Xác định độ bền chống cắt của đất phong hóa granite Hong Kong dưới ảnh hưởng của mưa

Xác định độ bền chống cắt của đất phong hóa<br /> granite Hong Kong dưới ảnh hưởng của mưa<br /> Determination of shear strength of completely decomposed granite (CDG) in Hong Kong subjected<br /> to rainfall infiltration<br /> Bùi Đức Tùng(1), Zhou Chao(2), Charles W. W. Ng(3)<br /> <br /> <br /> <br /> Tóm tắt Tổng quan<br /> <br /> Bài báo trình bày kết quả thí nghiệm trong phòng đối với các mẫu đất Hiện tượng trượt đất hay sạt lở mái dốc do ảnh hưởng<br /> của mưa là sự cố phổ biến trên thế giới thuộc lĩnh vực địa<br /> nguyên dạng granite phong hóa hoàn toàn (CDG) tại Hong Kong, các sơ<br /> kỹ thuật, chủ đề này đã và đang được nghiên cứu nhiều<br /> đồ thí nghiệm được thực hiện với mục đích phân tích các cơ chế phá hoại<br /> trong vài thập kỷ gần đây. Đặc biệt là đối với các quốc gia<br /> của mái dốc dưới tác dụng của mưa dưới các sơ đồ ứng suất khác nhau.<br /> có lượng mưa hàng năm rất cao nằm trong khu vực cận<br /> Các sơ đồ thí nghiệm sau được thực hiện: (1) Thí nghiệm cắt 3 trục cố kết nhiệt đới như Hong Kong, Brazil, một số vùng của nước Ý<br /> không đẳng hướng - không thoát nước (thí nghiệm CU) và (2) thí nghiệm và các nước nhiệt đới như Singapore, Malaisia, Việt Nam.<br /> 3 trục cố kết không đẳng hướng - thoát nước với ứng suất lệch (q) không Hàng năm tại các quốc gia này đều có một số lượng lớn<br /> thay đổi (thí nghiệm CQD). Kết quả cho thấy sự đối lập trong ứng xử của các vụ sạt lở xảy ra trong mùa mưa [1]. Phần lớn là các vụ<br /> đất là do tính dị hướng, gây ra bởi sự khác nhau về đường ứng suất và trượt nông xảy ra ngay trong thời điểm các đợt mưa diễn<br /> lịch sử ứng suất trong quá trình cố kết không đẳng hướng. Ngoài ra, mặt ra và nguyên nhân chính là do sự hình thành tạm thời mực<br /> bao phá hoại của mẫu đất nguyên dạng CDG cũng chịu ảnh hưởng rõ rệt nước ngầm hay vùng bão hòa phía trên mặt nước ngầm<br /> bởi lộ trình đường ứng suất. Dưới sơ đồ nén, lực dính (biểu kiến) và góc hiện hữu (wetting front). Theo lý thuyết “cơ học đất không<br /> ma sát huy động là 14 kPa và 34°. Trong khi đó đối với các mẫu đất thí bão hòa” thì tại vùng này do lực dính (suction) của đất bị<br /> nghiệm dưới sơ đồ kéo, hai thông số nêu trên lần lượt là 10 kPa và 42°. mất đi bởi nước mặt ngấm vào mái dốc, dẫn đến làm giảm<br /> Hai mặt bao phá hoại tương ứng với hai cơ chế (kéo và nén) khác nhau cường độ chịu cắt của lớp đất nông [2]. Hiện tượng trượt<br /> cho thấy việc chỉ sử dụng các thông số cường độ từ thí nghiệm nén CQD nông này về bản chất không có mối liên hệ đến việc dâng<br /> trong thiết kế có thể nằm trong vùng không an toàn khi tính toán các cao mực nước ngầm ban đầu. Trong khi đó thì hiện tượng<br /> tình huống sạt lở nông, khi mà ảnh hưởng của lực dính (biểu kiến) chi trượt sâu thường xảy ra sau khi kết thúc một đợt mưa bão,<br /> phối ứng xử đối với loại sạt lở này. có thể vài ngày sau đó, chủ yếu là do từ việc nước mưa có<br /> đủ thời gian ngấm vào mái dốc đến độ sâu lớn hơn và kết<br /> Từ khóa: Sạt lở, trượt mái dốc, mưa, mái dốc tự nhiên, đất phong hóa granite, thí<br /> quả là làm dâng cao mực nước ngầm hiện hữu.<br /> nghiệm ba trục kéo<br /> Cần phải hiểu được rằng, lộ trình ứng suất dẫn đến<br /> sạt lở mái dốc do quá trình thấm nước mưa là khác với<br /> Abstract đường ứng suất thực hiện theo các thí nghiệm nén ba trục<br /> This paper presents the results from two series of laboratory tests on intact truyền thống (xem Hình 1 (a)) [3] [4]. Đất là loại vật liệu<br /> completely decomposed granite (CDG) with reference to slope engineering: (1) mà ứng xử của nó phụ thuộc rất lớn vào lịch sử ứng suất.