CƠ HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA TẬP 2

9,1, Lịch sử độ bền chống cat Dùng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb và khái niệm ứng suất hiệu quả Terzaghi, 1936 có thể mô tả độ bên chống cắt của đất bão hòa: ở đây : + - Ứng suất cấ

D.G FREDLUND - H RAHARDJO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI PHNG ĐÀO TẠO VÀ SAU ĐẠI HỌC

LỚP 17C2

TÀI LIỆU HỌC TẬP CAO HỌC

MỌI CHI TIẾT LIÊN HỆ Email: chl 7c2@gmail.com

NGUYEN CONG MAN

NHA XUAT BAN GIAO DUC - 2000

H Rahardjo, Ph.D

Senior Lecturer School of Civil and Structural Engineering Nanyang Technological University

JOHN WILEY & SONS - 1993

New York - Chichester - Brisbane - Toronto - Singapore

TÀI LIỆU HỌC TẬP CAO HỌC

MỌI CHI TIẾT LIÊN HỆ Email: chl7c2@gmail.com

LỜI GIỚI THIỆU CỦA NGƯỜI DỊCH

Cuốn sách Cơ học đất không bão hòa (1993) là một giáo trình mới thuộc lĩnh vực Địa

kỹ thuật và hiện nay được dùng như một cuốn sách giáo khoa chuyên để ở bậc đại học và cao học Đây cũng là một cuốn sách đầu tiên trên thế giới trình bày có hệ thống các vấn để

về Cơ học đất không bão hòa

Cuốn sách được cấu trúc theo nội dung truyền thống và kế thừa - mở rộng các nguyên

lý của Cơ học đất cổ điển, nhờ đó độc giả đễ tiếp thu những tính chất đặc thù của Cơ học đất không bão hòa, ứng dụng vào các bài toán Địa kỹ thuật gặp trong xây dựng

Điều có ý nghĩa nhất về mặt lý thuyết trong cuốn sách này là sự phát triển - mở rộng nguyên lý ứng suất có hiệu quả trong Cơ học đất bão hòa cổ điển thành khái niệm các biến

trạng thái ứng suất trong Cơ học đất không bão hòa, trong đó bao gồm khái niệm độ hút dinh (matric suction) : (u,-u,) Bién trang thai ung suất trong Cơ học đất không bão hòa được biểu thị theo ứng suất tổng thực (net total stress) và độ hút của đất (soil suction)

Ví dụ, các tác giả cuốn sách biểu thị các quan hệ thành phần của ba đặc tính cơ bản của

Cơ học đất như sau:

e Tinh chống cất: t=c' + (Ø, - u,)tgd’ + (a, - uy )tgd®s

`

e - Tính thấm: v = k„(„, - uy; va

oy

8 Tinh bién dang: de = a,d(o - u,) + a;d(u, - U,),

trong đó u„ và u, lần lượt là áp lực nước lỗ rễng và áp lực khí lỗ rằng

Các biểu thức trên có thể đùng được cho cả đất bão hòa và đất không bão hòa, vì trường hợp bão hòa có thể suy ra bằng cách cho áp lực khí lỗ rỗng bằng áp lực nước lỗ rỗng Nói

cách khác, đất bão hòa có áp lực nước 16 rỗng đương trong khi đất không bão hòa có ấp lực

nước lỗ rỗng âm, liên quan với áp lực khí lỗ rỗng ° -

Một đặc điểm khác đáng quan tâm trong cuốn sách này là khi trình bày ba tính chất cơ

bản nêu trên, các tác giả luôn theo trình tự: lý thuyết, xác định các đặc trưng tương ứng, và

ứng dụng lý thuyết vào thực tế, trong đó có quan tâm sắp xếp mỗi nội dung theo trình tự

phát triển, mang tính tổng quan có phân tích, điều đó giúp độc giả quan tâm tới vấn để này

dễ tiếp cận - tìm hiểu và phát triển trong quá trình nghiên cứu của mình

Vì vậy, cuốn sách này rất bổ ích cho các sinh viên đại học, cao học và các kỹ sư thuộc

lĩnh vực Địa kỹ thuật và các kỹ sư xây dựng, khi cần nghiên cứu, giải quyết các vấn để công trình có liên quan tới một số loại đất "có vấn để” như đất laterit, đất trương nở, đất lún sập

và đất đầm chặt, chịu tác dụng của các điểu kiện khí hậu khác nhau

Các tác giả của cuốn sách là TS D.G Fredlund, giáo sư thuộc Khoa Công trình, Đại

học Saskatchewan, Canada va TS H Rahardjo, giảng viên lâu năm về Địa kỹ thuật tại Đại học Công nghệ Nanyang, Singapore.

D.G Frediund là giáo sư đầu ngành tầm cỡ quốc tế về lĩnh vực Cơ học đất không bão

hòa Ông là người sáng lập và lãnh đạo Nhóm nghiên cứu về đất không bão hòa tại Khoa

Công trình, Đại học Saskatchewan, đồng thời là chủ tịch Phân ban TC6 về đất không bão

hòa thuộc Hội Cơ học đất - Địa,kỹ thuật quốc tế Năm 1996, G5 Fredlund đã đọc bài giảng

Spencer J Buchanan lần thứ tư với tiêu để: “The Emergence of Unsaturated Soil

Mechanics" tai Dai hoc Texas A & M, Hoa Kỳ

Cùng với những nghiên cứu về đất không bão hòa, GS D.G Fredlund còn nghiên cứu

sâu về các vấn đề phân tích ổn định mái đất, thấm trong môi trường đất, lý thuyết độ tin cậy

dùng trong Địa kỹ thuật, và đặc biệt ông đã mở rộng nghiên cứu vấn để mô hình số và lập

chương trình máy tính cho nhiều bài toán Địa kỹ thuật khác nhau, từ đó dẫn tới việc hình

thành Công ty quốc tế Geo-Slope Calgary mà ông là chủ tịch Bộ phần mềm của Công ty

này để dùng, đa năng và hiện đã được khai thác rất có hiệu quả trong ngành ọ thầy lợi và một

số ngành khác ở nước ta

Từ năm 1993 trở lại đây, sau khi thấy những khó khăn của ngành Địa kỹ thuật Việt

Nam qua các dịp sang giảng bài, viếng thăm, GS Fredlund đã bỏ nhiều công sức tìm kiếm

các cơ hội có thể để giúp đỡ và đã giúp đỡ có hiệu quả ngành Địa kỹ thuật Việt Nam Ông

đã góp phần quan trọng trong việc hình thành Viện Địa kỹ thuật Việt Nam bằng việc đóng

góp một thư viện sách quý và một số thiết bị thí nghiệm cơ học đất được quyên góp và

chuyên chở từ Canada sang, cùng với số đôla Mỹ tương đương với 103 triệu đồng làm vốn

hoạt động ban đầu của Viện

Một giảng viên địa chất Việt Nam đã viết một bài báo về ông “Một nhà giáo nước ngoài

gẵn bó với Việt Nan" để nói lên tấm lòng và sự giúp đỡ có hiệu qủa của ông cho,ngành Địa

kỹ thuật Việt Nam

Để tỏ lòng trân trọng và biết ơn GS D.G Fredlund, một thầy giáo nhân hậu, một nhà

khoa học thực tài, một người đồng nghiệp chân tình Canada, nhóm biên dịch cuốn sách này,

đã cố gắng khắc phục nhiều khó khăn để giới thiệu với độc giả một thành tựu khoa học mới

về đất không bão hòa trong thập niên cuối của thế kỷ 20, sau gần 70 năm ngày ra đời cuốn

sách Cơ học đất đầu tiên của GS Karl Terzaghi, người sáng lập mốn Cơ học đất, trong đó

đã đưa ra nguyên lý cơ bản về ứng suất có hiệu quả

GS Nguyễn Công Mẫn địch chương 13, 14, Phụ lục và chịu trách nhiệm hiệu đính toàn

cuốn sách; PGS TS Nguyễn Trường Tiến dịch chương !1, 12; GVC Nguyễn Uyên dịch từ

chương ! đến chương 10 và Th.S Trịnh Minh Thụ dịch chương 15, lố Trong khi dịch và

hiệu đính cuốn sách này, chúng tôi đã cố gắng diễn đạt nội dung của nguyên bản một cách

trung thành và sáng sủa; song do trình độ hạn chế, mặt khác nội dung cuốn sách lại có

nhiều điểm mới, nên chắc chắn không tránh khỏi còn những vấn để tồn tại, mong được các

bạn đọc góp ý kiến Chúng tôi xin chân thành tiếp thu và cám ơn các bạn đọc về những ý

kiến đóng góp cho bản dịch cuốn sách này

Vì nguyên bản dày nên bản địch sẽ được in làm hai tập để bạn đọc tiện dùng Tập Một

từ Chương 1 đến Chương 8, tập Hai từ Chương 9 đến Chương l6 và các Phụ lục

Những người dịch xin chân thành cám ơn GS Fredlund đã tài trợ một phần kinh phí cho

việc xuất bản cuốn sách và cám ơn Nhà xuất bản Giáo dục đã nhiệt tình ủng hộ để bản dịch

cuốn sách này ra mất bạn đọc đúng thời hạn

Đặc biệt, những người địch cũng xin chân thành cám ơn Nhà xuất bản John Wiley &

Sons đã cho phép dịch cuốn sách này sang tiếng Việt miễn phí bản quyền

Hà Nội, ngày 10 tháng 7 năm 1998

GS Nguyén Cong Man

Truong dai hoc Thayloi Ha Noi

CHUONG 9

LY THUYET VE DO BEN CHONG CAT

Nhiều bài toán địa kỹ thuật như sức chịu tải, áp lực đất hông và ổn định mái dốc, có liên quan đến độ bên chống cắt của đất Độ bền chống cắt của đất có thể liên hệ với trạng

thái ứng suất trong đất Các biến trạng thái ứng suất thường dùng cho đất không bão hòa là

ứng suất pháp thực (ø-u,) và độ hút dính (u,-u„) như đã diễn giải trong chương 3 Chương

này trình bày cách lập quan hệ giữa độ bên chống cắt với các biến trạng thái ứng suất và

¿ác thông số độ bền chống cất Các kỹ thuật xác định các thông số độ bền chống cắt trong

phòng thí nghiệm được nêu trong chương 10 Việc áp dụng phương trình chống cắt cho các loại bài toán địa kỹ thuật khác nhau được giới thiệu trong chương 11

Chương này sẽ lược qua lịch sử về lý thuyết độ bên chống cắt và cách xác định các tính

chất đất tương hợp, trước khi lập phương trình độ bên chống cắt Các kết quả thê nghiệm độ

bến chống cất đề cập đến khi xem xét đã được lựa chọn từ nhiều tài liệu tham khảo về chủ

để này Việc lựa chọn các báo cáo nghiên cứu để tham khảo chủ yếu dựa trên các phương pháp và kỹ thuật thích hợp để đo đạc hay kiểm soát áp lực lỗ rỗng trong quá trình cắt đã được các nhà nghiên cứu sử dụng Hai loại thí nghiệm độ bền chống cắt được dùng phổ biến nhất là thí nghiệm ba trục và thí nghiệm cất trực tiếp Lý thuyết về các loại thí nghiệm ba trục và thí nghiệm cắt khác nhau cho đất không bão hòa được so sánh và thảo luận trong

chương này Các kỹ thuật đo và thiết bị tương ứng được trình bày trong chương 10 Một mô hình lý thuyết để dự đoán tốc độ biến dạng cần cho thí nghiệm đất không bão hòa cũng

được giới thiệu

Phương trình độ bên chống cắt cho đất không bão hòa được trình bày cả ở dạng giải tích

và đồ thị Cả hai đạng biểu thị đều cho thấy được các biến đổi xảy ra từ điều kiện không bão hòa sang bão hòa và ngược lại Thảo luận về khả năng phi tuyến của đường bao phá hoại độ bên chống cắt và nêu ra các phương phấp có khả năng xử lý tính phi tuyến

Để xác định các thông số độ bên chống cắt trong phòng thí nghiệm, yêu cầu các mẫu đất có điều kiện ban đầu như nhau Nếu xác định thông số độ bên của đất nguyên dạng, các thí nghiệm phải tiến hành trên những mẫu có cùng lịch sử địa chất và ứng suất Mặt khác, nếu đo các thông số độ bên cho đất đầm chặt thì các mẫu phải được dam chặt tại cùng độ

ẩm ban đầu và với cùng công đầm Sau đó cho mẫu đất cân bằng trong phạm vì rộng các

điều kiện ứng suất tác dụng Điều quan trọng là phải nhận thức được rằng đất đầm chặt tại

các độ ẩm khác nhau, tới các độ chặt khác nhau, là các đất "khác nhau" Ngoài ra, thí

nghiệm trong phòng phải mô phỏng sát với các điều kiện gia tải xây ra ở hiện trường Các đường ứng suất khác nhau, có thể được mô phỏng bằng các thí nghiệm ba trục va cat trực tiếp, được trình bày trong các chương 9 và 19.

