Bộ Giáo dục và đào tạo Bộ Nông nghiệp và PTNT
Trờng đại học Thuỷ lợi
Nguyễn Thị Ngọc Hơng
Nghiên cứu
ảnh hởng của cờng độ chống cắt
đất không bão hòa đến
sự ổn định đập đất Chuyên ngành: Địa kỹ thuật Xây dựng
Mã số: 62 - 58 - 60 - 01 tóm tắt Luận án tiến sĩ kỹ thuật



Luận án đợc bảo vệ trớc hội đồng chấm luận án cấp trờng họp tại:
Trờng Đại học Thủy lợi 175 Tây Sơn - Đống Đa Hà Nội
vào hồi giờ ngày tháng năm

Có thể tìm hiểu Luận án tại: Th viện Quốc gia
hoặc Th viện Đại học Thủy lợi 175 Tây Sơn - Đống Đa Hà Nội
- 1 -

Mở đầu
I. TíNH CấP THIếT CủA Đề TàI
Đất không bão hòa thờng có các đặc tính về ứng suất - biến dạng, biến thiên áp
lực nớc lỗ rỗng, cờng độ chống cắt, hệ số thấm không tuân theo các lý thuyết của cơ
học đất bão hòa. Trên thực tế khối đất trong tự nhiên (tàn tích) hay nhân tạo (các đập vật
liệu địa phơng) thờng là một hệ đất bão hòa/không bão hòa do đó các lý thuyết của cơ
học đất bão hòa không còn áp dụng để tính toán một cách đầy đủ, toàn diện và chính xác
cho môi trờng đất bão hòa/không bão hòa. ở Việt Nam, đập đất đợc xây dựng rất phổ
biến và vật liệu đắp đập thờng là đất tại chỗ có hàm lợng hạt sét thấp (đặc biệt là các
đập khu vực miền Trung). Các kiến thức, kinh nghiệm, lý thuyết tính toán, thiết bị thí
nghiệm cho đất không bão hòa ở Việt Nam còn nhiều hạn chế.
ở nớc ta, một số công trình vẫn làm việc tốt đến thời điểm hiện tại nhng trớc đó
tính toán kiểm tra thấy mất ổn định, điều này liên quan đến việc trong quá trình tính toán
đã không xét ảnh hởng của các thông số đất không bão hòa. Trong một công trình nghiên
cứu các mái dốc đứng ở Hồng Kông, một số nghiên cứu cũng cho thấy kết quả tơng tự.

loại đất đắp đập thuộc công trình đập đất hồ chứa nớc Sông Sắt (tỉnh Ninh Thuận) đặc
trng cho đất đắp đập miền Trung và đất vùng Tây Bắc Việt Nam (tỉnh Yên Bái).
- 2 -

Iv. nI DUNG NGHIÊN CứU
Nội dung chính của luận án giải quyết những vấn đề sau:
(1) Nghiên cứu tổng quan về đập đất nói chung và các vấn đề về mất ổn định mái
đất, môi trờng đất bão hòa-không bão hòa, tình hình nghiên cứu và ứng dụng các đặc
trng cơ lý của đất không bão hòa trong nớc và trên thế giới. (2) Nghiên cứu đi sâu về lý
thuyết và các phơng pháp xác định các thông số của đất không bão hòa nh: đờng đặc
trng quan hệ đất - nớc, hệ số thấm và cờng độ chống cắt. (3) Thông qua những kết quả
nghiên cứu thu đợc, đề xuất qui trình thí nghiệm ba trục đất không bão hòa, đặc biệt trên
thiết bị ba trục cải tiến, phù hợp với đất Việt Nam. (4) Nghiên cứu thực nghiệm xác định
đờng cong đặc trng đất - nớc của các loại đất đắp khác nhau dùng trong công trình
thực tế và cờng độ chống cắt của đất ứng với các lực hút dính khác nhau, xác định đờng
quan hệ giữa cờng độ chống cắt t và lực hút dính (u
a
-u
w
). (5) Nghiên cứu quan hệ giữa
SWCC với cờng độ chống cắt và hệ số thấm của đất không bão hòa, tính toán xác định hệ
số thấm của đất trong môi trờng bão hoà - không bão hoà. (6) Đề xuất phơng trình thực
nghiệm biểu diễn đờng cong đặc trng đất-nớc và quan hệ giữa cờng độ chống cắt với
lực hút dính của các mẫu đất dùng trong nghiên cứu phu hợp với đất của Việt Nam. (7) So
sánh, đối chiếu kết quả tính toán từ các phơng trình đề xuất với kết quả thực nghiệm. Từ
kết quả thu đợc kiến nghị về khả năng ứng dụng của các phơng trình đề xuất trong tính
toán hệ số thấm và cờng độ chống cắt của đất không bão hòa tại Việt Nam. (7) ứng dụng
kết quả nghiên cứu phân tích, đánh giá trạng thái ổn định của công trình thực tế (đập đất
hồ chứa nớc Khe Cát và đập đất hồ chứa nớc Sông Sắt) và mái dốc tự nhiên ở Yên Bái.
v. PHƯƠNG PHáP NGHIÊN CứU

