khác, sự hạn chế về điều kiện/hệ thống

thiết bị thí nghiệm hiện nay đối với đất không bão hòa là trở ngại và thách thức các

nghiên cứu tại Việt Nam [11]. Trong cấu trúc của nền đường đắp, khu vực lớp đất nằm

dưới lớp mặt đường và nằm trên mực nước ngầm tồn tại một hàm lượng nước mao dẫn

nhất định. Mặt khác, nước có thể được bổ sung tại khu vực này do mưa thấm qua các

vết nứt từ các lớp mặt hoặc thấm từ vai nền đường đắp hoặc taluy đường. Như vậy, khu

vực lớp đất nền đường đắp ở trạng thái bão hòa không hoàn toàn, do đó việc áp dụng lý

thuyết của cơ học đất bão hòa để phân tích các ứng xử cơ học đối với khu vực không

bão hòa không còn phù hợp thực tế [53]. Hàm lượng nước trong đất/độ bão hòa của đất

thay đổi theo không gian tùy thuộc vị trí tương đối của lớp đất khảo sát so với mực nước

ngầm và thời gian tùy thuộc sự di chuyển tự do của nước dưới đất do thấm, do mao dẫn,

hoặc được bổ sung từ nước ngầm, từ mưa hoặc từ khu vực khác đến vị trí khảo sát [53].

Sự thay đổi độ ẩm/độ bão hòa của đất dẫn đến thay đổi lực hút dính của đất không bão

hòa, kết quả làm thay đổi các đặc trưng thủy lực/cơ học của đất như: thấm, cường độ

chống cắt, lún/biến dạng và sự ổn định của nền đường [3], [58].

Nghiên cứu của Alonso và các cộng sự [22] về sự ổn định của mái dốc đứng đã chỉ

ra rằng, trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của lực hút dính, hệ số an toàn tới hạn của mái

dốc nhỏ hơn 1,0; như vậy mái dốc không ổn định, tuy nhiên thực tế mái dốc vẫn đang

ổn định hoặc ngược lại mặc dù đánh giá cả nền đường ổn định nhưng chỉ cần có một

hoặc nhiều vị trí cục bộ không ổn định, dẫn đến hình thành dòng thấm làm cho nước

mang theo các hạt tạo sự mất ổn định cục bộ, lâu dần cả nền đường đắp đang từ ổn định

chuyển sang mất ổn sau đó.

Các nghiên cứu trên Thế giới và Việt Nam về đặc trưng cơ học của đất không bão

hòa cho đến nay đều tập trung vào nghiên cứu phương pháp xác định các đặc trưng cơ

học hoặc đã có những nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trưng cơ học (bộ thông

số) đầu vào cho các phần mềm phân tích ổn định cho nền đường đắp (Geo-Studio;

Plaxis…). Tuy nhiên chưa có nghiên cứu nào thực sự tập trung vào bản chất và ứng xử

của các đặc trưng cơ học kết hợp cả phân tích cục bộ và tổng thể. Cần có những thực

nghiệm tìm ra đặc trưng cơ học của đất khu vực duyên hải miền Trung và những đánh

giá ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng này, trên cơ sở kết hợp cả mô hình số FEM

để phân tích ổn định tổng thể và mô hình số DEM-PFV trong việc phân tích tương tác

cơ học của ba pha hạt – khí – nước trong cấu trúc hạt ở tỉ lệ vi mô của đất không bão

hòa.

Xuất phát từ những yêu cầu thực tế về việc mở rộng hệ thống giao thông toàn quốc

và ở khu vực Miền Trung, xuất phát từ ảnh hưởng của BĐKH, những cấp thiết trong bài

toán an toàn của nền đường đắp, đề tài “Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc

trưng cơ học của đất không bão hòa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên

hải miền Trung” 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.

2. Mục tiêu nghiên cứu

Nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm nhằm xác định bộ thông số (các đặc trưng

cơ học) của đất không bão hòa thuộc khu vực duyên hải miền Trung làm cơ sở phân tích

ổn định tổng thể và cục bộ của nền đường đắp khu vực nghiên cứu.

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

3.1. Đối tượng nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu là đất không bão hòa

3.2. Phạm vi nghiên cứu

Nền đường đắp khu vực duyên hải miền Trung.

4. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn

4.1. Ý nghĩa khoa học

Kết quả nghiên cứu của luận án góp phần nhỏ bé làm rõ bản chất và các ứng xử cơ

học của đất không bão hòa ở vùng nghiên cứu thuộc khu vực duyên hải miền Trung.

Xác định bộ thông số (Các đặc trưng cơ học) của đất tại khu vực duyên hải miền

Trung như đường cong đặc trưng đất–nước; các quan hệ giữa hệ số thấm và cường độ

chống cắt với lực hút dính làm cơ sở phân tích đánh giá ảnh hưởng của nước đến sự thay

đổi các đặc trưng này.

Kết hợp mô hình số FEM (phần mềm Geo-Studio) để phân tích ổn định tổng thể

và mô hình số DEMPFV để mô phỏng cục bộ các vị trí bên trong nền đường đắp nhằm

giải quyết một số cấu trúc cơ học vi mô còn tồn tại trong nghiên cứu ổn định nền đường

đắp.

4.2. Ý nghĩa thực tiễn

Nghiên cứu ảnh hưởng các thông số (Các đặc trưng cơ học) của đất không bão hòa

đến sự ổn định nền đường đắp cho phép lựa chọn mặt cắt, kích thước hợp lý về kỹ thuật

và kinh tế trong tính toán và thiết kế công trình giao thông tại khu vực duyên hải miền

Trung.

5. Bố cục của luận án

Mở đầu

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. Chương này trình bày tình hình

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. Chương này trình bày nghiên cứu lý thuyết và phát triển mô hình số mô phỏng ứng

xử cơ học của nền đường đắp trong điều kiện không bão hòa.

Chương 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trưng cơ học của đất không

bão hòa. Chương này giới thiệu thiết bị thí nghiệm và phương pháp thí nghiệm xác định

các đặc trưng của đất không bão hòa: đường cong đặc trưng đất – nước, quan hệ giữa

cường độ chống cắt của đất không bão hòa ứng với lực hút dính. Đánh giá sự phù hợp

của mô hình số được phát triển và kiến nghị so sánh với: (i) mô hình vật lý thí nghiệm

nén ba trục tĩnh của vật liệu đất không bão hòa; và (ii) mô hình số GeoStudio.

Chương 4: Phân tích ảnh hưởng của các đặc trưng cơ học đất không bão hoà đến

ổn định khối đắp nền đường Ứng dụng của mô hình số được phát triển vào nghiên cứu

ứng xử cơ học (ứng suất  biến dạng, lún cố kết và thấm) của nền đường đắp không bão

hòa tại khu vực nghiên cứu. Ứng dụng phân tích ổn định tổng thể của nền đường đắp

thực tế tại khu vực duyên hải miền Trung.

Kết luận - kiến nghị

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

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NƯỚC

ĐẾN CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA NỀN ĐƯỜNG ĐẮP TRONG ĐIỀU

KIỆN KHÔNG BÃO HÒA

1.1. Môi trường đất bão hòa và không bão hòa

Đất bão hòa là trạng thái đất khi các lỗ rỗng bị lấp đầy bởi nước (áp suất nước lỗ

rỗng có giá trị dương, vị trí nằm dưới mực nước ngầm); đất không bão hòa khi các lỗ

rỗng chỉ bị lấp đầy một phần bởi nước, phần còn lại của lỗ rỗng là khí (áp suất nước lỗ

rỗng có giá trị âm, vị trí nằm trên mực nước ngầm) [3].

Đất bão hòa có thể được chuyển sang trạng thái không bão hòa khi xuất hiện quá

trình bốc hơi, ngược lại chuyển từ trạng thái không bão hoà sang bão hoà khi có sự bổ

sung nước do mưa, bị ngập hoặc mực nước ngầm dâng cao [3].

Nước mưa thấm vào đất hình thành dòng thấm. Trên Hình 1.1, khi mực nước ngầm

dâng lên từ vị trí đường AB đến A’B’, làm tăng áp suất nước lỗ rỗng ở vùng bão hoà,

giảm áp suất nước lỗ rỗng ở vùng không bão hoà, dẫn đến giảm cường độ chống cắt của

đất và nguy cơ mất ổn định mái dốc/nền đường [3].

Hình 1. 1. Cơ chế phá hoại mái dốc do mưa [112]

Nghiên cứu của Fredlund và Morgensten (1976) [61] chỉ ra rằng khi phân tích ứng

suất của một môi trường liên tục nhiều pha cần phải thừa nhận pha trung gian khí – nước

ứng xử như một pha độc lập. Hình 1.2 biểu thị sơ đồ hóa các vùng bão hoà – vùng mao

dẫn – vùng không bão hoà ứng với các pha độc lập theo thể tích – khối lượng của đất

[112].

Hình 1. 2. Sơ đồ phân chia các vùng không bão hoà – vùng mao dẫn – vùng bão hoà trong kết cấu nền đắp [112]

Rahardjo và cộng sự (2007) [111] đã sơ đồ hóa quá trình thay đổi áp suất nước lỗ

rỗng của đất nằm trên mực nước ngầm trong điều kiện có mưa hoặc bốc hơi (Hình 1.3).

Hình 1. 3. Sơ đồ sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng của đất không bão hoà trong điều kiện có mưa hoặc bốc hơi [111]

Hình 1.3 cho thấy, khi bề mặt đất được che phủ kín, không chịu tác động của các

quá trình mưa và bốc hơi, áp suất lỗ rỗng phân bố theo đường thẳng – tuân theo quy luật

thuỷ tĩnh (đường số 1). Trong điều kiện khí hậu khô hạn, không có mưa, chỉ có quá trình

bốc hơi nước từ bề mặt/từ đất, làm giảm độ ẩm của đất, tăng lực hút dính, kết quả đường

áp suất nước lỗ rỗng dịch chuyển về bên trái so với đường thuỷ tĩnh (đường số 2), cường

độ chống cắt của đất tăng lên kéo theo tăng hệ số ổn định mái dốc/khối đắp. Vùng thay

đổi lớn nhất thuộc khu vực gần mặt đất so với khu vực bên dưới. Thời gian bốc hơi càng

dài, đường áp suất nước lỗ rỗng càng có xu hướng dịch chuyển nhiều về bên trái. Ngược

lại, trong điều kiện có mưa, lượng nước thấm vào trong đất kéo theo đường áp suất nước

lỗ rỗng dịch chuyển về bên phải (đường số 3) so với đường thuỷ tĩnh làm thu hẹp vùng

không bão hòa, giảm cường độ chống cắt dẫn đến giảm hệ số ổn định mất ổn định mái

dốc.

Vai trò của áp suất nước lỗ rỗng âm hay lực hút dính làm tăng cường độ chống cắt

của đất không bão hòa được chỉ ra trong nghiên cứu của Fredlund [3]. Nghiên cứu thực

nghiệm đã phát triển một số thiết bị cho phép đo đạc áp suất nước lỗ rỗng âm đảm bảo

độ chính xác nhất định. Việc phân tích ổn định mái dốc/nền đường không bão hòa trong

thực tế cần được mở rộng trạng thái cân bằng giới hạn có xét đến các thành phần của

cường độ chống cắt của đất gây ra bởi áp suất nước lỗ rỗng âm [3] [11].

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

Tính nén lún, đường cong đặc trưng đất – nước, hệ số thấm và cường độ chống cắt

là các đặc trưng cơ bản của đất không bão hòa. Về mặt cơ học, đất bão hòa và không

bão hòa khác biệt cơ bản về các đặc trưng cơ học này [3].

Đường cong đặc trưng đất – nước (SWCC) là thông số cơ bản của cơ học đất không

bão hòa. Thông số cơ bản này chi phối các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà như

hệ số thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất [3]. Đường cong SWCC

và hệ số thấm là các thông số cần thiết cho phép phân tích ứng xử cơ học/ổn định của

khối đất không bão hòa trong điều kiện nước mưa thấm vào mái dốc/khối đắp [66].

Cường độ chống cắt của đất đóng vai trò quan trọng trong phân tích các bài toán

địa kỹ thuật như sức chịu tải của nền đường và sự ổn định của mái dốc/khối đắp [11],

[63], đặc biệt cho đất không bão hoà. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa khác

đất bão hòa ở chỗ có thêm thành phần liên quan đến lực hút dính [66].

Hệ số thấm và cường độ chống cắt cho phép phân tích các bài toán thấm không ổn

định; thấm do sự bổ sung nước mưa; sự ổn định mái dốc theo thời gian khi có sự thay

đổi về độ ẩm/hàm lượng nước, áp suất nước lỗ rỗng, đường bão hòa của đất [3] [11].

Các nghiên cứu trong phạm vi cơ học đất không bão hòa chủ yếu tập trung vào các

vấn đề về ứng xử cơ học: (i) sự thay đổi thể tích; (ii) sự thay đổi cường độ chống cắt của

đất, (iii) dòng thấm trong môi trường rỗng trong kết cấu của đất [122].

1.2.1. Tính nén lún – biến đổi thể tích

Sự xuất hiện của pha nước trong đất làm thay đổi các đặc trưng cơ học của đất

không bão hòa. Về mặt vật lý, sự tham gia của pha nước làm thay đổi độ ẩm và độ bão

hòa của đất. Về mặt cơ học, nước chiếm một phần hoặc toàn bộ thể tích rỗng của đất

làm thay đổi áp suất nước lỗ rỗng và kết quả làm giảm sức chịu tải và sức kháng cắt của

đất [3]. Sự thay đổi áp suất nước lỗ rỗng bởi sự có mặt của nước dẫn đến thay đổi khả

năng thấm trong điều kiện tải trọng và gradient thủy lực không đổi [3], [45]. Nhìn chung,

sự tham gia của pha nước ảnh hưởng đến biến dạng lún, lún cố kết thấm của nền đường

dẫn đến nguy cơ mất ổn định của khối đất như lún, nứt, sạt trượt và xói ngầm trong thân

công trình cấu tạo bằng đất đắp [45].

Sự thay đổi thể tích của vật liệu đất/hạt không bão hòa có thể được gây ra bởi sự

thay đổi của ứng suất giới hạn bên hoặc bởi sự thay đổi của bản thân nội tại của chất

lỏng (chẳng hạn sự thay đổi ma trận lực hút dính) [45]. Sự thay đổi thể tích của vật liệu

đất/hạt không bão hòa có thể được biểu thị thông qua biến dạng hoặc liên quan đến

chuyển vị tương đối giữa các pha cấu thành tổng thể khối vật liệu [45] (chẳng hạn sự

thay đổi hàm lượng của pha nước).

1.2.2. Sự thay đổi các đặc tính về cường độ chống cắt – quan hệ ứng suất và

biến dạng

Trong khuôn khổ của cơ học đất cổ điển, Terzaghi (1936) [129] đã giới thiệu khái

niệm ứng suất hiệu quả đối với trường hợp đặc biệt của đất bão hòa. Terzaghi đã phát

biểu nguyên lý của ứng suất hiệu quả và khái niệm ứng suất hiệu quả đóng vai trò nền

tảng cơ bản cho nghiên cứu cơ học môi trường đất bão hòa và hiện tại được thừa nhận

bởi cộng đồng khoa học về cơ học đất. Biot (1941) [33] tiếp tục khái niệm ứng suất hiệu

quả của Terzaghi và đã đưa ra lý thuyết lún cố kết đối với môi trường đất bão hòa không

bao gồm pha khí, hai pha đất và nước được xem xét trong một thể thống nhất, kết hợp

và được giải độc lập. Ứng xử của môi trường đất không bão hòa phức tạp hơn. Trạng

thái ứng suất của vật liệu đất không bão hòa khác biệt so với đất bão hòa [45]. Sự khó

khăn của nghiên cứu vật liệu đất không bão hòa ở chỗ làm thế nào có thể xem xét các

ảnh hưởng khác nhau của hàm lượng nước và quy luật thay đổi thể tích nén/nở ra của

thể tích vật liệu [45].

Theo lý thuyết của Terzaghi, biến trạng thái ứng suất của đất bão hòa có thể được

biểu diễn dưới dạng phương trình:

(1.1)

Trong đó là ứng suất hiệu quả, là ứng suất tổng, và là áp suất nước lỗ

rỗng.

Việc mở rộng khái niệm ứng suất hiệu quả của Terzaghi cho trường hợp vật liệu

đất không bão hòa là thực tế và cần thiết. Không ít nghiên cứu đã cố gắng phát triển biểu

thức tương tự (1.1) trong đó các kiến nghị đều đưa ra biến ứng suất có hiệu đơn hoặc

biến trạng thái ứng suất. Bishop (1960) [36], Bishop và cộng sự (1963) [37] là những

người tiên phong đã đề nghị biểu thức:

(1.2)

Trong đó là áp suất khí lỗ rỗng và là tham số liên quan đến độ bão hòa. Tham

số được gọi là tham số ứng suất hiệu quả. Giá trị của bằng 1 trong trường hợp vật

liệu đất bão hòa và bằng 0 trường hợp vật liệu khô. Biểu thức tương tự cũng được đề

nghị bởi Aitchison và Donald (1956) [20]. Các biểu thức đề nghị cho phép mô tả sự

chuyển tiếp đơn giản từ các trạng thái bão hòa/bão hòa hoàn toàn (ở đó bao hàm biểu

thức kiến nghị của Terzaghi) đến không bão hòa/bão hòa không hoàn toàn và trạng thái

hoàn toàn khô. Việc xác định và sự phụ thuộc của vào hàm lượng của nước trong

đất là cần thiết để xác định ứng suất hiệu quả trong môi trường đất không bão hòa.

Bishop và Donald 1960 [35], Bishop và Blight (1963) [37] đã thực nghiệm đối với đất

(1) Bishop và cộng sự, 1960

(2) Bishop và cộng sự,1960

(3) Bishop và Donald, 1961

(4) Jennings và Burland, 1962

(5) Jennings và Burland, 1962

(6) Zerhouni, 1991

rời, đất được đầm nén và thừa nhận sự phù hợp của phương trình (1.2) (Hình 1.4).

(7) Zerhouni, 1961

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 đó chủ yếu tập trung vào xác định quan hệ

giữa và độ bão hòa . Hình 1.4 chỉ ra hàng loạt các quan hệ giữa và đối với

phạm vi rộng các loại đất khác nhau [36], [38], [84]. Các đường cong đều chứng tỏ được

xu thế của thay đổi theo độ bão hòa . Tuy nhiên, không thể tìm được tương quan

duy nhất giữa và mặc dù, một số nghiên cứu đã đề xuất biểu thức quan hệ thực

nghiệm [45]. Schrefler (1984) [118] đã đưa ra quan hệ thực nghiệm đầu tiên dưới dạng

biểu thức đơn giản:

(1.3)

Tuy nhiên, các tác giả đã chỉ ra rằng quan hệ duy nhất là không tồn tại để mô tả

phạm vi độ bão hòa từ . Aitchison và cộng sự (1985) [19] giới thiệu biểu

thức gần đúng dưới đây:

(1.4)

Trong đó biểu thị lượng khí tham gia vào lực hút dính và là hằng số thay đổi

từ 0,3 đến 0,35.

Nghiên cứu gần đây, Khalili và cộng sự (2004) [91] đề nghị rằng có thể được

xác định có quan hệ giữa ứng suất hiện tại và ứng suất trước thời điểm hiện tại. Khalili

đề nghị quan hệ nhận được bằng cách 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. Khalili và Khabbaz

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

(1.5)

Khái niệm ứng suất hiệu quả đạt được một số kết quả trong mô tả độ bền kháng

cắt của vật liệu đất không bão hòa nói riêng, nhưng vẫn chưa đạt được thành công lớn

trong mô phỏng ứng xử cơ học nói chung đối với vật liệu đất không bão hòa. Sự hạn chế

của biến ứng suất đơn đã được chỉ ra bởi Jennings và Burland (1962) [84]. Các tác giả

này chỉ ra rằng, nguyên lý ứng suất hiệu quả không đủ để giải thích hiện tượng bị sụt/nén

phá hủy ở giai đoạn gia tải/dỡ tải đối với đất không bão hòa [45]. Hàng loạt thí nghiệm

lún cố kết được thực hiện đối với các mẫu đất không bão hòa đã được thực hiện. Kết

quả chỉ ra rằng tất cả các mẫu thí nghiệm đều sụt/nén phá hủy khi ngập nước (làm giảm

lực hút dính), đúng hơn là mẫu nở ra khi bị tác dụng bởi ứng suất chính có hiệu quả. Các

tác giả đã kết luận về sự không phù hợp để kết hợp và trong một biểu

thức [42], [62], [105].

Gần đây, các nghiên cứu đã chỉ ra rằng biến dạng dẻo như sụt/nén phá hủy cũng

có thể dễ dàng biểu diễn thông qua quan hệ ứng suất hiệu quả bằng cách đưa ra khái

niệm ứng suất bề mặt là hàm của lực hút dính [90], [101], [119]. Mặc dù các tranh luận

trong khuôn khổ ứng suất tổng vẫn còn kéo dài, các nhà nghiên cứu đã bắt đầu thiết lập

biểu thức cường độ của ứng suất cắt của vật liệu đất không bão hòa bằng cách sử dụng

các biến ứng suất khác nhau [45].

Dựa trên phương pháp tiếp cận ứng suất hiệu quả đơn thuần được đề xuất bởi

Bishop (1960) [34], Bishop và cộng sự (1960) [34] đã mở rộng giới hạn phá hủy Mohr

− Coulomb để nhận được phương trình độ bền chống cắt của vật liệu không bão hòa:

(1.6)

Trong đó τ là cường độ chống cắt của vật liệu, cr là lực dính kết có hiệu, φr góc ma

sát trong kháng cắt và χ là thông số ứng suất hiệu quả Bishop.

Trong khuôn khổ biến ứng suất độc lập, Fredlund và cộng sự (1978) [64] đã sử

dụng ứng suất hiệu quả và ma trận lực hút dính thiết lập phương trình cường độ chống

cắt. Các tác giả này đã đề nghị biểu thức sau:

(1.7)

Trong đó là ứng suất pháp có hiệu quả tại mặt phẳng phá hoại; cr và φr

tương ứng là lực dính và góc ma sát trong điều kiện bão hòa và φb là góc ma sát trong

tương ứng với lực hút. Nghiên cứu giả thiết rằng, cả φr và φb đều là các biến độc lập.

Nếu φb là một hằng số, biểu thức (1.7) dự đoán sự gia tăng tuyến tính của cường độ

chống cắt so với lực hút dính. Tuy nhiên, các nghiên cứu thực nghiệm sau đó đã chỉ ra

rằng quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính là phi tuyến [74]. Fredlund và

cộng sự (1987) [70] đề nghị rằng giá trị của φb bằng với φr ở lực hút dính thấp (trường

hợp vật liệu vẫn duy trì trạng thái bão hòa) và φb giảm khi tăng lực hút dính khi mà vật

liệu chuyển sang trạng thái không bão hòa.

Khalili và Khabbaz (1998) [88] đã sử dụng cách tiếp cận hai biến trạng thái ứng

suất để dự đoán cường độ chống cắt theo dạng phương trình 1.6, trong đó tham số ứng

suất hiệu quả được biểu thị bằng phương trình 1.5. Alonso và cộng sự (2010) [23] đã sử

dụng thông tin về các đường cong đặc trưng đất – nước đối với các loại đất khác nhau

để dự đoán cường độ chống cắt theo biểu thức dưới đây:

(1.8)

Trong đó được gọi là độ bão hòa có hiệu quả.

Gofar và cộng sự (2014) [79] đã phát triển một phương trình để dự tính sức chống

cắt khô và ướt của đất không bão hòa. Họ giả định sức chống cắt của đất tỷ lệ tuyến tính

với ma trận lực hút, trong đó tanϕb bằng tanϕ', tại ma trận lực hút thấp hơn giá trị khí đi

vào. Tại các ma trận lực hút cao hơn giá trị lượng khí vào (AEV), mối quan hệ giữa sức

chống cắt và ma trận lực hút là phi tuyến khi chênh lệch tính toán theo logarit của ma

trận lực hút và giá trị lượng khí vào của đất tăng phi tuyến khi ma trận lực hút tăng.

Phương trình dự tính sức chống cắt của đất không bão hòa

nếu (1.9)

Trong đó:

nếu (1.10)

Trong đó:

;

Schnellmann và cộng sự (2023) [116] rất gần đây đã phát triển một phương trình

để dự tính sức chống cắt của đất không bão hòa. Họ quan sát thấy mức độ bão hòa hiệu

quả đóng vai trò quan trọng trong việc kiểm soát tham số cho các đặc tính của đất chưa

bão hòa. Họ nêu ra kết luận, sức chống cắt do lực hút của đất sẽ bằng 0 ở trạng thái còn

lại (dư).

cho (1.11)

cho (1.12)

Trong đó: là lực hút của đất ở trạng thái còn lại (dư).

Hình 1. 5. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất hạt thô do [116]

1.2.3. Dòng thấm của nước qua môi trường rỗng

Ứng xử của dòng thấm là một tham số chính để giải quyết nhiều vấn đề địa kỹ

thuật, vì vậy việc tìm ra hệ số thấm rất hữu ích cho việc thiết kế các công trình địa kỹ

thuật. Cấu trúc của các hạt rắn trong bất kỳ loại đất nào nói chung luôn có các lỗ rỗng.

Những khoảng trống này làm cho nước và không khí thành những dòng chảy liên tục.

Dòng chảy ảnh hưởng đến cả cấu trúc và sự ổn định của khối đất theo Daliri F (2011)

[52]. Vì vậy, việc nghiên cứu ứng xử của dòng nước và không khí qua đất có tầm quan

trọng rất lớn trong lĩnh vực cơ học đất đá. Tương tự như vậy, dự đoán thấm là cần thiết

để thiết kế lớp đất đắp, nền đường đắp, đập đất …

So sánh các tính chất khác của đất như cường độ chống cắt và thay đổi thể tích với

hệ số thấm, kết quả cho thấy rằng hệ số thấm có thể dao động nhiều hơn các thông số

khác [73]. Hệ số thấm của đất bão hòa có thể thay đổi khoảng 10 lần độ lớn từ sỏi đến

đất sét [73]. Hệ số thấm của đất bão hòa là một hàm của hệ số rỗng. Tuy nhiên trong đất

không bão hòa, hệ số thấm có liên quan đến sự phân bố kích thước lỗ rỗng và lượng

nước bao phủ trong lỗ rỗng [52]. Nói cách khác, vì đất thường biến dạng nên hệ số thấm

là một hàm của độ bão hòa và hệ số rỗng [82]. Kết quả là, hệ số thấm có thể được xác

định như là một hàm của hai thông số bất kỳ về: hàm lượng nước (w), độ bão hòa (S),

tỷ số rỗng (e) [98]:

(1.13)

Thực tế, khối lượng nước chảy qua đất có liên quan tỷ lệ thuận với hệ số thấm.

Trong đất không bão hòa, khi lực hút tăng lên và các lỗ rỗng không bão hòa, hệ số thấm

giảm [52]. Trên thực tế, lưu lượng nước bị hạn chế khi lực hút tăng lên. Trong khi đó,

nước trong các lỗ rỗng lớn được thay thế bằng không khí khi đất khử bão hòa; do đó

nước chảy qua các lỗ nhỏ hơn và quá trình này có thể làm tăng tính thấm [52]. Kết quả

là có một mối quan hệ giữa hệ số thấm và đường đặc tính nước của đất.

Có một sự khác biệt rất lớn trong việc xác định hệ số thấm trong đất bão hòa và

đất không bão hòa về chi phí và mức độ phức tạp. Hệ số thấm của đất bão hòa có thể

được xác định bằng thực nghiệm trong phòng thí nghiệm hoặc ngoài hiện trường. Tuy

nhiên, đo hệ số thấm của đất không bão hòa bằng các phương pháp thực nghiệm là phức

tạp, tốn kém và mất thời gian [52]. Do đó, các nhà nghiên cứu địa kỹ thuật đã quan tâm

đến việc tìm ra hệ số thấm của đất không bão hòa bằng cách sử dụng các phương pháp

toán học hoặc thống kê [52]. Huang và cộng sự (1998) [83] đã sử dụng thiết bị ba trục

để đo trực tiếp hệ số thấm trong một thời gian nhất định đối với các pha nước và không

khí. Các phương pháp gián tiếp có liên quan đến dự đoán thống kê hệ số thấm từ một

phương trình thích hợp của đường đặc tính đất - nước. Fredlund và cộng sự (1994) [73]

và Van - Genuchten (1980) [132] đã giới thiệu một số phương pháp thống kê để tìm hệ

số thấm đối với SWCC.

Do thực tế là các phương pháp thực nghiệm để tìm hệ số thấm của đất không bão

hòa là phức tạp và mất thời gian, các nhà nghiên cứu đề xuất dự đoán thống kê hệ số

thấm [73]. Trong đất không bão hòa, vấn đề đặt ra là cần phải biết mối quan hệ giữa lực

hút dính ma trận và hàm lượng nước để tính toán hệ số thấm [52]. Do đó, đường đặc

tính nước trong đất (SWCC) được xem xét và hệ số thấm có liên quan đến việc tìm ra

một phương trình thích hợp cho đường cong đặc trưng của đất - nước.

Để dự đoán hệ số thấm bằng phép đo gián tiếp, hàm lượng nước (thể tích hoặc

trọng lượng) của đất tại mỗi cấp hút ma trận được đo. Có một mối quan hệ giữa (SWCC)

và hệ số thấm trong đất không bão hòa. Sự phân bố kích thước lỗ rỗng của đất có thể

thấy được bằng SWCC [52] vì rằng nó cũng biểu thị về hình dạng các lỗ rỗng đầy nước

[3]. Kết quả là, nếu phương trình của SWCC, mối quan hệ giữa mức độ bão hòa và lực

hút ma trận, được xác định theo thống kê, thì hệ số thấm cũng có thể được dự đoán.

So với các phương pháp gián tiếp, các phương pháp trực tiếp để đo hệ số thấm

phức tạp, tốn thời gian. Phần lớn các phương pháp trực tiếp được liên kết với phương

pháp trạng thái ổn định vì các khái niệm dễ hiểu của nó [83]. Có hai phương pháp ở

trạng thái ổn định để đo hệ số thấm của đất chưa bão hòa: (i) Kiểm soát cột áp thủy lực,

(ii) Kiểm soát lưu lượng [83]. Tuy nhiên, phương pháp kiểm soát cột áp thuỷ lực phổ

biến hơn so với phương pháp thứ hai. Huang và cộng sự (1998) [83] đã đề xuất một

phương pháp lý thuyết để dự đoán hệ số thấm. Từ đó thiết bị nén ba trục đã được sử

dụng để đánh giá kết quả của phương pháp lý thuyết này.

