Tóm tắt 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

Chia sẻ: _ _ | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:27

Thêm vào BST

Báo xấu

13
lượt xem 5
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Mục tiêu nghiên cứu của 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" nhằm 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.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Tóm tắt 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 HOÀ 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 TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SỸ NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: 1. PGS.TS. Trần Đình Nghiên 2. TS. Tống Anh Tuấn HÀ NỘI – 2023
Công trình được hoàn thành tại: TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI Người hướng dẫn khoa học: 1. PGS.TS. Trần Đình Nghiên 2. TS. Tống Anh Tuấn Phản biện 1: Phản biện 2: Phản biện 3 Luận án được bảo vệ tại Hội đồng chấm Luận án tiến sĩ họp tại Trường Đại học Giao thông vận tải vào hồi ngày tháng năm 2023 Có thể tìm hiểu Luận án tại: - Thư viện Quốc gia - Trung tâm Thông tin – Thư viện, trường Đại học Giao thông Vận tải
1 MỞ ĐẦU 1. Tính cấp thiết của đề tài 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. 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), dẫn đến các tuyến đường ven sông, đặc biệt là các tuyến cao tốc qua những địa hình đắp cao đã và đang được xây dựng sẽ có nguy cơ bị ngập cục bộ gây sụt trượt mất ổn định nhiều đoạn. Hiện nay chưa có những đánh giá đúng mức về vấn đề này, cần có những thực nghiệm tìm ra đặc trưng cơ học của khu vực nghiên cứu và đánh giá ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng này, trên cơ sở kết hợp 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 trong cấu trúc hạt ở tỉ lệ vi mô. Xuất phát từ những yêu cầu thực tế về việc mở rộng hệ thống giao thông toàn quốc và ở khu vực duyên hải 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 để nghiên cứu nhằm 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 làm rõ bản chất và các ứng xử cơ học của đất không bão hòa.
2 - Xác định bộ thông số của đất tại khu vực duyên hải miền Trung gồm 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 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 vấn đề tồn tại trong nghiên cứu ổn định nền đường. 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 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 2: Cơ sở lý thuyết nghiên cứu về các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa. Chương 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa. Chương 4: Phân tích ảnh hưởng của các đặc trưng cơ học đất không bão hoà đến ổn định khối đắp nền đường . 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. Tổng quan về môi trường đất bão hòa và không bão hòa Đất bão hòa là trạng thái đất khi các lỗ rỗng bị lấp đầy nước, đất không bão hòa là khi mà nước chỉ lấp đầy một phần các lỗ rỗng cho nên sẽ có thêm sự tham gia của khí. Đất chuyển trạng thái từ bão hòa sang trạng thái không bão hòa khi xảy ra quá trình bốc hơi, ngược lại đất chuyển từ trạng thái không bão hoà sang trạng thái bão hoà trong điều kiện chịu tác động của mưa hoặc mực nước ngầm dâng cao.