(1) Thiết bị nén 3 trục cho đất không bão hòa đợc cải tiến từ thiết bị thí nghiệm nén 3
trục của đất bão hòa tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật trờng Đại học Thủy lợi dựa trên
nguyên lý đề xuất của Fredlund and Rahardjo 1993.
(2) Xây dựng đợc đờng quan hệ cho tính toán các đờng cong đặc trng đất - nớc,
hệ số thấm và cờng độ chống cắt cho một số loại đất ở Việt Nam. Xây dựng đợc biểu đồ
hệ số hiệu chỉnh theo chỉ số dẻo I
p
cho các loại đất (từ sét pha nhẹ, sét pha, sét pha nặng
đến sét) ở nớc ta. Kết quả nghiên cứu cờng độ chống cắt cho thấy các thông số cờng
độ chống cắt (, c và
b
) của cùng loại đất theo các sơ đồ cắt khác nhau (cắt trực tiếp, cắt
cố kết thoát nớc và cắt với độ ẩm không đổi) cho giá trị tơng đối gần nhau, kiến nghị
trong điều kiện không có thiết bị thí nghiệm nén ba trục cho đất không bão hòa thì có thể
dùng thiết bị cắt phẳng để thí nghiệm xác định sơ bộ các thông số cờng độ chống cắt của
đất không bão hòa.
(3) Khi lực hút dính thay đổi thì lực dính c thay đổi, nhng hầu nh không đổi cho
một số loại đất của Việt Nam.
(4) Thí nghiệm đợc bộ thông số đặc trng cho một số loại đất ở Việt Nam cũng nh
minh chứng đợc ảnh hởng của đặc tính không bão hòa đối với ổn định mái cho đất của
nớc ta. Đề xuất phơng pháp ứng dụng các thông số đặc trng đất không bão hòa trong
tính toán ổn định mái dốc đảm bảo an toàn và kinh tế cho đất của Việt Nam.
VIiI. Bố CụC CủA LUậN áN
Mở đầu
Chơng 1: Tổng quan về đập đất và đất không bão hoà.
Chơng 2: Cơ sở lý thuyết.
Chơng 3: Nghiên cứu thực nghiệm.
Chơng 4: ứng dụng tính toán ổn định mái dốc cho công trình thực tế (công trình
đập đất hồ chứa nớc Sông Sắt và công trình đập đất hồ chứa nớc Khe Cát) và mái dốc tự
nhiên.

liên quan với áp lực khí lỗ rỗng. Lambe và Whitman (1979) định nghĩa đất không bão hoà
là hệ ba pha bao gồm pha rắn, pha nớc và pha khí. Theo Fredlund và Morgensten (1977),
khi phân tích ứng suất của môi trờng liên tục nhiều pha, cần nhận thức pha trung gian khí
- nớc ứng xử nh một pha độc lập, khi đó đất không bão hoà là hệ bốn pha: pha rắn, pha
khí, pha nớc và mặt ngoài căng hay mặt phân cách khí - nớc.
Lực hút dính, đờng cong đặc trng đất-nớc, hệ số thấm và cờng độ chống cắt là
các đặc trng cơ bản của đất không bão hòa. Cờng độ chống cắt của đất không bão hòa
khác đất bão hòa ở chỗ có thêm lực dính do lực hút dính gây ra. Lực dính thêm này phụ
thuộc vào (u
a
- u
w
), giá trị
b
.
1.3. Tình hình nghiên cứu các đặc trng cơ lý đất không bão hoà
trên thế giới và ở việt nam
1.3.1. Tình hình nghiên cứu các đặc trng cơ lý đất không bão hòa trên thế
giới
Lý thuyết về Cơ học đất không bão hoà đợc thiết lập từ nhiều thập kỷ trớc. Trớc
năm 1950, các nhà khoa học bắt đầu nghiên cứu đặc tính của đất không bão hòa; tuy
nhiên, hầu hết các mối quan tâm chỉ dừng lại ở dòng mao dẫn. Vào cuối những năm 50,
những thúc đẩy mới đã bắt đầu bằng việc nghiên cứu biến thiên thể tích và cờng độ
chống cắt của đất không bão hoà. Việc nghiên cứu trên dẫn đến các đề nghị về một số
phơng trình ứng suất, đợc gọi là ứng suất hiệu quả cho đất không bão hòa. Về sau có sự
thay đổi chậm chạp theo hớng chấp nhận hai biến trạng thái ứng suất độc lập (Fredlund
và Mongensten (1977), ). Cho đến hiện nay đã có một nền tảng khá vững chắc về lý
thuyết cho Cơ học đất không bão hòa.
1.3.2. Tổng quan các nghiên cứu về cờng độ chống cắt của đất
Terzaghi (1936) dùng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb và khái niệm ứng suất

s = (s - u
a
) + (u
a
- u
w
) (2.2)
trong đó: u
a
- áp lực khí lỗ rỗng; - thông số liên quan đến độ bão hoà của đất.
Năm 1977, Fredlund và Morgenstern đã nghiên cứu và kết luận là bất kỳ hai trong
ba biến ứng suất pháp (ứng suất tổng s, áp lực nớc lỗ rỗng u
w
và áp lực khí lỗ rỗng u
a
)
đều có thể dùng để mô tả trạng thái ứng suất của đất không bão hoà. Nói cách khác, có ba
tổ hợp có thể đợc dùng làm các biến trạng thái ứng suất mô tả đặc tính cờng độ chống
cắt và biến thiên thể tích của đất không bão hoà, thích hợp cho cấu trúc đất và mặt ngoài
căng trong đất không bão hòa: (s-u
a
) và (u
a
-u
w
); (s-u
w
) và (u
a
-u
































w

giữ bằng không] bằng cách tác dụng các áp lực khí khác nhau vào mẫu. Phơng pháp này
thuộc loại kỹ thuật tịnh tiến trục.
2.3. cờng độ chống cắt của đất không bão hoà
2.3.1. Phơng trình cờng độ chống cắt của đất bão hòa
Terzaghi (1936) dùng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb và khái niệm ứng suất
hiệu quả để mô tả cờng độ chống cắt của đất bão hòa:
t
ff
= c + (s
f
- u
w
)
f
tan (2.11)
trong đó: t
ff
- ứng suất cắt trên mặt phá hoại lúc phá hoại; c - lực dính hiệu quả; (s
f
- u
w
)
f