1.3. Ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của nền đường đắp ở Việt

Nam và ở khu vực duyên hải miền Trung

Hoàn lưu khí quyển ở Việt Nam là một bộ phận của hoàn lưu gió mùa châu Á, nói

chung Việt Nam nằm trong khu vực giao tranh giữa các hệ thống gió mùa Nam Á, gió

mùa Đông Á và gió mùa Đông Nam Á [7]. Hầu hết các tháng trong năm, lãnh thổ Việt

Nam có thể chịu tác động của các nhiễu động nhiệt đới như áp thấp nhiệt đới, bão, dải

hội tụ nhiệt đới, v.v… Mỗi năm có khoảng 13 – 16 cơn bão đổ bộ vào Việt Nam thì có

đến 8 – 10 là đổ bộ vào Miền Trung theo nghiên cứu của Lê Xuân Khâm (2011) [6].

Đặc điểm của hệ thống sông khu vực miền Trung là độ dốc lớn, lưu vực các sông chủ

yếu là vùng núi, dòng chảy tập trung nhanh. Mùa kiệt thường kéo dài, lưu lượng nhỏ

trong khi mùa lũ ngắn hơn nhưng lưu lượng lớn, chiếm khoảng 70% tổng lưu lượng cả

năm, lũ lên xuống đột ngột. Một số năm gần đây, thiên tai xảy ra với tần suất lớn, mưa

lớn về cường độ, thời gian mưa kéo dài, lũ vượt tần suất thiết kế ... trong điều kiện địa

hình của sông miền Trung làm cho thiên tai đã làm thiệt hại lớn về người và các công

trình giao thông [6]. Xói ngầm bên trong thân các công trình nền đường, sụt lún nền

đường làm phá hỏng kết cấu mặt đường do mưa kết hợp với tải trọng khai thác. Cường

độ mưa lớn và thời gian mưa kéo dài làm xói mòn đất, phá vỡ mối liên kết giữa các hạt

và lôi kéo hình thành lũ bùn đá; trong điều kiện địa hình trũng thấp hình thành các dòng

chảy mặt, phân cắt địa hình, thuận lợi cho việc tạo thành các khối trượt độc lập. Mưa

lớn và kéo dài, một phần nước mưa chảy tràn trên sườn dốc, phần còn lại thấm vào môi

trường đất làm tăng độ bão hòa của đất, hình thành dòng thấm, giảm sức kháng cắt của

đất nguy cơ gây ra sự cố đối với mái dốc [137]. Đối với các công trình nền đường ven

sông, vào mùa mưa lũ, mưa kết hợp với nước sông dâng cao xuất hiện gradient thủy lực,

dòng thấm được hình thành trong thân nền đường lôi kéo các hạt mịn tạo nên xói ngầm

trong thân công trình nguy cơ gây mất ổn định công trình nền đường [8]. Mặt khác, nền

đường đắp ven sông hoặc ngập cục bộ ở thượng lưu có nguy cơ mất ổn định trong điều

kiện gradient thủy lực hình thành do mực nước một bên rút nhanh [3] [4].

Mưa là một trong những tác nhân góp phần tăng nguy cơ mất ổn định của mái dốc

và nền đường đắp. Do điều kiện về địa hình, khu vực miền Trung thường xảy ra các hiện

tượng mưa bất thường [2], [9]. Thực tế, phần nước mưa thấm vào đất làm tăng độ ẩm,

tăng độ bão hòa của đất, áp suất nước lỗ rỗng tăng, lực hút dính giảm và do đó giảm sức

chống cắt của đất dẫn đến mái dốc/nền đường dễ dàng mất ổn định [15]. Hình 1.6 minh

hoạ cho việc 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 11/2017).

Các mái dốc nhìn chung đều có xu hướng giảm độ dốc để ổn định [11]. Mất ổn

định của mái dốc/nền đường được hiểu là sự dịch chuyển và bị phá hoại của mái dốc và

nền đường. Các lực gây mất ổn định bao gồm trọng lượng bản thân, tải trọng khai thác

và áp suất của dòng thấm [11]. Tính toán ổn định mái dốc đòi hỏi phải xem xét đầy đủ

và tác dụng kết hợp của các lực. Sự di chuyển của khối đất có thể xảy ra bởi sự phá hoại

theo mặt phẳng/mặt cong khi ứng suất trong đất/ứng suất hiệu quả giảm cục bộ [115].

Phương pháp phân tích ổn định mái dốc thường sử dụng dựa trên nguyên lý cân

bằng giới hạn dẻo. Về mặt cơ học, điều kiện cân bằng giới hạn dẻo khi dịch chuyển trượt

của khối đất bắt đầu xuất hiện, biến dạng tiếp tục trong khi ứng suất của đất không đổi.

Theo như nghiên cứu của Jian-feng Zhu và cộng sự (2019) [142], thể hiện trong

Hình 1.7, lượng mưa thường là nguyên nhân dẫn đến mực nước ngầm dâng cao và thành

phần lực hút dính giảm xuống như được chỉ ra trong phương trình 1.7 [142]. Ngoài ra,

khi độ ẩm tăng lên, trọng lượng đơn vị của đất tăng lên. Các yếu tố kết hợp nêu trên có

thể làm giảm độ ổn định của mái dốc không bão hòa. Sự mất ổn định của mái dốc không

bão hòa xảy ra trong thời kỳ ẩm ướt là khá phổ biến và có xu hướng gia tăng về cường

độ và tần suất bởi khí hậu nóng lên do BĐKH [48]. Fredlund và Rahardjo (1998) [3] đã

chỉ ra rằng sự hiện diện và cường độ của lực hút dính ma trận (ua-uw), rất quan trọng đối

với sự ổn định của các sườn dốc đất không bão hòa, phụ thuộc vào các điều kiện môi

trường thực tế. Để đơn giản, sự phân bố lực hút dính ma trận nói chung được coi là đồng

nhất hoặc giảm tuyến tính dọc theo chiều sâu [102], [108], [142].

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

Khi mái dốc mất ổn định, mặt trượt có thể tồn tại nhiều dạng khác nhau như mặt

trượt dạng của mặt cầu (bài toán không gian 3 chiều) hoặc mặt trụ (bài toán phẳng 2

chiều). Sự cố trượt mái khối đắp có thể xảy ra cục bộ hoặc trên một phạm vi nhất định.

Để đơn giản và thiên về an toàn, thực tế phân tích ổn định mái dốc thường xem xét dưới

dạng bài toán phẳng, mặt trượt là mặt phẳng, mặt trụ hoặc kết hợp giữa mặt phẳng và

mặt trụ. Dạng đơn giản nhất, được đề xuất bởi Cullmann (1866) là một mặt phẳng dài

vô hạn đi qua chân mái dốc. Phương pháp này cho hệ số chảy thiên về an toàn so với

thực tế và do đó đánh giá quá cao điều kiện ổn định. Trường hợp mặt trượt phức tạp hơn

như mặt cong có quy tắc/không quy tắc cho kết quả gần với thực thế hơn, tuy nhiên đòi

hỏi thời gian tính kéo dài [11]. Trường hợp sử dụng mặt trụ tròn xoay với mặt cắt ngang

là cung tròn cho kết quả đủ độ chính xác cần thiết mà không đòi hỏi phức tạp trong tính

toán. Trong thực tế tính toán thiết kế, phương pháp mặt trượt trụ tròn được áp dụng phổ

biến ngoại trừ trường hợp tồn tại lớp đá cứng hoặc lớp đất yếu bên dưới nền đường,

trường hợp này sử dụng mặt trượt có dạng phức tạp [11].

Thời gian mưa kéo dài, nước mưa càng được thấm sâu vào đất làm mở rộng vùng

bão hòa và giảm cường độ chống cắt của đất dẫn đến giảm hệ số ổn định của mái dốc

nền đường [3]. Cường độ mưa càng lớn, thời gian mưa càng kéo dài, mái dốc/nền đường

càng dễ mất ổn định. Do vậy, việc phân tích sự ổn định của khối đắp không bão hòa căn

cứ vào các thông số của đất không bão hòa là thực tế và cần được quan tâm nghiên cứu.

1.4. Tổng quan tình hình nghiên cứu các đặc trưng cơ 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 17

Trước năm 1950, các nghiên cứu về đặc trưng cơ học của đất không bão hòa đã

được đề xuất. Tuy nhiên, các nghiên cứu chỉ tập trung ở dòng mao dẫn và hướng tiếp

cận nghiên cứu bằng mô hình ống mao dẫn như đã được chỉ ra trong hình 1.2 của mục

1.1. Hướng tiếp cận này gặp khó khăn để đạt được mục tiêu nghiên cứu đối với đất bão

hòa bởi mô hình mao dẫn thực tế phù hợp đối với vùng bão hòa gần mực nước ngầm

[11]. Một số phương trình ứng suất hiệu quả đất không bão hòa được giới thiệu và đề

xuất. Nghiên cứu của Fredlund và Mongensten (1976) [61] đề xuất theo hướng tiếp cận

các biến trạng thái ứng suất độc lập.

Các phương trình biểu diễn thay đổi thể tích, cường độ chống cắt và thấm của đất

không bão hoà ngày càng được chấp nhận phổ biến trong cộng đồng khoa học về địa kỹ

thuật [67]. Việc xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà cơ bản đòi hỏi quy

trình thực nghiệm chặt chẽ [59], [68].

Các thực nghiệm về đất không bão hòa ban đầu được nghiên cứu và thực hiện bởi

các nhà khoa học nhằm xây dựng quan hệ giữa độ ẩm với lực hút dính đối với các lớp

đất không bão hòa ở bề mặt. Các nhà khoa học địa kỹ thuật sau đó đã mở rộng, phát

triển nghiên cứu và ứng dụng cho lĩnh vực địa kỹ thuật môi trường [77], [79], [104]

[116], [121], [128] … Trên cơ sở đó, các bài toán thực tế với các điều kiện biên phức

tạp đã được nghiên cứu và giải quyết. Nghiên cứu về thấm, cường độ chống cắt và biến

thiên thể tích của đất không bão hòa đã được phát triển ngày càng phù hợp và đáp ứng

yêu cầu thực tế địa kỹ thuật cho phép giải quyết các bài toán về thấm và cường độ chống

cắt đối với vùng đất bên trên đường bão hòa [11].

Các kết quả nghiên cứu đã được tổng hợp và hệ thống hóa kiến thức thành sản

phẩm là sách cơ học đất không bão hòa [41], [67], [86], [96], [102]. “Cơ học đất không

bão hòa” của các tác giả D. G. Fredlund và H. Rahardjo được xuất bản năm 1993 [3] [4]

là tài liệu đầu tiên trình bày một cách hệ thống các vấn đề về cơ học đất không bão hòa

và được sử dụng phổ biến hiện nay cho phép tiếp cận nghiên cứu và giải quyết các vấn

đề địa kỹ thuật.

Các phần mềm tính toán địa kỹ thuật dựa trên nền tảng của ứng dụng phương pháp

phần tử hữu hạn được phát triển trong những năm gần đây như Geo–Studio, Plaxis…ứng

dụng cho cả đất bão hòa và không bão hòa nhằm mục đích mô phỏng bài toán ổn định

của khối đất chịu tác động của các điều kiện biên khác nhau cho phép các kỹ sư lựa chọn

phương án thiết kế/giải pháp kỹ thuật hợp lý đối với bài toán thực tế. Điều này chứng tỏ

được vai trò của nghiên cứu và ứng dụng các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà

để phân tích ổn định, thiết kế và thi công công trình nền đường đắp.

Phương pháp phần tử rời rạc ngày nay được các nhà khoa học sử dụng trong

nghiên cứu/mô phỏng các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà [21], [31], [40], [45],

[46], [54], [103], [119], [123], [131], [135] … Các nghiên cứu này đã đạt được những

thành tựu đáng kể trong việc ứng dụng và phát triển mô phỏng số ở tỷ lệ vi mô.

Bản chất của nền đường là rời rạc, tồn tại lỗ rỗng và không liên tục với thành phần

cấp phối khác nhau, tạo điều kiện cho nước xâm nhập. Nước di chuyển vào trong cấu

trúc của đất do quá trình thấm làm giảm thành phần ứng suất hiệu quả của đất bão hoà

(thành phần thứ 2 trong phương trình chống cắt của đất bão hoà, mục 2.1.3) hoặc làm

giảm thành phần lực hút dính trong đất không bão hoà (thành phần thứ ba trong phương

trình cường độ chống cắt của đất không bão hoà, mục 2.1.3). Dòng thấm có áp do

gradient thuỷ lực/lưu tốc thấm là một trong các nguyên nhân làm giảm sức chịu tải của

đất, gây ra hư hỏng cục bộ trong cấu trúc nền đường đắp dẫn đến mất ổn định tổng thể

của nền mái dốc, nền đường đắp [92], [126], [95], [140] (hình 1.8).

Hình 1. 8. Minh hoạ xói ngầm trong thân nền đường [136]

Các vấn đề về ổn định mái dốc có xét đến thấm đã được nghiên cứu bằng giải tích

[87], bằng phương pháp số [107] và thực nghiệm [81], [120]. Tuy nhiên, hầu hết các

nghiên cứu chỉ quan tâm đến sự thay đổi áp suất nước lỗ rỗng do dòng thấm gây ra mà

ít chú ý đến bản chất nội tại cục bộ của hiện tượng thấm. Zou và cộng sự (2012) [140]

[141] đã nghiên cứu sự mất ổn định của mái dốc được gây bởi quá trình thấm – xói

ngầm, trong đó các hạt mịn bị cuốn theo và di chuyển cùng dòng thấm khi áp suất thấm

cục bộ vượt quá lực cản của cấu trúc đất như được chỉ ra trong hình 1.9 trong nghiên 19

cứu của Sibille và cộng sự (2015) [124]. Zhang và cộng sự (2019) [139] đã sử dụng

phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) để xem xét thấm dựa trên cơ chế xói được đề xuất

bởi Cividini và Gioda (2004) [49], Rahimi và Shafieezadeh (2020) [114] áp dụng để

nghiên cứu ảnh hưởng của xói dạng đường ống đến sự ổn định tổng thể của mái dốc. Hu

và cộng sự (2022) [81] đã nghiên cứu sự di chuyển của hạt mịn bằng kết hợp FEM-DEM

và kết luận rằng xói ngầm bởi dòng thấm làm tăng độ rỗng của đất và kết quả dẫn đến

tăng lưu tốc và lưu lượng của dòng thấm.

Hình 1. 9. Mô hình xói ngầm trong môi trường hạt [124] Mặc dù đã có những thành tựu nghiên cứu đáng kể trong việc phân tích ảnh hưởng

của thấm đối với ổn định tổng thể của mái dốc, tác động của thấm do ảnh hưởng của độ

rỗng, ảnh hưởng đến lún và độ bền chống cắt tổng thể của đất. Tuy nhiên sự thay đổi

các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà ở những vị trí cục bộ do xói ngầm gây ra

và nguyên nhân gây mất ổn tổng thể mái dốc từ những vị trí cục bộ này phần lớn vẫn

chưa được giải quyết [136].

Dòng thấm do xói ngầm lôi kéo các hạt mịn di chuyển trong cấu trúc đất cấu tạo

nền đường dẫn đến biến dạng đáng kể tổng thể và sự sắp xếp lại cục bộ của kết cấu nền

đường [80], [100]. Mô hình DEM cho phép kiểm soát được lượng hạt mịn di chuyển

bên trong lỗ rỗng của cấu trúc nền đường gây bởi dòng thấm và ảnh hưởng của quá trình

xói hạt mịn/sắp xếp lại cấu trúc cục bộ của nền đường đến ứng xử cơ học của đất. Nghiên

cứu của Scholtès và cộng sự (2010) [117] chỉ ra rằng sức chống cắt của đất bị suy yếu

sau khi lượng hạt mịn bị xói trong điều kiện xói ngầm gây ra bởi dòng thấm. Hu và cộng

sự (2022) [81] nghiên cứu sự biến dạng tổng thể của nền đường gây ra bởi quá trình

thấm và sự thay đổi cấu trúc cục bộ/vi mô của đất. Kết quả nghiên cứu của Hu và cộng

sự (2022) [81] chỉ ra rằng sự ổn định của cấu trúc đất do dòng thấm đều giảm mạnh

trong các điều kiện có thoát nước và không thoát nước.

Mặc dù cho phép mô phỏng các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà ở vị trí

cục bộ với quy số lượng hạt nhất định. Tuy nhiên, hiện nay DEM chỉ xem/giả thiết mỗi

hạt đất là một hình cầu và mỗi mẫu đất với một cấp phối nhất định. Bên cạnh đó, yêu

cầu về cấu hình máy tính và dung lượng phần cứng nên DEM còn có hạn chế nhất định

khi nghiên cứu vấn đề ổn định tổng thể của nền đường không bão hoà quy mô lớn [94].

1.4.2. Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa ở Việt Nam

Ở Việt Nam, do ảnh hưởng của địa hình, lượng mưa hàng năm phân bố không đều

theo mùa và khu vực. Điều kiện địa hình kéo theo khí hậu ở Việt Nam có tính phức tạp,

phân hóa theo khu vực/địa hình, lượng mưa phân bố không đều trong năm và tính quy

luật không đều. Do ảnh hưởng của biến đổi khí hậu nên mưa với lưu lượng lớn và trong

thời gian kéo dài ngày càng xuất hiện thường xuyên hơn [2].

Những năm gần đây, ở Việt Nam đặc biệt là khu vực duyên hải miền Trung xuất

hiện những đợt nắng nóng gay gắt, nhiệt độ cao, thời gian nắng nóng kéo dài [2], [6]

làm cạn kiệt nước trong các sông hồ. Nắng nóng kéo dài kéo theo mực nước ngầm hạ

thấp và vùng đất không bão hòa phía trên mực nước ngầm được phát triển mở rộng. Do

vậy, việc nghiên cứu đất không bão hòa và ảnh hưởng của nó đến ổn định của công trình

đất là cần thiết và có ý nghĩa thực tế.

Nghiên cứu về cơ học đất không bão hoà còn khá mới mẻ tại Việt Nam. Một số ít

công trình khoa học nghiên cứu về đất không bão hòa đã được công bố [11], [15], [16].

Các lý thuyết về thấm, ổn định mái dốc, quan hệ ứng suất – biến dạng đã được ứng dụng

vào phân tích ổn định công trình nền đường/mái dốc.

Năm 2009, Bạch Quốc Tiến [1] đã đề cập đến các phương trình dòng thấm nước

trong toàn bộ nền đường, bao gồm trong đất bão hoà và cả đất không bão hoà. Trong

tính toán, một phương trình tổng quát cho cả hai trường hợp đất bão hoà và không bão

hoà, như vậy việc tính toán dòng thấm từ đất không bão hoà đến bão hoà diễn ra “êm

thuận”. Tuy nhiên các nghiên cứu chỉ mới dừng lại ở lý thuyết mà chưa thực nghiệm

được các đặc trưng cơ học cho đất miền Trung.

Nghiên của của Phạm Quang Hưng (2012) [16] đã giới thiệu một trình tự tính toán

ổn định mái dốc có xét đến yếu tố không bão hòa. Trình tự tính toán trên chỉ được áp

dụng để tính toán thử nghiệm cho khu vực đồi núi thuộc huyện Lương Sơn, tỉnh Hòa

Bình có xét đến ảnh hưởng của khí hậu thủy văn. Kịch bản tính toán chỉ áp dụng cho

mô hình mưa phân phối đều trong 3 ngày và 5 ngày. Kết quả tính toán cho thấy hệ số an

toàn của mái dốc giảm khi số lượng ngày mưa liên tục tăng hay độ dốc của mái dốc tăng

lên. Nghiên cứu mới chỉ tiến hành thực nghiệm và mô phỏng cho kiểu mưa phân phối

đều chưa có mô phỏng cho các kiểu mưa khác.

Nghiên cứu thực nghiệm của Nguyễn Thị Ngọc Hương (2013) [11] xác định đường

cong đặc trưng đất – nước của các loại đất đắp khác nhau áp dụng trong công trình thực

tế tại Việt Nam và xác định cường độ chống cắt của đất ứng với các lực hút dính khác

nhau, xác định đường quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính. Nghiên cứu

quan hệ giữa SWCC với cường độ chống cắt và hệ số thấm của đất không bão hòa, tính

toán xác định hệ số thấm của đất bão hoà – không bão hoà. Đề xuất phương trình thực

nghiệm biểu diễn đường cong đặc trưng đất – nước và quan hệ giữa cường độ chống cắt

với lực hút dính. Luận án tập trung nghiên cứu một số loại đất thuộc ba khu vực: Đông

Bắc Bộ, Tây Bắc Bộ và Nam Trung Bộ. Tác giả cũng đã đề xuất hiệu chỉnh hai tham số

thực nghiệm là m và n trong phương trình SWCC được đề xuất bởi Fredlund và Xing

(1994) nhằm phù hợp hơn với loại đất ở Việt Nam. Nghiên cứu cũng đồng thời có những

đóng góp lớn về nội dung thí nghiệm.

Nghiên cứu thực nghiệm của Phạm Huy Dũng (2020) [15] đã đề cập đến ảnh hưởng

của mưa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa (sự biến đổi của áp suất nước lỗ rỗng

kéo theo sự thay đổi cường độ kháng cắt và hệ số ổn định mái dốc) qua những đặc trưng

cơ học của đất không bão hòa của một số loại đất đắp ở miền Bắc, Việt Nam. Tác giả

cũng đã đề xuất công cụ ước lượng SWCC khi không có các kết quả thí nghiệm xác định

SWCC. Nghiên cứu mới chỉ tiến hành thực nghiệm và mô phỏng cho kiểu mưa có cường

độ không đổi mà chưa có mô phỏng cho các kiểu mưa khác.

Nghiên cứu thực nghiệm của Nguyễn Thanh Quang (2021) [10] đã đánh giá sự

thay đổi một số tính chất cơ lý đất đắp có xét đến ảnh hưởng của dòng thấm đối với một

số loại đất đắp đập tại khu vực miền Trung theo thời gian. Nghiên cứu đã xây dựng quy

trình vận hành thiết bị về thí nghiệm các tính chất cơ lý đất đắp. Xây dựng được biểu đồ

sự thay đổi các chỉ tiêu cơ lý của đất như: lực dính, góc ma sát trong, hệ số thấm và dung

trọng theo thời gian khai thác hồ chứa. Thiết lập được các phương trình đường hồi quy

biểu diễn sự thay đổi các tính chất cơ lý đất đắp đập khu vực miền Trung theo thời gian

khi chịu tác dụng của dòng thấm. Tuy nhiên nghiên cứu mới chỉ xây dựng được hàm hồi

quy dung trọng, lực dính và góc ma sát trong cho một công trình đập hồ chứa để đối

sánh với mức độ thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian.

Quá trình đánh giá và phân loại các loại đất đắp để thí nghiệm chưa bao phủ được hết

các loại đất thường dùng để đắp đập ở Miền Trung Việt Nam.

1.5. Vấn đề còn tồn tại của các nghiên cứu trên thế giới và Việt Nam

Nghiên cứu trên thế giới về đất không bão hòa bắt đầu cuối thế kỷ 19 và đến nay

tập trung vào việc nghiên cứu phương trình xác định các đặc trưng cơ học. Các phần

mềm được xây dựng nhằm phân tích ổn định của nền đường đắp (Geo-studio, Plaxis…)

một cách tổng thể. Cũng đã có các mô hình số kết hợp DEM-PFV mô phỏng các ứng xử

cơ học vi mô trong cấu trúc đất không bão hoà.

Ở Việt Nam, đã có một số nghiên cứu về cơ học đất không bão. Việc phân tích ổn

định nền đường đắp bằng mô hình số/phần mềm địa kỹ thuật trở nên phổ biến gần đây.

Tuy nhiên, trong điều kiện hạn chế về thực nghiệm, các phân tích bằng mô hình số chủ

yếu được giả thiết nền đường đắp trong điều kiện bão hòa điều này chưa hoàn toàn hợp

lý (Do những khó khăn nhất định về điều kiện về thiết bị thí nghiệm và mức độ phức

tạp cũng như tốn nhiều thời gian thực hiện).

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

Thực tế, khi xét bài toán ổn định tổng thể mái dốc, có thể mái dốc vẫn làm việc ổn định,

tuy nhiên trong nền đường đắp dưới tác dụng của dòng thấm có những vị trí có thể xảy

ra mất ổn định lún hoặc thấm cục bộ dẫn đến sự mất ổn định tổng thể của cả nền đường

đắp [136]. Sự cần thiết về việc nghiên cứu sử dụng thiết bị thí nghiệm, xây dựng quy

trình thí nghiệm xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa trong điều kiện

khu vực duyên hải miền Trung và ứng dụng các thông số này vào mô phỏng ổn định nền

đường đắp có ý nghĩa thực tế và cần thiết làm cơ sở cho những nghiên cứu tiếp theo.

Để đánh giá mức độ ổn định, ngoài việc nghiên cứu phát triển và ứng dụng mô

hình số ở vị trí cục bộ cho phép mô tả được bản chất cơ học xảy ra trong quá trình môi

trường đất không bão hòa chịu tác dụng bởi các điều kiện tải trọng và biến mưa bằng

mô mình số DEM-PFV cần thiết kết hợp với việc phân tích ổn định tổng thể của cả nền

đường đắp bằng phương pháp phần tử hữu hạn FEM (phần mềm Geo Studio). Chính vì

vậy đề tài lựa chọn cách tiếp cận theo sơ đồ sau:

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

CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT NGHIÊN CỨU VỀ CÁC ĐẶC TRƯNG

CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

Để phân tích ổn định tổng thể của nền đường đắp trong điều kiện có sự tham gia

của nước do mưa kết hợp với dòng thấm không ổn định bằng phương pháp phần tử hữu

hạn (FEM–Geo Studio) và phân tích ổn định cố kết thấm và lún cục bộ bằng phương

pháp phần tử rời rạc với mô hình thể tích lỗ rỗng hữu hạn (DEM–PFV), ở chương này

trình bày lý thuyết và cơ sở để xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa

như: đường cong đặc trưng đất – nước (SWCC), cường độ chống cắt bằng thực nghiệm.

Trình tự và kết quả thực nghiệm sẽ được trình bày trong chương 3 và kết quả thực

nghiệm sẽ dùng phân tích ổn định nền đường trong chương 4.

2.1. Cơ sở lý thuyết xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa

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 nằm dưới

mực ngầm (nằm dưới đoạn AB như được chỉ ra trong hình 1.2) được biểu diễn dưới

dạng phương trình:

(2.1)

Trong đó là ứng suất hiệu quả khi có sự tham gia của nước, là ứng suất tổng

và là áp suất nước lỗ rỗng.

Khi có sự bổ sung của nước vào nền đường đắp, mực nước ngầm dâng lên (từ vị

trí AB dâng lên đến A’B’ (hình 1.2)), độ bão hoà của đất thay đổi. Aitchison và Donald

(1955) [20], Bishop (1960) [36], Bishop và cộng sự (1963) [37] đề nghị biểu thức ứng

suất của đất khu vực không bão hoà:

(2.2)

Trong đó là áp suất khí lỗ rỗng và là tham số phụ thuộc vào độ bão hòa.

Nghiên cứu của Fredlund (1979) [57]; Fredlund và Rahardjo (1987) [71] chỉ ra

rằng tổ hợp các biến dạng trạng thái ứng suất và

là tổ hợp phù hợp nhất dùng để mô tả trạng thái ứng suất của đất không bão hoà vì ứng suất pháp tổng theo

các phương đã được phân tách thành hai phần độc lập nhau: thành phần (σ –ua) (trạng

thái hoàn toàn khô) và thành phần (ua –uw) (khi có sự tham gia của nước), áp suất khí lỗ

rỗng là áp suất khí quyển. Dạng đầy đủ của ứng suất cho đất không bão hòa có thể được

viết theo hai tenxơ ứng suất độc lập. Xét cho một phân tố đất nằm trong vùng không bão 25

hoà như được chỉ ra trong hình 2.1 ta có:

và (2.3)

Hình 2. 1. Các thành phần ứng suất của một phân tố đất 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 bổ sung liên tục vào đất do mưa làm thay đổi độ ẩm của đất ( ), kéo theo

áp suất nước lỗ rỗng ( ) tăng dẫn đến lực hút dính của đất ( ) giảm và quá trình

thay đổi theo chiều ngược lại khi quá trình bốc hơi xảy ra. Như vậy, lực hút dính của đất

( ) phụ thuộc vào lượng nước chứa trong đất ( )

Đường cong biểu diễn sự phụ thuộc của lực hút dính vào độ ẩm gọi là đường cong

đặc trưng đất – nước. Các nghiên cứu thực nghiệm chỉ ra dạng đường cong SWCC được

chỉ ra trên hình 2.2.

Khi lực hút dính thay đổi sẽ ảnh hưởng đến sự thay đổi của dòng thấm trong môi

trường rỗng. Lực hút dính tham gia vào thành phần trong phương trình chống cắt của

đất (công thức 2.10), nên sự thay đổi của lực hút dính sẽ gây sự thay đổi sức kháng cắt

của đất.

Đường cong đặc trưng đất – nước thường được phân ra thành ba vùng [32] như

hình 2.2: Vùng thứ I là vùng bão hòa là vùng hiệu ứng biên, đất vẫn bão hòa bất kể áp

suất nước lỗ rỗng âm. Vùng thứ II hay còn gọi là vùng chuyển tiếp, hàm lượng nước

giảm nhanh chóng dưới sự gia tăng lực hút dính, điều này bị ảnh hưởng bởi kích thước

lỗ rỗng và sự phân bố kích thước lỗ rỗng của đất. Vùng thứ III là tàng dư, trong khu vực

này, sự gia tăng lớn về lực hút dính sẽ dẫn đến sự thay đổi hàm lượng nước không đáng

kể, pha nước trong vùng này không liên tục; vùng này ít được quan tâm đến lĩnh vực địa

kỹ thuật [127]. Hai giá trị biên phân chia giữa các vùng là giá trị không khí đi vào (AVE)

đại diện cho giá trị lực hút dính mà tại đó không khí bắt đầu đi vào khoảng trống lớn

nhất của đất, đánh dấu sự chuyển đổi giữa cơ học đất bão hòa và không bão hòa, được

cho là thông số quan trọng nhất được giải thích từ SWCC và lực hút dính dư (RSV) biểu

thị lực hút dính tương ứng với độ ẩm dư, là giá trị lực hút dính khi sự thoát nước ở pha

lỏng trong các lỗ rỗng của đất bắt đầu giảm và nước bốc hơi.