9,1, Lịch sử độ bền chống cat

Dùng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb và khái niệm ứng suất hiệu quả (Terzaghi,

1936) có thể mô tả độ bên chống cắt của đất bão hòa:

ở đây :

+ - Ứng suất cất trên mặt phá hoại lúc phá hoại;

e' - lực đính hiệu quả, là khoảng chặn độ bền chống cắt khi ứng suất pháp hiệu

quả bằng 0;

ứng suất pháp hiệu quả trên mặt phẳng phá hoại lúc phá hoại;

(Spy)

Gy, - ứng suất pháp tổng trên mặt phá hoại lúc phá hoại;

u„y - ấp lực nước lỗ rỗng lúc phá hoại;

$'` - góc ma sát trong hiệu quả.,

Đường bao phá hoại

Phương trình (9.1) xác định một đường thẳng như minh họa trong hình 9-1, và thường

được xem như là một đường bao phá hoại Đường bao này biểu thị tổ hợp giữa ứng suất cắt

và ứng suất pháp hiệu quả trên mặt phá hoại lúc phá hoại Các ứng suất cắt và pháp trong

phương trình (9.1) được cho bởi chữ "f" ở dưới Chữ "f” trong ngoặc biểu thị phá hoại, và

chữ "f"' ở ngoài dấu ngoặc cho biết điểu kiện ứng suất phá hoại Một chữ "f' cho áp lực

nước lỗ rổng để chỉ điều kiện phá hoại Áp lực nước lỗ rỗng có tác động như nhau trên tất

cả các mặt (đẳng hướng) Ứng suất cắt được mô tả bởi đường bao phá hoại, biểu thị độ bền

chống cắt của đất đối với mỗi ứng suất pháp hiệu quả Đường bao phá hoại nhận được bằng

cách vạch một đường tiếp tuyến với một loạt các vòng Mohr biểu thị các diéu kiện phá hoại

Độ dốc của đường thẳng cho góc ma sát trong hiệu quả ¿' và đoạn cắt của nó trên trục tùng

được gọi là lực đính hiệu quả c' Hướng của mặt phá hoại trong đất nhận được bằng nối

6

điểm cực tới tiếp điểm giữa vòng Mohr va đường bao phá hoại (xem chương 3) Tiếp điểm trên vòng Mohr lúc phá hoại biểu thị trạng thái ứng suất trên mặt phá hoại lúc phá hoại

Việc dùng các ứng suất hiệu quả theo tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb tổ ra đã thỏa mãn thực tế xây dựng đối với đất bão hòa Các cố gắng tương tự đã thực hiện để tìm một

biến ứng suất hiệu quả đơn trị cho đất không bão hòa đã được diễn giải trong chương 3 Nếu

làm được như vậy, có thể để nghị một phương trình độ bên chống cắt tương tự cho đất

không bão hòa Tuy nhiên, bằng chứng ngày càng rõ ràng đã ủng hộ việc dùng hai biến trạng thái ứng suất độc lập để xác định trạng thái ứng suất cho đất không bão hòa, và do đó

cho độ bên chống cất (Matyas và Radhakrishna, 1968; Fredlund và Morgenstern, 1977)

Nhiéu thí nghiệm độ bền chống cất và các nghiên cứu liên quan khác trên đất không bão hòa đã được tiến hành trong 30 năm qua Mục này giới thiệu tổng quan các nghiên cứu

về độ bên chống cất của đất không bão hòa Tương tự với đất bão hòa, thí nghiệm độ bến chống cắt của đất không bão hòa có thể xét theo hai giai đoạn Giai đoạn thứ nhất là trước

khi cất, lúc đó đất có thể được cố kết tại một số các ứng suất đặc trưng, hay để không cố

kết Giai đoạn thứ bai là kiểm soát sự thoát khí-nước trong quá trình cất Các pha khí lỗ

rỗng và nước lỗ rỗng có thể cho thoát ra hoặc không thoát ra độc lập nhau trong lúc cắt

Trong điều kiện cho thoát ra, dịch thể lỗ rỗng được thoát hoàn toàn khỏi mẫu đất, Điều mong muốn là không để áp lực lỗ rỗng dư hình thành trong khi cất Nói cách khác, áp lực lỗ rỗng được khống chế từ bên ngoài, ở một giá trị không đổi trong khi cắt Trong điều kiện

không thoát ra, không cho dịch thể lỗ rỗng thoát ra, và biến đổi áp lực lỗ rỗng trọng khi cắt

có thể hoặc không thể đo được Tuy nhiên, điểu quan trọng là phải đo hay kiểm soát được các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng khi cần, để biết ứng suất pháp thực và độ hút đính lúc phá hoại Theo phương thức cơ bản, thì để đánh giá được độ bền chống cất của đất, phải biết

các biến trạng thái ứng suất lúc phá hoại

Nhiễu thí nghiệm độ bến chống cắt

trên đất không bão hòa đã được thực hiện

mà không kiểm soát hay đo đạc được các

áp lực khí lỗ rỗng và nước lễ rỗng trong

khi cắt, Trong một số trường hợp, độ hút

dính của đất được đo lúc bất đầu thí

nghiệm Các kết quả này chỉ là một chỉ _

thị về độ bền chống cắt của đất, vì chưa

biết các ứng suất thực lúc phá hoại

Lo

Khi đo áp lực nước lỗ rỗng trong đất

không bão hòa, phải dùng đĩa tiếp nhận

khí cao áp với giá trị tiếp nhận khí thích y

hợp Không có đĩa tiếp nhận khí cao áp sẽ

hạn chế khả năng do do chênh lệch giữa

áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng chỉ tới

một vài phần atmôtfe Việc điễn giải các

kết quả của các thí nghiệm cùng độ chống Hink 9-2, Khái niệm biến dạng dùng trong thí nghiệm ba trục

cắt trên đất không bão hòa trở nên mơ hồ

khi không biết các biến trạng thái ứng suất lúc phá hoại Việc điểm lại các tài liệu chuyên

để sau đây được nhóm lại thành hai loại Loại thứ nhất là xét các thí nghiệm độ bên chống

7

cắt, trong đó đã giám sát hay đo đạc được các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng Loại thứ

hai là xét các thí nghiệm chống cất trên đất không bão hòa, trong đó đã không giám sắt hay

đo đạc được các áp lực lỗ rỗng trong khi cắt

Khái niệm "biến dạng" dùng trong biểu thị kết quả thí nghiệm ba trục dudi dạng các

đường cong ứng suất-biến dạng Các khái niệm ứng suất và biến dạng lần lượt được thảo

luận chí tiết trong chương 3 và 12 Biến dạng pháp tuyến được định nghĩa là tỷ số của biến

đổi chiêu đài với chiều đài ban đầu Khi mẫu đất chịu ứng suất pháp dọc trục, biến đạng

pháp hướng trục có thể được xác định như sau (Hình 9-2):

L, - chiều đài ban đầu của mẫu đất;

L - chiều đài cuối cùng của mẫu đất Các màng keo

Donald (1956) đã tiến hành một

loạt các thí nghiệm cất trực tiếp trên

cát mịn và bụi thô không bão hòa Các

thí nghiệm được thực hiện trong một |

4 sa, as yew » Đồng được

hộp cắt trực tiếp cải tiến, như nêu ở nung kết

hình 9-3a Trong khi cắt, các áp lực khí

lễ rỗng và nước lỗ rỗng được kiểm

tại một giá trị âm bằng cách tác dụng

lên pha nước một cột nước âm không

đổi Mẫu đặt tiếp xúc với nước ở đấy

hộp cất, thông qua việc dùng một màng

chất keo Sau đó, nước ở đáy hộp cắt

được nối thông với một ống chảy tràn Hình 9-3 Thiết bị cất trực tiếp cải tiến để thí nghiệm

cột nước không đổi tại một áp lực áp kế ˆ đất ở độ hút dính thấp a) Hộp cất trực tiếp cải tiến với

âm mong muốn [Hình 9-3b] Có thể một màng keo; b) Hệ để tác dụng một áp lực nước 16

giảm áp lực nước lỗ rỗng tới xấp xỉ

không tuyệt đối trước khi hiện tượng sủi bọt xẩy ra trong hệ đo

Các mẫu đất được cố kết dưới một ứng suất tổng khoảng 48 kPa, vdi dung trong ban

đầu đồng đều Áp lực nước lỗ rỗng âm mong muốn được tác dụng trong vài giờ để mẫu đạt

cân bằng Sau đó, các mẫu được cất với tốc độ 0,07] mm/s Các kết quả thí nghiệm bốn loại

§

cắt được nêu trong hình 9-4 Sức chống cắt tại độ hút dính bằng không là độ

bên do ứng

suất tổng tác dụng Khi độ hút đính tăng, độ bền chống cắt tăng tới giá trị đỉnh

và sau đó

giảm tới một giá trị gần như không đổi Với điều kiện mẫu là bão hòa, các độ bên của cat

đường như tăng cùng tốc độ như độ tăng Ứng suất tổng Một khi cát mất

Hình 9-4 Các kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp trên cát dưới các độ

hút đính thấp (cải tiến theo Donald, 1956)

Cục Cải tạo đất Mỹ đã tiến hành một số nghiên cứu về độ bền chống cắt của

gốm thô đặt tại một mặt cuối mẫu Áp lực nước lỗ rỗng u„ được đo tại mặt cuối

kia của mẫu

nhờ đĩa tiếp nhận khí cao áp Áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rễng được đo trong

ea

Không định tìm quan hệ độ bển

chống cất đo được với độ hút dính

(u-u„) Đúng hơn, bằng cách vẽ hai

đường bao Mohr-Coulomb đã tìm được

hai nhóm thông số độ bên chống cất

®& 400r Đường bao thứ nhất là tiếp tuyến chung 2 300

của các vòng Mohr, được vẽ theo các #

trình (9.1)] Đường bao thứ hai là tiếp 2 100

tuyến với các vòng Mohr được vẽ theo 9

oO „ ` và 9 200 400 600 800

các biến ứng suất (ơ-u,) Hình 9-5 biểu Biến ứng suất, (ơ - uạ } (kPa)

thị các đồ thị điển hình của hai đường (a)

nghiệm ba trục không thoát nước số 3 % 2o

được trình bày trong chương 8 Hai BS

Một chương trình nghiên cứu mở

rộng về đất không bão hòa đã được - ; -

Trường Cao đẳng Hoàng Gia London 4 wy ÿ dùng vẽ đề thị các số liệu độ bão hòa chống cất, 9-5 Hal phương pháp được Cục Cải tạo dat

tiến hành vào cuối năm 1950 và đầu a) Đường bao phá hoại theo các biến ứng suất (ơ-u,);

các năm 1960 Tại Hội nghị nghiên cỨU b) Đường bao phá hoại theo các biến ứng sudt (a-uy)

về độ bền chống cắt của đất dính, đá — (heo Gibbs và Coffey, 1969)

tang, CO, Bishop, ., (1960) đã để nghị ,

các kỹ thuật thí nghiệm và trình bày các kết quả của năm loại thí nghiệm độ bền chống cắt

trên đất không bão hòa Các loại thí nghiệm đó là: L) cố kết thoát nước, 2) 'cố kết không

thoát nước, 3) độ ẩm không đổi, 4) không thoát nước, và 5) các thí nghiệm nén nở hông