- ứng suất pháp hiệu quả trên mặt phẳng phá hoại lúc phá hoại; - góc ma sát trong hiệu
quả.
2.3.2. Phơng trình cờng độ chống cắt của đất không bão hòa
Bishop (1959) đề xuất phơng trình cờng độ chống cắt nh sau:

uuuc
st
tan'tan'
(2.13)
trong đó: t
ff
- ứng suất cắt trên mặt trợt ở trạng thái phá hoại, c - lực dính hiệu quả, (s
f
-
u
a
)
f
- ứng suất pháp thực trên mặt trợt ở trạng thái phá hoại, - góc ma sát trong ứng với
ứng suất pháp thực (s
f
-u
a
)
f
, (u
a
-u
w
)
f
- lực hút dính ở trạng thái phá hoại, và
b
- góc biểu thị
tốc độ tăng về cờng độ chống cắt ứng với sự tăng lên của lực hút dính (u

w
- độ ẩm thể tích; q
s
- độ ẩm thể tích
bão hoà.
2.4. phơng pháp phân tích thấm trong môi trờng bão hòa, không
bão hòa
Hệ số thấm nớc của đất có thể đợc xác định bằng các phơng pháp gián tiếp từ
SWCC hoặc trực tiếp (thí nghiệm thấm). Leong và Rahardjo (1997) đã kiến nghị phơng
trình dự đoán hệ số thấm dựa trên hệ số thấm bão hòa và đờng cong đặc trng đất nớc
nh sau:

p
s
w
s
p
sw
kkk









q
q

phận xã Phớc Thắng, huyện Bác ái, tỉnh Ninh Thuận (khu vực Nam Trung Bộ). Loại đất
thứ hai dùng trong nghiên cứu là mỏ vật liệu đất đắp thuộc khu vực công trình hồ chứa
nớc Khe Cát (trong giai đoạn lập dự án đầu t xây dựng) nằm trên thợng nguồn suối
Khe Cát, thuộc xã Hải Lạng, huyn Tiên Yên, tỉnh Quảng Ninh (khu vực Đông Bắc Bộ).
Loại đất thứ ba trong nghiên cứu này là các mẫu đất nguyên dạng đợc lấy tại nhiều vị trí
khác nhau trên một mái dốc tự nhiên thuộc thành phố Yên Bái tỉnh Yên Bái (khu vực Tây
Bắc Bộ). Tính chất cơ lý của đất đợc xác định theo qui trình thí nghiệm TCVN (1995) và
đợc nêu trong bảng 3.1a và 3.1b.
Bảng 3.1a. Tính chất cơ lý của các mẫu vật liệu đầm nén
Các chỉ tiêu
Ký
hiệu

Đơn
vị
Vật liệu
Sông Sắt 1

Vật liệu
Sông Sắt 2

Vật liệu
Sông Sắt 3

Vật liệu
Khe Cát

Thành phần hạt
>10.000 mm


%
33,28
30,17 29,69 8,00
Bụi 0,010 - 0,050 mm

%
12,22
9,68 8,93 15,00
0,005 - 0,010 mm

%
0,97
1,29 1,22 11,00
- 8 -

Sét <0,005 mm

%
23,07
25,00 22,78 31,00
Tỷ trọng G
s2,680 2,725 2,731 2,710
Giới hạn chảy W
l

%
24,83 23,83 24,08 52,60

vị
Yên Bái 1

Yên Bái 2

Yên Bái 3

Yên Bái 4

Yên Bái 5

Thành phần hạt
>10.000 mm

%
6,08 0,00 0,00 0,00 0,00
5,000 - 10,000 mm

%
8,08 8,23 0,85 0,17 2,49
Sỏi 2,000 - 5,000 mm

%
24,62 21,64 1,60 3,29 5,46
Cát 0,500 - 2,000 mm

%
6,22 7,52 3,62 9,74 6,10
0,250 - 0,500 mm


%
51,14 50,73 53,05 55,64 51,52
Giới hạn dẻo W
p

%
34,60 34,12 37,10 40,60 35,70
Chỉ số dẻo I
p

%
16,54 16,61 15,95 15,04 15,82
3.2. thí nghiệm xác định đờng cong đặc trng đất - nớc
3.2.1. Thiết bị thí nghiệm xác định đờng cong đặc trng đất nớc
Sơ đồ thiết bị thí nghiệm xác định
đờng cong đặc trng đất-nớc đợc
trình bày trong hình 3.1. Đĩa gốm trong
luận án là loại 5 bar.
3.2.2. Chuẩn bị mẫu
Chế bị 12 mẫu đất theo phơng
pháp đầm nén có khối lợng đơn vị khô
bằng 95 % khối lợng đơn vị khô lớn
nhất và độ ẩm là độ ẩm tốt nhất. Mẫu đất
chế bị có chiều dày 20 mm, đờng kính
62 mm, thể tích 60 cm
3
. Các mẫu nguyên
dạng Yên Bái đợc cắt gọt vào các dao vòng có chiều cao 20 mm, thể tích 60 cm
3
.