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

Hình dạng SWCC, các tham số và độ trễ của đất được kiểm soát bởi sự phân bố

kích thước hạt và loại đất. Nói chung, giá trị không khí đi vào tăng lên khi các hạt đất

trở nên mịn hơn, đồng thời cũng tăng theo độ dẻo của đất [11], [102], [133]. Ngoài ra,

độ dốc của vùng chuyển tiếp dốc hơn đối với vật liệu thô hơn và do đó lực hút dính còn

lại sẽ thấp hơn so với đất hạt mịn. Lu và cộng sự (2007) [102], Vanapalli và cộng sự

(1999a) [133] đã nghiên cứu ảnh hưởng của chỉ số dẻo, phụ thuộc chặt chẽ vào hàm

lượng mịn của đất đối với SWCC. Người ta thấy rằng khi chỉ số dẻo (PI) tăng thì khả

năng giữ nước tăng và tốc độ khử bão hòa giảm dẫn đến SWCC phẳng hơn như trong

hình 2.3. Vì vậy, việc xác định đường cong đặc trưng đất – nước cho loại đất thuộc khu

vực nghiên cứu trong luận án là điều cần thiết, vấn đề này sẽ được trình bày cụ thể 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 dạng phương trình biểu thị mối quan hệ giữa lực hút và độ ẩm chuẩn hóa

thường được sử dụng là phương trình của Van Genuchten (1980) [132], Fredlund và

Xing (1994) [73].

Phương trình Van Genuchten (1980) là phương trình phổ biến nhất để dự đoán hệ

số thấm tương đối từ đường cong đặc trưng đất – nước từ ba tham số không đổi:

Van Genuchten: (2.4)

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

của đất:

Fredlund & Xing : (2.5)

Trong đó: , a, n, m - các thông số khác nhau của đất; - lực hút dính; - độ

ẩm thể tích chuẩn hóa; - cơ số tự nhiên; - tham số hiệu chỉnh, C(ψ) xấp xỉ bằng

một ở một cấp 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:

(2.6)

- lực hút dính; - độ ẩm Trong đó: a1, a2, a3, a4, a5, a6, a7, b1, b2 - các hằng số;

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

(1994) [72] cho kết quả khá sát với số liệu thí nghiệm, tuy nhiên phương trình của

Fredlund & Xing mô phỏng đường cong SWCC tốt hơn (phù hợp với dữ liệu thí nghiệm

hơn) so với của Van Genuchten có hệ số . Qua đó, Leong và Rahardjo (1997) đề

nghị hệ số hiệu chỉnh là không đổi.

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

Fredlund & Xing:

Tiến hành thí nghiệm xác định đường SWCC để xác định các hằng số a, m, n và hệ số

hiệu chỉnh . Các dữ liệu thí nghiệm xác định SWCC đã chỉ ra rằng độ ẩm thể tích

tiến tới giá trị 0 khi lực hút của đất tiến tới giá trị lớn nhất xấp xỉ 106kPa (nói cách khác,

độ ẩm thể tích chuẩn hóa là giá trị âm nếu nhỏ hơn ), khi đó độ ẩm thể tích chuẩn

hóa trở thành . Khi đó, phương trình của Fredlund & Xing trở thành:

(2.7)

Trong đó:

; ;

;

- tọa độ điểm uốn của đường cong SWCC; - lực hút tương ứng với độ ẩm

thể tích dư, ; - - độ dốc của đường tiếp tuyến đi qua điểm uốn của đường cong ;

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 106kPa,

độ ẩm thể tích tính theo công thức (2.7) bằng 0. xấp xỉ bằng 1 trong phạm vi

giá trị lực hút thấp.

Các kết quả bằng số đã chứng minh rằng, trong hầu hết các trường hợp, công thức

(2.7) cung cấp một xấp xỉ cho kPa . Giá trị của nó sẽ nằm trong phạm vi từ

1500 đến 3000 kPa.

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],

[24], [26], [29].

Trong đất không bão hòa, áp suất khí lỗ rỗng là áp suất khí quyển và áp suất

nước lỗ rỗng âm. Hiệu giữa áp suất khí lỗ rỗng và áp suất nước lỗ rỗng gọi là lực hút

dính ( ). Trong phòng thí nghiệm, lực hút dính có thể tạo ra bằng cách giữ áp

suất nước lỗ rỗng bằng không và đặt vào mẫu một áp suất khí lỗ rỗng dương. Do đó có

thể làm biến đổi lực hút dính trong mẫu đất bằng cách tác dụng các áp suất khí khác

nhau vào mẫu. Phương pháp này được gọi là kĩ thuật tịnh tiến trục [3] [4].

* Tiêu chuẩn thí nghiệm: ASTM D2325-68 [24], ASTM D6836-02 [29].

* Phương pháp thí nghiệm: Mẫu đất được đặt trong buồng áp suất và buồng áp suất

được điều áp tới lực hút dính yêu cầu bằng cách tăng áp suất khí trong buồng tới một

giá trị xác định trước lớn hơn áp suất khí quyển. Lúc này, áp suất lỗ rỗng trong đĩa gốm

tiếp nhận khí áp cao được duy trì ở điều kiện khí quyển. Khi đó mẫu đất có áp suất nước

lỗ rỗng bằng không và áp suất khí lỗ rỗng dương, lực hút dính tác dụng lên mẫu đất

chính là áp suất khí trong buồng ( ). Biến đổi lực hút dính trong mẫu đất

bằng cách tác dụng các áp suất khí khác nhau tăng dần vào mẫu. Quá trình tác dụng khí

lên mẫu đất làm cho nước lỗ rỗng thoát qua đĩa ra buồng chứa nước. Lúc cân bằng,

lượng nước trong đất giảm tương ứng với lượng tăng lực hút dính, đất có độ ẩm tương

ứng với một lực hút dính xác định. Độ ẩm tại mỗi điều kiện cân bằng có thể tính từ số

đo biến thiên thể tích nước.

Phương pháp xác định đường cong đặc trưng đất-nước cho các loại đất từ hạt thô,

hạt trung đến hạt mịn, cho phép xác định đường cong đặc trưng đất - nước có lực hút

dính cao.

2.1.3. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa

2.1.3.1. Lý thuyết về cường độ chống cắt của đất bão hòa

Khái niệm ứng suất hiệu quả để mô tả cường độ chống cắt của đất bão hòa (vùng

nền đường nằm dưới vị trí AB, hình 1.1 chương 1) dựa trên nghiên cứu tiêu chuẩn phá

hoại Mohr – Coulomb đã được Terzaghi (1936) chỉ ra:

(2.8)

Trong đó: - ứng suất cắt trên mặt bất kỳ; - lực dính hiệu quả, là khoảng chặn

cường độ chống cắt khi ứng suất pháp hiệu quả bằng 0; - ứng suất pháp hiệu

quả; - ứng suất pháp tổng; - áp suất nước lỗ rỗng; - góc ma sát trong hiệu quả.

Hình 2. 4. Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho đất bão hòa

2.1.3.2. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa

Ứng suất cắt của đất thuộc vùng không bão hoà trên mực nước ngầm được xác

định bởi phương trình 2.9 [3] [4]:

(2.9)

Trong đó: - lực dính hiệu quả của đất bão hòa; - góc ma sát trong hiệu quả

của đất bão hòa; - ứng suất pháp tổng; - áp suất khí lỗ rỗng; - áp suất nước lỗ

rỗng; - thông số liên quan đến độ bão hòa của đất, giá trị từ 0 đến 1.

Bằng việc sử dụng các trạng thái ứng suất và cho đất không

bão hoà, Fredlund (1978) kiến nghị phương trình cường độ chống cắt.

(2.10)

Trong đó: - ứng suất cắt trên mặt trượt bất kỳ; - lực dính hiệu quả từ đường

bao phá hoại Mohr-Coulomb “kéo dài” trên trục ứng suất cắt khi ứng suất pháp thực và

lực hút dính bằng không; - ứng suất pháp có hiệu quả của đất trong trường hợp

đất vẫn tồn tại pha khí với áp suất khí lỗ rỗng là ; - góc ma sát trong ứng với ứng

suất pháp thực ; - lực hút dính; - áp suất nước lỗ rỗng; - góc

ma sát trong (biểu kiến) tương ứng với lực hút dính khi nước tham gia vào cấu

trúc của đất.

Trong điều kiện khô có sự bốc hơi, độ ẩm của đất giảm đi, lực hút dính tăng lên

làm cho cường độ kháng cắt của đất tăng lên.

Trong giai đoạn đầu khi đất ở trạng thái bão hòa, áp suất nước lỗ rỗng âm hoàn

toàn ảnh hưởng thông qua thể tích lỗ rỗng chứa đầy nước, khi đó giá trị bằng với

. Khi lực hút dính vượt qua giá trị không khí đi vào, đất sẽ dần trở nên không bão hòa

và thể tích lỗ rỗng chứa đầy nước sẽ giảm. Góc có thể xác định gián tiếp bằng đường

cong đặc trưng đất–nước hay trực tiếp bằng thí nghiệm sử dụng thiết bị nén 3 trục và cắt

trực tiếp đã được cải tiến dùng cho các loại đất không bão hòa.

So sánh các phương trình (2.8) và (2.9) ta thấy rằng phương trình cường độ chống

cắt cho đất bão hòa là một trường hợp đặc biệt của phương trình cường độ chống cắt của

đất không bão hòa.

Khi đất đạt bão hòa, áp suất nước lỗ rỗng tiến dần đến áp suất khí lỗ rỗng

và lực hút dính tiến tới 0. Ở trạng thái bão hòa ( ), thành phần lực

hút dính mất đi và phương trình (2.10) trở lại phương trình của đất bão hòa:

(2.11)

Đường bao phá hoại cho đất bão hòa nhận được bằng cách vẽ một loạt các vòng

tròn Mohr ứng với các điều kiện phá hoại trên đồ thị hai hướng, như thấy ở hình 2.4.

Tiếp tuyến với vòng Mohr gọi là đường bao phá hoại. Trong trường hợp đất không bão

hòa, có thể vẽ các vòng Mohr tương ứng với các điều kiện phá hoại theo không gian ba

chiều (hình 2.5). Đồ thị không gian ba chiều ứng suất cắt là tung độ và hoành độ là

hai biến trạng thái ứng suất và

Mặt tiếp xúc với các vòng Mohr lúc phá hoại được xem như mặt bao phá hoại

Mohr–Coulomb mở rộng xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa. Giao

tuyến giữa mặt bao phá hoại Mohr mở rộng và mặt phẳng phía trước là đường bao phá

hoại trong điều kiện bão hòa. Mặt phẳng phía trước biểu thị đất bão hòa, tại đó lực hút

dính bằng không, trục đổi thành trục vì khi bão hòa áp suất khí lỗ rỗng

sẽ bằng áp suất nước lỗ rỗng.

Góc ma sát trong liên hệ với lực hút dính , được đặc trưng bằng mô tả

lượng tăng cường độ chống cắt do tăng lực hút dính. Góc liên quan giữa cường độ chống

cắt và ứng suất pháp thực , được định nghĩa bởi góc biểu diễn lượng tăng

cường độ chống cắt do tăng ứng suất pháp thực.

Sự chuyển tiếp từ điều kiện không bão hòa sang điều kiện bão hòa có thể thấy rõ

khi dùng mặt bao phá hoại Mohr–Coulomb mở rộng nêu trong hình 2.5. Khi đất bão

hòa, lực hút dính tiến tới không và áp suất nước lỗ rỗng đạt áp suất khí lỗ rỗng. Do đó,

mặt bao phá hoại ba hướng giảm tới mặt bao hai hướng .

Hình 2. 5. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất không bão hòa [66]

Cường độ chống cắt của đất không bão hòa được xác định từ các sơ đồ cắt khác

nhau. Với các công trình nền đắp như nền đường, đập đất... đất được đắp theo từng lớp

đến cao trình thiết kế. Trong quá trình thi công, các lớp đất được đắp trước sẽ cố kết dẫn

đến không bão hòa, áp suất khí lỗ rỗng dư và áp suất nước lỗ rỗng dư tiêu tan hết. Như

vậy, có thể dùng sơ đồ cắt cố kết thoát nước + khí (CD) để mô phỏng điều kiện làm việc

này. Thí nghiệm cố kết thoát “nước + khí” là thí nghiệm được thực hiện trong điều kiện

mẫu đất trước tiên được cố kết và sau đó chịu cắt dưới các điều kiện thoát cả pha khí lỗ

rỗng và nước lỗ rỗng. Với các lớp đất vừa đắp xong, áp suất khí lỗ rỗng dư phát triển

trong quá trình đầm nén sẽ tiêu tan ngay nhưng áp suất nước lỗ rỗng dư tiêu tan theo

thời gian. Trong điều kiện này, có thể xem pha khí tồn tại trong điều kiện thoát khí và

pha nước tồn tại trong điều kiện thoát nước. Áp suất nước lỗ rỗng dư gia tăng trong quá

trình gia tải là một thông số quan trọng có thể gây nên nhiều sự cố trong địa kỹ thuật.

Tuy nhiên, các thông số dùng trong các bài toán như tính toán thiết kế móng công trình,

ổn định mái dốc…thường lấy từ các thí nghiệm cắt cố kết thoát nước [11].

Xuất phát từ cơ sở lý thuyết đã nêu, hình 2.6 đã chỉ ra một mặt bao phá hoại Mohr-

Coulomb mở rộng (Các số liệu được lấy trong mục 3.4.4 của Chương 3 – xác định cường

độ chống cắt bằng thiết bị nén ba trục cố kết thoát nước cho mẫu đầm nén Dương Cấm).

Các ứng suất cắt lúc phá hoại của các mẫu đất dùng để vẽ nên các vòng tròn Mohr cho

các thí nghiệm cắt ba trục CD là các ứng suất lệch đỉnh từ các đường cong ứng suất -

biến dạng. Hình 2.6 cho thấy khi lực hút dính của mẫu bằng 0 kPa (mẫu bão hòa), mẫu

có lực dính hiệu quả c’ = 14,4 kPa và góc ma sát trong hiệu quả ϕ’ = 13,930. Các giá trị

41,17 kPa và 66,88 kPa là các giá trị trung bình của các lực hút dính lúc phá hoại (tại

các ứng suất lệch đỉnh) trong các thí nghiệm cắt ba trục CD dưới các áp suất hông thực

khác nhau (50 kPa, 100 kPa và 200 kPa) nhưng tại cùng lực hút dính ban đầu lần lượt là

100 kPa và 200 kPa. Trên hình 2.6, ta thấy: khi lực hút dính tăng, góc ϕb giảm từ giá trị

ϕb = ϕ’ tại lực hút dính bằng 0 kPa đến giá trị ϕb = 6,120 ứng với giá trị lực hút dính bằng

200 kPa. Góc ma sát trong ϕ’ của mẫu vẫn giữ nguyên bằng 13,930 cho dù lực hút dính

tăng.

Hình 2. 6. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất không bão hòa [66] với số liệu thí nghiệm của tác giả tại mục 3.4.4 34

2.1.4. Dòng thấm không ổn định trong đất không bão hoà

2.1.4.1. Định luật thấm Darcy cho đất không bão hoà

Định luật thấm Darcy được Darcy đưa ra từ các thí nghiệm của ông, thể hiện

nguyên tắc chi phối sự chuyển động của nước trong đất. Phương trình của định luật

Darcy mô tả nước chảy trong môi trường lỗ rỗng của đất. Định luật dựa trên thực tế là

dòng chảy giữa hai điểm tỷ lệ thuận với sự chênh lệch áp suất giữa hai điểm này, khoảng

cách và sự liên kết của dòng chảy trong đất giữa hai điểm. Nói cách khác, vận tốc thấm

tỷ lệ thuận với gradient thủy lực. Định luật thấm Darcy phù hợp với chế độ chảy tầng

rất phổ biến trong điều kiện tự nhiên. Bởi vậy, định luật này thường được gọi là định

luật thấm cơ bản của nước dưới đất. Trong thực tế của quá trình thấm, tổng tổn thất được

xác định theo phương trình Bernoulli:

Tổng tổn thất cột nước

(2.12)

Trong đó: là cột nước dẫn suất áp suất , = áp suất, là cột

nước tốc độ, là độ cao vị trí.

Trong các bài toán thấm vận tốc dòng chảy rất nhỏ và cột nước tốc độ không đáng

kể so với cột nước dẫn suất áp suất và độ cao vị trí. Do vậy, trong tính thấm tổng tổn

thất cột nước chỉ gồm hai thành phần

(2.13)

Cột áp : áp suất lỗ rỗng của nước trong đất có đơn vị chiều dài. Vậy áp suất lỗ

rỗng có thể được tính từ cột áp nhờ biểu thức

(2.14)

Trong đó: - khối lượng riêng của nước, - gia tốc trọng lực.

Định luật Darcy mô tả mối quan hệ giữa lưu lượng tức thời trong đất và độ giảm

áp suất theo khoảng cách. Định luật Darcy được viết như sau:

(2.15)

Trong đó: Q là lưu lượng dòng nước, K là hệ số thấm, A là diện tích mặt cắt,

là độ dốc thủy lực hay gradient thủy lực.

Hình 2. 7. Mối quan hệ điển hình giữa SWCC và hàm thấm [69]

Hệ số thấm nước trong đất không bão hòa là một hàm của áp suất nước lỗ rỗng

hoặc hàm lượng nước. Việc đo trực tiếp mức độ thấm trong phòng thí nghiệm tốn nhiều

thời gian, đặc biệt đối với các điều kiện hàm lượng nước thấp. Đo gián tiếp mức độ thấm

thường được thực hiện thông qua việc sử dụng mối quan hệ giữa hàm lượng nước và áp

suất nước lỗ rỗng (nghĩa là đường đặc trưng của đất - nước) để thiết lập các hàm thấm.

Nói chung, các hàm thấm khác nhau có thể được phân loại thành ba nhóm: mô hình thực

nghiệm, vĩ mô và thống kê.

2.1.4.2. Cơ sở lý thuyết dòng thấm không bão hoà trong mô hình SEEP/W

Xuất phát từ định luật Darcy, chuyển động của dòng thấm (2D) không ổn định trong

đất không bão hòa và đẳng hướng được mô tả theo phương trình (2.16) biểu thị sự cân

bằng giữa chênh lệch thể tích dòng chảy vào và ra một phân tố với tốc độ thay đổi hàm

lượng thể tích nước theo thời gian [113], [137]:

(2.16)

Trong đó: là tổng cột áp, là áp suất nước lỗ rỗng, là khối lượng

riêng của nước, là gia tốc trọng trường; và là các hệ số thấm theo các hướng

và [Được giới thiệu tại phần 3.1 phụ lục III]; là điều kiện biên lưu lượng do mưa;

là hệ số thay đổi thể tích nước phụ thuộc độ hút dính , là áp suất pha

khí; và là thời gian.

Nước mưa thấm vào đất kéo theo hàm lượng nước trong đất thay đổi và hình thành

dòng thấm không ổn định trong đất không bão hòa. Các hệ số và không phải là

hằng số mà phụ thuộc vào độ hút dính. Module SEEP/W cho phép phân tích dòng thấm

ổn định/không ổn định trong đất bão hòa/không bão hòa. Mái taluy được rời rạc dạng

lưới phi cấu trúc trong đó ứng suất của đất, áp suất và lưu tốc thấm được định nghĩa tại

các nút ở mỗi bước thời gian. Với dòng thấm không ổn định, SEEP/W giả thiết áp suất

pha khí trong đất không đổi và bằng áp suất không khí. Khi không có tải trọng ngoài,

ứng suất của đất không đổi dẫn đến chênh lệch là hằng số, do đó sự thay đổi

hàm lượng nước trong đất không phụ thuộc vào mà phụ thuộc vào độ hút dính

hay áp suất nước lỗ rỗng . Sau mỗi bước thời gian, biến thiên hàm lượng

nước ở vế phải của phương trình (2.16) được tính toán, áp suất nước lỗ rỗng được

cập nhật cho phép xác định hàm lượng nước cho bước thời gian tiếp theo. SEEP/W cho

phép lựa chọn thuật toán giải trực tiếp phương trình (2.16) tại mỗi bước thời gian hoặc

tính toán song song tại các nút. Kết quả phân bố áp suất nước lỗ rỗng của dòng thấm

không ổn định nhận được từ SEEP/W làm đầu vào cho SLOPE/W phân tích ổn định mái

taluy theo thời gian bằng phương pháp cân bằng giới hạn [93].

2.2. Mô hình số mô phỏng đất không bão hòa-phương pháp phần tử hữu hạn

Phương pháp phần tử hữu hạn là phương pháp số có hiệu quả, được nghiên cứu và

áp dụng phổ biến hiện nay trong kỹ thuật. Miền xác định được chia ra thành nhiều phần

tử nhỏ (miền con), các phần tử nhỏ này được nối kết với nhau tại các điểm xác định

thuộc biên của phần tử nhỏ (gọi là nút). Tại mỗi nút của mỗi phần tử được xác định bằng

các hàm xấp xỉ, các giá trị này được gọi là bậc tự do của mỗi phần tử và được xem là

các ẩn số cần tìm của bài toán (Hình 2.8).

Hình 2. 8. Rời rạc hoá miền tính toán của phương pháp FEM 37

Phương pháp FEM xuất phát từ nghiên cứu đặc tính cơ học của phần tử có giới

hạn về độ cứng để nhận được một hệ phương trình đại số về mối quan hệ giữa tải trọng

– chuyển vị ở từng nút (từ các ma trận của hệ). Hệ phương trình được giải để tìm chuyển

vị của nút và xác định được sau đó ứng suất biến dạng của phần tử.

(2.17)

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:

(2.18)

Trong đó: [Ke] là ma trận độ cứng tổng thể, được thành lập bằng cách lắp ghép các

ma trận độ cứng phần tử trong toàn miền R gồm m phần tử:

(2.19)

Trong đó: {} là véc tơ chuyển vị toàn bộ nút; {} là véc tơ lực tác dụng;

Kết quả phản ánh đúng thực tế hay không phụ thuộc vào khả năng của mô hình mô

tả hành vi ứng xử thực tế của đất và kinh nghiệm của kỹ sư địa kỹ thuật trong sử dụng

mô hình và áp dụng các điều kiện biên hợp lý. Ưu điểm của phương pháp FEM so với

phương pháp tính toán truyền thống là mô phỏng được ảnh hưởng của yếu tố thời gian

đến sự biến đổi của áp suất nước lỗ rỗng, mô phỏng được ứng xử trong trường hợp tải

trọng động và đặc biệt FEM không đòi hỏi giả thiết trước cơ chế phá hoại hoặc giả thiết

hành vi ứng xử của bài toán cần xem xét.

Ngày nay, với sự phát triển của máy tính, phương pháp phần tử hữu hạn được áp

dụng rộng rãi trong trong các bài toán địa kỹ thuật. Tuy nhiên, phương pháp FEM chưa

cho phép hiểu rõ bản chất ứng xử cơ học của đất không bão hòa ở tỷ lệ cục bộ/vi mô. Vì

vậy, đòi hỏi nghiên cứu tìm phương pháp mới nghiên cứu ứng xử cơ học của đất không

bão hòa là cần thiết.

Mô hình số hiện được ứng dụng phổ biến tại Việt Nam trong phân tích ổn định của

mái dốc/nền đường là mô hình số Geo Studio. Đây là bộ phần mềm được phát triển bởi

công ty GeoSlope International  Canada cho phép phân tích ổn định của các khối đất

tự nhiên hay nhân tạo.

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

dốc như: Phương pháp Ordinary (hay còn gọi là phương pháp Fellenius), phương

pháp Bishop đơn giản hoá, phương pháp Janbu đơn giản hoá, phương pháp Spencer,

phương pháp Morgen-price, phương pháp cân bằng tổng quát Gle, phương pháp ứng

suất phần tử hữu hạn. Đặc điểm khác biệt cơ bản giữa các phương pháp khác nhau là

giả thiết liên quan đến lực tiếp tuyến và pháp tuyến giữa các dải. Hơn nữa rất nhiều hàm

số biểu diễn quan hệ giữa các lực tác động giữa các cạnh của các dải cũng được sử dụng

đối với các phương pháp Gle và phương pháp Morgenstern-price mà các phương pháp

này rất chặt chẽ về mặt toán học. GeoSlope đưa ra rất nhiều các phương pháp tính toán

khác nhau để cho 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

(pha khí) và các hạt (pha rắn). Áp suất chất lỏng (áp suất nước và áp suất không khí) và

sức căng bề mặt giữa các pha tạo ra các lực bổ sung (tức là lực mao dẫn) cho các hạt,

dẫn đến ứng xử cơ học của đất không bão hòa rất phức tạp so với đất khô hoặc đất bão

hòa hoàn toàn [76], [140], [141] .

2.3.1. Giới thiệu phương pháp phần tử rời rạc

Phương pháp DEM – PFV xem xét môi trường đất không bão hoà được rời rạc

thành ba pha (đất – khí – nước), trong đó giữa các pha tồn tại các tương tác cơ học với

nhau. Cundall & Strack (1979) [50] là một trong những người đặt nền móng cho phương

pháp này. Gần đây các mô hình DEM – PFV đã được đánh giá và kiểm chứng bởi các

mô hình thực nghiệm. Các kết quả thực nghiệm đã đối sánh với mô hình và khẳng định

tính đúng đắn của mô hình.

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

Tuy nhiên, mô hình này hiện nay đã cho thấy hiệu quả trong việc giải quyết bài toán địa

kỹ thuật như lún cố kết, thấm và sự ổn định cục bộ của một kết cấu nền đường đắp trong

điều kiện chịu tác động của tải trọng và dòng thấm.

Mô hình số kết hợp DEM  PFV/phần mềm mã nguồn mở được phát triển tại Lab

3SR, được viết bằng các ngôn ngữ C++ và Python và chạy trên hệ điều hành Linux cho

phép nghiên cứu các ứng xử cơ học (lún cố kết, thấm và sự ổn định cục bộ) của một cấu

trúc nền đường không bão hoà.

Dưới tác dụng của tải trọng ngoài và dòng thấm, tương tác giữa các hạt đất xuất

hiện hai loại tương tác cơ học: tương tác giữa hạt với hạt và tương tác giữa hạt – khí –

nước. Về mặt cơ học, tại một thời điểm, lực tương tác giữa hai hạt khi tiếp xúc với nhau

được xác định bao gồm hai thành phần lực: thành phần pháp tuyến và thành phần tiếp

tuyến. Các thành phần lực này được tính toán và xác định trong giới hạn đàn hồi và tỷ

lệ với biến dạng đàn hồi của hạt được chỉ ra trong hình 2.12.

Về mặt thuỷ lực, cấu trúc đất bị biến dạng, dòng thấm chuyển động trong các lỗ

rỗng giữa các hạt dưới tác dụng của áp suất mao dẫn. Ngoài lực tương tác giữa hai hạt,

còn thành phần áp suất nước thuỷ động tác dụng lên mỗi hạt gây ra bởi áp suất mao dẫn

(lực hút dính) được trình bày trong mục 2.3.4.2 và hình 2.16.

Thuật toán của DEM rời rạc theo mỗi bước thời gian. Lực tổng hợp tác dụng lên

một hạt (bao gồm ba lực: (i) lực tương tác giữa các phần tử hạt – hạt; (ii) áp suất mao

dẫn gây ra bởi lực hút dính giữa hạt – khí – nước; (iii) trọng lực của hạt) được tính toán

và cập nhật ở mỗi bước thời gian. Định luật II Newtơn sau đó được áp dụng để xác định

vị trí mới của mỗi hạt ở bước thời gian tiếp theo. Thuật toán lặp được áp dụng trong

phương pháp DEM như được trình bày trong hình 2.9.

Hình 2. 9. Các bước tính toán của phương pháp DEM

2.3.2. Rời rạc không gian

Trong mô hình DEM, các hạt được xem xét dưới dạng hình cầu. Ở mỗi bước thời

gian, DEM rời rạc môi trường đất không bão hoà bằng lưới tam giác Delaunay, trong

đó mỗi đỉnh của lưới là tâm của mỗi hạt (hình 2.10). Sơ đồ Voronoi được xác định sau

đó bởi các mặt phẳng trung trực của mỗi cạnh tam giác Delaunay (hình 2.11a).

Đối với thuật toán Delaunay thường, giao tuyến giữa các mặt phẳng trung trực của

mỗi cạnh tam giác Delaunay có thể rơi vào vùng thuộc vùng thể tích của hạt (hình 2.10a)

ảnh hưởng đến việc xác định thể tích rỗng giữa các hạt. Để khắc phục điều này, mô hình

DEM sử dụng “Tam giác Delaunay quy tắc”, trong đó mỗi mặt phẳng của sơ đồ Voronoi

là mặt phẳng trung trực của đoạn thẳng nối giữa biên của hai hạt (hình 2.10b) (mà không

phải là mặt phẳng trung trực của đoạn thẳng nối tâm của hai hạt).

Hình 2. 10. So sánh các phép đo tam (a) tam giác Delaunay có các nhánh bên trong; (b) tam giác Delaunay quy tắc có tất cả các nhánh trong không gian lỗ rỗng.

Dựa trên sự rời rạc không gian bởi tam giác Delaunay quy tắc, thể tích rỗng được

định nghĩa là phần không gian lỗ rỗng như được chỉ ra trên hình 2.14a.

(a) (c)

(b) Hình 2. 11. Lưới Voronoi (a) và mạng lưới tam giác Delaunay quy tắc trong ba chiều (b) và hai chiều (c).

2.3.3. Mô phỏng lực tương tác giữa các hạt (DEM)

Phương pháp DEM sử dụng mô tả Lagrangian dạng lưới tự do, trong đó mỗi hạt là

một hình cầu đồng nhất có khối lượng, bán kính và mômen quán tính. Tại mỗi bước thời

gian , lực tương tác giữa các hạt được tính toán, và định luật 2 Newton được áp dụng

sau đó bằng sai phân bậc hai để xác định vị trí mới của hạt cho tiếp theo.

2.3.3.1. Lực tương tác giữa hạt – hạt

Lực tương tác giữa hạt – hạt được chia làm hai thành phần: thành phần lực pháp

tuyến và thành phần lực tiếp tuyến. Các thành phần của lực tiếp xúc có thể được thiết

lập theo Cundall và Strack (1979) [51] (hình 2.12b).

Thành phần pháp tuyến Fn định nghĩa bởi:

(2.20)

Hình 2. 12. (a) Định nghĩa chuyển vị hạt. (b) Độ cứng pháp tuyến và tiếp tuyến tại các tiếp xúc.

Trong đó, độ dịch chuyển hạt δc (hình 2.12a) với sự chồng lấn được xác định theo

điều kiện sau:

(2.21) 𝛿𝑐 = { 𝑈𝑛 𝑈𝑛 < 0 0 𝑈𝑛 ≥ 0

Trong đó: . R1, R2 là bán kính; D là khoảng cách tâm giữa hai hạt.