Các thí nghiệm này được giải thích chỉ tiết hơn trong mục 9.3 Các thí nghiệm được tiến

hành trong một buồng ba trục cải tiến Các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng hoặc được đo

hoặc được kiểm soát trong khi thí nghiệm

Bishop (1961b) đã có thảo luận về việc đo các áp lực lỗ rỗng trong các thí nghiệm ba

trục tại Hội nghị về áp lực lỗ rỗng và độ hút trong đất ở London Các thí nghiệm đã xác

nhận là các áp lực nước lễ rỗng có thể đo trực tiếp qua một đĩa gốm xốp thô, bão hòa, được

bịt trên bệ đáy phía dưới mẫu đất Việc đo áp lực nước lỗ rỗng được tiến hành theo cân bằng

áp suất trong hệ đo, và áp lực nước lỗ rỗng được đo nhờ một chỉ thị kế số không để đảm bảo

điều kiện không có dòng thấm Tuy nhiên, việc đo trực tiếp này, chỉ giới hạn trong phạm ví

áp suất áp kế ở trên âm 90 kPa Bishop và Eldin (1950) đã đo thành công các áp suất nước

lỗ rỗng tới âm 90 kPa trong một mẫu đất bão hòa bằng thí nghiệm cố kết không thoát nước

với hệ đo được thoát khí cẩn thận Khi dùng kỹ thuật tinh tién true (Hilf, xem chương 3) có

thể đo các áp lực nước lỗ rỗng nhỏ hơn -1 atm

Kỹ thuật tịnh tiếu trục chuyển đổi áp lực nước 14 rỗng âm có giá trị lớn tới ấp lực có thể

đo mà nước trong hệ đo không bị súi bọt Hơn nữa, phải dùng một đĩa tiếp nhận khí cao ấp

có giá trị tiếp nhận khí lớn hơn độ hút dính định đo để ngăn không cho khí lễ rỗng vào

10

trong hệ đo Một lớp vải sợi thủy tỉnh có sức hút nước thấp được đặt trín mặt trín mẫu để

đo hay giâm sât âp lực Khí lỗ rỗng

Câc kết quả thí nghiệm được biểu thị bằng câc điểm ứng suất, như đê giải thích

trong chương 3, vă được vẽ theo câc biến ứng suất lúc phâ hoại {(ơ,+ø3)/2-uv]y vă

{(G,+ø)/2-u,}„ Hình 9-6 cho thấy một đồ thị điển hình của câc kết quả thí nghiệm độ ẩm

không đổi trín đâ phiến chặt Điều kiện tỷ số [(G,-G3)/(GØ;-t0u)Ìr đạt cực trị được xem

(cố kết không thoât nước, có đo ấp lực nước lô rông)

Hình 9-6 Câc kết quả thí nghiệm ba trục độ ẩm không đổi trín đâ phiến (thănh phần hạt sết lă 22%),

được đầm chặt tại độ ẩm 18,6% (theo Bishop, ., 1960)

- Năm 1961, Bishop vă Donald đê giới thiệu một thiết bị gọi lă "bơm bong bóng" để loại

bỗ vă do khí khuếch tần qua đĩa tiếp nhận khí cao âp, vă khí được phóng thích thănh khí tự

do trong khoang đây buồng ba trục Cơ cấu hoạt động của bơm bong bóng đê được giải

thích trong chương 6

Sự khuếch tân của khí lễ rỗng qua măng cao sử vẳ nước trong buồng ba trục được ngắn

chặn bởi thủy ngđn bao quanh toăn bộ măng (tức lă mẫu) chứ không phải nước Câc kết quả của một thí nghiệm cố kết thoât nước trín đất bụi xốp, không bêo hòa được dùng để xâc

minh tầm quan trọng vă ứng dụng của câc biến ứng suất (ơ-u,) vă (u,-u„) Câc kỹ thuật thí

nghiệm trong phòng vă câc chí tiết về loại thí nghiệm ba trục khâc nhau đê được Bishop vă Henkel diễn giải vă tổng kết văo năm 1962

Bishop va Blight (1963) đê nghiín cứu việc dùng kỹ thuật tịnh tiến trục trong thí nghiệm độ bền chống cắt trín đất không bêo hòa Dùng một nhóm âp suất tịnh tiến trục dạng bậc thang để thực hiến thí nghiệm nĩn trín mẫu sĩt Selset chất chịu âp lực hông bằng không Câc kết quả cho thấy quan hệ ứng suất cắt-biến dạng lă đơn trị nếu độ hút dính không đổi trong khi thí nghiệm Cũng đê so sânh giữa câc độ bín chống cắt nhận được từ

thí nghiệm tương tự, có hay không tịnh tiến trục, trĩn sĩt Talybont Câc đường cong ứng suất cắt-biến dạng nhận được từ hai loại thí nghiệm năy khâ phù hợp nhau Về thực nghiệm,

H

điều này khẳng định khả năng áp dụng kỹ thuật tịnh tiến trục cho thí nghiệm trong phòng

trên đất không bão hòa Thêm nữa, khả năng nước lỗ rỗng chống chịu được áp suất kéo

tuyệt đối lớn hơn I atm (tức là 101,3 kPa) được khẳng định, vì các kết quả thí nghiệm

không tịnh tiến trục thực chất cho cùng độ bền chống cắt như các kết quả thí nghiệm có

tịnh tiến trục

Sự phát triển các áp lực khí lỗ rỗng

và nước lỗ rỗng trong thí nghiệm không

thoát nước cũng được Bishop và Blight

(1963) nghiên cứu Các kết quả điển hình 280

của thí nghiệm độ ẩm không đổi đã được say io: : ie a8 Kee

giới thiệu thêm các kết quả thí nghiệm š |

ˆ 2 mm ed ae a oz19-07S7ere

không thoát nước trên sét Talybont đầm 8 wot Ì

sy ng z Ƒ 1Ã ok > an 1k _Ò TRO 2Ö =lua - uu) = 137,9 kPa

chặt có đo áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ s Sf een

x VÃ táng » mA hoe SZ

va nude 16 réng khi nén tim duge 1a mét £ 100 ee

phan ảnh của xu hướng biến thiên thé § er ue « Un) = 6.9 kPa

tích của đất Tốc độ biến dạng khi thí 8 80 ie Chimie

Năm 1963, Khoa Công trình đất tại es 0 me Gao Gal 71578 Wa

Viện Kỹ thuat Massachusetts (MIT) *g = 08 SS ellos tạ) = 13,8 kPa]

Boston đã thực hiện một chương trình és So HH I

on „ etn ot ok 2 s4 (0 - tS “mmc

nghiên cứu về hành vi xây dựng của đất gq 10

^ za hy z 4 " 3 o 1 2 3 4 56 6

không bão hòa Các máy ba trục có cùng Biến dạng dọc trục.£, (S4)

thiết kế như loại của Bishop và Donald ®đì

(1961) đã được dùng với các ngoại lệ sau 5

day (MIT, 1963) Chi thị kế số không để x 8 tô tutu tare wa | >

đo áp lực nước lỗ rỗng được thay bằng „Š 08 | E——=l

tại mặt đỉnh mẫu đất để đo áp lực khí lỗ £3 OR te x

nước có đo áp lực lỗ rỗng và các thí , 8g

nghiệm không thoát nước có kiểm soát

áp lực khí lỗ rỗng và đo áp lực nước lỗ Hình 9-7 Các thí nghiệm cổ kết thoát nước trên đất

rỗng được thực hiện trên các mẫu đầm bụi không bão hòa a) Các đường cong độ lệch ứng suất-

chăt Mẫu là hỗn hợp của 80% thach anh biến dạng điển hình; b) Các quan hệ biến thiên thể tích

“ bột và 20% kaolin Có một số bột và ím Có một số khó khan ó ăn "tốc-biến dạng: e) Các quan hệ biến thiên thể tích mẫu- biến dạng (theo Blight, 1967) xây ra khi dùng biến ứng suất đơn trị để

phân tích số liệu thí nghiệm Đặc biệt, số

liệu rất phân tán và cho thấy là sự tăng độ hút dính đã làm giảm phần nào độ bên chống cắt Nói chung, số liệu hoàn toàn không có tính thuyết phục

12

Blight (1967) đã công bố các kết quả của một số thí nghiệm cố kết thoát nước thực hiện trên các mẫu đất không bão hòa Các mẫu được đầm chặt ở độ ẩm 16,5% với công đầm tiêu chuẩn theo AASHTO Sau đó để mẫu cân bằng tại ba giá trị độ hút đính trong một buồng ba

trục Hai mẫu chịu một độ hút dính không đổi, được thí nghiệm với hai áp lực hạn hông thực (ø;-u,) là 13,8 va 27,6 kPa Các đường cong độ lệch ứng suất-biến dạng nhận được từ

các thí nghiệm này nêu trong hình 9-7a Các kết quả cho thấy độ bên chống cắt tăng cùng

với sự tăng độ hút dính và áp lực hạn hông thực Các biến thiên thể tích nước và biến thiên

thể tích toàn bộ mẫu trong khí nén bị cắt dưới độ hút dính không đối 137,9 kPa được nêu

lần lượt trong các hình 9-7b và c Mặc dầu nưới lỗ rỗng bị đẩy ra khỏi mẫu khi cắt, tổng thể tích của mẫu vẫn tăng lên Nói cách khác, mẫu đã giãn nở trong khi nén

Satya và Gulhati (1978 và 1979) đã thí nghiệm độ bền chống cắt cho bai loại đất đầm

chặt, không bão hòa ở Ấn Độ, là đất bụi Delhi và sét Dhanauri Các thí nghiệm cố kết thoát

nước đã được thực hiện với các áp lực lỗ rỗng duy trì trong một buồng ba trục cải tiến Các

thí nghiệm độ ẩm không đổi có kiểm soát áp lực khí lỗ rỗng và đo áp lực nước lỗ rỗng cũng

đã được thực hiện

Nghiên cứu về hành ví của đất không bão hòa đã được thực hiện tại Trường đại học

Saskatchewan, Canada, vào giữa các năm 1970 Năm 1977, Fredlund và Morgenstern

phần đóng góp thêm nữa của độ hút đính (u,~u„) Góc ma sát trong hiệu quá o' 1 do phan