Khe Cát

Độ ẩm chế bị W
cb

%
12,73 11,06 10,97 24,50
Khối lợng đơn vị ớt chế bị

cb

g/cm
3

2,000 2,136 2,105 1,830
Khối lợng đơn vị khô chế bị

dcb

g/cm
3

1,774 1,923 1,897 1,470
Độ ẩm thể tích bão hòa
q
s0,348 0,345 0,390 0,456
Hệ số thấm khi bão hoà k

Yên Bái 5

Độ ẩm tự nhiên W

%
25,38 21,68 24,78 37,18 36,41
Khối lợng đơn vị tự nhiên

w

g/cm
3

1,712 1,649 1,613 1,741 1,613
Khối lợng đơn vị khô

d

g/cm
3

1,365 1,355 1,293 1,269 1,182
Độ ẩm thể tích bão hòa
q
s0,447 0,410 0,496 0,510 0,515
Hệ số thấm khi bão hoà k
s

Sông Sắt 1, 2, 3 lần lợt bằng 20.04 kPa, 20.08 kPa và 11.8 kPa. Hình 3.3b cho kết quả
SWCC của các mẫu Yên Bái, từ hình vẽ ta đợc giá trị khí vào của mẫu đất Yên Bái 1, 2,
3, 4 và 5 lần lợt bằng 31 kPa, 32 kPa, 30 kPa, 28 kPa và 29 kPa. Các kết quả thí nghiệm
cho thấy đất có chỉ số dẻo I
p
càng cao thì giá trị khí vào càng lớn.

0,25
0,27
0,29
0,31
0,33
0,35
0,37
0,39
0,41
0,43
0,45
1 10 100 1000
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
m th tớch,
w
Vt liu Khe Cỏt
Vt liu Sụng St 1
Vt liu Sụng St 2
Vt liu Sụng St 3


Giá trị khí vào = 29 kPa
Giá trị khí vào = 32 kPa
Giá trị khí vào = 31 kPa

Giá trị khí vào = 40 kPa
Giá trị khí vào = 11,8 kPa
Giá trị khí
vào = 20,04 kPaGiá trị khí vào = 20,08 kPa
- 10 -

3.2.6. Tính toán hệ số thấm từ đờng cong đặc trng đất - nớc
3.2.6.1. Tính toán đờng cong SWCC bằng phơng trình của Fredlund và Xing
(1994)
Phơng trình của Fredlund và Xing (1994) đã đợc dùng khá phổ biến. Tuy nhiên
công thức của Fredlund và Xing (1994) đợc lập theo phơng pháp lý thuyết trên cơ sở thí
nghiệm các loại đất chủ yếu ở Bắc Mỹ, có các đặc tính khác với tính chất của đất Việt
Nam, nên tác giả đã đề xuất công thức xác định m, n sao cho biểu diễn sát đúng hơn dãy
số liệu thí nghiệm tác giả đã thực hiện trong phòng thí nghiệm, cụ thể nh sau:
m = 3,4ln








0,6
0,7
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
q
w
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT ca Fredlund v Xing, 1994)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi

0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
q

0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Lực hút dính, u
a
- u
w
(kPa)
Độ ẩm thể tích,
q
w
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT ca Fredlund v Xing, 1994)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi

Hình 3.6. Đờng cong đặc trng đất -
nớc của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 2
Hình 3.7. Đờng cong đặc trng đất -
nớc của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 3
Các kết quả so sánh tính toán cho các mẫu Yên Bái đợc trình bày trong phụ lục III
của luận án. Từ các kết quả thí nghiệm và tính toán xác định đờng cong SWCC cho các
mẫu đất nghiên cứu ta thấy đờng cong đợc tính toán theo phơng trình đề xuất của tác
giả biểu diễn sát hơn các kết quả thực nghiệm.
3.2.6.2. Xác định hệ số thấm của đất từ SWCC
Tác giả đã tiến hành tính toán hệ số thấm k tại các độ ẩm thể tích khác nhau theo
công thức (2.10) và theo công thức hiểu chỉnh của tác giả [công thức (2.10) với m và n
tính theo công thức (3.2) và (3.3)] với mục đích so sánh kết quả tính toán theo hai phơng


n = 0,86

a = 70,0
m = 0,35

n = 0,50

q
s
= 0,390
a = 40,0
m = 0,79
n = 0,65
a = 40,0
m = 0,73

n = 0,37
- 11 -

1,0E-21
5,0E-09
1,0E-08
1,5E-08
2,0E-08
2,5E-08
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u
a
- u

lực hút dính của mẫu đầm nén Sông Sắt 1

1,0E-21
4,0E-08
8,0E-08
1,2E-07
1,6E-07
2,0E-07
2,4E-07
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u
a
- u
w
(kPa)
k
w
(m/s)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC ca Fredlund v Xing (1994)
Kt qu tớnh toỏn theo SWCC do tỏc gi xut

1,0E-21
5,0E-08
1,0E-07
1,5E-07
2,0E-07
2,5E-07
3,0E-07
0,1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
u

kPa và 300 kPa. Các mẫu đất đợc lấy ra
khỏi bình áp lực và đem cắt ngay để đảm
bảo độ ẩm ban đầu trớc khi cắt biến đổi ít. Thí nghiệm đợc tiến hành với tốc độ cắt
chậm để đảm bảo áp lực nớc lỗ rỗng trong quá trình cắt hầu nh không đổi. Trong nghiên
cứu này, 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.
3.3.3. Chơng trình thí nghiệm
Tác giả thực hiện thí nghiệm cắt trực tiếp với các mẫu đất đầm nén Khe Cát đại
diện cho khu vực đất đắp miền Bắc, đặc trng cho miền Trung là đất Sông Sắt 2 và Sông
Sắt 3. Số lợng mẫu thí nghiệm với mỗi loại đất là 12 mẫu. Hình 3.12. Sơ đồ thiết bị cắt trực tiếp
- 12 -