Thành phần tiếp tuyến FS được tính toán là hàm của sự gia tăng chuyển vị tương

đối tiếp tuyến ∆us:

→ (2.22)

Độ cứng pháp tuyến kn được tính toán dựa trên môđun đàn hồi E của vật liệu hạt

và bán kính của các hạt, R1 và R2, như sau:

(2.23)

Độ cứng tiếp tuyến kt được tính toán thông qua độ cứng pháp tuyến kn, tức là,

(2.24)

Độ bền cắt của tiếp điểm được xác định theo tiêu chí Coulomb. FS là giới hạn trên

của lực tiếp tuyến, thỏa mãn điều kiện sau:

(2.25)

Trong đó là góc ma sát trong. Tóm lại, các thành phần lực tương tác pháp

tuyến và tiếp tuyến được mô tả trong hình 2.13.

(a) (b)

Hình 2. 13. Mô hình xác định các thành phần lực pháp tuyến (a) và tiếp tuyến (b) [43] 42

2.3.3.2. Mô phỏng chuyển động của hạt theo định luật II Newton.

Chuyển động của một hạt có thể được đặc trưng bởi vị trí xi, vận tốc tịnh tiến

và vận tốc quay và được xác định theo định luật II Newton:

(2.26)

(2.27)

Trong đó: Fi và Mi là lực và momen tổng hợp tác dụng lên từng hạt. Phương trình

định luật II Newton đối với chuyển động của một hạt:

(2.28)

Trong đó vế phải của phương trình bao gồm ba thành phần lực: là thành phần

lực tương tác giữa hai hạt (tiếp tuyến và pháp tuyến); là áp suất mao dẫn (gây bởi

lực hút dính); mg là trọng lực.

Để xác định vị trí của một hạt ở thời điểm t, phương trình 2.28 được giải bằng

phương pháp sai phân theo thời gian. Vị trí của một hạt được xác định bằng cách giải

phương trình 2.28 áp dụng sơ đồ sai phân hữu hạn trung tâm bậc nhất:

(2.29)

Trong đó và được xác định tại thời điểm .

Vị trí hạt ở thời điểm sau đó t + ∆t được cập nhật theo phương trình 2.30.

(2.30)

2.3.4. Mô phỏng lực tương tác giữa khí – nước tác dụng lên hạt (PFV)

2.3.4.1. Sự dịch chuyển của pha khí và nước trong lỗ rỗng giữa các hạt

Đối với đất không bão hoà, diện tích (ABC) phần lỗ rỗng được chiếm bởi hai pha

là pha khí và nước, trong đó phần được bôi xanh bị chiếm bởi pha nước và phần rỗng

còn lại được chiếm bởi pha khí. Áp suất nước được xem là phân bố đều trong mỗi phần

màu xanh riêng biệt.

Hình 2. 14. Hình học lỗ rỗng. (a) Một lỗ rỗng được xác định bởi phần tử tứ diện của phân rã thể tích hữu hạn. (b) Định nghĩa dạng hình học của thể tích rỗng bị thu hẹp bởi sự có mặt của nước "PT”.

Trên hình 2.14b, bán kính rc là độ cong của mặt khum (mặt phân chia khí và nước);

Lnw (màu đỏ) là chiều dài của đường tiếp xúc giữa các pha khí và nước; Lns (màu xanh

đậm) là chiều dài của đường tiếp xúc giữa các pha nước và pha hạt. Leff = ∑ (Lnw + Lns)

là chu vi tiếp xúc giữa các pha khí – nước – hạt (hình 2.14b). Aeff là diện tích của pha

khí được giới hạn bởi chu vi của Leff.

Quá trình thoát nước được kiểm soát bởi áp suất mao dẫn, tức là chênh lệch áp suất

giữa pha khí và nước như hình 2.15: .

Hình 2. 15. Sự dịch chuyển của mặt tiếp xúc giữa khí-nước giữa hai trạng thái cân

bằng, từ (a) đến (b) .

2.3.4.2. Áp suất mao dẫn gây ra bởi lực hút dính

a. Xác định áp suất mao dẫn

Quá trình di chuyển của nước trong đất không bão hoà với bước thời gian tính toán

đủ nhỏ để thoả mãn theo điều kiện thuỷ tĩnh. Lực hút dính phụ thuộc vào lực căng bề

mặt và độ cong C của mặt tiếp xúc giữa pha khí và nước, được xác định bởi phương

trình Young-Laplace

(2.31)

C được biểu thị dưới dạng bán kính của độ cong các mặt khum (r1 và r2)

(2.32)

Từ điều kiện cân bằng của các lực tại mặt tiếp xúc để xác định [109]:

(2.33)

Hình 2. 16. (a) Xây dựng trên miền phụ Ωij, lỗ rỗng của Ωi bị chiếm bởi pha khí (Φi), lỗ rỗng của Ωj bị chiếm bởi pha nước(Θj); (b) Áp suất chất lỏng hai pha và lực căng bề mặt tiếp xúc trên pha hạt.

Trong đó: là áp suất mao dẫn tác dụng lên giao diện mặt phân cách và là

tổng lực căng trên các đường tiếp xúc.

Hình 2.16b chỉ ra phần lỗ rỗng bị chiếm bởi các pha khí và nước. Khi tăng,

vùng rỗng bị chiếm bởi pha khí và làm pha nước dịch chuyển sang vùng rỗng khác giữa

các hạt.

Lực mao dẫn tác dụng lên mỗi hạt được tính theo tỷ lệ diện tích tiếp xúc trên đường

tiếp xúc giữa các pha khí và nước. Lực mao dẫn trên toàn bộ chiều dài tiếp xúc khí –

nước được xác định:

(2.34)

Trong đó: là diện tích của pha khí được giới hạn bởi chu vi của Leff trên các

mặt chung của Ωi và Ωj, tức là, khu vực được chiếu của trên Sij ( hình 2.16b).

Lực căng bề mặt của đường tiếp xúc giữa các pha khí – nước – hạt được viết,

(2.35)

Trong đó: là tổng chiều dài của các đường tiếp xúc

Tất cả các thuật ngữ trong phương trình 2.35 có thể được biểu diễn dưới dạng các

hàm của , do đó phương trình cân bằng 2.34 là một định nghĩa ngầm định của ,

giá trị của mà phương trình được thỏa mãn.

(2.36)

b. Các lực tác dụng

Giả sử lỗ rỗng i đối với hạt k, lực chất lỏng gây ra bởi i trên k được viết,

(2.37)

) - (1) Nếu Ωi bị chiếm bởi pha khí (

) - (2) Nếu Ωi bị chiếm bởi pha nước (

Áp suất lên các phần phẳng liên hợp (các phần góc) của miền kín , có

trong mặt phẳng của hình 2.16b tương ứng với các phân đoạn và .

Lực căng bề mặt chỉ được tính đến khi tiếp xúc pha rắn với cả pha khí và pha nước.

Trước tiên, xác định tổng lực căng áp dụng trên pha rắn trong Ωij. Vì Ωij giao cắt ba

hình cầu, nên sẽ phải chia thành ba số hạng. được định nghĩa là:

(2.38)

Trong trường hợp pha khí xâm lấn qua phần cổ họng lỗ rỗng, tức là, các đường

tiếp xúc trong hình 2.16b, ở trạng thái tức thời. Các lỗ rỗng sẽ được thoát ra đồng thời,

dẫn đến độ dài của các đường tiếp xúc khí-hạt tăng lên và chiều dài của các đường tiếp

xúc nước-hạt giảm. Mặt tiếp xúc khí-nước vào phần tử lỗ rỗng bằng cách bao phủ các

hạt. Vì vậy, lực căng bề mặt trên pha hạt cần được xác định lại bằng,

(2.39)

Trong đó các đường tiếp xúc mới của pha khí-nước-hạt phải được xác định. Sự cân

bằng mới của giao diện khí-nước có thể đạt được bằng cách,

(2.40)

Trong đó: là hiệu ứng pha áp suất. được ước tính bằng cách chiếu trên Sij với,

(2.41)

Kết hợp phương trình 2.39-2.41, có thể thu được tổng lực căng:

(2.42)

Để xác định lực căng bề mặt tác dụng lên mỗi ba quả cầu cắt nhau Ωij, cho rằng

lực tác dụng lên quả cầu k tỷ lệ với đường tiếp xúc trên quả cầu đó chứa trong miền phụ.

Nếu biểu thị độ dài của đường cong tiếp xúc , thì lực tác dụng lên quả

cầu k như sau:

(2.43)

Cuối cùng, tổng lực tác dụng lên một hạt được tính bằng tổng lực căng bề mặt và

áp suất từ tất cả các mặt và đường tiếp xúc:

(2.44)

c. Các điều kiện biên

Trong mô phỏng DEM, các biên cứng thường được giới thiệu khi thể hiện các điều

kiện biên để dễ dàng mô phỏng trong thực tế khi gia tải/dỡ tải. Tuy nhiên, định nghĩa

như vậy sẽ làm tăng sự phức tạp. Để giải quyết hạn chế này, theo đề xuất của Chareyre

và cộng sự (2012) [47], Catalano (2014) [43], quả cầu hình chữ nhật giả tưởng có bán

kính vô cùng lớn để thay thế biên cứng. Hình 2.17 mô tả định nghĩa biên trong 2D.

Hình 2. 17. Định nghĩa về điều kiện biên bằng cách sử dụng các hình cầu giả định cho biên cứng [43]

Hình 2.18 cho thấy định nghĩa về phần tử lỗ rỗng tại các biên. Định nghĩa về hình

dạng lỗ rỗng và các kết nối gần với các biên như vậy nên không cần cần đưa ra bất kỳ

giả định bổ sung nào. Do đó, các lực chất lỏng tác dụng tại các biên cũng có thể dễ dàng

được gán. Một định nghĩa chi tiết hơn về hình dạng lỗ rỗng tại các biên có thể được tìm

thấy trong Catalano (2014) [43].

Hình 2. 18. Phần cổ họng lỗ rỗng ở các biên (a) 1 biên + 2 hình cầu và (b) 2 biên + 1 hình cầu

Đặc biệt chú ý đến sự kết nối của lỗ rỗng bên và họng phần rỗng (nằm giữa một

biên thẳng đứng và lớp hình cầu đầu tiên dọc theo bức tường này, (hình 2.18). Sẽ thấy

rằng nó đóng vai trò chi phối quá trình thoát nước [44].

2.3.5. Mô hình dòng chảy trong môi trường rỗng (DEM – PFV)

Phương trình: Lời giải của mô hình kết hợp DEMPFV dựa trên hai quan hệ dạng

ma trận tổng quát nối chuyển vị của các hạt với trường áp suất:

(2.45)

(2.46)

Trong đó: phương trình (2.45) mô tả bảo toàn khối lượng của dòng chảy, chất lỏng

nhớt không nén được trong môi trường rỗng biến dạng và phương trình (2.46) mô tả

chuyển động của pha rắn.

Thuật toán: Trường áp suất nhận được từ phương trình (2.47) bằng cách áp dụng

tích phân bậc một theo vị trí của hạt:

(2.47)

Lực tương tác lỏngrắn tính toán theo quan hệ (2.48):

(2.48)

Cuối cùng, tích phân của mô hình hiện của DEM sẽ được thực hiện bởi quan hệ

(2.46). Mô hình thuật toán của DEMPFV được giới thiệu trong Hình 2.19.

Sơ đồ thuật toán này trong hình 2.19 sẽ được sử dụng trong mục 4.2.1 để mô phỏng

bài toán lún cố kết 1 chiều theo lý thuyết cố kết thấm của Terzaghi tại các vùng bão hoà.

[Phụ lục IV.3]

Hình 2. 19. Sơ đồ thuật toán của mô hình DEM–PFV

2.4. Ổn định mái dốc

Khi nước thấm vào mái dốc, hàm lượng nước trong đất và mực nước ngầm thay

đổi tương ứng. Những thay đổi về hàm lượng nước trong đất bao hàm những thay đổi

về trọng lượng, lực hút ma trận, ứng suất hiệu quả và độ ổn định của mái dốc. Do đó,

việc hiểu các điều kiện vật lý trong các mái dốc thay đổi khi xảy ra hư hỏng là cần thiết

để đánh giá và dự đoán chính xác.

Hiện nay, mức độ ổn định tổng thể của mái dốc đất thường được đánh giá dựa và

hệ số an toàn. Phân tích ổn định mái dốc trở thành công cụ giải tích phổ biến để đánh

giá hệ số an toàn của mái dốc tự nhiên và nhân tạo. Về mặt lý thuyết hiện nay tồn tại

nhiều phương pháp tính như phương pháp cân bằng giới hạn, phương pháp phân tích

giới hạn và phương pháp phân tích số [60].

Mô hình tính toán ổn định theo phương pháp cân bằng giới hạn thường được sử

dụng hơn cả. Mô hình chia khối đất trượt ra thành những cột đất thẳng đứng có chiều

rộng b (phân thỏi khối đất trượt), mỗi cột đất xem như một vật rắn nguyên khối tựa lên

trên khung trượt. Khi khối trượt ở trạng thái cân bằng giới hạn, mỗi cột đất trong đó

đồng thời ở trạng thái cân bằng giới hạn, việc phân tích lực để tính toán ổn định sẽ tiến

hành cho mỗi cột đất.

Phương pháp này đều dựa trên nguyên lý tĩnh học (tức là cân bằng lực và/hoặc mô

men), mà không xét đến dịch chuyển trong khối đất. Phương pháp tính toán dựa trên giả

thuyết mặt trượt của khối trượt dạng trụ tròn do phù hợp với thực tế và đơn giản trong

tính toán. Mức độ ổn định của mái dốc được đánh giá định lượng bằng một hệ số an toàn

ổn định là tỉ số giữa mô men các lực giữ (lực chống trượt như lực dính và ma

sát trong của đất) và mô men các lực gây trượt (tải trọng ngoài, trọng lượng bản

thân khối trượt, áp suất nước...):

(2.49)

Trong đó: – hệ số an toàn chống trượt cho phép, phụ thuộc cấp bậc của công

trình, lấy theo quy phạm.

Đối với mái dốc thường là không đồng nhất do các chỉ tiêu cơ lý như góc ma sát

trong , lực dính , dung trọng riêng của phần đất nằm dưới và trên đường bão hòa

khác nhau, ngoài ra còn chịu tác dụng của nhiều ngoại lực gây trượt như lực thấm, áp

suất lỗ rỗng,…, ứng suất hiệu quả tác dụng lên đáy khối trượt thay đổi theo mặt trượt

thử do áp suất nước lỗ rỗng thay đổi trong khối đất đắp và nền. Với mô hình tính toán

này, tuy tính toán phức tạp hơn nhưng mô hình được ứng dụng rỗng rãi trong thực tế vì

nó có thể dễ dàng tính toán với các mái dốc không đồng nhất và có lực tác dụng thay

đổi dọc theo mặt trượt.

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

làm mở rộng vùng từ không bão hòa đến bão hòa, gia tăng áp suất nước lỗ rỗng và giảm

độ hút dính. Khi cường độ mưa hoặc/và thời gian mưa vượt quá một giới hạn nhất định,

sức kháng cắt của đất giảm và trượt mái taluy sẽ xảy ra. Sức kháng cắt tới hạn Mohr –

Coulomb của đất không bão hòa có thể xác định theo Bishop hoặc Fredlund (1998) [3],

Jeong S và cộng sự (2017) [85].

(2.50)

Trong đó: là sức kháng cắt tới hạn; là lực dính hiệu dụng của đất; là góc

ma sát trong hiệu dụng của đất; là góc ma sát tăng theo độ hút dính; là ứng suất

pháp của đất tại mặt trượt; là áp suất khí; là áp suất nước lỗ rỗng; thông số đặc

trưng cho mức độ độ bão hòa của đất, phụ thuộc loại đất và độ ẩm thể tích [3]:

(2.51)

Trong đó: là độ bão hòa của đất; là độ ẩm thể tích ở trạng thái bão hòa; là

độ ẩm thể tích dư; và là độ ẩm thể tích ứng với độ hút dính xác định.

Phương trình (2.52) chứng tỏ rằng, sự có mặt của độ hút dính làm tăng sức kháng

cắt của đất không bão hòa. Tuy nhiên, sự gia tăng của áp suất nước lỗ rỗng làm giảm độ

hút dính dẫn đến giảm sức kháng cắt của đất nguy cơ mất ổn định mái taluy. Cường độ

kháng cắt theo Bishop và Fredlund là thống nhất với nhau trong trường hợp đất bão hòa.

Các phương trình (2.51) và (2.52) đều chứng tỏ rằng khả năng thấm và sức kháng cắt của

đất đều phụ thuộc hàm lượng nước trong đất. Mỗi độ ẩm thể tích cho phép xác định

một độ hút dính 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]:

(2.52)

Trong đó: là hệ số ổn định; là góc nghiêng của mái dốc; là chiều cao của

khối đất; là khối lượng đơn vị thể tích hạt.

Xét về mặt tổng thể, mái dốc đôi khi có thể vẫn làm việc ổn định dưới tác dụng

của dòng thấm do mưa. Tuy nhiên, khi xét ở vị trí cục bộ (vi mô) dưới tác dụng của 51

dòng thấm, xói ngầm trong thân nền đường/đất đắp thì tại những vị trí cục bộ đã có thể

xảy ra mất ổn định. Do vậy, việc áp dụng mô hình DEM–PFV để nghiên cứu biến dạng

lún cố kết, thấm cục bộ trong cấu trúc của nền đường là cần thiết.

2.5. 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 số đất không bão hoà đến hệ số an toàn (FOS)

Nghiên cứu cơ sở lý thuyết mô hình số kết hợp DEM – PFV ứng dụng vào nghiên

cứu biến dạng lún cố kết và thấm cục bộ chịu tác dụng của tải trọng tĩnh trong cấu trúc

nền đường đắp sẽ được thực hiện ở chương 4.

Vấn đề lý thuyết nêu trên sẽ được làm sáng tỏ bằng các thực nghiệm để xác định

các đặc trưng cơ học của một số loại đất tại duyên hải miền Trung Việt Nam trong

chương 3; làm thông số đầu vào trong tính toán ổn định tổng thể của nền đường đắp tại

khu vực nghiên cứu trong chương 4.

CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC

TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

Trong chương 3, tác giả tập trung nghiên cứu thực nghiệm xác định một số chỉ tiêu

đặc trưng cơ học của đất không bão hoà, làm tiền đề cho việc mô phỏng số để tính toán

ổn định tổng thể của nền đường đắp trong chương 4. Luận án tập trung nghiên cứu hai

loại đất thuộc hai mỏ đất cung cấp cho cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi và cao tốc Cam

Lộ (Quảng Trị) – La Sơn (Huế) nhằm xác định các đường cong đặc trưng đất – nước,

xác định cường độ chống cắt của đất không bão hoà bằng hai phương pháp cắt trực tiếp

và cắt bằng thiết bị nén ba trục.

3.1. Tính chất cơ bản của đất dùng trong thí nghiệm

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

Trung Việt Nam. Loại thứ nhất dùng trong nghiên cứu thuộc mỏ vật liệu đất đắp Dương

Cấm, dùng để đắp cho cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi nằm trên địa phận Thôn Đại An,

Xã Đại Nghĩa, Huyện Đại Lộc Tỉnh Quảng Nam. Đất Dương Cấm thuộc loại đất sét pha

nhẹ, màu xám vàng, dẻo mềm, chứa nhiều sỏi sạn lẫn cát hạt vừa và mảnh vụn phong

hoá nhỏ, mỏ có trữ lượng 950.000 m3. Loại thứ hai thuộc mỏ vật liệu đất đắp Cồn Lê,

dùng để đắp cho cao tốc Cam Lộ – La Sơn (Quảng Trị - Huế) nằm trên địa phận Thị

Trấn Phong Điền, Huyện Phong Điền, Tỉnh Thừa Thiên Huế. Đất Cồn Lê thuộc loại sét

pha, màu xám nhạt, xám xanh, chứa nhiều sỏi sạn, cát hạt vừa lẫn mảnh vụn phong hoá

nhỏ, mỏ có trữ lượng 755.000 m3. Cả hai mỏ đất này đều có trữ lượng lớn, đang có giấy

phép khai thác, có các chỉ tiêu cơ lý đáp ứng được yêu cầu trong sử dụng làm vật liệu

đất đắp nền đường [Phụ lục II]. Hai mỏ đất này thuộc vùng địa chất thứ III, V và VI

[Phụ lục V] theo phân loại 6 vùng địa chất tại khu vực miền Trung [13] [14] .

Tính chất cơ lý của đất xác định theo quy trình thí 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

Thành phần hạt

19 mm % 1,96 4,97

10 mm % 14,83 8,23

4,75 mm % 18,12 5,81

2 mm % 15,67 4,56

1 mm % 8,58 4,03

0,425 mm % 10,63 7,63

Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Mỏ Dương Cấm Mỏ Cồn Lê

0,25 mm % 5,21 20,81

0,075 mm % 12,14 17,58

<0.075 mm 12,87 26,38

% Tỷ trọng 2,702 2,721 GS

Giới hạn chảy % 38,4 41,65 WL

Giới hạn dẻo % 22,8 25,68 WP

Chỉ số dẻo 15,6 15,97 IP

Dung trọng khô lớn nhất % g/cm3 1,921 1,88 dmax

Độ ẩm tốt nhất % 12,9 13,37 Wopt

3.2. Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước.

Cơ học đất không bão hòa hiện nay đang ngày được quan tâm nhiều hơn. Mấu chốt

của vấn đề là tập trung vào việc đo lường và sử dụng các chức năng thuộc tính đất không

bão hòa đã được ước tính chủ yếu dựa trên đường cong đặc trưng của đất - nước

(SWCC). Đường đặc trưng đất - nước (SWCC) đã trở thành một công cụ quan trọng

trong việc giải thích ứng xử kỹ thuật của đất không bão hòa. Sự thay đổi của tính chất

công trình của đất dưới tác dụng của nước thấm do mưa hay mực nước ngầm dâng cao.

Sự thấm nước làm tăng trọng lượng của đất và mức độ bão hòa. Sự thấm nước này đồng

nghĩa với việc giảm sức hút của đất dẫn đến có thể làm giảm ứng suất pháp tuyến của

đất và giảm thiểu sức chống cắt của đất. Kết quả làm suy giảm hay mất ổn định công

trình đất đắp. Trong luận án, nghiên cứu thực nghiệm được thực hiện để đánh giá sự

thay đổi các thông số của đất không bão hòa như là lực hút dính và góc nội ma sát, ở các

mức độ bão hòa khác nhau để xây dựng đường đặc trưng đất - nước (SWCC). Nghiên

cứu cho thấy độ bão hòa của đất có mối tương quan cao với lực hút lực dính của đất. Sự

gia tăng mức độ bão hòa làm giảm lực hút dính; tuy nhiên, nó 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 mô tả

trong hình 3.1. Thiết bị thí nghiệm 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]

3.2.2. Chuẩn bị mẫu

Nhằm kết hợp thí nghiệm xác định SWCC với thí nghiệm cắt trực tiếp các mẫu

không bão hòa ứng với các lực hút dính khác nhau, ta tiến hành chế bị 12 mẫu theo

phương pháp đầm nén. Khối lượng đất và nước được tính toán để tạo các mẫu có dung

trọng khô bằng 95% dung trọng khô lớn nhất và độ ẩm là độ ẩm tốt nhất. Mẫu đất được

tạo ra có chiều dày 20 mm và đường kính 62 mm, thể tích 60 cm3. Mỗi mẫu đất được

đầm nén với hai lớp, chiều dày mỗi lớp là 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 nhằm đưa chúng đồng nhất về độ ẩm hay độ bão hòa.

Các mẫu đất cùng dao vòng chứa nó được lắp vào máy nén một trục, trên và dưới mẫu

đất lần lượt đặt giấy lọc và đá thấm. Đổ nước dần dần vào hộp nén đến khi ngập mẫu để

đất bão hòa từ từ. Để mẫu đất không bị trương nở, nén lên mẫu một tải trọng tạo áp suất

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

Bão hòa đĩa gốm nhằm mục đích tạo mặt căng để ngăn cách pha khí và pha nước.

Cho nước vào đầy buồng bên dưới đĩa qua ống dẫn và đẩy hết bọt khí trong buồng ra

ngoài. Đặt đĩa vào 1 khay, đổ nước vào khay sao cho ngập trên mặt đĩa, ngâm đĩa trong

nước 2-3 ngày cho đến khi đĩa gốm bão hòa. Đĩa được bão hòa nước và luôn tiếp xúc

với nước trong buồng bên dưới đĩa. Buồng được duy trì áp suất nước bằng không

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

Ký hiệu Đơn vị Mỏ Cồn Lê Mỏ Dương Cấm Các chỉ tiêu

Độ ẩm chế bị % 13,37 12,9 Wcb

Khối lượng đơn vị bão hòa g/cm3 2,233 2,238

Khối lượng đơn vị ướt chế bị g/cm3 2,025 2,061 ρcb

Khối lượng đơn vị khô g/cm3 1,786 1,825 ρdcb

Độ ẩm bão hòa 25 22,62 w

Thể tích nước khi bão hoà 26,79 24,77

% cm3 Độ ẩm thể tích bão hoà 0,446 0,413 s

Hệ số thấm khi bão hoà m/s 6,34E-07 7,52E-07 Ks

3.2.4. Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước

Trong thí nghiệm này, các mẫu đất chịu các áp suất khí bên ngoài khác nhau. Áp

suất khí lỗ rỗng sẽ bằng áp suất khí tác dụng ngoài. Áp suất nước lỗ rỗng được giữ

không đổi bằng 0 kPa. Kết quả là lực hút dính của đất sẽ thay đổi theo sự thay đổi của

áp suất khí tác dụng vào. Như vậy không phải tác dụng lên mẫu áp suất nước lỗ rỗng

âm để tạo ra trong mẫu lực hút dính dương. Lực hút dính trong mẫu đất không được

vượt quá giá trị tiếp nhận khí của đĩa gốm. Trong nghiên cứu này, do giá trị tiếp nhận

khí của đĩa gốm là 5 bar (500 kPa), mặt khác còn căn cứ vào khả năng chịu lực thực tế

của hệ thống máy thí nghiệm, giá trị lực hút dính lớn nhất trong mẫu đất được chọn

là 200 kPa. Khối lượng nghiên cứu chỉ xây dựng đường khô (đường giảm ẩm) của

SWCC cho các loại đất thí nghiệm với mục đích từ các đường SWCC đó xác định

gián tiếp hệ số thấm cho các loại mẫu đất để tiến hành tính toán thấm, nghiên cứu ổn

định các công trình nền đường đắp.

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

SWCC với các cấp lực hút dính là 10 kPa, 20 kPa, 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa.

Đặt mẫu đất đã được làm bão hoà hoàn toàn

khí cao. Mở đường nước thoát ra ngoài không khí kPa vào trong buồng áp suất kPa. Lực hút dính ban đầu trong

mẫu bằng 0 kPa. Tăng áp suất khí trong buồng lên 10 kPa .

Khi đó giá trị lực hút dính chính là giá trị áp suất khí trong buồng: kPa.

Do lực hút dính trong mẫu tăng lên nên nước trong lỗ rỗng sẽ thoát ra ngoài qua

đĩa gốm tiếp nhận khí áp cao. Trọng lượng mẫu được ghi lại sau mỗi bước thời gian

khoảng 24 giờ cho đến khi trọng lượng mẫu đạt tới giá trị ổn định. Lặp lại các thao tác

trên cho mỗi bước tăng giá trị lực hút dính lên 20 kPa, 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa [11].

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:

(3.1)

Trong đó: Vw thể tích nước trong mẫu đất khi trọng lượng mẫu đạt tới giá trị

ổn định ứng với một giá trị lực hút dính xác định, cm3 và V là tổng thể tích mẫu, cm3.

3.2.5.1. Kết quả thí nghiệm

Kết quả thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước của các loại đất

nghiên cứu được thể hiện trong các bảng I.1 đến I.2 trong phụ lục I. Hình 3.3 và 3.4

biểu diễn các đường cong đặc trưng đất-nước của các mẫu đất. Ban đầu các mẫu đất

bão hòa, lực hút dính bằng 0 kPa, độ ẩm thể tích bão hòa của các mẫu đất thí nghiệm

được nêu trong bảng 3.2.

Giá trị không khí đi vào của đất không bão hòa là lực hút dính ứng với lúc khí có

thể thấm vào các lỗ rỗng lớn nhất trong đất. Giá trị không khí đi vào của mẫu được xác

định là giao của hai tiếp tuyến: tiếp tuyến với đoạn đầu của đường cong (đoạn ứng với

khoảng lực hút dính nhỏ) và tiếp tuyến với đoạn dốc nhất của SWCC (đoạn ứng với

khoảng lực hút dính làm độ ẩm thể tích trong mẫu giảm rõ rệt nhất) [11].

Trên hình 3.3 và 3.4 ta thấy ban đầu ứng với khoảng lực hút dính nhỏ, khi chưa

thấm qua được các lỗ rỗng lớn nhất trong đất nên độ ẩm thể tích của đất hầu như không

thay đổi, đường SWCC gần như nằm ngang. Khi lực hút dính trong mẫu vượt quá giá

trị không khí đi vào, khí bắt đầu thấm được qua các lỗ rỗng lớn nhất trong mẫu đồng

thời đẩy nước trong mẫu đất thoát ra ngoài, độ ẩm thể tích giảm nhanh chóng trong khi

lực hút dính tăng. Ta có thể thấy trên hình 3.3, độ ẩm thể tích của mẫu giảm đáng kể

khi lực hút dính trong mẫu vượt quá giá trị không khí đi vào. Đường cong đặc trưng đất

nước của mẫu đất đầm nén công trình Dương Cấm cho ta giá trị không khí đi vào của

mẫu sét pha đầm nén là 28 kPa. Từ đường cong SWCC của mẫu đầm nén công trình

Cồn Lê ta được giá trị không khí đi vào bằng 30 kPa. Các kết quả thí nghiệm cho thấy

đất có chỉ số dẻo Ip càng cao thì giá trị không khí đi vào càng lớn, nguyên nhân là do 57

khả năng giữ nước của hạt mịn tốt hơn so với hạt thô nên cần giá trị lực hút dính lớn

hơn để đẩy nước thoát ra khỏi đất [15].