<br /> anisotropically consolidated undrained shear (CU) tests; and (2) drained constant Đối với với thí nghiệm nén ba trục truyền thống thì áp lực<br /> deviator stress shear (CQD) tests. It is found from CU tests that the opposite trends buồng luôn được giữ không đổi đồng thời với quá trình<br /> tăng ứng suất lệch. Trong khi đó, theo Brand [5], đường<br /> under compression and extension are likely attributed to stress path and stress-<br /> ứng suất tác dụng lên phân tố đất mô phỏng hiện tượng<br /> induced anisotropy. On the other hand, the failure envelope of the intact CDG<br /> nước mưa thấm vào mái dốc phải đươc mô phỏng theo thí<br /> is found strongly affected by the stress path. Under compression, the mobilized<br /> nghiệm cắt cố kết – thoát nước trong điều kiện ứng suất<br /> friction angle and apparent cohesion are 34° and 14 kPa, respectively. Under lệch không đổi (thí nghiệm CQD). Lộ trình ứng suất này<br /> extension, these two strength parameters change to 42° and 10 kPa. The failure được thực hiện trong phòng thí nghiệm theo quy cách như<br /> envelopes suggest that the use of strength parameters from compression CQD sau: ứng suất lệch được giữ cố định trong khi điều chỉnh<br /> tests only may be less conservative for analyzing the stability of shallow slope, giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’).<br /> where effects of cohesion are likely dominant.<br /> Cho đến nay, ứng xử của đất dưới sơ đồ thí nghiệm<br /> Keywords: failure; landslide; rainfall; natural slope; decomposed granite, CQD nói trên đã được thực hiện bởi nhiều nhà nghiên cứu<br /> extension trên thế giới [3] [6] [7]. Hầu hết các nghiên cứu này chỉ tiến<br /> hành các thí nghiệm dưới cơ chế trạng thái ứng suất ba<br /> trục nén, tức là ứng suất chính thẳng đứng dọc trục luôn<br /> (1) Ths, Cựu nghiên cứu sinh, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học và Công lớn hơn ứng suất chính ngang. Tuy nhiên, thực tế có thể<br /> nghệ Hong Kong; nhận thấy rằng hướng của các ứng suất chính thay đổi<br /> Kỹ sư địa kỹ thuật, Phòng Địa kỹ thuật, Viện nền móng và công trình dọc theo mặt trượt như được minh họa trong Hình 1 (b)<br /> ngầm, FECON [8]. Do đó thí nghiệm nén ba trục truyền thống không thể<br /> (2) Tiến sỹ, Trợ lý nghiên cứu Giáo sư, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học và minh họa đầy đủ được các trạng thái của phân tố đất dọc<br /> Công nghệ Hong Kong theo mặt trượt. Dẫn đến việc chỉ sử dụng duy nhất các<br /> (3) Giáo sư, Tiến sỹ, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học và Công nghệ Hong thông số cường độ xác định từ thí nghiệm theo cơ chế<br /> Kong ba trục nén nêu trên có thể dẫn đến việc tính toán hệ số<br /> <br /> <br /> S¬ 28 - 2017 83<br />  KHOA H“C & C«NG NGHª<br /> <br /> <br /> an toàn theo hướng bất lợi<br /> đối với tình huống trượt mái<br /> dốc do mưa [9]. Để nghiên<br /> cứu về ảnh hưởng của tỷ số<br /> ứng suất (q/p’) và sự thay<br /> đổi hướng ứng suất chính<br /> lên ứng xử của dất, nhóm<br /> các nhà nghiên cứu [10] đã<br /> tiến hành các thí nghiệm<br /> CQD trên mẫu cát Toyoura<br /> cho cả hai cơ chế ứng suất<br /> ba trục kéo và nén. Kết quả<br /> thí nghiệm của họ cho thấy<br /> Hình 1. (a) So sánh giữa các lộ trình ứng suất khác nhau và<br /> rằng, mẫu thí nghiệm bị mất<br /> (b) Minh họa quá trình thay đổi hướng ứng suất chính dọc theo mặt trượt giả định<br /> ổn định và xuất hiện biến<br /> dạng dẻo lớn trước khi trạng<br /> Bảng 1. Tổng hợp kế hoạch thí nghiệm<br /> thái ứng suất của mẫu đạt tới miền phá hoại Mohr-Coulomb.