3.3.4. Kết quả thí nghiệm
3.3.4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Khe Cát
Hình 3.14 trình bày mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng đợc xây dựng từ
các kết quả thí nghiệm. Nh mô tả trên hình 3.14, ta thấy: đất thí nghiệm có góc ma sát
trong = 23
0
và lực dính đơn vị c = 34 kPa. Khi lực hút dính tăng, góc ma sát gần nh
không thay đổi ( 23
0
) nhng cờng độ chống cắt của mẫu tăng lên, góc
b
giảm.
b
=
khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào tới

đầm nén Sông Sắt 2
Mặt bao phá
hoại Mohr-Coulomb
mở rộng đợc mô tả trong hình 3.17. Kết
quả trên hình 3.17 cho thấy đất thí nghiệm
có góc ma sát trong = 13
0
và lực dính
đơn vị c = 13 kPa. Khi lực hút dính nhỏ
hơn giá trị khí vào tới hạn thì góc
b
= .
Lực hút dính tăng, góc ma sát gần nh
không thay đổi ( 13
0
) nhng cờng độ
chống cắt của mẫu tăng lên, đồng thời góc

b
giảm.
Hình chiếu của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng t ~ (s - u
a
) đợc thể hiện
trên hình 3.18. Hình 3.19 trình bày giao
tuyến của mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb
mở rộng với mặt phẳng t ~ (u
a
u
w

Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)

Hình 3.15. Quan hệ giữa
t
f
và (s-u
a
) ứng với các
lực hút dính khác nhau
Hình 3.16. Quan hệ giữa t
f
và
(u
a
-u
w
) tại ứng suất pháp thực bằng
0 kPa

Hình 3.17. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Sông Sắt 2



sát trong = 13
0
và lực dính đơn vị c = 14
kPa. Kết quả trên hình 3.20 cho thấy cờng
độ chống cắt của mẫu tăng khi lực hút dính
tăng nhng góc
b
giảm dần từ giá trị
b
=
ứng với giá trị lực hút dính nhỏ hơn giá trị
khí vào tới hạn. Góc ma sát trong gần nh
không thay đổi ( 13
0
).
Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên
mặt phẳng t ~ (s - u
a
) đợc thể hiện trên
hình 3.21. Trên hình 3.21 ta thấy góc ma sát
trong gần nh không đổi khi lực hút dính
tăng. Hình 3.22
trình bày giao tuyến
của mặt bao phá
hoại Mohr-Coulomb
mở rộng với mặt
phẳng t ~ (u
a
u
w


0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)

Hình 3.18. Quan hệ giữa t
f

và (s-u
a
) ứng với các lực hút
dính khác nhau
Hình 3.19. Quan hệ giữa t
f
và
(u
a
-u
w
) tại ứng suất pháp thực

- u
w
(kPa)
Cng chng ct,
t
f
(kPa)

Hình 3.21. Quan hệ giữa t
f

và (s-u
a
) ứng với các lực hút
dính khác nhau
Hình 3.22. Quan hệ giữa t
f
và
(u
a
-u
w
) tại ứng suất pháp thực
bằng 0 kPa

= 13
o


= 13

quá trình tăng dần từng cấp áp lực buồng, s
3
, và áp lực ngợc, u
w
, dới áp lực hiệu quả
bằng 10kPa cho đến khi hệ số áp lực nớc lỗ rỗng B đạt giá trị gần 1. Quá trình bão hòa
mẫu thờng kéo dài khoảng 10 ngày.
Giai đoạn cố kết
Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, mẫu đất đợc cố kết dới áp lực buồng, s
3
, và
áp lực nớc lỗ rỗng, u
w
, hay nói cách khác mẫu đất đợc cố kết đẳng hớng bằng các áp
lực hiệu quả yêu cầu, (s
3
u
w
). Giai đoạn cố kết đợc coi là kết thúc khi thể tích nớc
thoát ra khỏi mẫu không thay đổi và áp lực nớc lỗ rỗng d đã hoàn toàn tiêu tán. Thời
gian cho giai đoạn cố kết khoảng 1 giờ.
Giai đoạn tạo và cân bằng lực hút dính trong mẫu
Giai đoạn cân bằng lực hút dính đợc thực hiện để tạo lực hút dính bên trong mẫu
sau khi kết thúc giai đoạn cố kết. Trong quá trình tạo lực hút dính, mẫu đất sẽ đợc cố kết
bởi áp lực hông thực (s
3
u
a
) và lực hút dính (u
a

3.4.4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Khe Cát
3.4.4.1.1. Các đặc tính cờng độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm
Các hình 3.33 và 3.35 biểu diễn quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng dọc trục
dới các áp lực hông thực khác nhau nhng ở cùng lực hút dính là 0 kPa và 200 kPa. Tại
cùng lực hút dính, các mẫu chịu tác dụng của áp lực hông thực càng lớn thì ứng suất lệch
đỉnh càng tăng.