Hình 3. 3. Đường cong đặc trưng đất nước cho mẫu Dương Cấm

Hình 3. 4. Đường cong đặc trưng đất nước cho mẫu Cồn Lê

3.2.5.2. So sánh kết quả thí nghiệm SWCC khu 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 giả trong nước

Tác giả tiến hành so sánh đường cong đặc trưng đất – nước tại hai mỏ Dương Cấm

và Cồn Lê với hai đường cong SWCC của Nguyễn Thị Ngọc Hương [11] xây dựng cho

hai mỏ đất tại công trình đập Sông Sắt – Ninh Thuận và đập Khe Cát – Quảng Ninh; hai

đường cong SWCC của Phạm Huy Dũng [15] xây dựng cho hai mỏ đất tại công trình đê

Hữu Cầu – Bắc Ninh và đập Khau Piều – Lạng Sơn. Dạng đường cong SWCC của các

tác giả tương tự như nhau, đối với các loại đất sét pha giá trị không khí đi vào (AEV)

vài chục kPa như nghiên cứu của E. O. Ahmed (2022) [18], Phạm (2002) [65] và Sillers

(2001) [125] có xu thế tăng tuyến tính theo độ lớn của chỉ số dẻo. Cụ thể giá trị không

khí đi vào hai công trình của Phạm Huy Dũng lần lượt là 42 kPa (Bắc Ninh) và 26 (Lạng

Sơn); của Nguyễn Thị Ngọc Hương là 11,8 (Ninh Thuận) và 40 (Quảng Ninh); của tác

giả là 28 (Dương Cấm) và 30 (Cồn Lê). Khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị không khí đi

vào thì độ ẩm thể tích giảm rất chậm, chứng tỏ lượng nước thoát ra khỏi mẫu chưa nhiều.

Đối với các sườn dốc có vật liệu hạt mịn nhiều hơn, lượng nước mưa thấm vào đất ít

hơn và hình thành dòng chảy bề mặt, do đó mặt trượt nông hơn thường xảy ra đối với

sườn dốc này. Ở cùng cấp hút dính ban đầu (0kPa) độ ẩm thể tích của tác giả nhỏ hơn

so với Nguyễn Thị Ngọc Hương, giá trị lớn nhất là tại hai công trình của Phạm Huy

Dũng. Ngoài ra, do có thành phần hạt mịn lớn hơn, chỉ số dẻo (PI) tăng, khả năng giữ

nước tăng và tốc độ khử bão hoà giảm dẫn đến các đường cong SWCC trong các mẫu

của tác giả và Nguyễn Thị Ngọc Hương phẳng hơn so với của Phạm Huy Dũng. Kết quả

so sánh ở hình 3.5 cho thấy đường cong SWCC phụ thuộc vào nguồn gốc của đất ở các

vùng khác nhau.

3.2.6. Kết quả tính toán hệ số thấm từ đường cong đặc trưng đất nước

3.2.6.1. Tính toán đường cong SWCC từ phương trình Fredlund-Xing (1994)

Ứng dụng phương trình SWCC của Fredlund và Xing (1994) [72] để mô tả đường

cong đặc trưng đất - nước cho các mẫu đất thí nghiệm

Từ tài liệu thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất – nước cho các mẫu đất

thí nghiệm, ta tính toán các hệ số a, m, n trong phương trình của Fredlund và Xing (1994)

[72] (2.7), cách xác định các hệ số đã được nêu trong công thức. Trong phương trình

(2.7), các hệ số a, m, n và độ ẩm thể tích bão hòa là các thông số khác nhau của đất,

sẽ thay đổi theo từng loại đất. Ngoài ra, các thông số khác như độ ẩm thể tích và hệ

số hiệu chỉnh cũng thay đổi theo từng loại đất và theo giá trị lực hút dính trong

đất. Khi xem xét các yếu tố không đổi khi loại đất thay đổi trong phương trình (2.7), ta

nhận thấy công thức xác định hai hệ số m và n có một số yếu tố là hằng số.

3.2.6.2. Xác định hệ số thấm của đất từ đường cong SWCC

Hệ số thấm là một thông số quan trọng của đất, trong nghiên cứu này, hệ số thấm

được xác định theo phương trình của Leong và Rahardjo (1997) [99]:

(3.2)

Trong đó: p là một hằng số. Theo Fredlund và một số tác giả, giá trị trung bình

- độ ẩm thể tích bão hòa; của p cho mọi loại đất là 3,29; kS - hệ số thấm bão hòa;

- độ ẩm thể tích của đất tại một giá trị xác định của lực hút dính trên đường cong

đặc trưng đất - nước được tính toán từ phương trình của Fredlund và Xing (1994)

của các mẫu đất Các giá trị hệ số thấm bão hòa ks và độ ẩm thể tích bão hòa

nghiên cứu được trình bày trong bảng 3.2.

Hệ số thấm xác định theo phương trình (3.2) là một hàm của độ ẩm thể tích ,

trong đó được tính toán theo phương trình (2.7) của Fredlund – Xing (1994). Tác giả

đã tiến hành tính toán hệ số thấm k tại các độ ẩm thể tích khác nhau.

Kết quả tính toán xác định hệ số thấm từ SWCC cho các mẫu đất tại khu vực

(a)

(b)

nghiên cứu được cho trong hình 3.6.

Hình 3. 6. Quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính mẫu đầm nén (a) Mỏ Dương Cấm, (b) Mỏ Cồn Lê

3.2.6.3. So sánh kết quả đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của

khu vực nghiên cứu với các tác giả khác

So sánh dạng đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của một số

nghiên cứu trong nước như được chỉ ra trong hình 3.7.

Hình 3. 7. Quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của một số tác giả

Tác giả tiến hành so sánh đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính tại

hai mỏ Dương Cấm và Cồn Lê với hai đường cong của Nguyễn Thị Ngọc Hương [11]

xây dựng cho hai mỏ đất tại công trình Ninh Thuận và Quảng Ninh; hai đường cong của

Phạm Huy Dũng [15] xây dựng cho hai mỏ đất tại công trình Bắc Ninh và Lạng Sơn.

Các đường cong đều cho xu thế, hình dạng của hàm thấm tương đồng với hình dáng của

SWCC, hệ số thấm giảm nhanh khi lực hút dính vượt qua giá trị tới hạn khí vào. Do

thành phần hạt thô trong cấp phối lớn nên hệ số thấm bão hoà trong hai mỏ của Phạm

Huy Dũng cao hơn so với của tác giả và Nguyễn Thị Ngọc Hương. Hệ số thấm có sự

thay đổi khá lớn giữa các tác giả và giữa các công trình của cùng một tác giả. Cụ thể ở

hai công trình khác nhau của Nguyễn Thị Ngọc Hương hệ số thấm chênh lệch nhau 7,6

lần. Tại hai công trình nghiên cứu của Phạm Huy Dũng, hệ số thấm chênh lệch nhau

12,1 lần. Chênh lệch hệ số thấm giữa hai mỏ đất của tác giả là 1,7 lần. Chênh lệch tương

đối hệ số thấm của sáu mỏ đất lên đến 23 lần. Như vậy, hệ số thấm trong đất không bão

hoà phụ thuộc lớn vào cấu trúc và độ ẩm của đất.

So sánh dạng đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của ba mỏ đất

duyên hải miền Trung: Dương Cấm (chỉ số dẻo IP =15,6), Cồn Lê (chỉ số dẻo IP =15,97)

và Sông Sắt – Ninh Thuận (chỉ số dẻo IP =10,62) được chỉ ra trong hình 3.8. Nhận thấy,

hệ số thấm thay đổi không đáng kể đối với ba mỏ đất khu vực duyên hải miền Trung.

Cụ thể, chênh lệch hệ số thấm trung bình là 1,87 lần. Đất của ba mỏ tại khu vực duyên

hải miền Trung có cấp phối tương đối đồng nhất và có chỉ số dẻo gần bằng nhau.

Hình 3. 8. Quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính của ba mẫu đất thuộc duyên hải miền Trung

3.3. Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm cắt

trực tiếp

3.3.1. Giới thiệu thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp

Sơ đồ thiết bị thí nghiệm cắt trực tiếp cơ bản gồm một hộp hai nửa, với phần đỉnh

và đáy như trong hình 3.9(a). Thí nghiệm cắt trực tiếp được thực hiện trên thiết bị cắt

trực tiếp của phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, trường Đại học Thủy lợi hình 3.9(b).

(a) (b)

Hình 3. 9. Sơ đồ (a) và thiết bị cắt trực tiếp (b)

3.3.2. Quy trình thí nghiệm [11]

Sau khi kết thúc giai đoạn cân bằng lực hút dính ứng với mỗi cấp lực hút dính trong

thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước lần lượt cắt trực tiếp ba mẫu đất

ứng với ba cấp áp suất thẳng đứng tương ứng là 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa. Các

mẫu đất được lấy ra khỏi bình áp suất và đem cắt ngay để đảm bảo độ ẩm ban đầu trước

khi cắt biến đổi ít.

Gia tải lực thẳng đứng lên mẫu đất. Tác dụng lực ngang lên mẫu, độ lớn của lực

ngang tăng dần đến khi mẫu bị phá hoại. Mẫu đất bị cắt do di chuyển tương đối phần

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 tiến hành với tốc độ cắt chậm để đảm bảo áp suất nước lỗ rỗng

trong quá trình cắt hầu như không đổi. Tác giả chọn tốc độ cắt là 0,02 mm/phút. Việc

cắt kết thúc khi sức kháng ứng suất cắt đạt giá trị đỉnh (mẫu bị phá hoại theo mặt tiếp

giáp giữa hai thớt cắt). Tại thời điểm mẫu bị phá hoại, ứng suất cắt đạt giá trị lớn nhất

tmax: tmax = Rmax.Cr, trong đó: Rmax là số đọc lớn nhất trên đồng hồ đo biến dạng

của vòng ứng biến; Cr là hệ số hiệu chỉnh vòng ứng biến, Cr = 1,85 kPa.vạch.

3.3.3. Chương trình thí nghiệm

Các thí nghiệm cắt trực tiếp được thực hiện tại các lực hút dính khác nhau và các

áp suất thẳng đứng khác nhau để nghiên cứu mặt bao phá hoại cho đất không bão hòa.

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

100 kPa và 200 kPa. Các áp suất thẳng đứng được lựa chọn dựa vào khả năng chịu lực

của thiết bị và tính chất của đất thí nghiệm là: 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa. Chương

trình thí nghiệm cắt trực tiếp được trình bày trong bảng 3.3. Ký hiệu các mẫu đất thí

nghiệm là DSTx-y, trong đó x-y biểu thị thí nghiệm được thực hiện dưới áp suất thẳng

đứng là x kPa và lực hút dính ban đầu là y kPa.

Tác giả thực hiện thí nghiệm cắt trực tiếp với các mẫu đất đầm nén Dương Cấm

đại diện cho tuyến cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi và đất Cồn Lê, đại diện cho tuyến

cao tốc Quảng Trị – Huế. Số lượng mẫu thí nghiệm với mỗi loại đất là 12 mẫu.

Bảng 3. 3. Chương trình các thí nghiệm cắt trực tiếp

200

20 DST100-20 DST200-20 DST300-20 Lực hút dính, (kPa) 100 50 DST100-50 DST100-100 DST100-200 DST200-50 DST200-100 DST200-200 DST300-50 DST300-100 DST300-200 Ứng suất pháp thực,(kPa) 100 200 300

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

Hình 3.10 trình bày mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng được xây dựng

từ các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Dương Cấm. Ta 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 tăng ít nhưng cường độ chống cắt của mẫu tăng

lên đáng kể, góc ϕb giảm. ϕb = ϕ’ khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị không khí đi vào tới

hạn. Điều này khá phù hợp với kết quả thí nghiệm của một số loại đất trên thế giới của

một số tác giả nghiên cứu [12], [21], [75], [106].

Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu như hình 3.11

cho thấy cường độ chống cắt của mẫu đất tăng khi ứng suất pháp thực tăng. Tại một ứng

suất pháp thực xác định thì cường độ chống cắt tăng khi lực hút dính tăng.

Hình 3. 11. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu đầm nén Dương Cấm từ thí nghiệm cắt trực tiếp với các lực hút dính khác nhau

Với ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 13,57 kPa tại

lực hút dính bằng 0 kPa, lớn nhất là 47,47 tại lực hút dính 200 kPa. Với ứng suất pháp

thực bằng 300 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất đạt 159,1 kPa tại lực hút dính bằng 0

kPa, lớn nhất đạt 216,5 kPa tại lực hút dính 300 kPa. Các kết quả thí nghiệm cho thấy

các đường bao phá hại hầu như là các đường thẳng tịnh tiến hướng lên song song, thể

hiện lượng tăng cường độ chống cắt là do lực hút dính của đất tăng như được trình bày

trong hình 3.11.

Hình 3.12 trình bày giao tuyến của mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng

với mặt phẳng τ ~ (ua –uw) tại ứng suất pháp thực bằng 0 Kpa. Hình 3.12 cho ta thấy

quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính là quan hệ phi tuyến. Kết quả này phù hợp với

kết quả nghiên cứu của Nguyễn Thị Ngọc Hương và cộng sự (2013) [12].

Hình 3. 12. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính của mẫu đầm nén

Dương Cấm tại giá trị ứng suất pháp thực bằng 0 kPa.

Thông qua hình vẽ 3.12 ta cũng thấy cường độ chống cắt của đất tăng khi lực hút

dính tăng. Ở thời điểm ban đầu khi đất còn bão hoà, các giá trị áp suất nước lỗ rỗng âm

có ảnh hưởng trên toàn thể tích lỗ rỗng với sự tăng của cường độ chống cắt được biểu

thị bởi giá trị ϕb = ϕ’ . Khi giá trị lực hút dính vượt quá giá trị không khí đi vào, đất sẽ

mất tính bão hoà và thể tích lỗ rỗng chứa nước giảm xuống. Khi đó, tính hiệu quả của

lực hút dính trong việc làm tăng cường độ chống cắt cũng giảm đi (ϕb giảm). Tại ứng

suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt của mẫu thí nghiệm từ 13,57 đến 47,47

khi lực hút dính tăng từ 0 kPa đến 200 kPa, góc ϕb = ϕ’= 140 ứng với lực hút dính bằng

0 kPa đến giá trị ϕb = 6,210 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 xây dựng từ các kết quả thí

nghiệm cắt trực tiếp mẫu đầm nén Cồn Lê. Ta thấy, đất thí nghiệm có góc ma sát trong

ϕ’= 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 thì góc ϕb = ϕ’ . Lực hút dính tăng, góc ma sát gần như thay đổi rất ít

và gần bằng ϕ’= 13,910 nhưng cường độ chống cắt của mẫu tăng lên, đồng thời góc ϕb

giảm.

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

3.14. Kết quả trên hình 3.14 cho thấy cường độ chống cắt của mẫu tăng khi ứng suất

pháp thực tăng. Tại một ứng suất pháp thực xác định, cường độ chống cắt tăng khi lực

hút dính tăng. Với lực hút dính bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 14,83 kPa

tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, lớn nhất là 53,73 kPa tại ứng suất pháp thực bằng

200 kPa. Với lực hút dính bằng 300 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất đạt 153,6 kPa tại

ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, giá trị lớn nhất đạt 210,9 kPa tại ứng suất pháp thực

bằng 300 kPa.

Hình 3. 14. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực của mẫu đầm nén Cồn Lê từ thí nghiệm cắt trực tiếp với các lực hút dính khác nhau 66

Các kết quả thí nghiệm trên hình 3.14 cho thấy các đường bao phá hoại gần như

nằm tịnh tiến hướng lên song song giống như kết quả đã thực hiện thí nghiệm đối với

mẫu đầm nén Dương Cấm.

Hình 3.15 trình bày giao tuyến của mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng với

mặt phẳng τ ~ (ua – uw) tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa. Kết quả thí nghiệm trên hình

3.15 thể hiện rõ đường bao cường độ chống cắt ứng với lực hút dính có tính phi tuyến.

Góc của đường bao cường độ chống cắt ϕb= 14,830 khi lực hút dính thấp (0 kPa) và giảm

đi tới giá trị 4,760 khi mẫu thí nghiệm có lực hút dính cao (200 kPa). Quy luật thay đổi

góc ϕb cũng giống như đã phân tích trên. Ta thấy trên hình 3.15 cường độ chống cắt của

mẫu đất thí nghiệm tăng khi lực hút dính trong mẫu tăng. Tại ứng suất pháp thực bằng

0 kPa, cường độ chống cắt tăng từ giá trị 14,83 kPa ứng với lực hút dính bằng 0 kPa đến

giá trị 53,73 kPa ứng với lực hút dính bằng 200 kPa.

Hình 3. 15. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính của mẫu đầm nén Cồn Lê tại giá trị ứng suất pháp thực bằng 0 kPa.

3.4. Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm

nén ba trục

Thí nghiệm ba trục phản ánh rõ điều kiện làm việc của nền đường vì ngoại lực mô

tả tác dụng vào mẫu đất theo các phương và chiều tương đối phù hợp với điều kiện thực

tế, mặt cắt phá hoại là bất kỳ theo mặt bất lợi nhất về trạng thái ứng suất. Vì vậy, thí

nghiệm này xác định được mô hình phá hoại gần với thực tế nhất.

Thí nghiệm nén 3 trục là thí nghiệm tin cậy nhất để xác định các thông số sức

chống cắt, khả năng chịu tải của đất nền, đồng thời còn có thể xác định được thông số

biến dạng của đất nền. Một số sơ đồ thí nhiệm ba trục theo ASTM, Mỹ bao gồm: (i) Cố

kết thoát nước và thay đổi thể tích (CD) kiến nghị bởi ASTMD7181 [30], (ii) Cố kết

không thoát nước (CU) kiến nghị bởi ASTMD4767 [27], (iii) Không cố kết, không thoát

nước (UU) kiến nghị bởi ASTMD2850 [25].

Sơ đồ cắt CD là sơ đồ làm việc phù hợp với nền đường chịu tác dụng của tải

trọng động trong thời gian thi công kéo dài cũng như quá trình khai thác sử dụng.

Sau một thời gian dài đất cố kết và nước thoát hết. Do vậy, luận án đã tập trung đi

sâu nghiên cứu thực nghiệm theo sơ đồ cắt này.

Thí nghiệm nén 3 trục cho phép mô tả được nhiều thái ứng suất như ứng xử của

mẫu đất theo điều kiện trạng thái ứng suất (gia tải, dỡ tải theo các phương), cũng như

ứng xử thực tế của đất nền (thoát nước hay không thoát nước). Đây là một trong những

thí nghiệm đa dạng nhất trong tất cả các thí nghiệm xác định sức chịu tải của đất nền xét

về chi tiết phức tạp về các điều kiện ứng suất, thoát nước kiểm soát được cho tất cả các

loại đất. Mô hình thí nghiệm được thể hiện trên 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. Thiết bị ba trục cải tiến thí nghiệm c h o đất không bão hòa [11]

Thiết bị thí nghiệm cho đất không bão hòa cần được cải tiến để có thể đo hay khống

chế riêng rẽ các áp suất khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng.Thiết bị thí nghiệm nén 3 trục cải

tiến dùng trong nghiên cứu này tương tự với thiết bị thí nghiệm của Fredlund và

Rahardjo (1993) [3]. Nó cho phép khống chế cả áp suất khí lỗ rỗng ua, và áp suất nước

lỗ rỗng uw, để lập 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 mẫu đất không bão hòa.

Tấm đá thấm đáy được thay bằng một đĩa gốm tiếp nhận khí cao áp để kiểm soát và

đo áp suất nước lỗ rỗng. Để khống chế áp suất khí lỗ rỗng trong khi cố kết và cắt, van

áp suất ngược của buồng ba trục trở thành van điều khiển áp suất khí lỗ rỗng (C).

Sơ đồ bố trí hệ đường ống trên bảng điều khiển được mô tả trong hình 3.17. Đường

áp suất khí lỗ rỗng để điều khiển áp suất khí lỗ rỗng được nêu trong cả hai hình.

Việc đặt đĩa tiếp nhận khí cao áp lên tấm đáy của buồng ba trục được mô tả trong

hình 3.20. Van A trong tấm đáy (hình 3.20) được dùng để khống chế áp suất nước lỗ

rỗng và đo biến thiên thể tích nước trong thí nghiệm cắt thoát nước. Van A nối với chỉ

báo kế biến thiên thể tích kiểu buret kép [110]. Van B trên tấm đáy được dùng để đo

áp suất nước lỗ rỗng trong thí nghiệm cắt không thoát nước, có thể dùng nó để đo áp

suất nước lỗ rỗng định trước trong thí nghiệm thoát nước bằng bộ biến năng áp suất.

Van C được nối tiếp với hệ đo hay khống chế áp suất khí lỗ rỗng. áp suất buồng được

khống chế bằng van D.

Đĩa tiếp nhận khí cao áp dùng trong nghiên cứu là đĩa gốm loại 5 bar (500 kPa).

Các đường rãnh trên mặt tấm đế dưới bên trong ngăn chứa nước được dùng như các

đường dẫn nước để đẩy các bọt khí có thể bị giam hãm do khuếch tán như hình 3.20.

Hình 3. 17. Sơ đồ điều khiển và bố trí hệ đường ống máy ba trục cải tiến để 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].

Như trên hình 3.20, mặt trên của tấm đế dưới được t ạ o thành những đường

rãnh hình tròn và những đường rãnh thẳng tạo thành một hệ kênh dẫn nước. Đĩa áp suất

khí được trám đủ kín vào bệ đáy bằng keo Epoxy theo chu vi của đĩa. Sự trám kín giữa

đĩa và bệ đáy bảo đảm khí không thể rò rỉ vào trong ngăn chứa nước [11].

3.4.2. Qui trình thí nghiệm

Tác giả áp dụng qui trình thí nghiệm nén 3 trục cho mẫu đất bão hòa (Head, 1986),

và dùng qui trình thí nghiệm nén 3 trục cho đất không bão hòa [3]. Lực hút dính ban đầu

được thiết lập dựa trên sử dụng kỹ thuật chuyển trục.

3.4.2.1. Chuẩn bị mẫu

Các mẫu đất thí nghiệm được đầm nén với giá trị khối lượng đơn vị khô bằng 95

% khối lượng đơn vị khô lớn nhất và độ ẩm tương ứng sau khi đầm nén. Mẫu đất được

đầm nén từ 10 lớp đất với chiều dày mỗi lớp là 10mm để đảm bảo tính đồng nhất về độ

chặt trong toàn mẫu. Chiều cao và đường kính mẫu tương ứng là 100mm và 50mm. Số

lượng mẫu đất đầm nén cho thí nghiệm là 9 mẫu như hình 3.21.

Hình 3. 21. Thực hiện chế bị mẫu đất đầm nén

3.4.2.2. Giai đoạn bão hoà mẫu

Tác giả áp dụng qui trình thí nghiệm nén 3 trục cho mẫu đất bão hòa (Head, 1986),

và dùng qui trình thí nghiệm nén 3 trục cho đất không bão hòa (Fredlund và Rahardjo,

1993). Tất cả các mẫu đất dùng trong chương trình thí nghiệm này đầu tiên được bão

hòa nhằm tạo nên sự đồng nhất về độ ẩm và độ bão hòa ban đầu. Mẫu đất được bão hòa

bởi quá trình tăng dần từng cấp áp suất buồng, σ3, và áp suất ngược, uw, dưới áp suất

hiệu quả bằng 10kPa cho đến khi hệ số áp suất nước lỗ rỗng B > 0.95. Quá trình bão hòa

mẫu thường kéo dài khoảng 10 ngày.

3.4.2.3. Giai đoạn cố kết

Mục tiêu của quá trình cố kết đó là cho phép mẫu thí nghiệm đạt đến trạng thái

thoát nước cân bằng tại giá trị áp suất cố kết hữu hiệu định sẵn. Trong quá trình cố kết,

các dữ liệu được ghi lại nhằm xác định thời điểm kết thúc của quá trình cố kết, ngoài ra,

tốc độ cố kết còn được sử dụng để tính toán tốc độ cắt trong quá trình cắt mẫu thí nghiệm.

Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, mẫu đất được cố kết dưới áp suất buồng, σ3,

và đo áp suất nước lỗ rỗng, uw, do vậy có được áp suất hiệu quả yêu cầu, (σ3– uw). Giá

trị độ lớn của áp suất cố kết được chọn tuỳ thuộc các giá trị áp suất thực (σ3– ua) theo

yêu cầu của giai đoạn cân bằng lực hút dính và giai đoạn cắt. Giai đoạn cố kết được coi

là kết thúc khi thể tích nước thoát ra khỏi mẫu không thay đổi và áp suất nước lỗ rỗng

dư đã hoàn toàn tiêu tán.

3.4.2.4. Giai đoạn tạo và cân bằng lực hút dính trong mẫu

Quá trình thí nghiệm được chuyển sang giai đoạn cân bằng lực hút dính để tạo lực

hút dính bên trong mẫu sau khi giai đoạn cố kết đã kết thúc. Trong quá trình tạo lực hút

dính, mẫu đất sẽ được cố kết bởi áp suất hông thực (σ3– ua) và lực hút dính (ua – uw).

Giai đoạn cân bằng lực hút dính trong mẫu được coi là kết thúc khi lượng nước thoát ra

hầu như bằng 0 hay áp suất nước lỗ rỗng dư tiêu tán hoàn toàn.

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

Khi đạt điều kiện cân bằng dưới các áp suất tác dụng (tức là σ3, ua và uw), mẫu

được cắt bằng cách nén với tốc độ biến dạng thích hợp. Trong nghiên cứu này, tác giả

chọn tốc độ biến dạng là 0,02 mm/phút. Quá trình cắt kết thúc khi đạt chỉ tiêu phá hoại

định trước (tức độ lệch ứng suất cực đại). Nếu không đạt được điều kiện phá hoại như

nêu trên thì ngừng thí nghiệm khi đạt đến 25% biến dạng dọc trục.

3.4.2.6. Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục theo các sơ đồ CD

Thí nghiệm CD cung cấp các dữ liệu về áp suất nén chính, biến dạng nén và biến

dạng thể tích của mẫu thí nghiệm. Thời gian thí nghiệm có thể kéo dài. Sức kháng cắt

hữu hiệu của đất được xác định dựa vào đường bao phá hoại thiết lập từ vòng tròn Morh.

Kết quả thí nghiệm CD cung cấp giá trị sức kháng cắt hữu hiệu, thường được xác định

trong phân tích thoát nước, phân tích ổn định dài hạn, ổn định thoát nước. Các điều kiện

Tác dụng độ lệch ứng suất, ∆σ

Tác dụng áp suất buồng σ3 lên mẫu

thoát nước thí nghiệm nén 3 trục CD được mô tả trong hình 3.22

Hình 3. 22. Quy trình gia tải trong thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước/CD

Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước được tóm

tắt trong các hình 3.23 dưới đây.

Hình 3. 23. Các điều kiện ứng suất trong khi thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí (CD) [11]

3.4.3. Chương trình thí nghiệm

Thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí (CD) được thực hiện tại các lực hút

dính khác nhau và các áp suất hông thực khác nhau để nghiên cứu mặt bao phá hoại cho

đất không bão hòa. Thực tế hiện nay, các công trình vật liệu địa phương ở nước ta thường

tồn tại khối không bão hòa nằm phía trên đường bão hòa trong thân nền đường ô tô. Lực

hút dính ban đầu lớn nhất được chọn trong nghiên cứu này là 200 kPa. Với mục đích thí

nghiệm các mẫu đất có trạng thái từ bão hòa đến không bão hòa, các lực hút dính ban

đầu được lựa chọn cho chương trình thí nghiệm là: 0 kPa, 100 kPa và 200 kPa. Các áp

suất hông thực được lựa chọn dựa trên khả năng chịu lực của hệ thống ba trục và buồng

ba trục là: 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa. Chương trình thí nghiệm nén ba trục được trình

bày trong bảng 3.4. Ký hiệu các mẫu đất thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí

là CDx-y, trong đó x-y biểu thị thí nghiệm được thực hiện dưới áp suất buồng thực là x

kPa và lực hút dính ban đầu là y kPa [11].

Tác giả thực hiện thí nghiệm nén ba trục các mẫu đất đầm nén Dương Cấm và

Cồn Lê. Số lượng mẫu thí nghiệm với mỗi mỏ đất là 9 mẫu (Sơ đồ thí nghiệm CD).

Bảng 3. 4. Chương trình các thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước+khí (CD)

Áp suất buồng thực, (kPa)

0 CD50-0 Lực hút dính, (kPa) 100 CD50-100 200 CD50-200 50

CD100-0 CD100-100 CD100-200 100

CD200-0 CD200-100 CD200-200 200

3.4.4. Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD)

3.4.4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm

a. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm

Quan hệ giữa ứng suất lệch với biến dạng dọc trục xác định được từ các thí

nghiệm ba trục cố kết thoát nước + khí (CD) cho mẫu đất đầm nén Dương Cấm dưới

các áp suất hông thực khác nhau (50 kPa, 100 kPa và 200 kPa) tác dụng lên mẫu đất với

cùng lực hút dính lần lượt là 0 kPa, 100 kPa và 200 kPa được trình bày trong các

hình 3.24.

Hình 3.24a biểu diễn quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các

áp suất hông thực khác nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 0 kPa (các mẫu CD50-0,

CD100-0 và CD200-0). Quan sát trên hình 3.24, ta thấy các mẫu đất thể hiện rõ ràng

ứng suất lệch đỉnh trong khi cắt. Ở cùng lực hút dính 0 kPa, các mẫu chịu tác dụng của

áp suất hông thực càng lớn thì ứng suất lệch đỉnh càng tăng.

(a) (b)

Hình 3. 24. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các áp suất hông thực khác nhau tác dụng lên mẫu với cùng lực hút dính ban đầu là: (a) 0 kPa; (b) 100 kPa; (c) 200 kPa

(c)

Hình 3.24b biểu diễn quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các

áp suất hông thực khác nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 100 kPa (các mẫu CD50-

100, CD100-100 và CD200-100). Kết quả thí nghiệm trên hình 3.24 cho ta thấy tại lực

hút dính bằng 100 kPa, khi tác dụng lên mẫu các áp suất hông thực lần lượt là 50kPa,

100kPa và 200kPa thì cường độ chống cắt của mẫu cũng tăng lên tương ứng.

Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các áp suất hông thực

khác nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 200 kPa được cho ở hình 3.24c.

Với lực hút dính bằng 200 kPa, cường độ chống cắt của mẫu tăng cao hơn so với

các mẫu có lực hút dính bằng 0 kPa và 100 kPa. Điều này chứng tỏ lực hút dính tăng

làm tăng cường độ chống cắt của mẫu.

b. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng

Các ứng suất tại trạng thái phá hoại của các mẫu dùng để thiết lập các vòng tròn

Mohr cho thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) được xác định từ độ lệch ứng

suất lớn nhất. Độ lệch ứng suất lớn nhất được xác định từ các đường quan hệ giữa độ

lệch ứng suất và biến dạng dọc trục.

Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb từ thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước +

khí trên các mẫu đất đầm nén Dương Cấm dưới các áp suất hông thực khác nhau

(50kPa, 100kPa và 200kPa) và lực hút dính bằng 0 kPa được trình bày trong hình

3.25. Trong hình 3.25a cho thấy khi lực hút dính của mẫu bằng 0 kPa (mẫu bão hòa),

mẫu có lực dính c’ = 14,4 kPa và góc ma sát trong ϕ’ = 13,930.

(a) (b)

Hình 3. 25. Đường bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng xác định từ thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước (CD) tại lực hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa

(c)

Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho mẫu đất đầm nén Dương Cấm ứng

với lực hút dính bằng 100 kPa được cho trong hình 3.25b. Khi mẫu không bão hòa với

lực hút dính trong mẫu là 100 kPa, lực dính trong mẫu là lực dính toàn phần bao gồm

lực dính hiệu quả và lực hút dính, c’ = 41,17 kPa. Góc ma sát trong của mẫu vẫn bằng

13,930.Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho mẫu đầm nén ứng với lực hút dính bằng

200 kPa được thể hiện trong hình 3.25c.

Quan sát thấy ở hình 3.25c, lực hút dính tăng lên 200 kPa làm lực dính toàn

phần trong mẫu cũng tăng theo, c’ = 66,88 kPa. Như vậy, ta thấy lực dính c tăng khi

lực hút dính, (góc ϕb), tăng. Mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng được cho trong

hình 3.26 ta thấy khi lực hút dính tăng, góc ϕb sẽ giảm từ giá trị ϕb = ϕ’ tại lực hút dính

bằng 0 kPa đến giá trị ϕb = 6,120 ứng với giá trị lực hút dính bằng 200 kPa

Hình 3. 26. Mặt bao phá hoại Morh – Coulomb mở rộng xác định được từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) mẫu đất thí nghiệm Dương Cấm

Góc ma sát trong ϕ’ của mẫu dường như vẫn giữ nguyên bằng 13,930 khi lực hút

dính tăng (hình 3.26). Điều này phù hợp với các nghiên cứu trước đó của các nhà khoa

học trên thế giới như Fredlund DG và Rahardjo H (1998) [3]; Ho và Fredlund (1982) [56].

Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ ( – ua) cho các đường đồng

lực hút dính như thấy ở hình 3.27. Các đường có các khoảng chặn lực dính khác nhau,

tùy thuộc các lực hút dính tương ứng của chúng. Khoảng chặn lực dính trở thành lực

dính hiệu quả c’ = 14,4 kPa khi lực hút dính tiến tới không. Tất cả các đường cùng lực

hút dính có cùng góc dốc ϕ’ = 13,930. Mặt bao phá hoại chiếu trên mặt phẳng τ ~ (ua

- uw) theo các đường đồng mức như mô tả trong hình 3.27.

Hình 3. 27. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ - ua) xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu mỏ vật liệu Dương Cấm

Hình 3. 28. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (ua – uw) xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu đầm nén Dương Cấm

Hình chiếu mặt bao phá hoại biểu thị sự tăng cường độ chống cắt khi lực hút dính

tăng tại một ứng suất pháp thực riêng. Quy luật tăng của cường độ chống cắt theo lực

hút dính có tính phi tuyến. Tại cùng lực hút dính, áp suất hông thực càng lớn thì cường

độ chống cắt càng tăng như được chỉ ra trong hình 3.28.

3.4.4.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê

a. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm

Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các áp suất hông thực khác

nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 0 kPa (các mẫu CD50-0, CD100-0 và CD200-

0) được thể hiện trên hình 3.29.

(a) (b)

Hình 3. 29. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục với các áp suất hông thực khác nhau tác dụng lên mẫu đất cùng lực hút dính ban đầu là: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa

(c)

Quan sát trên hình 3.29a, ta thấy áp suất hông thực có ảnh hưởng đến ứng suất

lệch đỉnh của mẫu: áp suất hông tăng làm ứng suất lệch đỉnh tăng. Hình 3.29b biểu diễn

quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các áp suất hông thực khác

nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 100 kPa (các mẫu CD50-100, CD100-100 và

CD200-100). Kết quả thí nghiệm trên hình 3.29b có xu hướng giống với các mẫu đất

cắt với cấp lực hút dính bằng 0 kPa, tuy nhiên giá trị ứng suất lệch đỉnh đã tăng lên.

Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục dưới các áp suất hông thực khác

nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 200 kPa (các mẫu CD50-200, CD100-200 và

CD200-200) được cho ở hình 3.29c.

Với lực hút dính bằng 200 kPa, cường độ chống cắt của mẫu tăng cao hơn so với

các mẫu có lực hút dính bằng 0 kPa và 100 kPa. Điều này chứng tỏ lực hút dính tăng

làm tăng cường độ chống cắt của mẫu.

b. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng

Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb từ thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước +

khí (CD) trên các mẫu đất đầm nén Cồn Lê dưới các áp suất hông thực khác nhau

(50kPa, 100kPa và 200kPa) và lực hút dính lần lượt là 0kPa, 100kPa và 200kPa được

trình bày tương ứng trong các hình vẽ 3.30. Hình 3.30a biểu diễn đường bao phá hoại

Mohr-Coulomb cho mẫu đầm nén ứng với lực hút dính 0 kPa.

(a) (b)

Hình 3. 30. Đường bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng xác định từ thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước (CD) tại lực hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa

ma sát trong hiệu quả ϕ’ = 13,810. Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho mẫu đất

đầm nén Cồn Lê ứng với lực hút dính 100 kPa được cho trong hình 3.30b.

Khi mẫu không bão hòa với lực hút dính trong mẫu là 100 kPa, lực dính trong mẫu

là lực dính toàn phần bao gồm lực dính hiệu quả và lực hút dính, c = 40,24 kPa. Góc

ma sát trong của mẫu vẫn bằng 13,810. Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho mẫu

đầm nén Cồn Lê ứng với lực hút dính 200 kPa được thể hiện trong hình 3.30c.

Tại cấp lực hút dính bằng 200 kPa, lực dính toàn phần trong mẫu c = 67,17 kPa,

tăng lên so với lực dính của mẫu đất tại cấp lực hút dính bằng 0 kPa và 100 kPa.

Kết quả cho thấy xu hướng tăng cường độ chống cắt của mẫu đất theo lực hút

dính và theo ứng suất pháp thực cũng giống như các kết quả thí nghiệm trước. Xu hướng giảm ϕb khi lực hút dính tăng nhưng ϕ’ hầu như không đổi, ϕb = ϕ’ khi lực hút dính

nhỏ hơn giá trị không khí đi vào tới hạn như được chỉ ra trong hình 3.31.

Hình 3. 31. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng xác định từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) mẫu đất thí nghiệm Cồn Lê

Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ – ua) cho các đường đồng

lực hút dính như thấy ở hình 3.32. Các đường có các khoảng chặn lực dính khác

nhau, tùy thuộc các lực hút dính tương ứng của chúng. Khoảng chặn lực dính trở thành

lực dính hiệu quả c’ = 15,2 kPa khi lực hút dính tiến tới không. Tất cả các đường cùng

lực hút dính có cùng góc dốc ϕ’ = 13,810. Hình chiếu mặt bao phá hoại cho thấy sự tăng

cường độ chống cắt khi lực hút dính tăng tại một ứng suất pháp thực riêng.

Hình 3. 32. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (σ - ua) xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu đầm nén Cồn Lê

Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (ua - uw) theo các đường như

mô tả trong hình 3.33.

Hình 3. 33. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng τ ~ (ua – uw) xác định từ thí nghiệm nén ba trục CD của mẫu đầm nén Cồn Lê

Giao tuyến biểu thị lượng tăng cường độ chống cắt khi lực hút dính tăng. Quy luật

tăng của cường độ chống cắt theo lực hút dính có tính phi tuyến. Tại cùng lực hút

dính, áp suất hông thực càng lớn thì cường độ chống cắt càng tăng.

3.5. Phân tích các kết quả thí nghiệm

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. Đường quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính của mẫu đất đầm nén Dương Cấm xác định được từ thí nghiệm nén ba trục CD và cắt trực tiếp

Hình 3. 35. Đường quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính của mẫu đất đầm 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

nghiệm cắt trực tiếp ta thấy kết quả thí nghiệm của hai phương pháp nén ba trục và

cắt trực tiếp có sự chênh lệch không đáng kể. Chênh lệch cường độ chống cắt trung

bình theo hai phương pháp là 2,8% đối với mỏ Dương Cấm và 3,6% đối với mỏ Cồn

Lê. Điều này có thể được giải thích bởi do yếu tố khách quan t ừ quá trình vận

hành, trong thí nghiệm cắt trực tiếp khống chế mặt trượt là mặt phẳng giữa thớt trên

và thớt dưới của hộp cắt dẫn đến mặt trượt có thể không phải là mặt yếu nhất bên trong

mẫu. Cường độ chống cắt của thí nghiệm nén ba trục có xu hướng cao hơn so với thí

nghiệm cắt trực tiếp ở các cấp hút dính thấp và có xu hướng giảm hơn khi cấp hút dính

bắt đầu lớn hơn 150 (kPa).

Kết quả so sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả (ϕ và c hiệu quả) của

các mẫu đất thí nghiệm được cho trong bảng 3.5.

Bảng 3. 5. So sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả

Các thông số cường Mỏ vật liệu Mỏ vật liệu

độ chống cắt hiệu quả Dương Cấm Cồn Lê

Phương pháp Cắt trực tiếp Ba trục (CD) Cắt trực tiếp Ba trục (CD)

ϕ' (độ)

140 13,57 13,930 14,4 13,910 14,83 13,810 15,2

c' (kPa) ϕb(độ)

0 14,23 14,21 14,13 14,12

20 14,11 13,88 Lực hút 50 13,87 12,49 dính (kPa) 100 7,63 6,85 6,11 5,45

200 6,21 6,12 4,76 4,83

Từ bảng 3.5 ta thấy kết quả cắt trực tiếp khá tương thích với kết quả thí nghiệm

nén ba trục, vì vậy trong điều kiện khó khăn về thí nghiệm ba trục ta có thể sử dụng kết

quả của phương pháp cắt cực tiếp cho kết quả nhanh chóng với độ chính xác cao.

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 được tiến hành so sánh với kết quả tính

từ công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996). Tính toán

cường độ chống cắt theo lực hút dính xác định từ phương trình của Fredlund và Xing

(1994), trong đó hệ số hiệu chỉnh k được lấy từ quan hệ giữa k và chỉ số dẻo Ip được

Fredlund và Vanapalli (2001). Sau khi tính toán được các cường độ chống cắt ứng 81

với các lực hút dính khác nhau ta rút ra được các đường quan hệ giữa cường độ chống

cắt và lực hút dính tính toán theo Fredlund và Vanapalli cho các mẫu đất thí nghiệm.

Tính toán cường độ chống cắt ứng với các lực hút dính khác nhau, vẽ được

các đường quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính tính toán.Tác giả đã vẽ các

đường quan hệ ứng với mỗi loại thí nghiệm và cho mỗi loại đất trên cùng một biểu đồ

để thấy được sự khác nhau giữa các kết quả tính theo Fredlund & Vanapalli và kết

quả tính toán của tác giả.

Hình 3.36 và 3.37 biểu diễn các đường quan hệ giữa cường độ chống cắt τ và

lực hút dính (ua – uw) của mẫu đất đầm nén khu vực công trình Dương Cấm và Cồn

Lê xác định từ thí nghiệm cắt trực tiếp cho giá trị tiệm cận với công thức thực nghiệm

được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996). Chênh lệch trung bình cường độ chống

cắt trong so sánh lần lượt là 3,56% đối với mỏ Dương Cấm và 4,4% đối với mẫu Cồn

Lê. Giá trị cường độ chống cắt tính được của tác giả cao hơn so với từ công thức thực

nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (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

thực nghiệm cho các góc ϕb và cường độ chống cắt khá phù hợp so với kết quả xác định

được từ thí nghiệm tại cùng các giá trị lực hút dính khác nhau.

Hình 3.38 dưới đây biểu diễn sự so sánh giữa kết quả cường độ chống cắt xác định

được từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) có giá trị tiệm cận với công thức

thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996) của mẫu đất đầm nén công

trình Dương Cấm. Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt trong so sánh là 2,5%.

Hình 3.39 biểu diễn sự so sánh giữa kết quả cường độ chống cắt xác định được

từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) có giá trị tiệm cận với công thức thực

nghiệm được Fredlund và Vanapalli (1996) đề xuất cho mẫu đất đầm nén công trình

Cồn Lê. Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt trong so sánh là 3,8%.

Giá trị cường độ chống cắt tính được của tác giả xác định được từ thí nghiệm nén

ba trục cố kết thoát nước (CD) cao hơn so với từ công thức thực nghiệm được đề xuất

bởi Fredlund và Vanapalli (1996).

Hình 3. 38. Đường quan hệ giữa τ và (ua – uw) của mẫu đất đầm nén Dương Cấm 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

từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) cho mẫu Dương Cấm của tác giả

cũng tiệm cận với nghiên cứu của Nguyễn Thị Ngọc Hương (2013) [11] thực hiện

cho mẫu đất ở Ninh Thuận, Việt Nam.

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

3.6. Kết luận chương 3

Vấn đề nghiên cứu sử dụng các thiết bị thí nghiệm xác định các đặc trưng cơ học

của đất không bão hòa trong điều kiện Việt Nam và ứng dụng các thông số này vào phân

tích ổn định tổng thể công trình nền đường đắp khu vực duyên hải miền Trung có ý

nghĩa thực tế. Qua quá trình và kết quả thí nghiệm đối với các mẫu đất tại hai mỏ Dương

Cấm và Cồn Lê nằm trong khu vực nghiên cứu cho thấy các ảnh hưởng khác nhau của

nước đến các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà thông qua mối quan hệ giữa lượng

nước với lực hút dính hay lực mao dẫn của đất không bão hoà. Kết quả của các thí

nghiệm cho thấy quá trình thay đổi của lượng nước với lực hút dính hay lực mao dẫn là

phi tuyến. Mặc sù có sự thay đổi các giá trị giữa các mẫu song xu thế là một đường cong

phù hợp với kết quả thí nghiệm của các tác giả đã thực hiện trong nước và thế giới.

Kết quả cắt trực tiếp với cắt cố kết thoát nước (CD) bằng thiết bị ba trục cho giá

trị tương đối gần nhau. Kiến nghị trong điều kiện khó khăn khi thực hiện với thiết bị ba

trục cho đất không bão hoà thì có thể dùng thiết bị cắt trực tiếp để thí nghiệm các thông

số chống cắt của đất không bão hoà.

Các kết quả thu được thể hiện trên đường cong SWCC cho thấy ảnh hưởng của

nước đến ửng xử của đất không bão hoà thông qua tính nén lún, cường độ chống cắt,

quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính. Các kết quả thí nghiệm này một lần nữa khẳng

định được vai trò của nước trong đất không bão hoà ảnh hưởng tới sự ổn định tổng thể

của nền đường đắp khi nó là yếu tố đầu vào của các chương trình thực hiện trong chương

4 tiếp theo.

CHƯƠNG 4. PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ

HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HOÀ ĐẾN ỔN ĐỊNH KHỐI ĐẮP NỀN ĐƯỜNG

Chương 4 tập trung phân tích ổn định tổng thể của nền đường bằng FEM, ứng dụng

kết hợp các module SEEP/W và SLOPE/W. Các số liệu đầu vào của phần mềm là kết

quả thí nghiệm được thực hiện trong Chương 3.

Phân tích ổn định cục bộ về lún cố kết và thấm của kết cấu nền đường đắp được

mô phỏng bằng mô hình số DEM – PFV. Dựa vào kết quả mô phỏng số về áp suất nước

lỗ rỗng và lún cục bộ theo thời gian để đánh giá và so sánh với kết quả lời giải của

Terzaghi; kết quả mô phỏng dòng thấm trong đất được so sánh với kết quả thực nghiệm

của một số tác giả chỉ ra được sự phù hợp của mô hình số DEM – PFV trong việc nghiên

cứu ổn định cục bộ do lún cố kết và thấm của kết cấu nền đường đắp.

4.1. Nghiên cứu ổn định tổng thể của nền đường đắp bằng mô hình phần tử

hữu hạn

4.1.1. Giới thiệu chung về công trình

Đường cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi là dự án đường cao tốc thuộc tuyến đường

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 hoạch thành phố Quảng Ngãi thuộc xã Nghĩa 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 từ Đà Nẵng đến các

tỉnh vùng duyên hải Nam Trung Bộ, giải quyết tình trạng quá tải cho Quốc lộ 1 hiện tại.

Hình 4. 1. Bản đồ đoạn cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi 85

4.1.2. Mô hình phân tích sự ổn định nền đường cao đoạn cao tốc Đà Nẵng –

Quảng Ngãi.

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 căn cứ “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

08/2013 bởi tư vấn thiết kế dự án Thiết kế kỹ thuật dự án đường cao tốc Đà Nẵng - Quảng

Ngãi The Joint Venture of NK-NE-Chodai-TEC [5].

Hình 4. 2. Hình ảnh đoạn nghiên cứu trên cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi

Vị trí nền đường nghiên cứu tại Km24+980 thuộc dự án đường cao tốc Đà Nẵng -

Quảng Ngãi. Các lớp vật liệu được giả thiết là đồng nhất và ở các trạng thái không bão

hòa/bão hòa với các đặc trưng được thống kê trong Bảng 4.1 [5].

Bảng 4. 1. Đặc trưng của nền đường sử dụng đất mỏ Dương Cấm và các lớp địa chất nền tự nhiên

Lớp đất đắp Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4

Các chỉ tiêu Dung trọng khô [kN/m3] 20 22 23 24 18,25

Lực dính đơn vị [kPa] 8 10 10 10 14,4

Góc ma sát trong [độ] 22 24 25 25 13,93

Góc ma sát trong biểu kiến [độ] 10 5 10 5 6,12

0,04 0,03 0,025 0,02 0,075

0,35 0,35 0,30 0,25 0,45

Hệ số thấm bão hòa [m/hr] Độ ẩm thể tích bão hòa [m3/m3] Hàm lượng nước dư [m3/m3] 0,04 0,05 0,05 0,05 0,05

Thông số đường cong SWCC được thực nghiệm (chương 3) từ mỏ Dương Cấm

được sử dụng cho lớp đất đắp, các lớp nền từ 1 – 4 sử dụng các đường cong SWCC ứng

với mỗi loại đất được tích hợp sẵn trong mô hình SEEP/W. Địa chất [Mặt cắt địa chất lỗ

khoan ở phụ lục III] của các lớp nền như sau:

- 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: Sét bột kết/đá phiến sét/cát bột kết màu xám vàng, xám nâu, xám đen …

phong hóa vừa đến mạnh, nứt nẻ vừa đến mạnh – Đá cấp 4 nhóm 3

Đường cong mẫu SWCC được xây dựng cho từng lớp vật liệu nền đường và lớp địa

chất, phụ thuộc độ bão hòa và hệ số thay đổi thể tích nước. Hàm thấm được xây dựng

cho từng loại đất theo đường cong hàm lượng nước căn cứ hệ số thấm bão hòa, hàm lượng

nước dư và đường cong SWCC của loại đất tương ứng [78]. Đường cong SWCC xây

dựng cho lớp sét pha cát (lớp đất đắp nền) được biểu thị trên Hình 4.3(a) trong khi hàm

thấm của lớp này được chỉ ra trên Hình 4.3(b).

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

Mô hình nền đường được sử dụng để nghiên cứu có chiều cao 23,42 m tính từ gốc

tọa độ của mô hình hay ở độ cao 6,58 m kể mặt đất, (Hình 4.4). Mực nước ngầm được

khai báo ở độ sâu 3,4 m kể từ mặt đất. Mực nước theo tần suất thiết kế 1% ở độ cao 2,77

m tính từ chân taluy nền đường. Lưới phi cấu trúc với kích thước phần tử lưới là 0,2 m

với 42010 nút và 41539 phần tử.

Hình 4. 4. Mô hình phân tích ổn định nền đường đoạn cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi, đoạn thuộc huyện Đại Lộc - Quảng Nam, lý trình KM 24+980 (khai báo mô hình nền đường đắp; các điều kiện biên mực nước ngầm, biên mực nước thiết kế và biên mưa)

4.1.2.2. Điều kiện biên

Ban đầu khi chưa có mưa, biên mực nước ngầm 1-2-3 ở độ sâu 3,4 m kể từ mặt đất

được khai báo (hay ở cao độ 13,54 m kể từ gốc tọa độ của mô hình khai báo). Dòng

thấm ổn định (gây ra bởi gradient thủy lực do chênh lệch cột áp giữa mực nước lũ thiết

kế và mực nước ngầm) được phân tích với điều kiện biên về cột nước 2,91 m (hay ở cao

độ 19,85 m tính từ gốc tọa độ của mô hình khai báo) áp dụng cho biên 8-9-10-11, trong

khi các biên còn lại là tự do 4-5-6-7-8.

Kết quả phân tích ở bước thời gian cuối cùng của dòng thẩm ổn định nêu trên được

sử dụng là điều kiện đầu vào ban đầu cho mô hình SEEP/W tiếp tục phân tích dòng thấm

không ổn định khi sự tham gia của mưa. Lúc này, các biên 1-2-3-4 là tự do, biên 8-9-

10-11 được giữ nguyên là biên mực nước thiết kế 19,85m, trong khi đó các biên 4-5-6-

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

Căn cứ kết quả phân tích cường độ mưa của “Hồ sơ thiết kế bước Thiết kế kỹ thuật,

Tập IV: Hồ sơ tính toán thủy văn” [5], số liệu thống kê lượng mưa lớn nhất thời đoạn 60

phút tại trạm Đà Nẵng trong thời gian từ năm 1986-2010 (24 năm) được sử dụng để xây

dựng đường cong IDF dự báo lượng mưa trong 60 phút tương ứng với tần suất thiết kế

1%. Kết quả sử dụng hàm phân phối chuẩn (Lognormal) dự báo lượng mưa trong thời

đoạn 60 phút ứng với tần suất thiết kế 1% áp dụng cho mô hình nghiên cứu ổn định nền

đường.

Bảng 4. 2. Các kịch bản nghiên cứu ổn định nền đường

TT Các điều kiện

1 2 Kịch bản tính toán KB1 KB2 Cường độ mưa (mm/h) 0,12 0,12

3 KB3 0,144 Phân phối đều; mưa 24h Phân phối đều và phân phối chuẩn; mưa 72h Phân phối đều và phân phối chuẩn; xét đến kịch bản BĐKH; mưa 72h

Mô hình phân bố phân phối mưa đều (Uniform) và chuẩn (Central) được áp dụng

trong khuôn khổ để nghiên cứu sự ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng cơ lý của đất

và sự ổn định của nền đường. Các kết quả phân tích thấm không ổn định theo thời gian

được tích hợp sau đó vào SLOPE/W để phân tích ổn định mái dốc theo phương pháp

cân bằng giới hạn của Bishop với điều kiện biên Entry–Exit.

Qua việc phân tích các dữ liệu thực đo tại trạm Đà Nẵng với các trận lũ lịch sử

trong các năm 2007, 2009 và 2013 tác giả nhận thấy sự phù hợp giữa các kịch bản với

mô hình mưa diễn ra trong thực tế là mô hình phân phối mưa chuẩn (Central) trong thời

đoạn dài (3 ngày, 5 ngày và 7 ngày). Phân tích nhận định các trận lũ lớn, đặc biệt lớn và

lũ lịch sử hầu hết có dạng phân bố mưa lớn tập trung giữa thời đoạn. Các trận mưa có

phân bố lệch thường là những trận mưa nhỏ. (Phụ lục VI)

4.1.2.3. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch

bản 1 – Mô hình phân phối mưa đều 24h

a. Sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng

Mô hình số bố trí 04 mặt cắt theo phương thẳng đứng để quan trắc sự thay đổi của

áp suất nước lỗ rỗng nhận được trong quá trình mô phỏng, bao gồm: mặt cắt thẳng đứng

qua tim đường đắp, các mặt cắt thẳng đứng qua vai nền đường bên trái và bên phải, mặt

cắt thẳng đứng gần chân taluy bên trái của nền đường đắp. Bốn vị trí mặt cắt này được

bố trí để xem xét sự bổ sung nước do mưa và dòng thấm ảnh hưởng như thế nào đến sự

thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng của nền đường và các lớp địa chất cấu tạo nền đường.

Kết quả mô phỏng nhận được cho thấy, tại thời điểm chưa có mưa, dòng thấm ổn

định, kết quả phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong đất là tuyến tính theo chiều cao và hoàn

toàn phù hợp với đường bão hòa. Tại đường bão hòa, lực nước lỗ rỗng bằng không (Hình

4.5 (a), (b), (c) và (d)).

Khi có sự bổ sung nước do mưa thấm vào đất, tăng cường hàm lượng nước trong

đất, kết quả làm dâng mực nước ngầm đáng kể theo thời gian. Kết cấu nền đường đắp

được liên tục bổ sung nước tạo nên dòng thấm không ổn định. Kết quả nhận được trên 89

các Hình 4.5 (a), (b), (c) và (d) tại các vị trí mặt cắt khác nhau đều cho thấy, áp suất

nước lỗ rỗng với lớp vật liệu ở dưới đường bão hòa vẫn tuân theo quy luật tuyến tính và

ổn định theo thời gian. Đối với lớp vật liệu phía trên đường bão hòa, áp suất nước lỗ

rỗng tăng dần, do nước được bổ sung liên tục vào lớp vật liệu. Với cường độ mưa không

đổi, áp suất nước lỗ rỗng tăng dần theo thời gian (Hình 4.5 (a), (b), (c) và (d)).

Ở thời điểm 0h phân bố áp suất nước lỗ rỗng là thuỷ tĩnh ở tất cả các vị trí mặt cắt

được khảo sát trong mô hình. Ban đầu khi chưa có mưa (t=0), dòng thấm có áp trong

đất là dòng ổn định được gây bởi gradient thuỷ lực. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong

đất theo chiều sâu được phân chia thành hai vùng: vùng có giá trị dương thay đổi từ 0

đến 185,055 kPa (mặt cắt qua tim đường), từ 0 đến 165,24 kPa (mặt cắt vai đường trái),

từ 0 đến 185,05 kPa (mặt cắt vai đường phải), từ 0 đến 155,55 kPa (mặt cắt chân taluy

đường trái).

Khi chưa có mưa (t=0) áp suất nước lỗ rỗng trong đất có giá trị bằng không tại các

điểm thuộc đường bảo hoà và có các độ cao được tính từ đáy lớp nền thứ 4 trên hình

4.5: 19,01m (mặt cắt tim đường), 16,98m (mặt cắt vai đường bên trái), 19,04m (mặt cắt

vai đường bên phải), 15,55m (mặt cắt chân taluy trái).

Hình 4. 5. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa. (a) Mặt cắt tim đường, (b) Mặt cắt vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 1 90

Khu vực nằm trên đường bão hoà ở tất cả các mặt cắt có áp suất nước lỗ rỗng âm

do thời điểm này t=0 nước chưa được bổ sung vào, hệ số ổn định mái dốc thời điểm này

là lớn nhất và có giá trị là 1,86 (hình 4.9).

Chẳng hạn ở cùng độ cao 10m tính từ đáy lớp thứ 4 (hình 4.5) áp suất nước lỗ rỗng

thay đổi tuỳ thuộc vào vị trí, cụ thể: 10,14 kPa (đối với mặt cắt thẳng đứng qua tim

đường), 10,27 kPa (mặt cắt vai đường bên trái), 10,14 kPa (mặt cắt vai đường bên phải),

10,32 kPa (mặt cắt chân taluy đường trái).

Nhìn chung, theo thời gian nước mưa được bổ sung vào đất dẫn đến áp suất nước

lỗ rỗng ở vùng không bão hoà tăng dần ở tất cả các mặt cắt được khảo sát trong mô hình,

cụ thể là từ -39,51 kPa về đến 0 sau 24h ở mặt cắt tim đường. Kết quả này là phù hợp

với sự giảm của hệ số ổn định như được chỉ ra trong hình 4.9.

Sự tăng áp suất nước lỗ rỗng làm cho vùng bão hoà mở rộng và vùng không bão

hoà bị thu hẹp. Điều này có thể giải thích rằng lực hút dính của đất giảm làm giảm cường

độ chống cắt của đất.

Hình 4. 6. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng của dòng thấm có áp ổn định kết hợp với mưa – kịch bản 1: (a) t = 0h; (b) t = 2h

Hình 4.6 chỉ ra phân bố áp suất nước lỗ rỗng của dòng thấm có áp ổn định kết hợp

với mưa, trong đó Hình 4.6(a) là phân bố áp suất nước lỗ rỗng của dòng thấm có áp ổn

định, Hình 4.26(b) là phân bố áp suất nước lỗ rỗng của dòng thấm không ổn định do

nước mưa được liên tục bổ sung (t = 2h). Kết quả phân bố cột phân bố áp suất nước lỗ

rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do

mưa cũng được chỉ ra trên các Hình 4.7 và 4.8.

b. Sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong đất

Mô hình số bố trí 01 mặt cắt theo phương thẳng đứng qua tim nền đường đắp để

quan trắc sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm nhận được trong quá trình mô

phỏng. Vị trí mặt cắt này được bố trí để xem xét sự bổ sung nước do mưa và dòng thấm

ảnh hưởng như thế nào đến sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong lớp vật

liệu nền đường và lớp địa chất cấu tạo nền đường.

Kết quả mô phỏng nhận được cho thấy, tại thời điểm chưa có mưa, cột nước gây

bởi dòng thấm ổn định là tuyến tính theo chiều cao và hoàn toàn phù hợp với đường bão

hòa và quy luật thủy tĩnh. Tại đường bão hòa cột áp bằng không (Hình 4.7).

Khi có sự bổ sung nước do mưa, nước mưa thấm vào đất, tăng cường hàm lượng

nước trong đất, kết quả làm dâng mực nước ngầm đáng kể theo thời gian. Kết cấu nền

đường đắp được liên tục bổ sung nước tạo nên dòng thấm không ổn định. Kết quả nhận

được trên các Hình 4.7 tại vị trí mặt cắt qua tim nền đường đắp cho thấy, áp suất nước

lỗ rỗng với lớp vật liệu ở dưới đường bão hòa vẫn tuân theo quy luật tuyến tính và ổn

định theo thời gian. Đối với lớp vật liệu phía trên đường bão hòa, áp suất nước lỗ rỗng

tăng dần, do nước được bổ sung liên tục vào lớp vật liệu. Với cường độ mưa không đổi,

áp suất nước lỗ rỗng tăng dần theo thời gian (Hình 4.7).