3 Nước được bổ sung vào đất do mưa hoặc mất đi từ đất do bốc hơi làm thay đổi độ ẩm của đất. Nước mưa thấm vào đất làm thay đổi thể tích pha nước trong đất, làm thay đổi dòng thấm do trọng lực và thấm do chênh lệch gradient thuỷ lực, áp suất nước lỗ rỗng sẽ tăng theo chiều dương, từ đó làm giảm cường độ chống cắt của đất và kết quả dẫn đến nguy cơ mất ổn định mái dốc nền đường. 1.2. Tổng quan vấn đề về đặc trưng cơ học của đất không bão hòa Đất không bão hòa khác biệt cơ bản về các đặc trưng cơ học so với đất bão hòa. Lực hút dính, 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. 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 Với điều kiện biến đổi bất thường của khí hậu, với đặc trưng khác biệt về địa hình của Miền Trung, 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 làm giảm hệ số ổn định của mái dốc nền đường dẫn đến nguy cơ mất ổn định. 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 Các phương trình biểu diễn thay đổi thể tích, cường độ chống cắt và thấm của đất không bão hoà ngày càng được quan tâm nghiên cứu. Các nghiên cứu thực nghiệm về đất không bão hòa nhằm xây dựng quan hệ giữa độ ẩm với lực hút dính đối với các lớp đất không bão hòa ở bề mặt (Thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích). Đã có những nghiên cứu 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 nền đất đắp. 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 từ những vị trí cục bộ này phần lớn vẫn chưa được giải quyết. 1.4.2. Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa ở
4 Việt Nam Nghiên cứu về cơ học đất không bão hoà được công bố như (PQ Hưng (2012) [12], NTN Hương (2013) [9], PH Dũng (2020) [11]). 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. 1.5. Vấn đề tồn tại của các nghiên cứu trên thế giới và Việt Nam Vẫn chưa có những đánh giá đúng mức ở vị trí cục bộ hay kết hợp nhiều mô hình nhằm mô tả được bản chất cơ học xảy ra trong quá trình môi trường đất không bão hòa. Đề tài tiến hành phân tích những khó khăn của nghiên cứu đất không bão hòa, trên cơ sở kết hợp giữa thực nghiệm và phân tích hai mô hình số là DEM-PFV để mô tả bản chất cơ học tại các vị trí cục bộ và phân tích ổn định tổng thể của cả nền đường đắp bằng phương pháp số FEM. CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT NGHIÊN CỨU VỀ CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA 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 và đường cong đặc trưng đất nước Đường cong biểu diễn sự phụ thuộc của sức hút dính vào độ ẩm gọi là đường cong đặc trưng đất – nước. Khi sức hút dính thay đổi sẽ ảnh hưởng đến sự thay đổi của dòng thấm trong môi trường rỗng. Hình dạng của các đường cong đặc trưng đất – nước, các tham số của đất được kiểm soát bởi sự phân bố kích thước hạt và loại đất. Giá trị không khí đi vào tăng lên khi các hạt đất mịn hơn, tăng theo độ dẻo của đất. Độ dốc của vùng chuyển tiếp dốc hơn đối với vật liệu thô do đó lực hút dính còn lại thấp hơn so với đất hạt mịn. 2.1.2. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa Fredlund (1978) kiến nghị phương trình cường độ chống cắt.  f  c   f  ua  tan     ua  uw  tan  b (2.10) 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 của nền đường.