đóng góp độ bền chống cắt của biến trạng thái ứng suất pháp thực Một góc khác gọi là @ được đưa vào và có quan hệ với phần đóng góp độ bên chống cắt của biến trạng thái ứng suất hút đính Hai nhóm kết quả thí nghiệm độ bên chống cắt của Trường cao đẳng Hoàng Gia và một nhóm số liệu của M.LT được dùng để kiểm tra phương trình độ bên chống cắt để

nghị Các số liệu thí nghiệm đã cho thấy mặt phẩ hoại thực chất là phẳng Mặt bao phá hoại

là một mặt ba hướng Đồ thị ba hướng dựng theo các hoành độ (ơ-u,) và (u,~uy) có thể xem

là sự mở rộng mật bao phá hoại Mohr-Coulomb thường lệ (Fredlund, 1979)

Satija (1978) đã tiến hành nghiên cứu thực nghiệm về hành vị độ bên chống cắt của sét Dhanauri không bão hòa Các thí nghiệm cố kết thoát nước và độ ẩm không đổi thực hiện

trên các mẫu đầm chặt với các giá trị khác nhau của Yng sudt (o-t,) Va (u,-U,) May ba trục tương tự như thiết bị đã dùng trong chương trình nghiên cứu của M.LT (M.LT, 1963) Cac

áp lực lỗ rỗng được kiểm soát hoặc đo trong suốt thí nghiệm đã phát hiện thấy tốc độ biến đạng thích hợp đã giảm cùng với sự giảm độ bão hòa của đất (Satija và Gulhati, 1979) Các

kết quả được biểu thị như một mặt ba chiều, trong đó nửa độ lệch ứng suất lúc phá hoại {(o,-6;)/2} được vẽ theo ứng suất chính nhỏ nhất thực lúc phá hoại (ơ,-u,); và độ hút dính

lúc phá hoại (0-0); (Gulhati và Satija, 1981) Một số số liệu từ chương trình này được phân tích lại và giới thiệu trong chương 19

Một loạt các thí nghiệm ba trục và cắt trực tiếp cố kết thoát nước trên sét xám Madrid

không bão hòa được Escario công bố năm 1980, Các thí nghiệm được thực hiện trong các

điều kiện độ hút đính được kiểm soát và có dùng kỹ thuật tịnh tiến trục Một hộp cắt cải

tiến đặt trong một buồng áp lực dùng để tác dụng một áp lực khí có kiểm soát tới mẫu đất Mẫu đặt trên một đĩa tiếp nhân khí cao áp, tiếp xúc với nước tại ấp lực khí quyển Bố trí này

13

tương tự với kỹ thuật tấm áp lực, trong đó độ hút dính được kiểm soát bằng biến thiên áp lực khí lỗ rỗng, trong khi giữ áp lực nước lỗ rỗng không đổi Trước khi thí nghiệm, các mẫu đất được đầm chặt tĩnh và đưa tới độ hút dính cần có dưới một ứng suất pháp thẳng đứng tác

dụng Các kết quả tiêu biểu nhận.được từ thí nghiệm cắt trực tiếp được trình bày trong hình 9-§ Các đường bao phá hoại hầu như là các đường thẳng tịnh tiến hướng lên song song, thể

hiện rằng lượng tăng độ bền chống cắt là do độ hút dính của đất tăng

Ứng suất pháp thực (Ø - uạ) (kPa) a Ứng sudt phép thye, (@ - ua) {kPa}

Hình 9-8 Sự tăng độ bên chống cất của sét Hình 9-9 Sự tăng độ bên chống cắt của đất Madrid do độ hút dính tăng, nhận được từ các sết Madrid tăng theo sự tăng độ hút dính, nhận

thí nghiệm cất trực tiếp (theo Escario, 1980) được từ các thí nghiệm ,ba trục (Cải tiến theo

Escario, 1980)

Các kết quả thí nghiệm ba trục của Escario (1980) được nêu trong hình 9-9 Ap lực nước lỗ rỗng được kiểm soát trong các điểu kiện khí quyển, qua một đĩa tiếp nhận khí cao

áp đặt tại đáy mẫu đất, Một áp lực khí tác dụng lên mẫu đất qua đĩa xốp thô đặt ở đỉnh mẫu

đất Mẫu được đặt trong một màng cao su, và 4p lực hạn hông tác dụng qua môi trường

nước trong buồng ba trục Các kết quả đã chứng minh là độ bên chống cắt tăng theo sự tăng

Năm 1982, một loạt các thí nghiệm ba trục nhiều giai đoạn được Ho và Fredlund thực hiện trên đất không bão hòa Các mẫu nguyên dạng của hai loại đất tàn tích lấy từ Hong Kong được dùng trong chương trình thí nghiệm Đất do đá riolit và granit bị phong hóa hóa

học Chương trình gồm các thí nghiệm cố kết thoát nước có kiểm soát áp lực khí lỗ rỗng từ đỉnh mẫu qua một đĩa xốp thô Áp lực nước lỗ rỗng được kiểm soát từ đáy mẫu nhờ một đĩa tiếp nhận khí cao áp bịt kín đặt trên bệ đầy Độ hút dính khống chế trước trong mẫu L nhận được bằng cách kiểm soát các áp lực nước lỗ rỗng và khí lễ rỗng nhờ kỹ thuật tịnh tiến trục, Tốc độ biến dạng cần để cắt đất không bão hòa được thảo luận chỉ tiết bằng một: công thức

lý thuyết của Ho và Fredlund (1982c)

Các kết quả thí nghiệm ba trục cho thấy mặt bao phá hoại thực chất là phẳng khí phân

tích theo phương trình độ bên chống cắt để nghị Các hình chiếu hai hướng điển hình của

mặt bao phá hoại lên mặt phẳng ứng suất cất theo (ơ-u,) được trình bày trong hinh 9-10a 14

Các điểm giao nhau giữa đường bao phá hoại và tung độ được vẽ trong hình 9-10b Với một

áp lực hạn hông thực không đổi, độ bên chống cắt lúc phá hoại tăng với sự tăng độ hút dính,

như mô tả trong hình 9-10a Với một mặt bao phá hoại phẳng, góc ma sát trong $' thực chất

giữ không đổi trong các điểu kiện bão hòa và không bão hòa Ảnh hưởng của độ hút dính

được thấy rõ rằng qua góc ° trong hinh 9-10b

mặt phá hoại và mặt t~(u,-u,) [theo Ho và Fredlund, phing t ~ (u,-uy); b) Bién thiên ÉP theo độ

19824] hữit đính (theo Gan, 1986)

Các góc $° điển hình được đo cho các đất khác nhau và các kết quả đã được Fredlund

(1985a) tập hợp lại Các kết quả thực nghiệm cho thấy góc ý? luôn nhỏ hơn hay bằng góc

ma sắt trong $'

Gan (1986) đã tiến hành một chương trình thí nghiệm cắt trực tiếp nhiều giai đoạn trên

sét băng tích không bão hòa Một hộp cắt trực tiếp cải tiến cho phép kiểm soát các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng được dùng để thí nghiệm Hộp cắt đặt trong một buồng áp lực

khí nhằm kiểm soát áp lực khí lỗ rỗng Áp lực nước lỗ rồng được kiểm soát qua đáy mẫu nhờ một đĩa tiếp nhận khí cao áp Đã thực hiện thí nghiệm cắt trực tiếp cố kết thoát nước có kiểm soát độ hút đính trong khi cắt (dùng kỹ thuật tịnh tiến trục) Độ hút dính trong phạm

ví từ 0 đến 500 kPa, trong khi ứng suất pháp thực được giữ khoảng 72 kPa Các kết quả thí

1+-309 15

nghiệm điển hình được trình bày trong hình 9-11a, ở đây ứng suất cất được vẽ theo độ hút

đính (tức là mặt phẳng t ~ (u,-u„)) ứng với một ứng suất pháp thực không đổi lúc phá hoại

(o,-u,); Các kết quá cho thấy đường bao phá

hoại phần nào là phi tuyến trên mặt phẳng 800 r

một giá trị bằng $' (là 25,5° khi đo trong các * 800 Ƒ Oe ae we

điều kiện bão hòa) với các độ hút dính thấp $ aooL 196 kPa

Géc 9° gidm téi 7° tại các giá trị độ hút đính s

cao, như thấy ở hình 9-1 Ib Š 200 Ze

được quan hệ phi tuyến giữa độ bền chống cắt Ứng suất pháp thực, (ơ - uạ) (kPa)

và độ hút dính Các thí nghiệm cắt trực tiếp @

đã thực hiện trên ba loại đất, đó là sét xám 5 8907 (

Madrid, sét đỏ Guadalix de la Sierra và cát # 600 Othe s89 ta,

một hộp cất trực tiếp cải tiến, theo phương š om we

pháp được Escario (1980) mô tả Với sét xám s JSC

Madrid, đã nhận được một đường cong quan ———T————te—ÀoeeeeemmeermlteeeeeeceeeeeanÏ ải n4

hệ giữa ứng suất cắt và độ hút dính như mô tả 0 An 400 ( 600 vn 1000

` a : eo ‘a Q hut din, (ug - kPa}

trong hinh 9-12b Tinh phi tuyến của quan hệ mạn Đ tw) kPa

ứng suất cắt ~ độ hút dính đễ thấy hơn khi đất

được thí nghiệm trong phạm vi độ hút đính Hình 9-12 Các kết quả thí nghiệm cất trực tiếp ở

xét xám Madrid, có kiểm soát độ hút dính a) Quan

hệ ứng suất cát với áp lực hạn hông thực ở các độ hút 9.1.1 Các số liêu liên quan với việc đo dính khác nhau; b) Quan hệ ứng suất cất với độ hút

biến ứng suất không hoàn chính inh (theo Escario vA ace 286)

rộng hơn

Nhiều thí nghiệm độ bền chống cắt trên đất không bão hòa đã được tiến hành mà không

biết các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng lúc phá hoại Ví dụ như các thí nghiệm nén

không hạn hông, trong đó độ hút đính ban đầu của các mẫu được xác lap hay do (Aitchison,

1959; Blight, 1966; Williams và Shaykewich, 1970; Edil, , 1981) Cũng đã thực hiện các

thí nghiệm ba trục không thoát nước chỉ đo áp lực nước lỗ rỗng khi cắt (Kassiff, 1957)

Neves (1971) đã thực hiện các thí nghiệm ba trục cố kết không thoát nước, chỉ đo áp

lực nước lỗ rỗng khi cất Neves (1971) đã dùng một đĩa tiếp nhận khí cao áp để đo các áp lực

nước lỗ rỗng Komornik, , (1980) đã tiến hành các thí nghiệm cố kết không thoát nước,

trong đó độ hút dính ban đầu của các mẫu được lập bằng cách cân bằng độ hút thẩm thấu

Việc giải thích các thí nghiệm nêu trên trở nên có ý nghĩa hơn về mặt lý thuyết, được

trình bày sau đây, trong chương này Sự trình bày ngắn gọn các số liệu thí nghiệm trong đó

không đo áp lực lỗ rỗng lúc phá hoại, không nên giải thích như là một sự biểu quyết chống

lại các thí nghiệm này Hơn nữa, các thí nghiệm này nên được xem như các thí nghiệm loại

"ứng suất tổng", chúng chỉ có thể được biện hộ trên cơ sở mô phỏng các điểu kiện thoát

nước riêng biệt

9,2 Mat bao pha hoai cho đất không bão hòa

Mat bao độ bền chống cắt là một 2 ~ o 7 phương tiện đo khả năng chống chịu của đất đối với các Ỹ , = = :

ứng suất cắt tác dụng Đất sẽ bị phá hoại khi ứng suất cắt tác dụng vượt quá độ bén chéng

16 1-309

cắt của đất Các thảo luận sau đây để cập tới một số tiêu chuẩn xác định sự phá hoại đất và trình bày các biểu thức toán học có liên quan