Hình 4. 7. Phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 1

Hình 4.8 chỉ ra trường cột nước của dòng thấm qua mô hình nền đường, trong đó

Hình 4.8(a) là trường cột nước của dòng thấm có áp ổn định, Hình 4.8(b) là trường cột

nước của dòng thấm không ổn định do nước mưa được liên tục bổ sung (t = 2h). Kết

quả phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và

bổ sung nước do mưa cũng được chỉ ra trên Hình 4.8.

Hình 4. 8. Phân bố cột nước dòng thấm bên trong kết cấu nền đường đắp – kịch bản 1: (a) t = 0h; (b) t = 2h

c. Sự thay đổi hệ số ổn định của nền đường đắp chịu tác động kết hợp của dòng

thấm và bổ sung nước do mưa

Kết quả phân tích hệ số ổn định của nền đường đắp chịu tác động kết hợp của dòng

thấm do gradient thủy lực và thấm không ổn định do mưa được biểu thị trong hình 4.9.

Kết quả trên hình 4.9 cho thấy, hệ số ổn định giảm dần theo thời gian mưa đối với tất cả

các mô hình mưa. Các mô hình mưa phân bố đều gây bất lợi đối với sự ổn định của nền

đường khi nước mưa được bổ sung liên tục trong thời gian dài. Kết quả cho thấy, trong

cùng thời gian mưa, hệ số ổn định càng lớn khi cường độ mưa càng nhỏ. Theo thời gian

với một mô hình mưa, hệ số ổn định giảm nhanh hơn khi cường độ mưa càng lớn. Mô

hình cường độ mưa giảm dần có ảnh hưởng tốt nhất đến hệ số ổn định mái dốc, trong

khi cường độ mưa tăng dần ảnh hưởng bất lợi nhất đến hệ số ổn định nền đường đắp,

tiếp đến là cường độ mưa phân bố đều. Các mô hình mưa phân bố đều và mưa giảm dần

có thể áp dụng trong trường hợp mưa ngắn nhưng có cường độ mưa lớn.

Hình 4. 9. Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian chịu tác động kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 1

Kết quả mô phỏng số của FEM được chỉ ra trên hình 4.9 cho thấy hệ số ổn định

tổng thể của cả nền đường đắp có xu hướng giảm theo thời gian nước được bổ sung liên

tục vào kết cấu nền đường đắp do mưa.

Hệ số ổn định giảm từ k =1,86 (Thời điểm chưa có nước mưa bổ sung vào kết cấu

nền đường) cho đến k = 1,67 (Nước được bổ sung vào kết cấu nền đường đắp do mưa

liên tục trong 24h) tương đương giá trị tương đối là 10,75% so với khi chưa có mưa.

Tuy nhiên mức độ giảm của hệ số ổn định là không đều theo thời gian, cụ thể như sau:

- Hệ số ổn định giảm nhanh sau 2h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,86 đến 1,805) tương

đương giá trị tương đối là 2,96%. Điều này được giải thích rằng, trong 2h đầu kể từ khi

có mưa, áp suất nước lỗ rỗng tăng nhanh so với khoảng thời gian còn lại như được chỉ

ra trong hình 4.5 và 4.6, lực hút dính giảm kéo theo cường độ kháng cắt của đất giảm và

giảm hệ số ổn định.

- Kể từ thời điểm giờ thứ 4 đến hết 24h, hệ số ổn định biến thiên giảm dần từ 1,77

đến 1,66, giá trị trung là 0,83% trong 22h. Điều này được giải thích là trong khoảng thời

gian này, áp suất nước lỗ rỗng có tăng nhưng tốc độ tăng nhỏ hơn so với tốc độ tăng của

áp suất nước lỗ rỗng trong 2h đầu.

Như vậy, các kết quả cho thấy hệ số ổn định tổng thể của nền đường đắp giảm dần

theo thời gian mưa. Xu hướng giảm của hệ số ổn định tổng thể nhanh trong 2h đầu và

xu hướng này giảm dần theo thời gian cho đến 24h.

d. Sự thay đổi hệ số thấm của đất và lực hút dính

Kết quả phân tích hệ số thấm của đất phụ thuộc lực hút dính được chỉ ra trên hình

4.10 cho thấy khi lực hút dính tăng, hệ số thấm giảm. Xu hướng này xuất hiện ở cả vật

liệu cấu tạo nền đường và các lớp vật liệu địa chất cấu tạo nền đường. Với các vật liệu

nền đường khác nhau, sự giảm của hệ số thấm theo lực hút dính cũng khác nhau cụ thể:

(i) đối với vật liệu đắp nền đường, hệ số thấm giảm từ 0,04 mm/h đến 0,004mm/h ứng

với lực hút dính tăng từ 0,05 kPa đến 8 kPa; (ii) đối với vật liệu nền đường, hệ số thấm

giảm từ 0,0027 mm/h đến 0,0006 mm/h ứng với lực hút dính tăng từ 0,04 kPa đến 40

kPa. Với cùng một cấp lực hút dính, hệ số thấm phụ thuộc vào loại vật liệu cấu tạo nền

đường. Lực hút dính là tham số ảnh hưởng trực tiếp đến ứng suất cắt.

Hình 4. 10. Sự thay đổi của hệ số thấm phụ thuộc lực hút dính – kịch bản 1

4.1.2.4. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch

bản 2 – mô hình phân phối mưa đều và mô hình phân phối mưa chuẩn với cường độ

mưa 0,12m/h trong 72h

a. Sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng

Nhìn chung, các quy luật phân bố áp suất nước lỗ rỗng tương tự như kịch bản số

một. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong đất theo chiều sâu được phân chia thành hai

vùng: vùng có giá trị dương thay đổi từ 0 đến 185,03 kPa (đối với mặt cắt thẳng đứng

qua tim đường), từ 0 đến 165,31 kPa (mặt cắt vai đường bên trái), từ 0 đến 185,09 kPa

(mặt cắt vai đường bên phải), từ 0 đến 155,69 kPa (mặt cắt chân taluy đường trái) đối

với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.11). Vùng có giá trị dương thay đổi từ 0 đến

185,07 kPa (đối với mặt cắt thẳng đứng qua tim đường), từ 0 đến 165,24 kPa (mặt cắt 95

vai đường bên trái), từ 0 đến 185,08 kPa (mặt cắt vai đường bên phải), từ 0 đến 155,67

kPa (mặt cắt chân taluy đường trái) đối với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.12);

Khi chưa có mưa (t=0) áp suất nước lỗ rỗng trong đất có giá trị bằng không tại các

điểm thuộc đường bảo hoà và có các độ cao được tính từ đáy lớp nền thứ 4 (hình 4.11):

19,00m (mặt cắt tim đường), 16,98m (mặt cắt vai đường bên trái), 19,01m (mặt cắt vai

đường bên phải), 15,95m (mặt cắt chân taluy trái) đối với mô hình phân phối mưa đều.

Từ đáy lớp nền thứ 4 hình (4.12): 19,01m (mặt cắt tim đường), 16,99m (mặt cắt vai

đường bên trái), 19,01m (mặt cắt vai đường bên phải), 15,96m (mặt cắt chân taluy trái)

đối với mô hình phân phối mưa chuẩn.

Khu vực nằm trên đường bão hoà ở tất cả các mặt cắt có áp suất nước lỗ rỗng âm,

hệ số ổn định mái dốc thời điểm này là lớn nhất và có giá trị là 1,758 đối với mô hình

phân phối mưa đều (hình 4.14a) và 1,8 với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.14b).

Hình 4. 11. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa:(a)Tim đường, (b) Vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 2 cho mô hình phân phối mưa đều

Hình 4. 12. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa.(a) Tim đường, (b)Vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 2 cho mô hình phân phối mưa chuẩn

b. Sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong đất

Mô hình số bố trí 01 mặt cắt theo phương thẳng đứng qua tim nền đường đắp để

quan trắc sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong quá trình mô phỏng.

Kết quả mô phỏng nhận được cho thấy, tại thời điểm chưa có mưa, cột nước gây

bởi dòng thấm ổn định là tuyến tính theo chiều cao và hoàn toàn phù hợp với đường

bão hòa và quy luật thủy tĩnh. Tại đường bão hòa cột áp bằng không tại chiều cao

18,01m đối với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.13a) và 18,00m đối với mô hình

phân phối mưa chuẩn (hình 4.13b), áp suất nước lỗ rỗng với lớp vật liệu ở dưới đường

bão hòa vẫn tuân theo quy luật tuyến tính và ổn định theo thời gian.

Hình 4. 13. Phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 2: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa chuẩn

c. Sự thay đổi hệ số ổn định của nền đường đắp chịu tác động kết hợp của dòng

thấm và bổ sung nước do mưa

Hình 4. 14. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian chịu tác động kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 2: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa chuẩn

Kết quả mô phỏng số của FEM được chỉ ra trên hình 4.14 cho thấy hệ số ổn định

tổng thể của cả nền đường đắp có xu hướng giảm theo thời gian nước được bổ sung liên

tục vào kết cấu nền đường đắp do mưa.

Đối với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.14a), hệ số ổn định giảm từ k =1,758

cho đến k = 1,127 tương đương giá trị tương đối là 35,88% so với khi chưa có mưa.

Mức độ giảm của hệ số ổn định là không đều theo thời gian, cụ thể như sau: (i) Hệ số

ổn định giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,758 đến 1,315) tương đương giá

trị tương đối là 25,87%, (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h, hệ số ổn định biến

thiên giảm dần từ 1,311 đến 1,127, giá trị trung là 14% trong 48h, (iii) Thời điểm mái

dốc không đảm bảo an toàn ổn định, hệ số ổn định nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ thứ

22 (Hệ số ổn định là 1,299) cho đến giờ thứ 72.

Đối với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.14b), hệ số ổn định giảm từ k =1,8

cho đến k = 1,138 tương đương giá trị tương đối là 36,78% so với khi chưa có mưa.

Mức độ giảm của hệ số ổn định là không đều theo thời gian, cụ thể như sau: (i) Hệ số

ổn định giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,800 đến 1,347) tương đương giá

trị tương đối là 25,12%, (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h, hệ số ổn định biến

thiên giảm dần từ 1,311 đến 1,127, giá trị trung là 12,81% trong 48h, (iii) Thời điểm

mái dốc không đảm bảo an toàn ổn định , hệ số ổn định nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ

thứ 26 (Hệ số ổn định là 1,297) cho đến giờ thứ 72.

Nhìn chung, mô hình phân phối mưa chuẩn có hệ số ổn định giảm muộn theo thời

gian so với mô hình phân phối mưa đều. Phù hợp hơn với quy luật phân bố cường độ

mưa thực tế. So sánh độ giảm hệ số ổn định theo thời gian của hai mô hình mưa được

mô tả cụ thể trong bảng 4.2 và hình 4.15

Bảng 4. 3. Bảng so sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa kịch bản 2

0,5 5 10 15 20 21,5 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 72 0,5 5 10 15 20 25 25,5 30 35 40 45 50 55 60 65 70 72 Mô hình phân phối mưa đều Mô hình phân phối mưa chuẩn Hệ số ổn định Thời gian (hr) Hệ số ổn định Thời gian (hr) 1,800 1,758 1,691 1,564 1,524 1,429 1,407 1,359 1,347 1,315 1,305 1,303 1,278 1,301 1,269 1,246 1,239 1,221 1,215 1,200 1,195 1,183 1,179 1,169 1,166 1,158 1,154 1,147 1,145 1,138 1,138 1,130 1,138 1,127

Như vậy, các kết quả cho thấy hệ số ổn định tổng thể của nền đường đắp giảm dần

theo thời gian mưa. Xu hướng giảm của hệ số ổn định tổng thể nhanh trong 20h đầu và

xu hướng này giảm dần theo thời gian cho đến 72h. Hệ số ổn định tổng thể của mô hình

phân phối mưa chuẩn có xu hướng giảm muộn theo thời gian và phù hợp thực tế hơn so

với mô hình phân phối mưa đều.

Hình 4. 15. So sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa của kịch bản 2

4.1.2.5. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch

bản 3 – mô hình phân phối mưa đều và mô hình phân phối mưa chuẩn với cường độ

mưa 0,144m/h trong 72h

a. Sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng

Kịch bản thứ ba là kịch bản có xét đến biến đổi khí hậu tại khu vực duyên hải miền

Trung. Các quy luật phân bố áp suất nước lỗ rỗng tương tự như kịch bản số một và hai.

Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong đất theo chiều sâu được phân chia thành hai vùng:

vùng có giá trị dương thay đổi từ 0 đến 185,04 kPa (mặt cắt thẳng đứng qua tim đường),

từ 0 đến 165,24 kPa (mặt cắt vai đường bên trái), từ 0 đến 185,05 kPa (mặt cắt vai đường

bên phải), từ 0 đến 155,55 kPa (mặt cắt chân taluy trái) đối với mô hình phân phối mưa

đều (hình 4.16). Vùng có giá trị dương thay đổi từ 0 đến 185,05 kPa (đối với mặt cắt

thẳng đứng qua tim đường), từ 0 đến 165,30 kPa (mặt cắt vai đường bên trái), từ 0 đến

185,09 kPa (mặt cắt vai đường bên phải), từ 0 đến 155,67 kPa (mặt cắt chân taluy trái)

đối với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.17);

Khi chưa có mưa (t=0) áp suất nước lỗ rỗng trong đất có giá trị bằng không tại các

điểm thuộc đường bảo hoà và có các độ cao được tính từ đáy lớp nền thứ 4 (hình 4.16):

19,01m (mặt cắt tim đường), 16,98m (mặt cắt vai đường bên trái), 19,01m (mặt cắt vai

100

đường bên phải), 15,95m (mặt cắt chân taluy trái) đối với mô hình phân phối mưa đều.

Từ đáy lớp nền thứ 4 hình (4.17): 19,03m (mặt cắt tim đường), 16,97m (mặt cắt vai

đường bên trái), 19,01m (mặt cắt vai đường bên phải), 15,95m (mặt cắt chân taluy trái)

đối với mô hình phân phối mưa chuẩn.

101

Hình 4. 16. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa. (a) Mặt cắt tim đường, (b) Vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 3 cho mô hình phân phối mưa đều

Hình 4. 17. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa. (a) Tim đường, (b) Vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 3 mô hình phân phối mưa chuẩn

Khu vực nằm trên đường bão hoà ở tất cả các mặt cắt có áp suất nước lỗ rỗng âm,

hệ số ổn định mái dốc thời điểm này là lớn nhất và có giá trị là 1,749 đối với mô hình

phân phối mưa đều và 1,799 đối với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.19).

b. Sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong đất

Mô hình số bố trí 01 mặt cắt theo phương thẳng đứng qua tim nền đường đắp để

quan trắc sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong quá trình mô phỏng.

Kết quả mô phỏng nhận được cho thấy, tại thời điểm chưa có mưa, cột nước gây

bởi dòng thấm ổn định là tuyến tính theo chiều cao và hoàn toàn phù hợp với đường bão

hòa và quy luật thủy tĩnh. Tại đường bão hòa cột áp bằng không tại chiều cao 18,01m

đối với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.18a) và 18,00m đối với mô hình phân phối

mưa chuẩn (hình 4.18b), áp suất nước lỗ rỗng với lớp vật liệu ở dưới đường bão hòa vẫn

102

tuân theo quy luật tuyến tính và ổn định theo thời gian.

Hình 4. 18. Phân bố cột nước trong kết cấu nền đường đắp khi có sự kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa – kịch bản 3: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa chuẩn

c. Sự thay đổi hệ số ổn định của nền đường đắp chịu tác động kết hợp của dòng

thấm và bổ sung nước do mưa

Hình 4. 19. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian chịu tác động kết hợp của dòng thấm và bổ sung nước mưa – kịch bản 3:(a) phân phối mưa đều,(b) phân phối mưa chuẩn

Kết quả mô phỏng số của FEM được chỉ ra trên hình 4.19 cho thấy hệ số ổn định

tổng thể của cả nền đường đắp có xu hướng giảm theo thời gian nước được bổ sung liên

tục vào kết cấu nền đường đắp do mưa.

Đối với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.19a), hệ số ổn định giảm từ k =1,749

cho đến k = 1,127 tương đương giá trị tương đối là 35,57% so với khi chưa có mưa.

Mức độ giảm của hệ số ổn định là không đều theo thời gian, cụ thể như sau: (i) Hệ số

ổn định giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,758 đến 1,315) tương đương giá

trị tương đối là 24,93%, (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h, hệ số ổn định biến

thiên giảm dần từ 1,305 đến 1,127, giá trị trung là 113,63% trong 48h, (iii) Thời điểm 103

mái dốc không đảm bảo an toàn ổn định , hệ số ổn định nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ

thứ 22 (Hệ số ổn định là 1,298) cho đến giờ thứ 72.

Đối với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.19b), hệ số ổn định giảm từ k =1,799

cho đến k = 1,134 tương đương giá trị tương đối là 36,96% so với khi chưa có mưa.

Mức độ giảm của hệ số ổn định là không đều theo thời gian, cụ thể như sau: (i) Hệ số

ổn định giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,799 đến 1,340) tương đương giá

trị tương đối là 25,54%, (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h, hệ số ổn định biến

thiên giảm dần từ 1,331 đến 1,134, giá trị trung bình là 14,79% trong 48h, (iii) Thời

điểm mái dốc không đảm bảo an toàn ổn định , hệ số ổn định nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm

từ giờ thứ 25 (Hệ số ổn định là 1,299) cho đến giờ thứ 72.

Nhìn chung, mô hình phân phối mưa chuẩn có hệ số ổn định giảm muộn theo thời

gian so với mô hình phân phối mưa đều. Phù hợp hơn với quy luật phân bố cường độ

mưa thực tế. So sánh độ giảm hệ số ổn định theo thời gian của hai mô hình mưa được

mô tả cụ thể trong bảng 4.3 và hình 4.20

Bảng 4. 4. Bảng so sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa kịch bản 3

Mô hình phân phối mưa đều Mô hình phân phối mưa chuẩn Thời gian (hr) Hệ số ổn định Thời gian (hr) Hệ số ổn định

0,5 5 10 15 20 21,5 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 72 0,5 5 10 15 20 24,5 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 72 1,749 1,556 1,425 1,357 1,313 1,302 1,276 1,245 1,220 1,199 1,183 1,169 1,157 1,147 1,138 1,130 1,127 1,799 1,665 1,501 1,395 1,340 1,303 1,299 1,264 1,235 1,212 1,193 1,177 1,164 1,153 1,143 1,135 1,134

Như vậy, các kết quả cho thấy hệ số ổn định tổng thể của nền đường đắp giảm dần

104

theo thời gian mưa. Xu hướng giảm của hệ số ổn định tổng thể nhanh trong 20h đầu và

xu hướng này giảm dần theo thời gian cho đến 72h. Hệ số ổn định tổng thể của mô hình

phân phối mưa chuẩn có xu hướng giảm muộn theo thời gian và phù hợp thực tế hơn so

với mô hình phân phối mưa đều.

Hình 4. 20. So sánh hệ số ổn định hai mô hình mưa của kịch bản 3

4.1.2.6. So sánh kết quả của các kịch bản

Với kịch bản thứ nhất, mái dốc vẫn làm việc ổn định trong 24h với hệ số ổn định

từ 1,86 – 1,67, lớn hơn 1,3 đáp ứng yêu cầu của hệ số ổn định tiêu chuẩn đối với đường

cao tốc theo TCVN 13346:2021 (2021) [17].

Với kịch bản hai và ba, mưa liên tục với thời gian 72h, cả hai mô hình phân phối

mưa đều và phân phối mưa chuẩn đều cho kết quả tiệm cận nhau. Mái dốc vẫn làm việc

ổn định trong khoảng thời gian 24h đầu tiên và không đảm bảo an toàn ổn định trong

48h tiếp theo. Tuy nhiên với mô hình phân phối mưa chuẩn, hệ số ổn định giảm chậm

hơn so với mô hình phân phối mưa đều và phù hợp hơn với điều kiện mưa thực tế.

Với mô hình phân phối mưa chuẩn/kịch bản ba (có kết hợp với biến đổi khí hậu)

cho ta hệ số ổn định thấp hơn so với kịch bản thứ hai. Cả hai kịch bản đều có quy luật

tương đồng với nhau, hệ số ổn định giảm nhanh sau 20h đầu khi nước mưa được liên

tục bổ sung vào kết cấu khối đất đắp và nền đường tự nhiên bên dưới, làm giảm lực hút

dính của đất dẫn đến mái dốc bị không đảm bảo an toàn ổn định nhanh chóng. Trong

những giờ tiếp theo cho đến 72h, khi nước mưa tiếp tục ngấm xuống nền đường một

phần và một phần tạo thành dòng chảy tràn trên bề mặt mái dốc, hệ số ổn định giảm

105

tương đối ít hơn so với giai đoạn 20h đầu.

Hình 4. 21. So sánh hệ số ổn định mô hình mưa phân phối chuẩn cho kịch bản 2 và 3

4.2. Nghiên cứu ổn định cục bộ của nền đường đắp bằng mô hình phần tử

rời rạc

Kết quả phân tích ổn định tổng thể của nền đường bằng mô phỏng số của FEM

được chỉ ra trên hình 4.9, 4.14 và 4.19 cho thấy hệ số ổn định tổng thể của cả nền đường

đắp có xu hướng giảm theo thời gian nước được bổ sung liên tục vào kết cấu nền đường

đắp do mưa. Nhìn chung hệ số ổn định tổng thể của kịch bản thứ nhất thoả mãn điều

kiện yêu cầu chung để đánh giá khả năng ổn định của mái dốc nền đường, tuy nhiên mái

dốc nền đường bị không đảm bảo an toàn ổn định tổng thể sau 25h đối với kịch bản thứ

hai và sau 24h đối với kịch bản thứ ba áp dụng cho mô hình phân phối mưa chuẩn. Trong

đó yêu cầu đối với hệ số ổn định tiêu chuẩn ktc = 1,3 đối với đường cao tốc [17].

Kết quả phân tích của FEM mới chỉ ra được sự ổn định tổng thể của kết cấu nền

đường đắp mà chưa cho thấy rõ được sự ổn định của từng vị trí cục bộ. Để giải quyết

vấn đề này, mô hình DEM-PFV được ứng dụng vào mô phỏng lún cố kết cục bộ và thấm

khu vực bão hoà.

4.2.1. Mô phỏng lún cố kết cục bộ khu vực bão hòa bằng mô hình số kết hợp

DEM–PFV

Mô phỏng số DEM-PFV với dòng chảy trong môi trường rỗng thu hút sự quan tâm

của cộng đồng khoa học liên quan đến các vấn đề về dòng thấm [131], xói ngầm [130],

và lún cố kết [40] [46], …. Các mô hình kết hợp cơthủy được phát triển chủ yếu khác

106

nhau ở kỹ thuật mô phỏng đối với pha lỏng, và có thể chia thành ba nhóm sau: (i) Mô

phỏng vi mô dựa trên sự rời rạc của không gian rỗng bằng phương pháp FEM [39] hoặc

LatticeBoltzmann (LB) [103], (ii) Mô hình liên tục của dòng chảy và tương tác

rắnlỏng trên cơ sở áp dụng định luật Darcy [46] [130], (iii) Mô hình mạng lưới lỗ rỗng

dự báo thấm và áp dụng với dòng chảy nhiều pha [39] [55].

Thủ tục mô phỏng gồm các bước: (i) tạo mẫu mô phỏng số, (ii) áp dụng các điều

kiện biên, (iii) áp dụng gradient thủy lực và tải trọng tĩnh, và (iv) đo biến dạng lún. Hình

4.22 giới thiệu các điều kiện biên về áp suất; thành bên là biên cứng không thấm nước;

biểu đồ Voronoi; và hiển thị trường áp suất nhận được khi hạt.

Hình 4. 22. Biểu đồ Voronoi và các điều kiện biên về tải trọng và áp suất [131]

Bài toán mô phỏng cho trường hợp hạt, tải trọng tương ứng với

và hệ số thấm , kết quả mô phỏng độ lún tương đối thay

đổi theo thông số thời gian nhận được từ mô phỏng so sánh với kết quả phân tích lý

thuyết lún cố kết thấm một chiều của Terzaghi được giới thiệu trên Hình 4.23 cho thấy

sự phù hợp của mô hình DEM – PFV [Các đoạn Code được trình bày trong phụ lục IV.2

và IV.3] trong mô phỏng lún cố kết, trong đó: là độ lún theo thời gian, là độ lún

cuối cùng, và là thông số thời gian.

107

Hình 4. 23. So sánh kết quả mô phỏng lún với lý thuyết lún cố kết thấm của Terzaghi

Hình 4.24 biểu diễn sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng phụ thuộc thông số thời

gian nhận được từ mô phỏng số. Kết quả so sánh với áp suất nước lỗ rỗng tại các điểm

theo thời gian với kết quả tính theo lý thuyết cố kết thấm của Terzaghi chỉ ra sự phù hợp

của mô hình DEM – PFV trong mô phỏng trường áp suất của dòng chảy trong môi

trường rỗng [46].

Hình 4. 24. So sánh áp suất nước lỗ rỗng giữa mô phỏng số với lý thuyết của Terzaghi

Ứng dụng của mô hình số kết hợp DEM–PFV vào nghiên cứu biến dạng lún cố kết

chịu tác dụng của tải trọng tĩnh đã được giới thiệu. Biến dạng lún tương đối và áp suất

nước lỗ rỗng trong quá trình cố kết cũng được nghiên cứu.

Dự báo của mô hình số kết hợp DEM–PFV cho thấy sự phù hợp tốt với kết quả lý

thuyết cố kết thấm của Terzaghi như được chỉ ra trong hình 4.23.

4.2.2. Mô phỏng dòng thấm cục bộ khu vực bão hòa bằng mô hình số kết hợp

DEM–PFV

Trình tự mô phỏng bao gồm các bước: (i) tạo mẫu mô phỏng số, (ii) áp dụng các

điều kiện biên, (iii) áp dụng gradient thủy lực, và (iv) đo dòng thấm. Hình 4.25(a) giới

thiệu các điều kiện biên về áp suất, thành bên là biên cứng không thấm nước. Hình

4.25(b) hiển thị trường áp suất nhận được khi hạt.

(a) (b)

108

Hình 4. 25. Các điều kiện biên về áp suất và trường áp suất khi hạt

Trường hợp gradient áp suất tác dụng theo phương ngang, nhìn chung đã mô phỏng

được quỹ đạo của dòng chảy và cho thấy tính hợp lý của giả thiết xấp xỉ áp suất là hằng

số trong từng khoảng của mô hình DEMPFV (Hình 4.26b). khi so sánh với kết quả của

mô hình FEM (Hình 4.26a).

(a) (b) Hình 4. 26. Trường áp suất nhận được bởi mô hình (a): FEM và (b): PFV

Kết quả so sánh: Kết quả thấm nội tại tuyệt đối nhận được từ mô phỏng so sánh

với thực nghiệm và các công thức bán thực nghiệm [Giới thiệu các công thức thực

nghiệm/bán thực nghiệm, quá trình tính, các bảng biểu và một số kết quả tính được trình

bày trong phụ lục IV.1] được giới thiệu trên Hình 4.27(a). Hệ số thấm không thứ nguyên

được chuẩn hóa thông qua thông số đặc trưng cho bán kính thủy lực được giới

thiệu trên Hình 4.27(b).

Nhìn chung, xu hướng của các đường cong mô phỏng tương đồng với nhau. Giá

trị lớn nhất của nhận được trong trường hợp hạt đều. Thấm giảm đến giá

trị nhỏ nhất khi cho tất cả các trường hợp. Nhìn chung, dạng tổng quát của các

đường cong phù hợp với sự thay đổi của độ rỗng nhưng không hoàn toàn tương tự nhau.

Cụ thể, thay đổi không lớn khi , không tương đồng với thay đổi độ rỗng,

xu hướng này phản ánh đúng cho cả mô phỏng số và tính theo các công thức thực nghiệm

109

hay bán thực nghiệm.

(a) (b) Hình 4. 27. So sánh kết quả thấm của mô phỏng/thực nghiệm/công thức, (a): thấm nội tại, (b): thấm không thứ nguyên được chuẩn hóa bởi bán kính thủy lực [12];

, với và tương ứng là khối lượng hạt mịn và hạt thô.

Về định lượng, quan hệ thực nghiệm có xu hướng dự báo thấm cao hơn giá trị thấm

đo đạc trong phòng thí nghiệm khi nhỏ. Quan hệ thực nghiệm của KozenyCarman

chưa phản ánh được quan hệ thấm và biểu thị kém nhất trong tất cả các trường

hợp và kết quả thấm cao hơn 5 lần, trong khi đó các quan hệ khác ước lượng thấm tương

đối tốt khi . Quan hệ thực nghiệm phù hợp đối với vật liệu hạt có

cấp phối đều, tuy nhiên, kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng quan hệ này không phù hợp tốt

với các trường hợp cấp phối không liên tục hoặc đồng nhất.

Dự báo của mô hình DEMPFV là thỏa mãn khi với sai số . Ước

lượng thấm kém đối với với sai số lần. Nhìn chung, sai số dự báo của

mô hình là cùng độ lớn so với thực nghiệm.

Kết quả thấm nội tại tuyệt đối nhận được từ mô phỏng so sánh với thực nghiệm và

các công thức bán thực nghiệm được giới thiệu trên Hình 4.27(a). Thấm không thứ

nguyên được chuẩn hóa bởi thông số đặc trưng cho bán kính thủy lực được giới

thiệu trên Hình 4.27(b).

Sai số giữa kết quả mô phỏng số có cùng trị số so với các quan hệ thực nghiệm của

Terzaghi và Slichter và nhỏ hơn nhiều so với giá trị nhận được từ quan hệ thực nghiệm

110

của KozenyCarman.

Bảng 4. 5. Hệ số thấm nội tại k (m2)

PFV 1,85E-09 8,89E-10 4,16E-10 2,26E-10 1,40E-10 9,39E-11 7,38E-11 6,32E-11 3,80E-11 4,02E-11 4,02E-11 4,92E-11 Kozeny-Carman Terzaghi 5,52E-09 2,59E-09 6,79E-10 1,27E-10 6,63E-11 5,82E-11 5,54E-11 8,90E-11 7,98E-11 9,24E-11 9,42E-11 1,46E-10 1,62E-08 7,37E-09 3,66E-09 2,07E-09 1,33E-09 9,12E-10 7,24E-10 6,43E-10 3,81E-10 3,99E-10 3,94E-10 4,59E-10 Schlichter 4,33E-09 2,05E-09 5,51E-10 1,06E-10 5,72E-11 5,15E-11 4,93E-11 7,61E-11 6,56E-11 7,52E-11 7,62E-11 1,16E-10 M 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,50 0,70 0,75 0,80 1,00

Quan hệ giữa giữa hệ số thấm (K) và hệ số thấm nội tại (k) được biểu diễn bởi

công thức 4.1:

(4.1)

Trong đó: K (m/s) hệ số thấm; k (m2) hệ số thấm nội tại; µ (kg/m.s) hệ số nhớt

động học của nước ở 220C; g (m/s2) gia tốc trọng trường.