5 2.1.3. Dòng thấm không ổn định trong đất không bão hoà 2.1.3.1. Định luật thấm Darcy cho đất không bão hoà Tổng tổn thất xác định theo phương trình Bernoulli: p v2 (2.12) ht   h  w .g 2 g e Định luật Darcy: dh (2.15) Q   K . A. dl 2.1.3.2. Cơ sở lý thuyết dòng thấm không bão hoà - mô hình SEEP/W 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)   H    H  H (2.16)  kx    ky   q  mw  w g x  x  y  y  t 2.2. Mô hình số mô phỏng đất không bão hòa-phương pháp phần tử hữu hạn Phương trình tổng quát của phương pháp phần tử hữu hạn như sau: m  m     e      e       (2.18) K d  R  K d  F i1 i i1 i Phương pháp FEM chưa cho phép hiểu rõ bản chất ứng xử cơ học của đất không bão hòa ở tỷ lệ vi mô/cục bộ. Vì vậy, đòi hỏi nghiên cứu tìm phương pháp mới nghiên cứu ứng xử cơ học của đất không bão hòa ở tỷ lệ cục bộ là điều cần thiết. 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) Mô hình thuật toán của DEMPFV được giới thiệu trong hình 2.1. 2.4. Ổn định mái dốc Hệ số ổn định mái dốc của đất không bão hòa xác định theo Bishop.    c '  n  ua  tan  '  ua  uw   w r  tan  ' Fs   s  r  (2.52)  s gzs sin  cos 2.5. Kết luận chương 2 Chương 2 đã trình bày cơ sở lý thuyết để xác định các đặc trưng cơ học của đất không bão hòa là SWCC, hệ số thấm, cường độ chống cắt. Cường độ chống cắt của đất không bão hoà trong nội dung luận án
6 được xác định từ thí nghiệm cắt cố kết thoát nước (CD). 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 mưa trong cấu trúc nền đường đắp sẽ được thực hiện ở chương 4. Hình 2. 1. Sơ đồ thuật toán của mô hình DEM – PFV CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA 3.1. Tính chất cơ bản của đất dùng trong thí nghiệm Bảng 3. 1. Tính chất cơ lý của các mẫu vật liệu đầm nén tại 2 mỏ đất Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Dương Cấm Cồn Lê Tỷ trọng GS 2,702 2,721 Giới hạn chảy WL % 38,4 41,65 Giới hạn dẻo WP % 22,8 25,68 Chỉ số dẻo IP % 15,6 15,97 Dung trọng khô lớn nhất dmax g/cm3 1,921 1,88 Độ ẩm tốt nhất Wopt % 12,9 13,37 3.2. Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước
7 3.2.1. Kết quả thí nghiệm đường cong đặc trưng đất-nước 3.2.1.1. Xác định hệ số thấm của đất từ đường cong SWCC Hệ số thấm xác định theo phương trình của Leong và Rahardjo. 3.2.1.2. So sánh kết quả đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và sức hút dính của khu vực nghiên cứu với các tác giả khác 3.3. Xác định cường độ chống cắt () của đất không bão hòa bằng thí nghiệm cắt trực tiếp 3.3.1. Chương trình thí nghiệm Bảng 3. 2. Chương trình các thí nghiệm cắt trực tiếp Ứng suất pháp Lực hút dính, (kPa) thực,(kPa) 20 50 100 200 100 DST100-20 DST100-50 DST100-100 DST100-200 200 DST200-20 DST200-50 DST200-100 DST200-200 300 DST300-20 DST300-50 DST300-100 DST300-200 3.3.2. Kết quả thí nghiệm mặt bao phá hoại 3.3.2.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm Hình 3. 1. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng 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 tăng ít nhưng  của mẫu tăng lên đáng kể, góc ϕb giảm, ϕb = ϕ’ khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào tới hạn.
8 Hình 3. 2. Quan hệ giữa cường Hình 3. 3. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng suất pháp độ chống cắt và lực hút dính tại thực, cắt trực tiếp ứng suất pháp thực bằng 0 kPa. 3.3.2.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê Với lực hút dính bằng 0 kPa,  nhỏ nhất là 14,83 kPa tại ứng suất pháp thực 0 kPa, lớn nhất là 53,73 kPa tại 200 kPa. Với lực hút dính bằng 300 kPa, nhỏ nhất đạt 153,6 kPa tại ứng suất pháp thực 0 kPa, giá trị lớn nhất đạt 210,9 kPa tại 300 kPa. Kết quả thí nghiệm đất Cồn Lê có ϕ’= 13,91° và c’= 14,83 kPa. Lực hút dính tăng, góc ma sát thay đổi rất ít và gần bằng ϕ’= 13,91°,  của mẫu tăng lên, góc Hình 3. 4. Mặt bao phá hoại Mohr- ϕb giảm. Coulomb mở rộng lập Hình 3. 5. Quan hệ giữa cường độ Hình 3. 6. Quan hệ cường độ chống cắt và ứng suất pháp thực - chống cắt và lực hút dính tại cắt trực tiếp ứng suất pháp thực bằng 0 kPa.