<br /> Trạng thái của mẫu<br /> Kế hoạch thí nghiệm và thiết bị thí nghiệm sau khi cố kết Hệ số<br /> Hai nhóm thí nghiệm chính đã được thực hiện trong bài Nhóm Số hiệu<br /> Ứng suất rỗng<br /> báo này để nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ số ứng suất (q/p’) thí mẫu thí<br /> hữu hiệu Tỷ số Hệ số cuối<br /> và lộ trình/ đường ứng suất đến ứng xử phá hoại của các nghiệm nghiệm<br /> đẳng ứng suất rỗng cùng<br /> mẫu đất nguyên dạng nhằm làm cơ sở khi lựa chọn các hướng<br /> thông số cường độ cho việc phân tích và thiết kế ổn định<br /> mái dốc tự nhiên. Nhóm thí nghiệm thứ nhất bao gồm 10 thí C80/08 0.8 0.59 0.69<br /> nghiệm CQD. Như đã phân tích ở trên, nhóm thí nghiệm này E80/08 -0.8 0.58 0.64<br /> được sử dụng với mục đích mô phỏng chính xác lộ trình ứng 80<br /> C80/06 0.6 0.59 0.76<br /> suất thực tế tại hiện trường dưới cơ chế thấm của nước mưa<br /> vào mái dốc, là nguyên nhân trực tiếp dẫn đến việc áp lực E80/06 -0.6 0.57 0.64<br /> nước lỗ rỗng tăng cao. Để làm rõ được ảnh hưởng của tỷ số C60/08 0.8 0.61 0.74<br /> ứng suất và lộ trình ứng suất lên ứng xử của đất CDG, cả CQD<br /> E60/08* -0.8 0.57 0.58<br /> hai cơ chế ứng suất nén (ứng suất thẳng đứng lớn hơn ứng 60<br /> suất ngang) và cơ chế ứng suất kéo (ứng suất thẳng đứng C60/06 0.6 0.60 0.80<br /> nhỏ hơn ứng suất ngang) đã được thực hiện. Tỷ số ứng suất E60/06* -0.6 0.60 0.61<br /> (q/p’) được hiểu là tỷ số giữa ứng suất lệch q (bằng hiệu của C45/08 0.8 0.59 0.79<br /> ứng suất thẳng đứng và ứng suất ngang) và ứng suất hữu 45<br /> hiệu đẳng hướng (p’). Do vậy, tỷ số ứng suất có giá trị dương E45/08* -0.8 0.58 0.59<br /> và âm tương ứng với cơ chế ứng suất nén và kéo. ACU80 80 0.8 0.59 0.59<br /> Nhóm thí nghiệm thứ hai bao gồm việc thực hiện bốn thí Thí ACU60 60 0.8 0.61 0.61<br /> nghiệm cắt cố kết không đẳng hướng – không thoát nước nghiệm<br /> CU ECU80 80 -0.8 0.60 0.60<br /> (thí nghiệm CU). Tương tự như nhóm thí nghiệm thứ nhất,<br /> cả hai cơ chế ứng suất kéo và nén đều được xem xét. Nhóm ECU60 60 -0.8 0.62 0.62<br /> thí nghiệm này chủ yếu với mục đích so sánh với nhóm đầu Ghi chú: * Các mẫu không bị phá hoại tại thời điểm kết<br /> tiên kể trên. Ảnh hưởng của lộ trình ứng suất lên ứng xử của thúc thí nghiệm<br /> mẫu đất thí nghiệm được xác định thông qua việc so sánh CQD: thí nghiệm cố kết không đẳng hướng – cắt thoát<br /> kết quả thí nghiệm của hai nhóm thí nghiệm này. Chi tiết về nước với ứng suất lệch không thay đổi.<br /> kế hoạch thí nghiệm được tổng hợp trong bảng 1 dưới đây.<br /> CU: thí nghiệm cố kết không đẳng hướng – cắt không<br /> Hệ thống thiết bị thí nghiệm ba trục tự động tại phòng thí thoát nước.<br /> nghiệm Địa kỹ thuật của trường Đại học Khoa học và kỹ thuật<br /> Đối với nhóm thí nghiệm thứ nhất CQD, các mẫu thí<br /> Hồng Kong (HKUST) được sử dụng cho mục đích nghiên<br /> nghiệm được cố kết không đẳng hướng đến giá trị ứng suất<br /> cứu. Chi tiết về thiết bị đã được báo cáo bởi nhóm nghiên<br /> hữu hiệu đẳng hướng (p’) và tỷ số ứng suất (q/p’) theo lộ<br /> cứu Giáo sư Li X. S tại HKUST [11].<br /> trình thiết kế. Theo minh họa trong Hình 2, quá trình cố kết<br /> Mẫu đất thí nghiệm và quy trình thí nghiệm đẳng hướng được thực hiện bằng việc điều chỉnh tăng áp lực<br /> Đất được sử dụng trong nghiên cứu này là mẫu đất buồng từ từ theo từng bước đến giá trị mong muốn. Sau đó,<br /> nguyên dạng granite phong hóa hoàn toàn (CDG tại Hong ứng suất lệch được kiểm soát tăng hoặc giảm để đạt được<br /> Kong). Tất cả các mẫu thí nghiệm được chuẩn bị với kích các tỷ số ứng suất dương hoặc âm tương ứng. Tốc độ gia tải<br /> thước có đường kính 70 mm và cao 140 mm bằng phương là ±3 kPa/ giờ được lựa chọn cho các giai đoạn nói trên. Sau<br /> pháp cắt thủ công từ khối đất hình vuông vận chuyển về từ kết thúc giai đoạn cố kết (áp lực nước lỗ rỗng thặng dư đã<br /> hiện trường. Quá trình chuẩn bị mẫu đất được tiến hành