3.4.4.1.2. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng
Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở
rộng đợc cho trong hình 3.39. Trên hình
3.39, ta thấy mặt bao có dạng mặt cong theo
trục lực hút dính. Hình chiếu của mặt bao
phá hoại trên mặt phẳng t ~ (s u
a
) cho các
đờng đồng lực hút dính nh thấy ở hình
3.40. Các đờng có các khoảng chặn lực dính
khác nhau, tùy thuộc các lực hút dính tơng
ứng của chúng. Khoảng chặn lực dính trở
thành lực dính hiệu quả c = 37 kPa khi lực
hút dính tiến tới không. Tất cả các đờng
đồng lực hút dính có cùng góc dốc = 23.
Mặt bao phá hoại chiếu trên mặt
phẳng t ~ (u
a
- u
w
) theo
các đờng đồng mức nh

CD200-0

0
200
400
600
800
1000
0 8 16 24 32 40
Bin dng trc,

(%)
ng sut lch, (
1
-
3
) (kPa)
CD50-200
CD100-200
CD200-200

Hình 3.33. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa.
Hình 3.35. Quan hệ giữa (s
1
-s

500
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
= 0 kPa
= 50 kPa
= 100 kPa
= 200 kPa
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a

Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở
rộng đợc cho trong hình 3.50. Mặt bao trên
hình 3.50 cũng cho thấy xu hớng giảm
b

khi lực hút dính tăng nhng hầu nh
không đổi,
b
= khi lực hút dính nhỏ hơn
giá trị khí vào tới hạn.
Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên
mặt phẳng t ~ (s u
a
) cho các đờng đồng
lực hút dính nh thấy ở
hình 3.51. Tất cả các
đờng đồng lực hút dính
có cùng góc dốc =
13. Hình chiếu của mặt
bao phá hoại trên mặt
phẳng t ~ (u
a
- u
w
) theo
các đờng nh mô tả
trong hình 3.52. Giao
tuyến biểu thị lợng tăng
cờng độ chống cắt khi
lực hút dính tăng.

320
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,

(%)
ng sut lch, (
s
1
-
s
3
) (kPa)
CD50-200
CD100-200
CD200-200

Hình 3.44. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa.
Hình 3.46. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa.

Hình 3.50. Mặt bao phá hoại Mohr-

f
(kPa)
= 0 kPa
= 50 kPa
= 100 kPa
= 200 kPa
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a
s
3
- u
a

Hình 3.51. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại
trên mặt phẳng tsu
a
)
Hình 3.52. Các hình chiếu
ngang của mặt bao phá hoại

mẫu dờng nh vẫn giữ nguyên bằng 13
0
dù
lực hút dính tăng.
Hình 3.66 biểu diễn hình chiếu của mặt
bao phá hoại trên mặt phẳng t ~ (s u
a
). Tất
cả các đờng đồng lực hút dính có cùng góc
dốc = 13.
Hình 3.67 biểu diễn hình chiếu của mặt bao
phá hoại trên mặt phẳng
t ~ (u
a
- u
w
). Giao tuyến
biểu thị lợng tăng
cờng độ chống cắt khi
lực hút dính tăng. Các
quan hệ trên hình 3.67
cho thấy lực hút dính
tăng làm cờng độ
chống cắt của mẫu tăng
lên. áp lực hông thực
tăng cũng làm cờng độ
0
80
160
240

3
) (kPa)
CW50-200
CW100-200
CW200-200

Hình 3.55. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa.
Hình 3.57. Quan hệ giữa (s
1
-s
3
) và với
cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa.
0
40
80
120
0 5 10 15 20 25 30
Bin dng trc,

(%)
Bin thiờn ỏp lc nc l rng,

u
w


Hình 3.62. Mặt bao phá hoại Mohr-
Coulomb mở rộng cho mẫu Sông Sắt 3
từ thí nghiệm CW
0
100
200
300
0 100 200 300 400
ng sut phỏp thc, (
s
- u
a
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa

0
100
200
300
0 100 200 300
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w

w
)
- 18 -

chống cắt của mẫu tăng theo tơng ứng.
3.5. Phân tích kết quả thí nghiệm

3.5.1. So sánh các kết quả thí nghiệm
Đồ thị so sánh cờng độ chống cắt ứng với lực hút dính từ các kết quả thí nghiệm
nén ba trục CD, CW với các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp cho trong hình 3.69, 3.70 và
3.71. Từ các kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nớc (CD), ba trục độ ẩm không
đổi (CW) và các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp ta thấy kết quả thí nghiệm của hai
phơng pháp nén ba trục và cắt trực tiếp có sự chênh nhau không nhiều.
Hình 3.72 so sánh
cờng độ chống cắt ứng
với lực hút dính từ hai thí
nghiệm nén ba trục cố kết
thoát nớc+khí CD và thí
nghiệm nén ba trục độ ẩm
không đổi (CW) trên các
mẫu đất đầm nén Sông Sắt
3. Đờng bao lực dính từ
thí nghiệm cắt CW khá
gần với đờng bao lực
dính từ kết quả thí nghiệm
cắt CD.
Kết quả so sánh
các thông số cờng độ
chống cắt hiệu quả ( và c
hiệu quả) của các mẫu đất

2329' 2311' 1303' 1302' 1300'
c' (kPa) 34,00 37,00 13,53 14,20 14,00

b
(độ)

0 23,47 23,18 13,15 13,11 13,08
20 23,35 12,99
50 23,03 12,37
100 10,11 7,97 5,24 4,86 4,12
Lực hút dính (kPa)