9.2.1 Tiêu chuẩn phá hoại

Đã có nhiều phương pháp trong phòng

và ngoài trời có thể áo độ bến chống cẮt

Trong phòng thí nghiệm, các mẫu đất lấy

từ hiện trường có thể được thí nghiệm

trong phạm vi các điều kiện trạng thái ứng

suất tương tự như đã gặp ở hiện trường Có

thể đùng các kết quả đó để xác định các

thông số độ bên chống cắt của đất Các

điểu kiện ban đầu của mẫu đất cơ bản phải

¡ Đất ABC

ø ác kết qu ho các thô “ :C6

động nhất đó cá c kết quả e ° 5 c ne ®= Cae trdc đất kết bông — | GONG

số độ bến chống cất của đất là duy nhất CO)= Cấu trúc đất phân tán _ Ìthấp

Chỉ các mẫu có cùng điều kiện địa chất và Độ ẩm, w

lịch sử ứng suất mới có thể dùug để xác

định một nhóm riêng các thông số độ bến chat tại các dung trọng khô và độ ẩm khác nhau (theo Hình 9-13 Cấu trúc hạt của các mẫu đất sét đấm

Đôi khi các mẫu đất không bão hòa

được chuẩn bị bằng đấm nén Trong

trường hợp này, các mẫu đất phải được

đầm chặt tại cùng độ ẩm ban đầu, để tạo

ra cùng dung trọng khô, để có thể coi như

là đất "dong nhất" Các mẫu đầm chat tai

cùng độ Ẩm, nhưng tại các dung trọng khô —— | Hãng số |r—

khác nhau hay ngược lại, không thể xem ga) |

như các đất "đồng nhất", mặc dù về các

tính chất phân loại là như nhau Các đất

có các điểu kiện dung trọng và độ am

khác nhau, có thể cho các thông:số độ bền

chống cắt khác nhau, và phải xem như các

đất khác nhau (Hình 9-13) diy <u

~Ÿ la hằng số

(ơi

Thí nghiệm độ bên chống cắt được

thực hiện bằng cách gia tải dần lên mẫu

đất cho đến khi phá hoại Có một số cách

tiến hành thí nghiệm, và có một vài tiêu

chuẩn để xác định phá hoại Hãy xét một

thí nghiệm nén ba trực cố kết thoát

không đổi lên mẫu đất (Hình 9-14a] Mẫu (Ø3 - uạh

một áp lực hông thực xung quanh không )

đổi (Øi-u,) (ứng suất pháp nhỏ nhất thực) thoát nước, 4 các ing xuất tác dựng the int Tiêm số Mẫu bị phá hoại do tăng dan áp lực trỤC kết thoát nước; b) Các vòng Mohr mô lả các biến thiên

thực (ứng suất pháp lớn nhất thực, G,-u¿) rang thái ứng xuất trong khi cất

Free (0i ØäÌme | Vong Mohr lúc phá hoại

Hiệu giữa các ứng suất pháp lớn nhất v1 nhỏ nhất, thường gọi là độ lệch ứng suất, (G,-Ø),

là số đo của ứng suất cất phát triển trong đất [xem hình 9-14b] Độ lệch ứng suất tác dụng

thường vẽ theo biến dạng truc ey, va dé thi gọi là đường cong "ứng suất-biến dạng” Hình

9-15a cho thấy hai đường cong ứng suất-biến dạng của Dhanauri Các thí nghiệm được thực

hiện theo các thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước, tại hai áp lực hông thực khác nhau

Độ lệch ứng suất lớn nhất (Ø;-Ø;)„.„ là một chỉ số của độ bền chống cắt của đất,

và đã được dùng làm một tiêu chuẩn phá hoại Các ứng suất chính thực ứng với các điều

kiện phá hoại, lần lượt gọi là các ứng suất pháp lớn nhất thực (ơ,-u,); và nhỏ nhất thực (G;-

u,); lúc phá hoại, như nêu trong hình 9-14b,

(@) Biển dạng doc truc.ey (%)

Hình 9-15 Các kết quá thí nghiệm ba trục cố Hình 9-16 Các thí nghiệm ba trục không

kết thoát nước trên sét Dhanauri, a) Đường ‘cong thoát nước trên đá phiến đấm chật a) Đường

ứng suat-bién dạng; b) Đường cong biển thiên độ cong ứng suất-biến dạng; b) Đường cong các ấp

ẩm-biến dang: ¢) Duong cong bién thién thé tích lực (6 réng-bién dang; ¢) Dudng cong biến thiệt

dat theo biga dang (Hheo Satija, 1978) thể tích đất theo biến dang (theo Bishop,

1960)

Một tiêu chuẩn phá hoại được lựa chọn nữa là tỷ số các ứng suất chính, được xác định

là (Ơ;-G3)/(G;-Uv)r (Bishop, 1960) Một đổ thị của tý số ứng suất chính với biến dạng trục từ một thí nghiệm ba trục không thoát nước, trên đá phiến đầm chặt, cùng với đường cong ứng suất-biến dạng tương ứng, được mô tả trong hình 9-lốa Trong thí nghiệm không

thoát nước, độ lệch ứng suất lớn nhất (Ø,-Øs)ma‹ và tỷ số ứng suất chính lớn nhất (Øi-

Ø)„„„/(G;-u,)r có thể không xảy ra tại cùng một biến đạng trục, như đã mô tả trong hình 9- 16a Tỷ số ứng suất chính lớa nhất là một hàm số của áp lực nước lỗ rỗng đo được trong thí

nghiệm không thoát nước {Hình 9-16b] Mặt khác, độ lệch ứng suất lớn nhất không phải là

một hầm trực tiếp của các áp lực lỗ rỗng Với các kết quả trình bày trong hình 9-lóa, các tác giả đã chọn tỷ số ứng suất chính lớn nhất làm tiêu chuẩn phá hoại vì nó xảy ra trước khi

tới độ lệch ứng suất lớn nhất

Trong thí nghiệm thoát nước, đường cong độ lệch ứng suất có cùng dạng với đường

cong tỷ số ứng suất chính, vì trong một thí nghiệm các áp lực lỗ rỗng được giữ không đổi

Nói cách khác, số chia của tỷ số ứng suất chính (ø;-u,) là hằng số Có thể là việc dùng tỷ số

ứng suất chính làm một tiêu chuẩn phá hoại cho đất không bão hòa cần được nghiên cứu thêm nữa Ví dụ, không rõ là phải dùng áp lực khí lỗ rỗng hay áp lực nước lỗ rỗng để tính toán tỷ số ứng suất chính Ngoài ra có thể dùng được các tỷ số ứng suất chính khác Ví dụ,

tỷ số (œ,-u,) /(G;-u,) hay (i-u,)/(G;-u,) cũng có thể là một tiêu chuẩn phá hoại

Tiêu chuẩn phá hoại trên miêu ta một số tổ hợp max các ứng suất mà đất có thể chống

lại Tuy nhiên, đôi khi đường cong ứng suất-biến dạng không thể hiện một điểm cực đại rõ rằng, ngay cả tại các biến dạng lớn, như thấy trong hình 9-17 Trong trường hợp này, một biến dạng tùy ý (chẳng hạn 12%) được chọn để biểu thị tiêu chuẩn phá hoại Tiêu chuẩn phá

hoại biển dạng giới hạn đôi khi được dùng khi cần một biến đạng lớn để huy động ứng suất cắt lớn nhất Định nghĩa chuyển vị giới hạn phá hoại đôi khi được dùng trong thí nghiệm cắt

Các tiêu chuẩn phá hoại nêu trên đã được đề nghị để phân tích độ bên chống cắt của đất không bão hòa, rõ ràng còn bị hạn chế Nói chung, các tiêu chuẩn phá hoại khác nhau đều cho các thông số độ bên chống cắt tương tự nhau, Cần có sự nghiên cứu thêm để lập ra các tiêu chuẩn phá hoại thích hợp nhất cho đất không bão hòa,

9.2.2 Phường trình độ bền chống cắt

Độ bên chống cất của đất kháng bão hàa có thể đứợc lập theo các biến trạng thái ứng

suất độc lập (Fredlund, 1978) Có thể dùng bất kỳ hai trong ba biếu trạng thái ứng suất để lập phương trình độ bên chống cất Các biến trạng thái ứng suất (ø-u,) và (u,-u,) là tổ hợp thuận lợi nhất trong thực tiễn Khi dùng các biến ứng suất này, phương trình độ bên chống cắt được viết như sau:

Tir= € + (0- t,)jÙg$ + (0,- uy dete” (9.3)

ở đây:

c - khoảng chặn của đường bao phá hoại Mohr-Coulomb "kéo đài” trên trục ứng

suất cắt, ở đó ứng suất pháp thực và độ hút dính lúc phá hoại đều bằng không;

né cũng được gọi là "lực dính hiệu quả";

(Gu,), - trạng thái ứng suất pháp thực trên mặt phá hoại lúc phá hoại;

uy - ấp lực khí lễ rỗng trên mặt phá hoại lúc phá hoại;

ớ

(u,-u„); - độ hút đính trên mặt phá hoại lúc phá hoại;

- góc ma sát trong liên quan với biến trạng thái ứng suất pháp thực (G;-u,)r;

$t - góc biểu thị tốc độ tăng độ bền chống cắt có quan hệ với độ hút đính

(ua-ty)z

So sánh các phương trình (9.1) và (9.3) phái

hiện thấy rằng phương trình độ bền chống cất

cho đất không bão hòa là sự mở rộng của

phương trình độ bền chống cất của đất bão hòa

Với đất không bão hòa, hai biến trạng thái ứng

suất được dùng để mô tả độ bên chống cất,

trong khi chỉ cần một biến trạng thái ứng suất

[ứng suất pháp hiệu quả (o, u,),] cho dat bão

Hình 9-17 Giới hạn biến dạng được dùng làm

tới phương trình độ bền chống cat cho đất bão tiêu chuẩn phá hoại

hòa Khi đất đạt bão hòa, áp lực nước lỗ rỗng u,

tiến dần đến áp lực khí lễ rỗng u,, và độ hút đính (u,-u„) tiến tới không Thành phần độ hút dính biến mất và phương trình (9.3) trở lại phương trình của đất bão hòa

Hình 9-18 Mật bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho đất không bão hòa

9.2.3 Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng

Mặt 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 9-1 Tiếp tuyển với

các vòng Mohr gọi là mặt bao phá hoại, được mô tả bằng phương trình (9.1) Trong trường

hợp đất không bão hòa; có thể vẽ các vồng Mohr tương ứng với các điều kiện phá hoại theo

20

ba hướng như mô tả trong hình 9-18 Đồ thị ba hướng có ứng suất cắt + là tung độ và hai biến trạng thái ứng suất (ơ-u,) va (u,-uy) 1a các hoành độ Mặt phẳng phía trước biểu thị đất bão hòa, tại đó độ hút dính bằng không Trên mặt phẳng phía trước, trục (G-u,) đổi

thành trục (ø-u„), vì khi Bão hòa áp lực khí lỗ rỗng sẽ bằng áp lực nước lễ rỗng

Các vòng Mohr cho đất không bão hòa được vẽ theo trục ứng suất pháp thực, (G-u,), tương tự như các vòng Mohr vẽ cho đất bão hòa theo trục ứng suất hiệu quả (G-u,„) Tuy nhiên, vị trí của vòng Mohr vẽ trên hướng thứ ba là một hàm của độ hút dính (Hình 9-18)

Mặt tiếp xúc với các vòng Mohr lúc phá hoại được xem như mặt bao phá hoại Mohr-

Coulomb mở rộng cho đất không bão hòa Mặt phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng xác định