cẩn hoàn toàn được tiêu tán), giai đoạn cắt CQD được bắt đầu<br /> thận tối đa nhằm giảm thiểu sự xáo động, tránh việc ảnh bằng việc tăng từ từ áp lực nước lỗ rỗng với tốc độ gia tăng<br /> hưởng của sự xáo động này đến cấu trúc tự nhiên của đất áp suất không đổi, trong khi vẫn giữ nguyên giá trị của áp lực<br /> cũng như sự liên kết (dính) hóa học (nếu có) giữa các hạt đất buồng. Thí nghiệm được kết thúc khi mẫu đất đạt tới biến<br /> (cementation) của mẫu đất nguyên dạng. dạng dẻo lớn (tương ứng với biến dạng dọc trục khoảng 20<br /> %) hoặc áp suất ngang (hay thẳng đứng) hữu hiệu (σ1’ hoặc<br /> <br /> <br /> 84 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG<br /> Hình 2. Lộ trình ứng suất của thí nghiệm cắt với ứng Hình 3. Lộ trình ứng suất của thí nghiệm cố kết không<br /> suất lệch không đổi (CQD) đẳng hướng – không thoát nước (thí nghiệm CU)<br /> <br /> <br /> <br /> σ3’) giảm về giá trị 0 kPa. giá trị ứng suất hữu hiệu đẳng hướng trong miền e – logp’)<br /> Hình 3 minh họa lộ trình ứng suất của thí nghiệm cắt cố sẽ giảm. Tương ứng với giá trị hệ số trạng thái nhỏ hơn,<br /> kết không đẳng hướng – không thoát nước (CU). Toàn bộ mẫu đất sẽ có xu hướng giãn nở thể tích lớn hơn. Mặt khác,<br /> bốn mẫu thí nghiệm của nhóm này được tiến hành cố kết theo mối quan hệ ứng suất biến dạng trong Hình 4 (c), cả hai<br /> không đẳng hướng tương tự như nhóm CQD. Khi kết thúc mẫu ACU 60 và ACU80 đều thể hiện ứng xử tái bền (strain-<br /> giai đoạn cố kết, giai đoạn cắt không thoát nước được tiến hardening).<br /> hành với việc kiểm soát tốc độ biến dạng ±0.05% / phút. So sánh giữa ứng xử cắt không thoát nước giữa hai cơ chế<br /> nén và kéo (ACU và ECU)<br /> Phân tích kết quả thí nghiệm<br /> Trong quá trình cắt không thoát nước, các mẫu đất dưới<br /> Thí nghiệm nén ba trục không thoát nước (ACU) cơ chế kéo ứng xử rất khác biệt so với các mẫu dưới cơ chế<br /> Hình 4 thể hiện ứng xử của mẫu đất nguyên dạng CDG ứng suất nén. Không như các thí nghiệm nén, ứng xử của<br /> khi cắt không thoát nước dưới hai cơ chế nén và kéo, gồm mẫu đất CDG nguyên dạng khi cắt không thoát nước dưới<br /> mối quan hệ giữa ứng suất lệch (q) và biến dạng dọc trục cơ chế kéo lại thể hiện xu hướng giãn nở thể tích nhẹ tại<br /> (ɛa), lộ trình ứng suất (p’ – q) và mối quan hệ giữa áp lực giai đoạn đầu của quá trình cắt, minh họa bằng việc tăng lên<br /> nước lỗ rỗng thặng dự với biến dạng dọc trục (∆u - ɛa). Chi của ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (xem hình 4 (a)), đồng<br /> tiết theo hình 4 (a), mẫu đất khi cắt không thoát nước dưới thời phát sinh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư âm (xem hình 4<br /> cơ chế ba trục nén (ACU60 và ACU80) ban đầu ứng xử theo (b) và quá trình mềm hóa (biến dạng) (xem hình 4 (c)). Sau<br /> xu hướng nén lại, sau đó là theo xu hướng nở thể tích mạnh khi biến dạng dọc trục đạt giá trị 3 %, xu hướng nén thể tích<br /> mẽ sau khi đạt tới trạng thái “chuyển pha”. Ứng suất lệch sau bắt đầu quan sát thấy cùng với quá trình giảm ứng suất hữu<br /> đó tiếp tục tăng cho đến khi đạt được trạng thái ứng suất tới hiệu đẳng hướng, cùng với sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng<br /> hạn. Đường trạng thái tới hạn (CSL) do đó được xác định và suy giảm được độ chống cắt (hóa mềm/ strain-softening).