9 Đường bao cường độ chống cắt ứng với lực hút dính có tính phi tuyến. Góc của đường bao cường độ chống cắt ϕb= 14,83° khi lực hút dính 0 kPa và giảm tới giá trị 4,760 lực hút dính 200 kPa. 3.4. Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm nén ba trục (CD) 3.4.1. Thiết bị ba trục cải tiến thí nghiệm cho đất không bão hòa 3.4.2. Chương trình thí nghiệm Bảng 3. 3. Chương trình nén ba trục cố kết thoát nước+khí Lực hút dính, (kPa) Áp suất buồng thực, (kPa) 0 100 200 50 CD50-0 CD50-100 CD50-200 100 CD100-0 CD100-100 CD100-200 200 CD200-0 CD200-100 CD200-200 3.4.3. Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước (CD) 3.4.3.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm a. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm b. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng Trong hình 3.7a cho thấy khi lực hút dính của mẫu bằng 0 kPa, mẫu có lực dính c’ = 14,4 kPa và góc ma sát trong ϕ’ = 13,930. (a) (b) Hình 3. 7. Đường bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng tại lực (c) hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa Khi mẫu không bão hòa với lực hút dính là 100 kPa, lực dính trong mẫu là lực dính toàn phần, c’ = 41,17 kPa. Góc ma sát trong của mẫu vẫn bằng 13,930. Lực hút dính tăng lên 200 kPa lực dính toàn phần cũng tăng theo, c’ = 66,88 kPa. Mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng ta thấy khi lực hút dính tăng, góc ϕb sẽ giảm từ giá trị ϕb = ϕ’ tại lực hút dính 0 kPa đến giá trị ϕb = 6,120 ứng với giá trị bằng 200 kPa
10 Khoảng chặn lực dính hiệu quả c’ = 14,4 kPa khi lực hút dính tiến tới 0. Các đường cùng lực hút dính có cùng góc dốc ϕ’ = 13,93º. Hình 3. 8. Mặt bao phá hoại Morh – Coulomb mở rộng Hình 3. 9. Hình chiếu ngang Hình 3. 10. Hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên của mặt bao phá hoại trên mặt mặt phẳng τ ~ (σ - ua) phẳng τ ~ (ua – uw) Quy luật tăng có tính phi tuyến. Tại cùng lực hút dính, áp suất hông thực càng lớn thì  càng tăng 3.4.3.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê a. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm b. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng Lực dính hiệu quả mẫu đất bão hòa là c’ = 15,2 kPa và góc ma sát trong hiệu quả ϕ’ = 13,810. (a) (b) Hình 3. 11. Đường bao phá hoại Mohr – Coulomb mở rộng tại lực (c) hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100 kPa, (c) 200 kPa
11 Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho mẫu đất đầm nén Cồn Lê ứng với lực hút dính 100 kPa hình 3.11b, lực dính trong mẫu là c = 40,24 kPa. Góc ma sát trong của mẫu vẫn bằng 13,810. Tại cấp lực hút dính bằng 200 kPa, lực dính toàn phần trong mẫu c = 67,17 kPa. 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 khí vào tới hạn trong hình 3.12. Hình 3. 12. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng 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’ = 13,81º. Hình 3. 13. Hình chiếu ngang của Hình 3. 14. Hình chiếu ngang mặt bao phá hoại τ ~ (σ - ua) mặt bao phá hoại τ ~ (ua – uw) Giao tuyến biểu thị lượng tăng cường độ chống cắt khi lực hút dính tăng có tính phi tuyến. Cùng lực hút dính, áp suất hông thực càng lớn thì cường độ chống cắt càng tăng.
12 3.5. Phân tích các kết quả thí nghiệm 3.5.1. So sánh các kết quả thí nghiệm Hình 3. 15. Đường quan hệ ứng Hình 3. 16. Đường quan hệ ứng suất cắt và lực hút dính mẫu suất cắt và lực hút dính mẫu Dương Cấm từ TN nén ba trục và Cồn Lê từ TN nén ba trục và cắt cắt trực tiếp trực tiếp 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. Bảng 3. 4. So sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả Thông số τ hiệu quả Mỏ Dương Cấm Mỏ Cồn Lê Cắt trực tiếp Ba trục Cắt trực tiếp Ba trục ϕ' (độ) 140 13,930 13,910 13,810 c' (kPa) 13,57 14,4 14,83 15,2 0 14,23 14,21 14,13 14,12 Lực hút dính 20 14,11 13,88 b 50 13,87 12,49 (kPa) - ϕ (độ) 100 7,63 6,85 6,11 5,45 200 6,21 6,12 4,76 4,83 Từ bảng 3.4 ta thấy kết quả cắt trực tiếp khá tương thích với thí nghiệm nén ba trục, vì vậy trong điều kiện khó khăn về thí nghiệm ba trục ta có thể sử dụng 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 Hình 3. 17 Đường quan hệ τ và Hình 3. 18. Đường quan hệ τ và (ua – uw) mẫu Dương Cấm từ (ua – uw) mẫu Cồn Lê từ TN cắt TN cắt trực tiếp và Fredlund- trực tiếp và Fredlund-Vanapalli. Vanapalli.