độ bên 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

Độ dốc của mặt phẳng phá hoại lý thuyết xác định bằng cách nối tiếp điểm trên vòng Mohr với điểm cực, như đã diễn giải trong chương 3 Tiếp điểm trên vòng Mohr lúc phá hoại biểu thị trạng thái ứng suất trên mặt phá hoại lúc phá hoại

BANG 9-1 CAC GIA TRE THUC NGHIỆM CỦA é°

Đá phiến đầm chặt; w=18,6% 15,8 24,8 18,1 | Ba trục, độ ẩm không đổi Bishop, ., (1960) Sét tang, we 116% - 96 273 21.7 | Ba trục, độ ẩm không đổi Bishop, ., (1960)

Sết Dhanauri, w=22,2% 37,3 28.5 16/2 | Ba trục, cố kết thoát nước Satija, (1978)

Riolt bị phong hóa nguyên 74 35,3 13,8 | Ba trục, nhiều giai đoạn, cố Ho va Fredlund

dang; HongKong kết thoát nước (19824)

Bui đổi Tappen-Notch; w=2l 5%, 0,0 35,0 16,0 | Ba trục, nhiều giai đoạn, cố | Krahn, ., (1989)

Sét bang tích đầm chật; 10 25,3 7-25,5 | Cắt trực tiếp nhiều giai đoạn, Gan, ., (1988)

we12,2%, p=1810 kg/mẺ cố kết thoát nước

* Gid tri trung bình

Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng có thể là một mặt phẳng hoặc có thể hơi cong Lý thuyết trình bày trong chương này giả thiết mặt bao phá hoại là phẳng và có thể biểu thị bằng phương trình (9.3) Mặt bao phá hoại cong cũng có thể được biểu thị bằng

21

phương trình (9.3) đối với các biến thiên giới hạn của các biến trạng thái ứng suất, Các kỹ

thuật để xử lý tính phi tuyến của mặt bao phá hoại được trình bày trong mục 9.7

Hình 9-18 cho thấy một mặt bao phá hoại phẳng cất trục ứng suất cất để cho khoảng

chặn biểu thị lực đính c' Mặt bao có các góc đốc ‡' và O° lần lượt đối với các trục (G-u,) và

(u,-u„) Giả thiết cá hai góc đều là hằng số Khoảng chặn lực dính ©' và các góc đốc $' và $`

là các thông số độ bền, dùng để liên hệ độ bền chống cắt với các biển trạng thái ứng suất

Các thông số độ bền chống cất biểu thị nhiều yếu tế đã được mô phỏng tron thí nghiệm

Một số trong các yếu tố này là dung trọng, hệ số rỗng, độ bão hòa, thành phần khoáng vật,

lịch sử ứng suất và tốc độ biến dạng Nói cách khác, các yếu tố này đã được kết hợp và biếu

thị bằng toán học trong các thông số độ bền

Hành vi cơ học của đất không bão hòa chịu tác động khác nhau bởi các thay đổi ứng

suất pháp thực hơn là bởi các thay đổi độ hút dính (Jennings và Burland, 1962) Việc tăng

độ bền chống cắt do tăng ứng.suất pháp thực được đặc trưng bởi góc ma sát $' Mặt khác,

lượng tăng độ bền chống cắt do tăng độ hút dính được miêu tả bởi góc $°, Giá trị của É° thì

vừa bằng hay nhỏ hơn $', như nêu trong bảng 9-1 cho các đất ở vị trí địa lý khác nhau

Mặt bao phá hoại cất mặt phẳng ứng suất cắt ~ độ hút dính theo một giao tuyến như mô

tả trên hình 9-19 Giao tuyến biểu thị lượng tăng độ bên khi độ hút dính tăng Nói cách

khác, lượng tăng độ bến chống cắt do sự tăng độ hút dính được xác định bởi góc $° Phương

trình của giao tuyến như sau:

c=cl+(u,-u,)tgÓ° (9.4)

c - khoang chặn của mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng trên trục ứng suất cắt tại

một độ hút đính riêng (u,-u„), với ứng suất pháp thực bằng không; có thể xem như "khoảng

chặn lực dính tổng"

6 hut dinh (ua - uw)

Hinh 9-19 Khoang chân dọc theo mặt phá hoại trên mặt phẳng t~ (0ú J

Mặt bao nhá hoại Mohr-Coulomb mở rộng có thể biểu thị bằng một phép chiêu ngang

trên mặt phẳng + ~ (ơ-u,) Có thể thực hiện phép chiếu ngang cho các giá trị độ hút đính

22

khác nhau (u,-u„) Phép chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt 1 ~ (ơ-u,) dẫn đến một nhóm các đường đồng mức như thấy ở hình 2-20a Các đường có các khoảng chặn lực dính

khác nhau, tùy thuộc các độ hút dính tương ứng của chúng Khoảng chặn lực dính trở thành

lực đính hiệu quả c' khi độ hút dính tiến tới không Tất cả các đường đồng độ hút dính có cùng gốc đốc ÿ', miễn là mặt 6há hoại là phẳng Phương trình cho các đường đồng mức này

có thể viết là

Thay phương trình (9.4) vào phương trình (9.5) cho ta phương trình mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng [phương trình (9.3)] Phương trình (9.5) giống phương trình (9.3),

và hình 9-20b biểu thị mặt báo phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng hai hướng Hình chiếu mật bao phá hoại minh hoa sy tang độ bên chống cắt khi độ hút dính tăng tại một ứng suất pháp thực riêng Hình chiếu mặt bao phá hoại là sự thể hiện đơn giản mặt bao phá hoại ba hướng Phương trình (9.5) cũng tiện dùng khi tiến hành các nghiên cứu giải tích ở đất không bão hòa

-Việc gộp lực hút dính vào định nghĩa khoảng chặn dính không nhất thiết có ý thừa nhận rằng độ hút đính là một thành phần lực dính của độ bền chống cắt Đúng hơn là thành phần

độ hút dính [tức là (u,-u,)tg6”} được gộp với lực dính hiệu quả c', nhằm chuyển mặt bao phá

hoại ba hướng thành mặt biểu điễn hai hướng Thành phần hút của độ bền chống cắt cũng đã

từng được gọi là lực đính biểu kiến hay lực đính tổng (Taylor, 1948)

Sự chuyển tiếp trơn tru 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 9-18 Khi đất bão

hòa, độ hút dính tiến tới không và áp lực nước lỗ rỗng đạt áp lực khí lỗ rỗng Do đó, mặt

bao phá hoại ba hướng giảm tới mặt bao hai hướng +~(G-u„) Sự chuyển tiếp trơn tru cũng

có thể quan sát được trong hình 9-20b Khi độ hút dính giảm, hình chiếu mặt bao phá hoại

hạ thấp dần tới mặt bao phá hoại của điều kiện bão hòa Trong trường hợp này, khoảng chặn lực dính c tiến đến lực dính hiệu quả c'

Cũng có thể chiếu ngang mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng lên mặt phẳng t~ (u,-uy) (Hinh 9-21) Hinh 9-21a cho hình chiếu ngang theo các ứng suất pháp thực lúc phá hoại khác nhau (ơ;-u,); Các đường đồng mức tạo ra có khoảng chặn tung độ là

{e+(ơr-u,)tgở'} và một góc đốc là $° [Hình 9-21b] Hình chiếu ngang cho thấy là tại một

độ hút dính riêng, có sự tăng độ bền chống cắt khi ứng suất pháp thực tăng

9.2.4 Sử dụng (ơ-u,) và (u,-u„) để xác định độ bên chống cắt

Đến giờ phương trình độ bên chống cắt [phương trinh (9.3)] đã được biểu thị qua các

biến trạng thái ứng suất (ơ-u,) và (u,-u,) Phương trình độ bền chống cắt cho đất không bão

hòa cũng có thể được biểu dién qua các tổ hợp khác nhau của các biến ứng suất, chẳng hạn

$" - góc ma sát liên quan với biến trạng thái ứng suất hút dính (u,-u„); khi dùng

các biến trạng thái ứng suất (ø-u,) và (u,-uy) để lập phương trình độ bền

chống cắt

Khi độ hút dính tiến tới không, số hạng thứ ba trong các phương trình (9.6) và (9.3)

biến mất, và áp lực nước lỗ rỗng đạt bằng áp lực khí lỗ rỗng Do đó, cả hai phương trình trở

lại phương trình độ bên chống cắt cho đất bão hòa [phương trình (9 Dị Do vậy, số hạng thứ hai trong cả hai phương trình phải có cùng thông số góc ma sắt trong $' [tức là (ơu,)tg$'

và (ơ;-uv)tg$'Ì

25

Với đất ở trạng thái ứng suất đặc biệt các phương trình (9.6) và (9.3) cho cùng độ bền

chống cắt Do đó, phương trình (9.6) có thể lấy bằng phương trình (9.3):

-uạtgÉ' + (uy - 1u) tg$”= - 0utg@` + (uy - 0v) tgệ" (9.7)

Sắp xếp lại phương trình (9.7) sẽ có

quan hệ giữa các góc ma sát :

tgộ"=tgg”-tgo' — (98)

Phương trình (9.8) cho thấy là góc

ma sat trong ÿ” nói chung là âm, vì độ

lớn của $° nhỏ hơn hay bằng $' Hình

9-22 biểu thị mắt bao phá hoại Mohr-

Coulomb mở rộng khi các điểu kiện

phá hoại được vẽ theo các biến trạng

thái ứng sudt (o-u,) và (u-uy)

[phương trình (9.6)] và theo các biến @

trạng thái ứng suất (0-u,) và (u,-u,) $

[phương trình (9.3)] ms ry

‘ a on

Coulomb và điểm ứng suất

chính lớn nhất thực và nhỏ nhất thực 8) Mặt bao phá hoại xác định theo các biến trạng thái ứng

gọi là độ lệch ứng suất cực đại suất (Ơ-0v) và (t,-t,); b) Mat bao phd hoại được xác định

theo các biến trạng thái ứng suất (Ø-u,) và (u-u¿„) (tài liệu của Điểm đỉnh của vòng Mohr theo Bishop 1260)

các tọa độ (p, q, rộ có thể dùng để cà

biểu thị các điểu kiện ứng suất lúc phá hoại Thảo luận chỉ tiết về các điểm ứng suất và đường ứng suất đã nêu trong chương 3 Có thể vẽ một mặt điểm ứng suất (mặt bao điểm ứng

suất) qua các điểm ứng suất lúc phá hoại [Hình 9-23b] Mật bao điểm ứng suất là cách biểu

diễn khác của trạng thái ứng suất của đất trong các điều kiện phá hoại Mặt bao điểm ứng suất và mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng là các mặt khác nhau Tuy nhiên, có thể dùng mặt bao điểm ứng suất để biểu thị trạng thái ứng suất lúc phá hoại

ˆ

Có thể xác định mặt bao điểm ứng suất bằng phương trình sau:

q= d' + ptgy' + ragy® (9.9)

ở đây:

q, - nữa độ lệch ứng suất lúc phá hoại [tức là (G;-Gi)j/2]:

oy, - ứng suất chính lớn nhất lúc phá hoại:

Oy - ứng suất chính nhỏ nhất lúc phá hoại,

d’ - khoảng chặn của mặt bao điểm ứng suất trên trục q khi p; và r; bằng không; pr=[(Gi + G;)/2 - uạ], - ứng suất pháp thực trung bình lúc phá hoại;

wi - góc đốc của mặt bao điểm ứng suất đối với biến ứng suất pụ

ry, - độ hút đính lúc phá hoại [tức là (u-uuÐil

tụ? - góc dốc của mặt bao điểm ứng suất đối với biến ứng suất rụ

Hình 9-23b biểu thị một mặt bao điểm ứng suất phẳng tương ứng với mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng phẳng nêu trong hình 9-23a Phương trình (9.9) xác định mặt bao