<br /> bằng việc nối các điểm trạng thái tới hạn từ các thí nghiệm Ứng xử khác biệt này (ban đầu có xu hướng giãn nở sau đó<br /> ACU60 và ACU80 và gốc tọa độ (0,0) trong không gian lộ là xu hướng nén thể tích) cũng được báo cáo trong nghiên<br /> trình ứng suất (p’-q). Từ hình vẽ ta xác định được tỷ số ứng cứu của Wang and Yan [14] thí nghiệm đối với cùng loại đất<br /> suất tới hạn là 1.56, tương ứng với góc ma sát tới hạn là 38o. nguyên dạng CDG dưới sơ đồ nén ba trục. Bản chất của ứng<br /> Giá trị góc ma sát này khá đồng nhất với kết quả tương tự xử này có thể được cho là do vai trò quan trọng của các hạt<br /> với mẫu đất đầm nén lại CDG được báo cáo theo tài liệu [12]. đất mịn và thô đối với ứng xử của đất nguyên dạng CDG. Do<br /> Sự đồng nhất này cho rằng cấu trúc ban đầu của mẫu đất sự tương tác giữa hai nhóm hạt này nên ứng xử của mẫu đất<br /> nguyên dạng CDG sẽ bị phá hủy hoàn toàn khi cắt mẫu đến khi cắt không thoát nước có thể bị kiểm soát bởi khung cấu<br /> giá trị biến dạng lớn, cụ thể là khi đạt được trạng thái tới hạn. trúc của hạt mịn (ứng xử nén thể tích đối với đất quá cố kết)<br /> Quá trình thay đổi áp lực nước lỗ rỗng được thể hiện ở và khung cấu trúc hạt thô (ứng xử giãn nở thể tích đối với bộ<br /> hình 4 (b), áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của mẫu ACU60 và khung có cấu trúc rời rạc) tương ứng [14].<br /> ACU80 tăng tại giai đoạn đầu (thể hiện xu hướng mẫu nén Ứng xử khác biệt của mẫu đất nguyên dạng CDG dưới<br /> thể tích) và sau đó giảm (thể hiện xu hướng nở thể tích). Có cơ chế nén và kéo liên quan chủ yếu đến xu hướng đối lập<br /> thể thấy khi so sánh kết quả của hai mẫu đất này thì mẫu của sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng khi cắt. Như thể hiện<br /> ACU60 thể hiện xu hướng nén thể tích khiêm tốn hơn tại giai trong hình 4 (a), lộ trình ứng suất của mẫu ECU60 và ECU80<br /> đoạn đầu nhưng có xu hướng nở mạnh hơn ở giai đoạn sau có chiều hướng tăng lên đến giá trị đỉnh trước khi chuyển<br /> so với mẫu còn lại. Hiện tượng này minh chứng rõ ràng rằng sang trái rồi đi xuống đến trạng thái tới hạn. Trong khi đó đối<br /> sự giãn nở thể tích của mẫu nguyên dạng CDG không thể với mẫu ACU60 và ACU80, ứng suất hữu hiệu đẳng hướng<br /> chỉ mô phỏng bằng tỷ số ứng suất. Theo lý thuyết mô hình có chiều hướng giảm nhẹ ban đầu sau đó tăng cho đến khi<br /> phụ thuộc vào trạng thái của Li and Dafalias [13], khi ứng đạt được trạng thái tới hạn. Sự khác biệt giữa hai cơ chế này<br /> suất hữu hiệu đẳng hướng nhỏ hơn, hệ số trạng thái Ψ (là cho thấy quá trình tương tác giữa nhóm hạt thô và mịn cũng<br /> hiệu của hệ số rỗng hiện tại với hệ số rỗng tới hạn ở cùng bị ảnh hưởng bởi quá trình cố kết không đẳng hướng, do quá<br /> <br /> <br /> S¬ 28 - 2017 85<br />  KHOA H“C & C«NG NGHª<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 4. Ứng xử của đất khi cắt không thoát nước<br /> dưới cơ chế ba trục nén và kéo: (a) Lộ trình ứng<br /> suất; (b) Áp lực nước lỗ rỗng dư (∆u) và (c) Mối<br /> quan hệ ứng suất biến dạng<br /> <br /> Hình 5. Biến dạng dọc trục trong thí nghiệm CQD<br /> <br /> <br /> <br /> trình này có thể làm thay đổi (khung) cấu trúc của mẫu đất suất bị tăng dần lên xuất phát từ việc giảm dần giá trị của<br /> nguyên dạng CDG. p’, dẫn đến hiệu ứng cắt lên mẫu thí nghiệm. Khi tỷ số ứng<br /> Mặt khác, khi mẫu bị cắt dưới cơ chế kéo, thì trạng thái suất đạt giá trị ngưỡng giới hạn, trạng thái chảy xuất hiện do<br /> ứng suất tới hạn của tất cả các mẫu thí nghiệm đều nằm hiệu ứng cắt này gây lên. Do quá trình gia tải vẫn tiếp tục,<br /> trên một đường thẳng duy nhất với độ dốc (Me) là 1.0 trong mẫu thí nghiệm nhanh chóng đạt tới trạng thái phá hoại. Tuy<br /> mặt phẳng ứng suất p’-q. Tỷ số ứng suất trên đường dốc nhiên trong số các thí nghiệm đã thực hiện, có một số mẫu<br /> này tương ứng với góc ma sát là 38o, tương đồng với giá trị (E60/08, E60/06 và E45/08) không bị phá hoại bất kể ứng<br /> góc ma sát tới hạn xác định theo nhóm thí nghiệm cắt dưới suất hữu hiệu giảm tới giá trị không và biến dạng thẳng đứng<br /> cơ chế nén. Quan sát này minh chứng rằng góc ma sát huy tích