13 Các đường quan hệ giữa cường độ chống cắt τ và lực hút dính (ua – uw) của mẫu đất đầm nén khu vực mỏ đất 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. Hình 3. 19. Đường quan hệ τ và Hình 3. 20. Đường quan hệ τ và (ua – uw) mẫu Dương Cấm từ TN (ua – uw) mẫu Cồn Lê từ TN nén nén ba trục và Fredlund-Vanapalli. ba trục và Fredlund-Vanapalli. Hình 3.19 và 3.20 biểu diễn kết quả cường độ chống cắt xác định được từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước có giá trị tiệm cận với công thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996) của mẫu đất đầm nén mỏ đất Dương Cấm và Cồn Lê. Chênh lệch trung bình cường độ chống cắt trong so sánh lần lượt là 2,5% và 3,8%. 3.6. Kết luận chương 3 Từ kết quả thí nghiệm cho thấy quá trình thay đổi của lượng nước với sức hút dính hay lực mao dẫn là phi tuyến. Mặc dù về trị số có khác giữa các mẫu song xu thế là một đường cong phù hợp với kết quả thí nghiệm của các tác giả thực hiện trong nước và thế giới. Kết quả cắt trực tiếp với cắt cố kết thoát nước bằng thiết bị ba trục cho giá trị tương đối gần nhau, trong điều kiện khó khăn có thể dùng thiết bị cắt trực tiếp để thí nghiệm các thông số chống cắt. Từ đường cong SWCC thực nghiệm 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.
14 CHƯƠNG 4. PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HOÀ ĐẾN ỔN ĐỊNH KHỐI ĐẮP NỀN ĐƯỜNG 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 Điểm đầu tuyến tại thôn Túy Loan, 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. 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 Bảng 4. 1. Đặc trưng đất Dương Cấm và các lớp địa chất tự nhiên Các chỉ tiêu Lớp đắp Lớp1 Lớp2 Lớp 3 Lớp4 Dung trọng khô [kN/m3] 18,25 20 22 23 24 Lực dính đơn vị [kPa] 14,4 8 10 10 10 Góc ma sát trong [độ] 13,93 22 24 25 25 Góc ma sát trong biểu kiến 6,12 10 5 10 5 [độ] Hệ số thấm bão hòa [m/hr] 0,075 0,04 0,03 0,025 0,02 Hàm lượng nước bão hòa 0,45 0,35 0,35 0,30 0,25 [m3/m3] Hàm lượng nước dư [m3/m3] 0,05 0,04 0,05 0,05 0,05 Đường cong SWCC xây dựng cho lớp sét pha cát (lớp đất đắp nền) trên hình 4.1a, hàm thấm của lớp này được chỉ ra trên hình 4.1b. Hình 4. 1. Đường cong đặc trưng đất – nước (a), và khả năng thấm (b) của lớp đất đắp nền mỏ Dương Cấm (Lớp sét pha cát)
15 Bảng 4. 2. Các kịch bản nghiên cứu ổn định nền đường Kịch bản Cường độ TT Các điều kiện tính toán mưa (mm/h) 1 KB1 0,12 Phân phối đều; mưa 24h Phân phối đều và pp chuẩn; mưa 2 KB2 0,12 72h Phân phối đều và pp chuẩn; xét đến 3 KB3 0,144 BĐKH; mưa 72h 4.1.2.2. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W cho kịch bản 1 a. Sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng Ở thời điểm 0h áp suất nước lỗ rỗng là thuỷ tĩnh ở tất cả các vị trí mặt cắt. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng theo chiều sâu phân chia thành hai vùng: vùng có giá trị (+) thay đổi từ 0 đến 185,055 kPa (tim đường), từ 0 đến 165,24 kPa (vai đường trái), từ 0 đến 185,05 kPa (vai đường phải), từ 0 đến 155,55 kPa (chân taluy trái). Khi chưa có mưa áp suất nước lỗ rỗng trong đất có giá trị bằng 0 tại các điểm thuộc đường bão hoà và có các độ cao được tính từ đáy lớp nền thứ 4: 19,01m (tim đường), 16,98m (vai đường trái), 19,04m (vai đường phải), 15,55m (chân taluy trái). Hình 4. 2. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường đắp:(a) tim đường, (b) vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân taluy đường trái – kịch bản 1