200 8,35 6,28 4,40 4,01 3,60

0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Thớ nghim ct trc tip
Thớ nghim ct ba trc CD

và (u
a
-u
w
) của mẫu
đất đầm nện Sông Sắt 3
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, u
a
- u
w
(kPa)
Cng chng ct,
f
(kPa)
Thớ nghim ct trc tip
Thớ nghim ct ba trc CW
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Lc hỳt dớnh, u
a


- 19 -

3.5.2. So sánh giữa kết quả thí nghiệm với kết quả tính từ công thức thực
nghiệm đợc đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli, 1996
Từ các kết quả thí nghiệm cờng độ chống
cắt cho các mẫu đất, tác giả đã tiến hành tính toán
thử đúng dần để xác định ra hệ số hiệu chỉnh
trong phơng trình của Fredlund và Vanapalli
(1996) sao cho kết quả tính toán phù hợp với thực
nghiệm nhất. Quan hệ giữa và I
p
cho các loại
đất đợc trình bầy trong hình 3.73. Hình 3.74 đến
hình 3.79 biểu diễn các đờng quan hệ giữa
cờng độ chống cắt t và lực hút dính (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện xác định từ thí nghiệm cắt trực
tiếp và thí nghiệm nén ba trục với hệ số hiệu
chỉnh đợc lấy từ đồ thị 2.10 do Fredlund và
Vanapalli (2001) xây dựng và từ biểu đồ thị 3.73 của tác giả. Kết quả thí nghiệm và tính toán các mẫu đất Yên Bái đợc cho trong phụ lục III
của luận án. Từ các kết quả tính toán trên các hình vẽ 3.74 đến 3.79 ta thấy tính toán
cờng độ chống cắt theo lực hút dính sử dụng hệ số hiệu chỉnh của tác giả cho đờng
quan hệ t

0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
C
ờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi

0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f

mẫu đất đầm nện Khe Cát từ
thí nghiệm cắt trực tiếp.
Hình 3.75. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Sông Sắt 2
từ thí nghiệm cắt trực tiếp.
Hình 3.76. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Sông Sắt 3
từ thí nghiệm cắt trực tiếp.
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u

0 100 200 300
Lực hút dính, (u
a
- u
w
) (kPa)
Cờng độ chống cắt,
f
(kPa)
Kt qu thớ nghim
Kt qu tớnh toỏn (PT Fredlund v Vanapalli, 1996)
Kt qu tớnh toỏn theo xut ca tỏc gi

Hình 3.77. Đờng quan
hệ giữa t
f
và (u
a
u
w
) của
mẫu đất đầm nện Khe Cát từ
thí nghiệm nén ba trục CD.
Hình 3.78. Đờng quan hệ
giữa t
f
và (u
a
u
w

hai phơng pháp nén ba trục và cắt trực tiếp với cùng một loại mẫu thí nghiệm chênh nhau
không nhiều. Tác giả tiến hành xác định hệ số hiệu chỉnh trong phơng trình của
Fredlund và Vanapalli (1996) cho phù hợp với số liệu thí nghiệm của các loại đất nghiên
cứu.
Chơng 4
ứng dụng kết quả nghiên cứu tính toán cho một số mái
dốc ở việt nam
4.1. Giới thiệu chung về công trình
4.1.1. Công trình hồ chứa nớc Sông Sắt
Hồ chứa nớc Sông Sắt nằm trên sông Sắt thuộc địa phận xã Phớc Thắng, huyện
Bác ái, tỉnh Ninh Thuận. Đập đất có mặt cắt dạng hỗn hợp 3 khối, lõi giữa chống thấm, có
chân khay bố trí tại tim đập.
4.1.2. Công trình hồ chứa nớc Khe Cát
Công trình Hồ chứa nớc Khe Cát nằm trên thợng nguồn suối Khe Cát, thuộc xã
Hải Lạng, huyn Tiên Yên, tỉnh Quảng Ninh. Đập có mặt cắt dạng đồng chất.
4.1.3. Mái dốc tự nhiên ở Yên Bái
Mái dốc trong nghiên cứu là mái dốc tự nhiên của một quả đồi nằm dọc theo đờng
quốc lộ thuộc thành phố Yên Bái tỉnh Yên Bái, đợc ngời dân bạt mái để xây nhà ở.
4.2. giới thiệu phần mềm ứng dụng
Tác giả sử dụng các phần mềm SEEP/W, SLOPE/W trong bộ chơng trình phần
mềm địa kỹ thuật GeoStudio 2004 để giải quyết các bài toán cơ bản: tính thấm, tính ổn
định mái dốc. Phần mềm SLOPE/W đợc ghép nối với phần mềm SEEP/W nhằm xét ảnh
hởng của áp lực nớc lỗ rỗng đối với hệ số an toàn của mái đập.
4.3. Phân tích ổn định mái đập đất công trình sông sắt
4.3.1. Tính toán thấm
Kết quả tính toán áp lực nớc lỗ rỗng bằng phần mềm GeoStudio 2004 cho trong
hình 4.2. Từ kết quả cho thấy áp lực lỗ
rỗng âm trong vùng lõi đập cho giá trị
lớn nhất dới -140 kPa, trong khi đó
vùng khối gia tải phía hạ lu cho giá

-
1
20
-
1
2
0

-
1
0
0

-
8
0

-

0
0

2
0
0

2
8
0Khoảng cách (m)
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
Cao độ (m)
125
130
135
140
145
150
155
160
165