lũy là không đáng kể. Hiện tượng này cho thấy mẫu đất<br /> động tại trạng thái tới hạn không phụ thuộc vào tỷ số ứng nguyên dạng CDG có khả năng chịu kéo (thực) hay cường<br /> suất ban đầu cũng như cơ chế ứng suất (nén hay kéo), đó là độ kháng nở hông tự do ở một mức độ nào đó, mặc dù có<br /> do ảnh hưởng của lộ trình ứng suất lên (khung) cấu trúc của thể là do các rễ cây được tìm thấy trong mẫu đất trong quá<br /> đất không còn tác dụng khi biến dạng tích lũy đạt tới giá trị trình thí nghiệm. Hơn nữa, khi so sánh ứng xử của đất dưới<br /> lớn ở trạng thái tới hạn. cơ chế ba trục kéo và nén thì thấy rằng ảnh hưởng của rễ<br /> cây còn sót lại trong mẫu lên cường độ của đất là rõ ràng<br /> Biến dạng tích lũy trong quá trình cắt với ứng suất lệch<br /> hơn trong trường hợp thí nghiệm ba trục kéo, đặc biệt ở cấp<br /> không đối (thí nghiệm CQD)<br /> áp lực thấp.<br /> Hình 5 thể hiện kết quả của 10 thí nghiệm cắt với ứng<br /> Hình 6 (a) thể hiện biến dạng thể tích từ các thí nghiệm<br /> suất lệch không đổi CQD dưới hai miền kéo và nén, tương<br /> CQD dưới cơ chế ba trục nén. Có thể thấy rằng tất cả các<br /> ứng với tỷ số ứng suất âm và dương. Như quan sát trong<br /> mẫu thí nghiệm đều có biến dạng thể tích âm (nở thể tích)<br /> hình, đường quan hệ giữa biến dạng dọc trục và ứng suất<br /> khi ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu giảm dần đến<br /> hữu hiệu đẳng hướng có xu hướng tương tự đối với tất các<br /> giá trị giới hạn. Ứng xử này khác biệt với quá trình cắt không<br /> trường hợp có ứng suất hữu hiệu đẳng hướng và tỷ số ứng<br /> thoát nước khi mà thể tích mẫu có xu hướng nén trước khi<br /> suất ban đầu khác nhau. Trong giai đoạn đầu khi giảm ứng<br /> đến giai đoạn giãn nở (xem hình 3). Điều này là cơ sở cho<br /> suất hữu hiệu đẳng hướng p’, biến dạng dọc trục (ɛa) là rất<br /> việc lý giải sự giãn nở thể tích của đất là phụ thuộc vào lộ<br /> nhỏ không đáng kể, thể hiện của ứng xử đàn hồi trong giai<br /> trình ứng suất mà phân tố đất trải qua. Như vậy có thể khẳng<br /> đoạn này. Khi p’ giảm đến giá trị giới hạn, thì ứng suất dọc<br /> định là việc chỉ sử dụng thông số trạng thái ứng suất hiện tại<br /> trục tăng mạnh đột ngột. kết quả này là do việc tỷ số ứng<br /> <br /> <br /> 86 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG<br /> là không đủ để mô phỏng chính xác ứng xử giãn nở thể tích của<br /> đất.<br /> Hình 6 (b) thể hiện biến dạng thể tích trong quá trình cắt CQD<br /> tương ứng với các mẫu có tỷ số ứng suất âm ban đầu. Kết quả<br /> cho thấy giống với trường hợp dưới cơ chế nén ba trục, tất cả các<br /> mẫu thí nghiệm dưới cơ chế ba trục kéo này đều giãn nở về thể<br /> tích, tức là có biến dạng thể tích âm. Tuy nhiên về mặt định lượng<br /> thì sự giãn nở thể tích trong trường hợp là nhỏ hơn so với cơ các<br /> thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén ba trục.<br /> Ảnh hưởng của lộ trình ứng suất lên mặt phá hoại<br /> Trạng thái ứng suất (giới hạn) của các mẫu đất, mà tại đó tốc<br /> độ biến dạng tích lũy tăng đột biến trong nhóm thí nghiệm CQD,<br /> được tổng hợp trong hình 7. Đường ứng suất tới hạn (CSL) xác<br /> định từ các thí nghiệm cố kết đẳng hướng – không thoát nước<br /> (ACU và ECU) cũng được thể hiện trong hình để so sánh kết quả<br /> giữa hai nhóm thí nghiệm này. Sự khác biệt giữa các mặt phá hoại<br /> của thí nghiệm CQD và CU được giải thích là do cấu trúc vi mô và<br /> ứng xử của đất đều bị ảnh hưởng bởi lộ trình ứng suất, kết luận<br /> này tương đồng với kết quả mô phỏng phần tử rời rạc bởi nhóm<br /> nghiên cứu của Perez [15].