16 b. Sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong đất Khi có sự bổ sung nước mưa, tăng cường hàm lượng nước trong đất 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 (hình 4.3) Hình 4. 3. Phân bố cột nước Hình 4. 4. Thay đổi của hệ số trong kết cấu nền đường đắp, KB 1 ổn định theo thời gian, KB 1 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 Hệ số ổn định (k) giảm từ 1,86 đến 1,67 (giảm 10,75%) so với khi chưa có mưa (hình 4.4). Hệ số k giảm nhanh sau 2h đầu từ khi có mưa (từ 1,86 đến 1,805 – giảm 2,96%). Từ giờ thứ 4 đến hết 24h, k giảm dần từ 1,77 đến 1,66, giá trị trung là 0,83% trong 22h, kết quả cho thấy hệ số ổn định tổng thể của nền đường đắp giảm dần theo thời gian mưa (nhanh trong 2h đầu và giảm dần theo thời gian cho đến 24h). d. Sự thay đổi hệ số thấm của đất và sức hút dính Kết quả phân tích hệ số thấm (kw) của đất trên hình 4.5 cho thấy khi sức hút dính tăng, kw giảm. Với các vật liệu nền đường khác nhau, sự giảm của kw theo sức hút dính cũng khác nhau cụ thể: (i) đối với vật liệu đắp nền đường, kw từ 0,04 mm/h đến 0,004mm/h ứng với sức hút dính tăng từ 0,05 kPa đến 8 kPa; (ii) đối với vật liệu nền đường, kw từ 0,0027 mm/h đến 0,0006 mm/h ứng với sức hút dính tăng từ 0,04 kPa đến 40 kPa. Với cùng một cấp sức hút dính, kw phụ thuộc vào loại vật liệu nền đường. Sức hút dính là tham số ảnh hưởng trực tiếp đến ứng suất cắt.
17 Hình 4. 5. Thay đổi hệ số thấm phụ thuộc sức hút dính – kịch bản 1 4.1.2.3. Kết quả mô phỏng số kết hợp các mô hình SEEP/W và SLOPE/W KB2 Hình 4. 6. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian – kịch bản 2: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa chuẩn Đối với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.6a) 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, 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) 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 mất 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 4.6b) hệ số ổn định giảm từ k =1,8 cho đến k = 1,138 (giảm 36,78%) so với khi chưa có mưa, cụ thể như sau: (i) k giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,800 đến 1,347, giảm 25,12%), (ii) Từ giờ thứ 21 đến hết 72h, k giảm dần từ 1,311
18 đến 1,127, ( trung bình giảm12,81%) trong 48h, (iii) Thời điểm mái dốc mất ổn định, k nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ thứ 26 (k là 1,297) cho đến giờ thứ 72. 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. 4.1.2.4. Kết quả mô phỏng số 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 Hình 4. 7. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian – kịch bản 3:(a) phân phối mưa đều,(b) phân phối mưa chuẩn Đối với mô hình phân phối mưa đều (hình 4.7a), hệ số ổn định giảm từ k =1,749 cho đến k = 1,127 (giảm 35,57%) so với khi chưa có mưa. Mức độ giảm của hệ số ổn định 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 mái dốc mất 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 4.7b), hệ số ổn định giảm từ k =1,799 cho đến k = 1,134 (giảm 36,96%). Mức độ giảm của hệ số ổn định cụ thể như sau: (i) Giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,799 đến 1,340 tương đương giảm 25,54%), (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h, giảm dần từ 1,331 đến 1,134, giá trị trung bình là 14,79% trong 48h, (iii) Thời điểm mái dốc mất ổn định, k nhỏ hơn 1,3 từ giờ thứ