điểm ứng suất Mặt phẳng phía trước trong hình 9-23b biểu thị điều kiện bão hòa, ở đây

độ hút dính bằng không Do đó trục ((0¡+Ø)/2-u,) trở về trục ((ơ¡+Ø;)/2-u„) trên mặt

phẳng phía trước Giao tuyến giữa mặt bao điểm ứng suất và mặt phẳng phía trước là một

đường thường được xem như đường K¿ trong cơ học đất bão hòa (Lambe và Whitman,

1979), Đường K; đi qua các điểm đính của các vòng Mohr cho đất bão hòa lúc phá hoại

Đường K;¿ có góc đốc t' đối với trục p và một khoảng chặn tung độ đ' trên trục q Đường bất

kỳ song song với đường K; trên mật bao điểm ứng suất phẳng sẽ có góc dốc w' đối với trục

p Đường bao điểm ứng suất trở lại đường K¿ khi đất bão hòa hoặc khi độ hút dính r; bằng

không

Giao tuyến giữa mặt bao điểm ứng suất và mặt phẳng q ~ r có góc đốc w° đối với trục r {Hình 9-23b] Giao tuyến cho thấy có sự tăng độ bền khi độ hút dính lúc phá!hoại r; tăng lên Phương trình của giao tuyến có thể viết như sau:

ờ đây:

d - khoảng chặn tung độ của mặt bao điểm ứng suất trên trục q, tại giá trị r; VÀ dị

bằng không

Khoảng chặn tung độ của mặt bao điểm ứng suất trên mặt phẳng q ~ r bằng đ' khi r;

bằng không Khoảng chặn tung độ bằng d [phương trình (9.19)] khi r; không bằng không

Các biến trên d', ` và w° là các thông số cần cho phương trình (9.0) Mặt bao điểm ứng

suất cũng có thể biểu thị bằng các mặt đồng mức khi mặt phẳng được chiếu trên mặt phẳng

~p Thay phương trình (9.10) vào phương trình (2.93, nhận được phương trình của các mặt đôi ñg mức:

qr= d+ prtgy’ (9.11

Mặt bao điểm ứng suất có thể liên hệ với mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng

bằng cách lập quan hệ giữa các thông số dùng để xác định cả hai mat bao (ttt lac, 6’, o° va

đ, w, ”) Hình 9-24 biểu thị các vòng Mohr trên mặt phẳng t~(ơ-u,) tại một độ hút dính riêng biệt Mặt bao phá hoại Miohr- Coulomb mở rộng được vẽ tiếp xúc với các vòng Mohr

(tại điểm A) trong khi mat bao điểm ứng suất đi qua các điểm đỉnh của các vòng Mohr (qua điểm B), Mặt bao phá hoại Mohr- Coulomb mở rộng và mặt bao điểm ứng suất có các góc

(ø-u,) Có thể tính khoảng cách giữa tiếp đ iém A va

) mm như bằng (q,sin$') Khi vòng Mohr ¢ c}

về bên trải

Hinh 9-23 So sánh mặt bao phá hoại và mặt bao điểm ứng suất tương ứng a) Mật bao phá hoại Mohr-

Coulomb mớ rộng; b) Mật bao điểm ứng suất

2 ` z 2 > 2, ` 1 ~ oe ` ÏF

tiếp điểm và các điểm đỉnh (tức là qsin$') cũng giảm và cuối cùng tiến tới không Điều này

có nghĩa là mặt bao pha hoai Mohr-Coulomb mở rộng và mặt bao điểm ứng suất hội tụ tới

một điểm trên trục (ø-u,) (tức là điểm T)

Hình 9-24 Các quan hệ giữa các biến c, d, @' và wự`

Quan hệ giữa các góc đốc $' và wy’ nhận được bằng cân bằng chiéu dài

Hình 9-25 Quan hệ giữa cdc gdc og va yw?

Hình 9-25 cho thấy các giao tuyến của mật bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng và mặt bao điểm ứng suất trên mặt phẳng độ bền chống cắt ~ độ hút dính Các giao tuyến liên

quan với mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng và mặt bao điểm ứng suất được xác định

lần lượt bằng các phương trình (9.4) và (9.10) Tỷ số giữa các giá trị d và c luôn luôn không

đổi và bằng cos$' [phương trình (9.15)] tại các đệ hút dính khác nhau Kết quá là, hiệu giữa

các giá trị d và c không còn là hằng số đối với các độ hút dính khác nhau Nói cách khác, các tiếp tuyến không song song, mà có hướng khác nhau, o° khong bằng w° Thay các

phương trình (9.4) và (9.10) vào phương trình (9.15), cho quan hệ sau:

_ Phương trình (9.17) có thể sắp xếp lại bằng cách thay phương trình (9.16) cho đ' và thay

(u-uy); cho r; để nhận được quan hệ giữa tý”, $° và È:

Có thể dùng các quan hệ trên [tức là các phương trình (9.13), (9.15), (9.17) và (9.18)]

để xác định mặt bao điểm ứng suất tương ứng với mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng

hay ngược lại Có thể lập mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng bằng cách thí nghiệm

đất trong các điều kiện bão hòa và không bão hòa Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb đối với

diéu kiện bão hòa cho góc ma sắt trong $' và lực dính hiệu quả c' Về lý thuyết, khoảng chặn lực dính c có thể nhận từ chỉ một vòng Molr tại một độ hút đính riêng biệt nếu giả

thiết mặt bao phá hoại là phẳng Hình 9-26 mô tả việc lập một vòng Mohr lúc phá hoại với các giá trị p; và q; tương ứng Một đường bao phá hoại với góc đốc $' được vẽ tiếp xúc với

vòng Mohr tại điểm A Đường bao cắt trục độ bên chống cắt tại điểm B và trục (ơ-u,) tại -

điểm T Khoảng chặn lực đính c được tính theo tam giác TBO (xem hinh 9-26):

Sắp xếp lại phương trình (9.19) cho ta:

Hình 9-26 Phương pháp giải tích để xác định khoảng chặn lực đính chỉ từ một vòng Mohr

Khoảng chặn lực dính c tại các độ hút dính khác nhau có thể tính theo phương trình (9.20) và vẽ trên mặt phẳng độ bên chống cắt ~ độ hút dính (xem hình 9-25) để nhận được góc ‡*, Khi biết các thông số độ bên c, $' và $° cũng có thể tính được các thông số của mặt

bao điểm ứng suất (tức là d, $, VU)

9,3 Các thí nghiệm ba trục trên đất không bão hòa

Một trong các thí nghiệm phố biến nhất dùng để đo độ bên chống cất của đất trong

phòng thí nghiệm là thí nghiệm ba trục Khái niệm lý thuyết làm cơ sở cho việc xác định độ bền chống cắt được nêu trong mục này, còn chỉ tiết về thiết bị và kỹ thuật đo cùng với các kết quả điển hình được trình bày trong chương 10 Có nhiều phương pháp khác nhau để thí nghiệm ba trục, và các phương pháp này được giải thích và so sánh trong mục này Tuy

nhiên, có những nguyên lý cơ bản được dùng trong thí nghiệm ba trục là chung cho tất cả

các phương pháp thí nghiệm Thí nghiệm ba trục thường được thực hiện trên mẫu đất hình trụ, bọc trong một màng cao su đặt trong buồng ba trục Buồng được đổ đây nước và gia ấp

để tác dụng một áp lực tứ phía không đổi hay còn gọi là áp lực hạn hông Mẫu đất có thể chịu một ứng suất dọc trục qua một pittông gia tải tiếp xúc với đỉnh mẫu

Tác dung áp lực hạn hông được xem xét như giải đoạn đầu của thí nghiệm ba trục Mẫu

đất có thể hoặc được thoát nước (cố kết) trong khi tác dụng áp lực hạn hông, hay không cho thoát nước Thuật ngữ cố kết được dùng để mô tả quá trình tiêu tán áp lực lỗ réng dư do ứng

3l

_

suất tác dụng gây ra làm thay đổi thể tích mẫu Quá trình này được thảo luận chỉ tiết trong

chương 15 Quá trình cố kết xảy ra tiếp sau tác dụng áp lực hông, nếu nước lễ rỗng được

thoát ra Mặt khác, quá trình cố kết sẽ không xảy ra nếu dịch thể lỗ rỗng được giữ lại trong

điều kiện không thoát nước Các điều kiện cố kết và không cố kết được dùng làm tiêu chuẩn

ban đầu để phân loại thí nghiệm ba trục

Việc tác dụng ứng suất dọc trục được xem như giai đoạn hai hay giai đoạn cất trong thí nghiệm ba trục Trong thí nghiệm ba trục thông thường, mẫu đất bị cất do tác dụng ứng suất

nén Tổng áp lực hông thường giữ không đổi trong khi cắt Ứng suất dọc trục tăng liên tục

cho đến khi đạt điều kiện phá hoại Ứng suất trục thường tác động như tổng ứng suất chính

lớn nhất ơ, theo hướng trục, trong khi áp lực hạn hông đẳng hướng tác động như tổng ứng

suất chính nhỏ nhất ơ; theo hướng hông Tổng ứng suất chính trung bình ơ;, bằng tổng ứng

suất chính nhỏ nhất ø;(0z=ơ;) Hình 9-27 mô tả các điều kiện ứng suất liên quan với thí

nghiệm ba trục cố kết thoát nước Các điểu kiện thoát của chất lỏng lỗ rỗng trong quá trình

cắt được dùng như tiêu chuẩn thứ hai trong phân loại thí nghiệm ba trục Thí nghiệm thuộc

loại thoát nước khi chất lỏng lỗ rỗng có thể thấm vào và ra khỏi mẫu đất trong khi cắt Thí

nghiệm được gọi là không thoát nước nếu dòng chất lỏng lỗ rỗng bị ngăn chặn Trong khi

cắt, các pha khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng có thể có các điểu kiện thoát khác nhau

(ơi - Ga) Thoat nude {a - ua)

a và khống chế ’ {Ua + Uw) Nén truc doc

(0i - Oak (G1 = tak 04 = tạ

os {0a - Uwe

Hinh 9-27 Các điều kiện ứng suất trong khi thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước

Dựa trên các điều kiện thoát nước gắn với các giai đoạn thứ nhất và thứ hai của thí

nghiệm ba trục, có nhiều phương pháp thí nghiệm ba trục khác nhau được dùng cho đất

không bão hòa Các phương pháp thí nghiệm ba trục thường được đặt tên bằng 2 từ hay viết

ngắn gọn bằng một ký hiệu hai chữ Các tên được gọi là : I) Thí nghiệm cố kết thoát nước +

khí”, hay CD, 2) Thí nghiệm độ ẩm không đổi hay CW; 3) Thí nghiệm cố kết không thoát

nước + khí, hay CŨ, có đo áp lực lỗ rỗng; 4) Thí nghiệm không thoát nước + khí? và 5) Thí

tá Thường gọi LẤC là thí ngÌướn cổ kết thoát nước

cb Thường gọi tất là thí nghiệm không Thoát Hước Ngoài mục 9.3, chúng tôi vẫn dùng các thuật ngữ gọi tat trén.,

mm

nghiệm nén không hạn hông, hay ÚC Trong trường hợp các thí nghiệm CD hay CŨ, chữ đầu để cập điều kiện thoát nước trước khi cắt, trong khi chữ thứ bai đề cập điều kiện thoát nước + khí trong khi cắt Thí nghiệm độ ẩm không đổi là một trường hợp đặc biệt, ở đây chỉ

có khí lỗ rỗng được thoát ra còn pha nước lỗ rỗng không được thoát ra trong khi cắt (độ ẩm không đổi) Trong thí nghiệm ba trục không thoát nước + khí, thì không cho khí lỗ rỗng và nước lễ rỗng thoát ra trong quá trình thí nghiệm Thí nghiệm nén không bạn hông là một điều kiện gia tai đặc biệt của thí nghiệm ba trục không thoát nước + khí Năm phương pháp thí nghiệm này được giải thích trong các mục sau Bảng 9-2 tóm cắt các điều kiện thí nghiệm ba trục được dùng cùng các đo đạc được thực hiện Các biến đổi thể tích khí, nước hay tổng thể tích có thể đo hay không đo trong khi cắt