<br /> Từ kết quả của các thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén ba trục,<br /> đường bao phá hoại (FLc) được hình thành khá rõ ràng. Khi trạng<br /> thái của mẫu đất chạm vào mặt phá hoại, thì biến dạng lớn bắt<br /> đầu xuất hiện nếu ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu (p’)<br /> tiếp tục giảm. Sự phân tán về số liệu quan sát thấy từ các thí<br /> nghiệm CQD trong miền cơ chế ba trục nén này là không đáng<br /> kể và khá đồng nhất. Lực dính biểu kiến và góc ma sát hữu hiệu<br /> tương ứng xác định từ đường bao phá hoại là 14 kPa và 34°.<br /> Như đã đề cập ở phần trên, 03 thí nghiệm CQD dưới cơ chế ba<br /> trục kéo không bị phá hoại tại thời điểm kết thúc thí nghiệm, như<br /> minh họa trong hình 5. Thông số cường độ lực dính biểu kiến và<br /> góc mà sát hữu hiệu thu được từ kết quả thí nghiệm lần lượt là Hình 6. Mối quan hệ biến dạng dọc trục - Ứng<br /> 10 kPa và 42°. suất đẳng hướng hữu hiệu trong thí nghiệm<br /> Hai đường bao phá hoại (FLc và FLe) là mặt bao cường độ CQD: (a) dưới cơ chế nén và (b) dưới cơ chế kéo<br /> giới hạn của đất tại thời điểm bắt đầu phát triển biến dạng dẻo<br /> lớn. Như đã trình bày ở trên thì có thể thấy lộ trình ứng suất có<br /> ảnh hưởng rõ ràng lên lực dính biểu kiến và góc ma sát. Lực dính<br /> biểu kiến dưới cơ chế nén ba trục cao hơn 4 kPa so với trường<br /> hợp cơ chế kéo ba trục, tuy nhiên góc ma sát huy động lại nhỏ<br /> hơn khi mẫu đất thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén. Điều này có<br /> thể dẫn đến không an toàn (do hệ số an toàn tính toán có thể cao<br /> hơn) khi phân tích ổn định mái dốc do ảnh hưởng của mưa nếu<br /> chỉ sử dụng các thông số cường độ xác định từ thí nghiệm CQD<br /> dưới cơ chế nén được sử dụng. Đó là do lực dính biểu kiến đóng<br /> vai trò chi phối khi phân tích ổn định của các khối sạt trượt nông,<br /> khi mà đối với các khối trượt nông này thì ứng suất hữu hiệu và<br /> ảnh hưởng của nó đến cường độ chịu cắt là nhỏ [16]. Ngược lại<br /> thì đối với các khối trượt sâu thì vai trò của góc ma sát là quan<br /> trọng hơn, thì việc sử dụng các thông số cường độ từ thí nghiệm<br /> cơ chế nén CQD lại thiên về an toàn. Ngoài ra, bằng việc so sánh Hình 7. Các mặt bao phá hoại tương ứng với các<br /> giữa hai đường bao phá hoại này (xác định từ thí nghiệm CQD) và lộ trình ứng suất khác nhau<br /> đường bao phá hoại CSL thì chỉ sử dụng góc ma sát tới hạn trong<br /> phân tích ổn định của mái dốc tự nhiên với địa chất ganite sẽ là an<br /> toàn hơn cả, tuy nhiên cần lưu ý rằng điều này có thể không đúng<br /> khi áp dụng với các mái dốc đắp (đặc biệt là có độ chặt thấp) [4].<br /> <br /> Kết luận<br /> Các kết quả thí nghiệm minh chứng rằng ứng xử cắt không<br /> thoát nước của đất nguyên dạng CDG chịu ảnh hưởng mạnh mẽ<br /> bởi lịch sử ứng suất và quá trình cố kết không đẳng hướng có thể<br /> thay đổi kết cấu (khung) của đất nguyên dạng CDG một cách rõ<br /> rệt.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> S¬ 28 - 2017 87<br />  KHOA H“C & C«NG NGHª<br /> <br /> <br /> Dưới cả hai sơ đồ ba trục nén và kéo (thí nghiệm CU), sự nghiệm CQD dưới cơ chế nén cho toàn bộ mặt trượt tiềm<br /> thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng thặng dư không chỉ chịu ảnh năng có thể dẫn đến không an toàn khi phân tích ổn định của<br /> hưởng của tỷ số ứng suất (q/p’) mà cả giá trị ứng suất trung các khối sạt trượt nông, khi mà ảnh hưởng của lực dính (biểu<br /> bình đẳng hướng hữu hiệu (p’). Kết luận này có thể được giải kiến) chi phối đối với loại sạt lở này. Tuy nhiên sẽ là thiên về<br /> thích bằng lý thuyết “sự giãn nở thể tích phụ thuộc vào trạng an toàn hơn đối với trường hợp phân tích ổn định của khối<br /> thái của đất” (state-dependent dilatancy). Mặt khác, trạng thái trượt sâu khi mà sức kháng trượt của khối trượt sâu chủ yếu<br /> “chuyển pha” cũng xuất hiện trong cả hai trường hợp ba trục huy động từ lực ma sát./.