=
1,307.
4.3.2.3. Phân tích ổn định theo
phơng pháp lực dính toàn phần
Để tính toán vùng đất không bão
hòa, khối thợng lu và khối lõi chống
thấm cùng khối gia tải hạ lu nằm phía
trên đờng bão hòa đợc chia thành các
lớp nhỏ (hình 4.3).
Kết quả tính toán ổn định mái dốc
hạ lu đập theo phơng pháp lực dính toàn
phần cho hệ số ổn định mái hạ lu nhỏ
nhất theo Fredlund và Vanapalli là F
s
= 1,412 và theo tác giả là F
s
= 1,478.
4.4. Phân tích ổn định mái đập đất công trình khe cát
4.4.1. Tính toán thấm
Kết quả tính toán áp
lực nớc lỗ rỗng bằng phần
mềm GeoStudio 2004 cho
trong hình 4.5. Từ kết quả
cho thấy áp lực lỗ rỗng âm
trong vùng đất phía trên
đờng bão hòa có giá trị
dới -200 kPa.
4.4.2. Phân tích ổn
định mái dốc
Phân tích ổn định mái đập đất công trình Khe Cát theo ba phơng pháp: phơng

4.6. Kết quả tính toán ổn định mái dốc hạ
lu đập theo phơng pháp lực dính toàn
phần cho hệ số ổn định mái hạ lu nhỏ nhất
theo Fredlund và Vanapalli là F
s
= 2,781 và
theo tác giả là F
s
= 2,794.
Lõi chống thấm
Hạ lu
Tiêu nớc
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
14
15
16
17
18
19

thiết không xét đến

b

Kết quả phân tích ổn định mái dốc theo giả
thiết không xét đến

b
cho hệ số ổn định mái dốc
nhỏ nhất là: F
s
= 1,018.
4.5.2.2. Phân tích ổn định theo phơng
pháp giả thiết

b
= 1/2


Kết quả tính toán ổn định mái dốc cho hệ số
ổn định nhỏ nhất: F
s
= 1,250.
4.5.2.3. Phân tích ổn định theo phơng
pháp lực dính toàn phần
Mặt cắt tính toán đợc cho trên hình 4.9.
Kết quả tính toán ổn định mái dốc theo phơng
pháp lực dính toàn phần cho hệ số ổn định mái hạ
lu nhỏ nhất theo Fredlund và Vanapalli là F
s

theo nghiên cứu
của tác giả, ta đợc hệ số an toàn cao hơn khoảng 4,67% so
với kết quả tính toán theo nghiên cứu của Fredlund và
Vanapalli (F
s
= 1,478).
4.6.2. Phân tích kết quả tính toán công trình Khe
Cát
Phân tích ổn định mái dốc cho công trình đập đất
Khe Cát theo ba phơng pháp (hình 4.11) cho kết quả là:
phơng pháp coi
b
= 1/2

cho hệ số an toàn ổn định tăng
5,13% so với trờng hợp không xét đến
b
trong khi phơng pháp lực dính toàn phần
cho hệ số an toàn ổn định tăng 8,08% (F
s
= 2,781).
Hình 4.8. Đờng phân bố
áp lực nớc lỗ rỗng trong
thân và nền mái dốc
2
1
3
4
5
6

toàn phần
1,15
1,21
1,27
1,33
1,39
1,45
1,51
PP 1 PP 2 PP 3 PP 3
Phơng án
Fs

Hình 4.10
không
xét
b


b
=
2
1


c toàn
phần
theo
tác giả
c toàn
phần


trong khi phơng pháp lực dính toàn phần cho hệ số
an toàn ổn định tăng 23,58% (F
s
= 1,258). Tính toán
ổn định theo nghiên cứu của tác giả cho F
s
cao hơn
2,07% so với kết quả tính toán theo nghiên cứu của Fredlund và Vanapalli (F
s
= 1,284).
4.7. kết luận chơng 4
Kết quả phân tích ổn định mái đất theo 3 phơng pháp cho thấy trong khối đất
không bão hòa, cờng độ chống cắt tăng theo lực hút dính do lực dính trong đất tăng làm
tăng tính ổn định của khối đất, dẫn đến làm tăng hệ số an toàn ổn định.
Sử dụng các đờng quan hệ của tác giả để tính toán ổn định đập đất theo phơng
pháp lực dính toàn phần cho kết quả hệ số ổn định mái dốc tăng 4,67% (công trình Sông
Sắt), 0,47% (công trình Khe Cát) và 2,07% (mái dốc tự nhiên ở Yên Bái) so với hệ số ổn
định mái dốc theo phơng pháp lực dính toàn phần với các thông số đặc trng đất không
bão hòa tính toán theo quan hệ của các tác giả trên thế giới.

Kết luận và kiến nghị
I. KếT LUậN
1. Luận án đã nghiên cứu cơ sở lý thuyết về môi trờng đất bão hòa-không bão hoà,
các thông số đặc trng đất không bão hòa. Phân tích và đánh giá tình hình nghiên cứu và
ứng dụng các thông số đặc trng đất không bão hòa trên thế giới, làm rõ tính cấp thiết của
việc nghiên cứu xác định và ứng dụng các thông số đất không bão hòa trong quá trình
thiết kế và thi công các công trình đất tại Việt Nam.
2. Tác giả luận án đã cải tiến thiết bị nén 3 trục cho đất không bão hòa từ thiết bị
thí nghiệm nén 3 trục của đất bão hòa tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật trờng Đại học

Phơng án
Fs
8

Hình 4.12
không
xét
b


b
=
2
1


c toàn
phần
theo
F - V

c toàn
phần
theo
tác giả

không
xét
b