Bảng 4. 6. Hệ số thấm K (m/s)

PFV 1,80E-02 8,64E-03 4,04E-03 2,19E-03 1,36E-03 9,12E-04 7,16E-04 6,14E-04 3,69E-04 3,90E-04 3,91E-04 4,77E-04 Kozeny-Carman Terzaghi 5,36E-02 2,51E-02 6,59E-03 1,23E-03 6,44E-04 5,65E-04 5,38E-04 8,64E-04 7,75E-04 8,97E-04 9,15E-04 1,42E-03 1,58E-01 7,16E-02 3,56E-02 2,01E-02 1,29E-02 8,86E-03 7,04E-03 6,24E-03 3,70E-03 3,88E-03 3,82E-03 4,46E-03 Schlichter 4,21E-02 1,99E-02 5,35E-03 1,03E-03 5,56E-04 5,00E-04 4,79E-04 7,39E-04 6,37E-04 7,30E-04 7,40E-04 1,12E-03 M 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,50 0,70 0,75 0,80 1,00

4.3. Kết luận chương 4

Kết quả phân tích ổn định tổng thể của nền đường bằng mô phỏng số của FEM có

xu hướng giảm theo thời gian khi nước được bổ sung liên tục vào kết cấu nền đường

đắp do mưa. Nhìn chung mô hình phân phối mưa chuẩn có hệ số ổn định tổng thể giảm

111

muộn theo thời gian so với mô hình phân phối mưa đều và phù hợp hơn so với điều kiện

mưa thực tế.

Kết quả phân tích của mô hình FEM cho thấy với các vật liệu hạt khác nhau, khi

lực hút dính tăng hệ số thấm giảm. Quá trình thấm kết hợp với sự bổ sung của nước do

mưa theo thời gian làm cho áp suất nước lỗ rỗng vùng không bão hoà tăng lên làm giảm

khả năng chống cắt của đất dẫn đến nguy cơ không đảm bảo an toàn ổn định tổng thể

của nền đường.

Mô hình số kết hợp DEM–PFV mà tác giả nghiên cứu ứng dụng đã phản ánh được

cấu trúc nội tại cơ học vi mô của quan hệ hạt đất, nước và không khí trong vùng đất

không bão hoà do vai trò của lực hút dính/mao dẫn đối. Đã xác định được hệ số thấm

cục bộ là một hàm của hình học không gian lỗ rỗng thực tế - một mạng lưới các lỗ rỗng

được kết nối trong đất không bão hoà phản ảnh được sự không đảm bảo an toàn ổn định

bên trong cấu trúc nền đường đắp gây ra xói mòn cục bộ. Nghiên cứu này góp phần mở

ra khả năng có hiệu quả trong việc sử dụng mô hình hoá để đánh giá ứng xử vi mô mà

112

các nghiên cứu vĩ mô về đặc trưng cơ học của đất trong mô hình FEM còn để lại.

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

I. Các kết quả đạt được của Luận án

Mục tiêu của luận án là nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng cơ

học của đất không bão hoà và phân tích sự ổn định của nền đường đắp thuộc khu vực

duyên hải miền Trung Việt Nam. Xuất phát từ cơ sở lý thuyết về các đặc trưng cơ học

của đất không bão hoà, kết hợp với điều kiện trang thiết bị có sẵn, tác giả tiến hành

thực nghiệm xác định các đặc trưng cơ học của mẫu đất không bão hoà tại khu vực

nghiên cứu để làm thông số đầu vào cho việc phân tích ổn định tổng thể công trình

nền đường đắp. Ứng dụng kết hợp các module SEEP/W (phân tích dòng thấm không

ổn định theo thời gian) với module SLOPE/W (phân tích ổn định mái dốc) cho phép

tác giả phân tích sự ổn định tổng thể của nền đường đắp tại khu vực nghiên cứu theo

thời gian. Sự ổn định lún cố kết, dòng thấm tại các vị trí cục bộ được mô phỏng bằng

mô hình DEM–PFV. Kết quả của mô hình số được phân tích, đánh giá và so sánh với

kết quả tính toán/thực nghiệm của các tác giả khác làm cơ sở cho việc xác nhận khả

năng dự báo của mô hình DEM.

Một số kết quả đạt được của luận án, cụ thể được tóm tắt như sau:

- Tổng quan được đặc điểm về địa hình, khí hậu và các tính chất cơ lý khu vực

nghiên cứu duyên hải miền Trung và các nghiên cứu trên thế giới về đất không bão hòa,

những tồn tại khó khăn của lĩnh vực nghiên cứu. Tác giả đã đề xuất được sơ đồ tiếp cận

và hướng nghiên cứu.

- Việc nghiên cứu ứng dụng cơ sở lý thuyết các phương trình xác định các đặc

trưng cơ học của đất không bão hòa, các mô hình và phần mềm ứng dụng phân tích tính

ổn định của nền đường đắp đã làm sáng tỏ quá trình tính toán.

- Kết quả thực nghiệm dựa trên hai phương pháp đã xác định được bộ thông số đầu

vào thể hiện vai trò của nước thông qua quan hệ đặc trưng cơ học như đường cong đặc

trưng đất – nước, đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính, cường độ chống

cắt phụ thuộc vào lực hút dính với 2 mỏ đất thuộc khu vực duyên hải miền Trung.

- Từ bộ thông số đầu vào, tiến hành phân tích ổn định và đánh giá được ảnh hưởng

của nước đến đặc trưng cơ học cũng như sự ổn định tổng thể của nền đường đắp tại khu

vực cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi bằng mô hình FEM.

- Mô hình hình số kết hợp DEM–PFV và thuật toán được ứng dụng vào nghiên

cứu sự ổn định lún cố kết, dòng thấm tại các vị trí cục bộ. Kết quả mô phỏng nhận 113

được từ mô hình số DEM-PFV được phân tích, đánh giá và so sánh với kết quả tính

toán/thực nghiệm của các tác giả khác đã xác nhận sự phù hợp và khả năng dự báo

của mô hình DEM để phân tích cấu trúc nội tại của sự tương tác hạt, nước và khí trong

vùng không bão hoà đến sự ổn định cục bộ của nền đường đắp.

- Kết quả cho thấy việc ứng dụng các mô hình phân tích ổn định tổng thể (FEM)

và cục bộ (DEM-PFV) sẽ giúp phân tích ổn định các giai đoạn thi công và khai thác.

II. Những đóng góp mới của luận 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 được ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất không bão

hoà thông qua việc xây dựng đường cong đặc trưng đất – nước, đường cong quan hệ

giữa hệ số thấm và lực hút dính, cường độ chống cắt phụ thuộc vào lực hút dính hay lực

mao dẫn của nước đối với 2 mỏ đất thuộc khu vực duyên hải miền Trung.

- Kết quả thí nghiệm các thông số cường độ chống cắt của đất theo sờ đồ cắt trực

tiếp và sơ đồ cắt cố kết thoát nước trên thiết bị nén ba trục, cho sự khác biệt không đáng

kể đã gợi ý ta có thể dùng phương pháp cắt trực tiếp để xác định ban đầu thông số cường

độ chống cắt của đất không bão hoà trong điều kiện hạn chế về các thiết bị thí nghiệm

tại Việt Nam.

- Nghiên cứu và ứng dụng thành công phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) để

phân tích ổn định tổng thể nền đường đắp và mô hình số kết hợp DEM–PFV để phân

tích đánh giá ổn định thấm và lún cục bộ có sử dụng kết quả của thí nghiệm.

III. Kiến nghị

- Bổ sung thí nghiệm nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hoà

thông qua việc xây dựng đường cong quan hệ giữa các đặc trưng cơ học với các mẫu

đất dọc tuyến tại khu vực nghiên cứu để mở rộng kết quả phân tích;

- Bổ sung kết quả quan trắc thực tế/tính toán các đặc trưng cơ học của đất để một

lần nữa khẳng định lại vai trò của FEM trong tính toán ổn định cho đất miền Trung

so sánh với kết quả phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn FEM làm cơ sở cho

việc xác nhận khả năng dự báo của mô hình FEM;

- Nghiên cứu kết nối giữa FEM và DEM–PFV cho việc mô hình hóa và mô

phỏng các bài toán liên quan đến ứng xử vĩ mô và vi mô của đất không bão hoà dưới

114

tác dụng của tải trọng và biến đổi khí hậu.

DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC 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-

2022, trang (105-107).

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

115

SEEP/W và SLOPE/W”. Tạp chí Cầu đường Việt Nam, số 7–2023, trang (15-17).

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

1. Bạch Quốc Tiến (2009) Dòng thấm trong đất không bão hoà. In: Tạp chí Khoa

học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng - 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 số ĐT 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

Thủy lợi

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

116

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 chỗ để 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

Tiếng Anh

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

20. Aitchison GD, Donald IB (1955) Some preliminary studies of unsaturated

soils: Papers for presentation to the 2nd. Australia - New Zealand Conference on Soil

Mech. and Fdn. Engng, Christchurch, 1956 (includes RP13, RP14, RP16).

21. Alonso E, Gens A, Josa A (1990) A constitutive model for partially saturated

soils. Géotechnique 40(3):405–430

22. Alonso E, Pereira J-M, Vaunat J, Olivella S (2010) A microstructurally based

effective stress for unsaturated soils. Géotechnique 60:913–925

23. Alonso E, Pereira J-M, Vaunat J, Olivella S (2010) A microstructurally based

effective stress for unsaturated soils. Géotechnique 60(12):913–925

24. ASTM D2325-68 (2000) Test Method for Capillary-Moisture Relationships

for Coarse- and Medium-Textured Soils by Porous-Plate Apparatus. doi:

10.1520/D2325-68R00

25. ASTM D2850 Standard Test Method for Unconsolidated-Undrained Triaxial

117

CompressionTest on Cohesive Soils. Accessed 20 Dec 2022

26. ASTM D3152-72 (2000) ASTM D3152 - Standard Test Method for Capillary-

Moisture Relationships for Fine-Textured Soils by Pressure-Membrane Apparatus |

Engineering360. https://standards.globalspec.com/std/826260/ASTM%20D3152.

Accessed 18 Dec 2019

27. ASTM D4767-04 Standard Test Method for Consolidated Undrained Triaxial

Compression Test for Cohesive Soils. Accessed 15 Dec 2022

28. ASTM D6836-02 Standard Test Methods for Determination of the Soil Water

Characteristic Curve for Desorption Using a Hanging Column. Pressure Extractor,

Chilled Mirror Hygrometer, and/or Centrifuge, Annual book of ASTM Standards, West

Conshohocken, PA

29. ASTM D6836-02 (2002) Test Methods for Determination of the Soil Water

Characteristic Curve for Desorption Using Hanging Column, Pressure Extractor,

Chilled Mirror Hygrometer, or Centrifuge. doi: 10.1520/D6836-02

30. ASTM D7181 Standard Test Method for Consolidated Drained Triaxial

Compression Test for Soils. Accessed 20 Dec 2022

31. Aurenhammer F (1991) Voronoi diagrams---a survey of a fundamental

geometric data structure. ACM Comput Surv 23(3):345–405

32. Azmi M, Mohd Yusoff S, Muhd H, Hezmi M (2016) Soil Water Characteristic

Curves (SWCCs) of Mining Sand. Electronic Journal of Geotechnical Engineering

21:6987

33. Biot MA (1941) General theory of three-dimensional consolidation. Journal of

Applied Physics 12(2):155–164

34. BISHOP, A. (1960) Factors controlling the strength of partly saturated

cohesive soils. Research Conference on Shear Strength of cohesive Soils 503–532

35. Bishop AW, Alpan I, Blight GE, Donald IB (1960) Factors controlling the

shear strength of partly saturated cohesive soils. Proceedings of the Research

Conference on Shear Strength of Cohesive Soils 503–532

36. Bishop AW, Bjerrum L (1960) The principle of effective stress. Norges

Geotekniske Inst., Oslo

37. Bishop AW, Blight GE (1963) Some Aspects of Effective Stress in Saturated

and Partly Saturated Soils. Géotechnique 13(3):177–197

118

38. Bishop AWT, Donald IB (1961) Experimental study of partly saturated soil in

the triaxial apparatus.

39. Bonilla O, Rafael R (2004) Numerical Simulations of Undrained Granular

Media. Doctoral Thesis, University of Waterloo

40. Bryant S, Blunt M (1992) Prediction of relative permeability in simple porous

media. Phys Rev A 46(4):2004–2011

41. Budhu M (1966) In Reply: BEHAVIOUR THERAPY. The British Journal of

Psychiatry. doi: 10.1192/bjp.112.483.211-a

42. BURLAND JB (1965) Some Aspects of the Mechanical Behaviour of Party

Saturated Soils. Moisture Equilibria and Moisture Changes in Soils beneath Covered

Areas 270–278

43. Catalano E, Chareyre B, Barthélémy E (2014) Pore-scale modeling of fluid-

particles interaction and emerging poromechanical effects: PORE-SCALE

MODELING OF FLUID-PARTICLES INTERACTION. Int J Numer Anal Meth

Geomech 38(1):51–71

44. Chandler R, Koplik J, Lerman K, Willemsen JF (1982) Capillary displacement

and percolation in porous media. Journal of Fluid Mechanics 119:249

45. Chao Yuan (2016) Pore-scale modeling and hydromechanics of partially

saturated granular materials - Archive ouverte HAL. https://theses.hal.science/tel-

01504376/. Accessed 12 Jan 2023

46. Chareyre B, Cortis A, Catalano E, Barthélemy E (2012) Pore-Scale Modeling

of Viscous Flow and Induced Forces in Dense Sphere Packings. Transp Porous Med

92(2):473–493

47. Chareyre B, Cortis A, Catalano E, Barthélemy E (2012) Pore-Scale Modeling

of Viscous Flow and Induced Forces in Dense Sphere Packings. Transp Porous Med

92(2):473–493

48. Chowdhury RK, Beecham S (2010) Australian rainfall trends and their relation

to the southern oscillation index. Hydrological Processes 24(4):504–514

49. Cividini A, Gioda G (2004) Finite-Element Approach to the Erosion and

Transport of Fine Particles in Granular Soils. International Journal of Geomechanics

4(3):191–198

50. Cundall, P. A. and Strack ODL Cundall & Strack (1979) A discrete numerical

119

model for granular assemblies.pdf.

51. Cundall PA, Strack ODL (1979) A discrete numerical model for granular

assemblies. Géotechnique 29(1):47–65

52. Daliri F (2011) A Review of theoretical and experimental methods to measure

coefficient of permeability of unsaturated soils. Electronic Journal of Geotechnical

Engineering 16/U:1665–1677

53. Dawson A (2009) Water in road structures: Movement, drainage and effects.

doi: 10.1007/978-1-4020-8562-8

54. Di Maio FP, Di Renzo A (2005) Modelling Particle Contacts in Distinct

Element Simulations: Linear and Non-Linear Approach. Chemical Engineering

Research and Design 83(11):1287–1297

55. Di Renzo A, Di Maio FP (2004) Comparison of contact-force models for the

simulation of collisions in DEM-based granular flow codes. Chemical Engineering

Science 59(3):525–541

56. D.Y.F H, Fredlund D (1982) Increase in strength due to suction for two Hong

Kong soils.

57. Fredlund D (1979) Second Canadian Geotechnical Colloquium: Appropriate

concepts and technology for unsaturated soils. Canadian Geotechnical Journal - CAN

GEOTECH J 16:121–139

58. Fredlund D (2006) Unsaturated Soil Mechanics in Engineering Practice.

59. Fredlund, D.G., and Rahardjo H (1986) Theoretical context for understanding

unsaturated residual soil behaviour. International Journal of Rock Mechanics and

Mining Sciences & Geomechanics Abstracts 23(1):A8

60. Fredlund D, Krahn J (2011) Comparison of slope stability methods. Canadian

Geotechnical Journal 14:429–439

61. Fredlund DG, Morgenstern NR (1976) Constitutive Relations for Volume

Change in Unsaturated Soils. Canadian Geotechnical Journal 13(3):261–276

62. Fredlund DG, Morgenstern NR (1977) Stress State Variables for Unsaturated

Soils. Journal of the Geotechnical Engineering Division 103(5):447–466

63. Fredlund D, Morgenstern N, Widger R (1978) The Shear Strength of

Unsaturated Soils. Canadian Geotechnical Journal 15:313–321

64. Fredlund DG, Morgenstern NR, Widger RA (1978) The shear strength of

120

unsaturated soils. Canadian Geotechnical Journal 15(3):313–321

65. Fredlund DG, Pham HQ (2006) A Volume-Mass Constitutive Model for

Unsaturated Soils in Terms of Two Independent Stress State Variables. doi:

10.1061/40802(189)4

66. Fredlund DG, Rahardjo H (1993) An overview of unsaturated soil behavior.

Proceeding of ASCE Convention, Dallas, Geotechnical Special Publication 39:1–31

67. Fredlund DG, Rahardjo H (1993) An overview of unsaturated soil behavior.

ASCE Specialty Series on Unsaturated Soil Properties 31

68. Fredlund DG, Rahardjo H, Fredlund MD (2012) Theory to Practice of

Unsaturated Soil Mechanics. Unsaturated Soil Mechanics in Engineering Practice 1–28

69. Fredlund DG, Rahardjo H, Fredlund MD (2012) Unsaturated Soil Mechanics

in Engineering Practice, 1st edition. Wiley-Interscience, Hoboken, N.J

70. Fredlund DG, Rahardjo H, Gan JKM (1987) Non-linearity of strength envelope

for unsaturated soils.pdf.

71. Fredlund DG, Rahardjo H, Gan J (1987) Non-linearity of strength envelope for

unsaturated soils. Proceedings of the Sixth International Conference on Expansive Soils,

New Delhi, India, December 1-3 01:49–54

72. Fredlund DG, Xing A (1994) Equations for the soil-water characteristic curve.

31:12

73. Fredlund DG, Xing A, Huang S (1994) Predicting the permeability function

for unsaturated soils using the soil-water characteristic curve. Can Geotech J 31(4):533–

546

74. Gan JKM, Fredlund DG, Rahardjo H (1988) Determination of the shear

strength parameters of an unsaturated soil using the direct shear test. Canadian

Geotechnical Journal 25(3):500–510

75. Gan J, Fredlund D, Rahardjo H (1988) Determination of the shear strength

parameters of an unsaturated soil using the direct shear test. Canadian Geotechnical

Journal 25(3):500–510

76. Gao Y, Sun D, Zhou A, Li J (2020) Predicting Shear Strength of Unsaturated

Soils over Wide Suction Range. International Journal of Geomechanics 20(2):04019175

77. Gens A (2010) Soil–environment interactions in geotechnical engineering.

Géotechnique 60(1):3–74

121

78. GEO-SLOPE International Ltd (2014) Stability Modeling with SLOPE/W

2014 Version. An Engineering Methodology, Fourth Edition

79. Gofar N (2014) Unsaturated Shear Strength of Coarse Grained and Fine

Grained Tropical Residual Soil. Proceedings of Annual Science Meeting Indonesia

geotechnical Eng Society pg 257-262

80. Guo N, Zhao J (2016) Parallel hierarchical multiscale modelling of hydro-

mechanical problems for saturated granular soils. Computer Methods in Applied

Mechanics and Engineering 305:37–61

81. Hu Z, Yang ZX, Guo N, Zhang YD (2022) Multiscale modeling of seepage-

induced suffusion and slope failure using a coupled FEM–DEM approach. Computer

Methods in Applied Mechanics and Engineering 398:115177

82. Huang S, Barbour SL, Fredlund DG (1998) Development and verification of a

coefficient of permeability function for a deformable unsaturated soil. Can Geotech J

35(3):411–425

83. Huang S, Fredlund DG, Barbour SL (1998) Measurement of the coefficient of

permeability for a deformable unsaturated soil using a triaxial permeameter. Can

Geotech J 35(3):426–432

84. Jennings JEB, Burland JB (1962) Limitations to the Use of Effective Stresses

in Partly Saturated Soils. Géotechnique 12(2):125–144

85. Jeong S, Lee K, Kim J, Kim Y (2017) Analysis of Rainfall-Induced Landslide

on Unsaturated Soil Slopes. Sustainability 9(7):1280

86. Karl Terzaghi RBP and GM Terzaghi, K. Peck R. - Soil Mechanics in

Engineering Practice.pdf.

87. Ke L, Takahashi A (2012) Strength reduction of cohesionless soil due to

internal erosion induced by one-dimensional upward seepage flow. Soils and

Foundations 52(4):698–711

88. Khalili N, Khabbaz MH (1998) A unique relationship for χ for the

determination of the shear strength of unsaturated soils. Géotechnique 48(5):681–687

89. Khalili N, Khabbaz H (2002) A unique relationship for χ for the determination

of the shear strength of unsaturated soils. Géotechnique 52:76–77

90. Khalili N, Loret B (2001) An elasto-plastic model for non-isothermal analysis

of flow and deformation in unsaturated porous media: formulation. International Journal

122

of Solids and Structures 38(46–47):8305–8330

91. Khalili N., Geiser F., Blight G. E. (2004) Effective Stress in Unsaturated Soils:

Review with New Evidence. International Journal of Geomechanics 4(2):115–126

92. Kim J, Tchelepi HA, Juanes R (2011) Stability and convergence of sequential

methods for coupled flow and geomechanics: Fixed-stress and fixed-strain splits.

Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering 200(13):1591–1606

93. Kristo C, Rahardjo H, Satyanaga A (2017) Effect of variations in rainfall

intensity on slope stability in Singapore. International Soil and Water Conservation

Research 5(4):258–264

94. Labra CA, Oñate Ibáñez de Navarra E, Rojek J (2012) Advances in the

development of the discrete element method for excavation processes, 1st ed.

International Center for Numerical Methods in Engineering, Barcelona

95. Lai Z, Chen Q, Huang L (2020) Fourier series-based discrete element method

for computational mechanics of irregular-shaped particles. Computer Methods in

Applied Mechanics and Engineering 362:112873

96. Lambe, T.W. and Whitman RV Lambe_Whitman Livro_Soil_Mechanics.pdf.

97. Leong EC, Rahardjo H (1997) Review of Soil-Water Characteristic Curve

Equations. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 123(12):1106–1117

98. Leong EC, Rahardjo H (1997) Permeability Functions for Unsaturated Soils.

Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 123(12):1118–1126

99. Leong EC, Rahardjo H (1997) Review of Soil-Water Characteristic Curve

Equations. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 123(12):1106–1117

100. Li X, Zhang S, Duan Q (2020) Effective hydro-mechanical material

properties and constitutive behaviors of meso-structured RVE of saturated granular

media. Computers and Geotechnics 127:103774

101. Loret B, Khalili N (2000) A three-phase model for unsaturated soils.

International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics

24(11):893–927

102. Lu N, Likos WJ (2008) Unsaturated Soil Mechanics, 1 edition. Wiley

103. Ma J, Wu K, Jiang Z, Couples GD (2010) SHIFT: An implementation for

lattice Boltzmann simulation in low-porosity porous media. Phys Rev E 81(5):056702

104. Mašín D (2009) Predicting the dependency of degree of saturation on void

123

ratio and suction using effective stress principle for unsaturated soils. International

Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics 34:73–90

105. Matyas EL, Radhakrishna HS (1968) Volume Change Characteristics of

Partially Saturated Soils. Géotechnique 18(4):432–448

106. Nuth M, Laloui L (2008) Effective stress concept in unsaturated soils:

Clarification and validation of a unified framework. International Journal for Numerical

and Analytical Methods in Geomechanics 32(7):771–801

107. Oda M (1972) Initial Fabrics and their Relations to Mechanical Properties of

Granular Material. Soils and Foundations 12(1):17–36

108. Oh WT, Vanapalli SK (2010) Influence of rain infiltration on the stability of

compacted soil slopes. Computers and Geotechnics 37(5):649–657

109. Princen HM Capillary Phenomena in Assemblies of Parallel Cylinders. 13

110. Queiroz R Manual of Soil Laboratory Testing Vol.1 K. H. Head.

111. Rahardjo H, Ong T, Rezaur R, Leong E (2007) Factors Controlling Instability

of Homogeneous Soil Slopes under Rainfall. Journal of Geotechnical and

Geoenvironmental Engineering - J GEOTECH GEOENVIRON ENG. doi:

10.1061/(ASCE)1090-0241(2007)133:12(1532)

112. Rahardjo H, Satyanaga A, Leong EC (2012) Unsaturated soil mechanics for

slope stabilization. Geotechnical Engineering 43(1):48–58

113. Rahimi A, Rahardjo H, Leong E-C (2011) Effect of Antecedent Rainfall

Patterns on Rainfall-Induced Slope Failure. Journal of Geotechnical and

Geoenvironmental Engineering 137(5):483–491

114. Rahimi M, Shafieezadeh A (2020) Coupled backward erosion piping and

slope instability performance model for levees. Transportation Geotechnics 24:100394

115. Sagitaningrum FH, Bahsan E (2017) Parametric study on the effect of rainfall

pattern to slope stability. MATEC Web Conf 101:05005

116. Schnellmann R, Rahardjo H, R. Schneider H Controlling parameter for

unsaturated soil property functions: validated on the unsaturated shear strength.

Accessed 1 Feb 2023

117. Scholtès L, Hicher P-Y, Sibille L (2010) Multiscale approaches to describe

mechanical responses induced by particle removal in granular materials. Comptes

Rendus Mécanique 338(10):627–638

124

118. Schrefler BA (1984) The finite element method in soil consolidation. Ph.D.,

University College of Swansea

119. Schrefler B, Bolzon G, Zienkiewicz O (1996) Elasto-plastic constitutive laws

generalised to partially saturated states. Geotechnique 46:279–289

120. Shen P, Zhang LM, Chen HX, Gao L (2017) Role of vegetation restoration in

mitigating hillslope erosion and debris flows. Engineering Geology 216:122–133

121. Sheng D Constitutive modelling of unsaturated soils: Discussion of

fundamental principles. 22

constitutive modelling to numerical algorithms. Computers and Geotechnics 35(6):810–824

122. Sheng D, Gens A, Fredlund DG, Sloan SW (2008) Unsaturated soils: From

constitutive modelling to numerical algorithms. Computers and Geotechnics 35:810–824

123. Sheng D, Gens A, Fredlund D, Sloan S (2008) Unsaturated soils: From

124. Sibille L, Lominé F, Poullain P, Sail Y, Marot D (2015) Internal erosion in

granular media: direct numerical simulations and energy interpretation. Hydrological

Processes 29(9):2149–2163

125. Sillers WS, Fredlund DG, Zakerzadeh N (2001) Mathematical attributes of

some soil—water characteristic curve models. In: Toll DG (ed) Unsaturated Soil

Concepts and Their Application in Geotechnical Practice. Springer Netherlands,

Dordrecht, pp 243–283

126. Taha H, Nguyen N-S, Marot D, Hijazi A, Abou-Saleh K (2022) A DEM study

of the effect of the loss of fine particles on the mechanical behavior of gap-graded soils.

Geomechanics for Energy and the Environment 31:100305

127. Take W, Bolton M, Wong P, Yeung F (2004) Evaluation of landslide

triggering mechanisms in model fill slopes. Landslides 1:173–184

128. Tarantino A (2011) Unsaturated soils: Compacted versus reconstituted states.

Unsaturated Soils - Proceedings of the 5th International Conference on Unsaturated

Soils 1:113–136

129. TERZAGHI K (1936) The shearing resistance of saturated soils and the angle

between the planes of shear. First international conference on soil Mechanics, 1936 1:54–59

130. Tong AT (2014) Modélisation micromécanique des couplages

hydromécaniques et des mécanismes d’érosion interne dans les ouvrages hydrauliques.

phdthesis, Université de Grenoble

125

131. Tong A-T, Catalano E, Chareyre B (2012) Pore-Scale Flow Simulations:

Model Predictions Compared with Experiments on Bi-Dispersed Granular Assemblies.

Oil Gas Sci Technol – Rev IFP Energies nouvelles 67(5):743–752

132. Van Genuchten M (1980) A Closed-form Equation for Predicting the

Hydraulic Conductivity of Unsaturated Soils1. Soil Science Society of America Journal.

doi: 10.2136/sssaj1980.03615995004400050002x

133. Vanapalli SK, Fredlund DG, Pufahl DE (1999) The influence of soil structure

and stress history on the soil-water characteristics of a compacted till.

GEOTECHNIQUE 49:

134. Vanapalli SK, Fredlund DG, Pufahl DE, Clifton AW (1996) Model for the

prediction of shear strength with respect to soil suction. Can Geotech J 33(3):379–392

135. Wheeler S, Sivakumar V (1995) An elasto-plastic critical state framework for

unsaturated soil. Géotechnique 45:35–53

136. Xiao M, Shwiyhat N (2012) Experimental investigation of the effects of

suffusion on physical and geomechanic characteristics of sandy soils. Geotechnical

Testing Journal. doi: 10.1520/GTJ104594

stability of Red-clay slopes. Geoenvironmental Disasters.doi:10.1186/s40677-016-0046-9

137. Xue K, Ajmera B, Tiwari B, Hu Y (2016) Effect of long duration rainstorm on

138. Zerhouni MI (1991) Rôle de la pression interstitielle négative dans le

comportement des sols: application au calcul des routes. Thèse de doctorat, École

centrale Paris

139. Zhang L, Wu F, Zhang H, Zhang L, Zhang J (2019) Influences of internal

erosion on infiltration and slope stability. Bull Eng Geol Environ 78(3):1815–1827

140. Zhou A-N, Sheng D, Sloan SW, Gens A (2012) Interpretation of unsaturated

soil behaviour in the stress–saturation space: II: Constitutive relationships and

validations. Computers and Geotechnics 43:111–123

141. Zhou A, Sheng D, Sloan S, Gens A (2012) Interpretation of unsaturated soil

behaviour in the stress - Saturation space, I: Volume change and water retention

behaviour. Computers and Geotechnics 43:178–187

142. Zhu J, Chen C, Zhao H (2019) An Approach to Assess the Stability of

Unsaturated Multilayered Coastal-Embankment Slope during Rainfall Infiltration.

126

Journal of Marine Science and Engineering 7(6):165