<br /> kéo và nén trong quá trình cắt không thoát nước (thí nghiệm<br /> CU). Không giống với cát, góc ma sát huy động tại thời điểm<br /> Lời cám ơn<br /> chuyển pha của đất nguyên dạng CDG trong nghiên cứu này<br /> là khác nhau giữa hai cơ chế ba trục kéo và nén. Các tác giả xin chân thành cám ơn Hội đồng quỹ nghiên<br /> cứu (RGC) của Hồng Kong về việc cung cấp các hỗ trợ về<br /> Mặt bao phá hoại xác định từ thí nghiệm cắt với ứng suất<br /> chi phí đối với dự án này thông qua các quỹ nghiên cứu số<br /> lệch không đổi CQD cũng chịu ảnh hưởng rõ rệt bởi lộ trình<br /> 16216116 và T22-603/15N.<br /> ứng suất. Việc chỉ sử dụng các thông số cường độ từ thí<br /> <br /> <br /> Tài liệu tham khảo Strength reduction of till under dynamic pore pressure condition.<br /> Geotechnique Letters, 6, 83-88.<br /> 1. Zhang, L.L., Zhang, J., Zhang, L.M. & Tang, W.H. 2011. Stability<br /> analysis of rainfall-induced slope failure: a review. Proceedings of 9. Uthayakumar, M. & Vaid, Y.P. 1998. Static liquefaction of sands<br /> the ICE-Geotechnical Engineering, 164, 299. under multiaxial loading. Canadian Geotechnical Journal, 35,<br /> 273-283.<br /> 2. Ng, C.W.W., Zhan, L.T., Bao, C.G., Fredlund, D.G. & Gong,<br /> B.W. 2003. Performance of an unsaturated expansive soil slope 10. Dong, Q., Xu, C.J., Cai, Y.Q., Juang, H., Wang, J., Yang, Z.X.<br /> subjected to artificial rainfall infiltration. Geotechnique, 53, 143- & Gu, C. 2015. Drained instability in loose granular material.<br /> 157. International Journal of Geomechanics, 16, 04015043.<br /> 3. Anderson, S.A. & Riemer, M.F. 1995. Collapse of saturated 11. Li, X.S., Chan, C.K. & Shen, C.K. 1988. An automated triaxial<br /> soil due to reduction in confinement. Journal of Geotechnical testing system. Advanced triaxial testing of soil and rock. ASTM<br /> Engineering, 121, 216-220. International.<br /> 4. Chu, J., Leroueil, S. & Leong, W.K. 2003. Unstable behaviour 12. Ng, C.W.W. & Chiu, A.C.F. 2003. Laboratory study of loose<br /> of sand and its implication for slope instability. Canadian saturated and unsaturated decomposed granitic soil. Journal of<br /> Geotechnical Journal, 40, 873-885. Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 129, 550-559.<br /> 5. Brand, E.W. 1981. Some thoughts on rain-induced slope failures. 13. Li, X.S. & Dafalias, Y.F. 2000. Dilatancy for cohesionless soils.<br /> Proceedings of the 10th International Conference on Soil Geotechnique, 50, 449-460.<br /> Mechanics and Foundation Engineering, Stockholm, 373-376. 14. Wang, Y.H. & Yan, W.M. 2006. Laboratory studies of two common<br /> 6. Dai, F.C., Lee, C.F. & Wang, S.J. 1999. Analysis of rainstorm- saprolitic soils in Hong Kong. Journal of Geotechnical and<br /> induced slide-debris flows on natural terrain of Lantau Island, Geoenvironmental Engineering, 132, 923-930.<br /> Hong Kong. Engineering Geology, 51, 279-290. 15. Perez, J.C.L., Kwok, C.Y., O’Sullivan, C., Huang, X. & Hanley,<br /> 7. Zhao, H.F. & Zhang, L.M. 2014. Instability of saturated and K.J. 2016. Exploring the micro-mechanics of triaxial instability in<br /> unsaturated coarse granular soils. Journal of Geotechnical and granular materials. Geotechnique, 66, 725-740.<br /> Geoenvironmental Engineering, 140, 25-35. 16. Zhu, J. H. & Anderson, S. A. (1998). Determination of shear<br /> 8. Harley, R., Sivakumar, V., Hughes, D. & Donohue, S. 2016. strength of Hawaiian residual soil subjected to rainfall-induced<br /> landslides. Géotechnique 48, No. 1, 73–82.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 88 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG<br />