Tài liệu độ bên chống cất nhận được từ các thí nghiệm ba trục có thể được phân tích nhờ các biến trạng thái ứng suất lúc phá hoại hay các ứng suất tổng lúc phá hoại khi không biết các áp lực lỗ rỗng Khái niệm này tương tự với phương pháp ứng suất hiệu quả và

phương pháp ứng suất tổng được dùng trong cơ học đất bão hòa Trong thí nghiệm thoát

nước, áp lực lỗ rỗng được khống chế tại một giá trị mong muốn trong khi cất Bất kỳ áp lực

lễ rỗng dư nào đo tải trọng tác dụng gây ra đều được tiêu tán bang cach cho dich thể lỗ rỗng

chảy vào và thoát ra khỏi mẫu đất Ấp lực lỗ rỗng lúc phá hoại được biết vì nó được khống

chế và các biến trạng thái ứng suất lúc phá hoại có thể dùng để phân tích số liệu độ bên chống cắt Trong thí nghiệm không thoát nước, áp lực lỗ rỗng dư do tải trọng tác dụng có thể hình thành vì đồng dịch thể lỗ rỗng bị ngăn cần trong khi cắt Nếu đo được biến thiên 4p lực lỗ rỗng trong khi cắt, thì biết được các áp lực lỗ rỗng lúc phá hoại, do đó có thể tính được các biến trạng thái ứng suất Tuy nhiên, nếu không đo áp lực lỗ rỗng trorfg cắt không

thoát nước + khí, thì không biết được các biến trạng thái ứng suất Trong trường hợp này,

chỉ có thể liên hệ độ bền chống cắt với ứng suất tổng lúc phá hoại

BẰNG 9-2, CÁC THÍ NGHIỆM BA TRỤC KHAC NHAU CHO ĐẤT KHÔNG BẢO HÒA

cái rỗng rỗng rỗng, réng, tich dat,

C6 két thodt nude+khi{ (CD) Có Có ,_ Có Cc Cc M

M - đo đạc C - khống chế

Phương pháp ứng suất tổng có lẽ áp dụng được ở hiện trường chỉ cho trường hợp giả

thiết là độ bền đo được trong phòng thí nghiệm thích ứng với các điều kiện thoát được mô phỏng như ở hiện trường Nói cách khác, ứng suất tổng tác dụng gây phá hoại trong mẫu đất được giả thiết là giống ứng suất tổng tác dụng sẽ gây phá hoại ở hiện trường Mô phỏng nêu trên cơ bán cho là các biến trạng thái ứng suất khống chế độ bền chống cắt của đất, tuy

3- 309 33

nhiên vẫn có thể thực hiện phân tích theo các ứng suất tổng Tuy nhiên, khó mô phỏng gần

đúng được điểu kiện gia tải ở hiện trường bằng thí nghiệm không thoát nước + khí trong

phòng Gia tải nhanh trên đất hạt mịn có thể được xem như điều kiện gia tải không thoát

nước + khí

9.3.1 Thí nghiệm cố kết thoát nước + khí

Thí nghiệm cố kết thoát “nước + khí”, hay thí nghiệm CD, là điểu kiện thí nghiệm

trong đó mẫu đất trước tiên được cố kết và rồi chịu cất dưới các điều kiện thoát cả pha khí

lỗ rỗng và nước lỗ rỗng như minh họa trong hình 9-27 Mẫu đất được cố kết tới trạng thái

ứng suất đại diện giống như trạng thái gặp ở hiện trường hoặc trong thiết kế Đất thường cố

kết dưới áp lực hạn hông đẳng hướng ơ;, trong khi khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng lần lượt được

khống chế tại các áp lực u, và u„ Các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng có thể được khống

chế tại các giá trị dương để xác lập một độ hút dính lớn hơn 101,3 kPa (latm) mà không

sinh khí thực trong hệ đo áp lực nước lỗ rỗng Điều này được coi là kỹ thuật tịnh tiến trục

Tại cuối quá trình cố kết, mẫu đất có áp lực hông thực là (ø;-u,) và độ hút dính là (u,-u,)

hạn hông thực khác nhau đưới độ hút đính không đối

Trong quá trình cắt, mẫu đất bị nén theo hướng trục bởi tác dụng của độ lệch ứng suất

(6, - 63) Trong lúc cắt vẫn mở các van thoát cho cả khí lễ rỗng và nước lỗ rỗng (tức là dưới

didu kiện thoát khí + nước) Áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rễng được khống chế tại các áp

lực không đổi (các áp lực của chúng tại cuối giai đoạn cố kết) Độ lệch ứng suất tác dụng

chậm để không cho phát triển áp lực nước lỗ rỗng hay khí lỗ rỗng dư trong đất Áp lực hông

thực (Ø; - u¿) và độ hút dính (u,- u„) giữ không đổi trong suốt thí nghiệm cho tới lúc đạt điều

kiện phá hoại, như được nêu trong hình 9-27 [(Ø; - uạ)¿= (Ø; - u,) va Cu, - uy), = (uy - uy)]

34 3 - 309

Chỉ độ lệch ứng suất (Ø, - ơ;) vẫn tầng trong khi cất, cho tới khi ứng suất chính lớn nhất thực đạt giá trị (ø; - uạ) lúc phá hoại

Các đường cong ứng suất-biến dạng điển

hình của thí nghiệm bả trục cố kết thoát

nước+khí được nêu trong hình 9-l5a Các © as° r T r 2o Ê

suất lớn nhất khi áp lực hông thực (ø;-u,) 3 =

tăng, trong khi độ hút đính (u,-u„) giữ không 3 30°Ƒ o 410 =

đổi Biến thiên thể tích của mẫu đất trong 5 ⁄ Ệ

khi cắt thường được đo theo thể tích đất § $ ban đầu (AV/V,) và vẽ theo biến dạng $ “ sọ of Đố Too

[Hình 9-15c] Quy ước nén có đấu âm và nở Phần trăm công đầm chặt lớn nhất AASHTO

có dấu đương Hình 9-I5b là đổ thị biến

thiên độ Ẩm trọng lượng theo biến dang, Hình 9-29 Hiệu quả của công dim chat dén 9’

trong đó lượng tăng độ ẩm lấy đấu dương và c' đối với cát sét (theo Moretto, , 1963)

Hình 9-30 Các đường ứng suất trong thí nghiệm cố kết thoát nước + khí tại các độ

hút dính khác nhau dưới áp lực hông thực không đổi

Các đường ứng suất điển hình trong các thí nghiệm cố kết thoát nước+khí khi độ hút

dính không đổi được mình họa trong hình 9-28 Thí nghiệm được thực hiện trên vài mẫu tại

các áp lực hông thực khác nhau Ví dụ, điểm ứng suất A biếu thị trạng thái ứng suất lúc cuối cố kết khi mẫu đất có áp lực hạn hông thực là (ø;-u,) và độ hút dính (u-u„) Vì đất bị nén trong khi cắt, điểm ứng suất chuyển từ A tới B dọc theo đường ứng suất AB Điểm ứng

ˆ suất B biểu thị trạng thái ứng suất tại điều kiện phá hoại Khi chuyển từ điểm ứng suất A tới

điểm ứng suất B, đường kính vòng Mohr hay độ lệch ứng suất tăng cho tới khi đạt điều kiện

phá hoại tại điểm ứng suất B Tuy nhiên, áp lực hông thực và độ hút dính giữ không đối

trong suốt đường ứng suất AB Một tiếp tuyến với các vòng Mohr lúc phá hoại (qua các

35

điểm ứng suất C, C¡ và C;) biểu thị đường bao phá hoại ứng với độ hút dính dùng trong thí nghiệm Đường bao phá hoại có góc dốc $' đối với trục (ơ-u,) Góc ma sát dường như bằng

góc ma sát trong hiệu quá, nhận được từ các thí nghiệm độ bền chống cắt trên các mẫu đất bão hòa Giá trị của góc $' cho đất đầm chặt thường trong phạm ví từ 25° đến 35° như thấy

trong bảng 9-1 Hiệu quả đầm chặt đến các thông số độ bền ‡' và c' cho cát chứa sét được

mô tả trong hình 9-29 ‘

Hình 9-30 biểu thị các đường ứng suất trong thí nghiệm cố kết thoát nước+khí dưới ắp lực hông thực không đổi với các độ hút dính khác nhau Đường kính vòng Mohr phá hoại tăng khi độ hút dính lúc phá hoại tăng Vòng Mohr lúc phá hoại là tiếp tuyến với đường bao phá hoại ứng với độ hút đính dùng trong thí nghiệm (tại các điểm ứng suất C,, C; và C;)

Tuy nhiên, các điểm ứng suất C,, C; và C; không xẩy ra tại cùng ứng suất pháp

thực Do vậy, một đường nối các điểm ứng suất C¿, C; và C; sẽ không cho góc 6° Nhung có thể thấy là kéo dài đường bao phá hoại tới cắt mặt phẳng độ bên chống cắt theo (u,-u„) sẽ cho các khoảng chặn lực dính Một đường nối các khoảng chặn lực dính tại các độ hút đính khác nhau cho ta góc ÉP

Các giai đoạn lỨng suất Áp lực Áp lực

tổng khílỗ rổng nước lễ rỗng tơ + 0a) {ua - Uw)

Cân bằng lúc

s3ä" |L†s EỊ Lee Teee

“Thoát nước Không (or - Os} va thoát nước (01 = ua}

Nến đọc trục Ta [u4} uw He ua) [pe - Uw) Bbw

{ov | Osh (Ø: ~ tạ = Ours Ua

Uwe

Ơi

Lúc phá hoại [ke

{Ua > Uh [ees

AuUw {@y Og" Us - Yah = [ ki uly Uw) > Aug

Hình 9-31 Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục độ ẩm không đổi

9.3.2 Thí nghiệm độ ấm không đổi

Theo thí nghiệm độ ẩm không đổi hay thí nghiệm ba trục CW, mẫu trước tiên được cố

kết, sau đó cất cho pha khí lỗ rỗng thoát ra trong khi pha nước lễ rỗng không được thoát Phương pháp cố kết tương tự phương pháp thí nghiệm cố kết thoát nước+khí Kỹ thuật tịnh tiến trục được dùng để tạo độ hút đính lớn hơn 101,3 kPa Khi đạt cân bằng vào lúc cuối cố kết, mẫu đất có áp lực hông thực là (ø;-u,) và độ hút dính là (u,-u„) Mẫu bị cắt do tăng độ lệch ứng suất (ơ-ơ;) cho tới khi đạt phá hoại Trong khi cất, van thoát khí lỗ rỗng vẫn mở (trong điều kiện thoát khí), còn van thoát nước lỗ rỗng đóng (trong điều kiện không thoát nước) Áp lực khí lỗ rỗng u, được giữ tại áp suất tác dụng trong khi

cố kết Áp lực nước lỗ rỗng u„ biến thiên trong khi cất, dưới các điều kiện gia tải không

36

thoát nước (xem chương 8) Áp lực lễ rỗng dư liên hệ với độ lệch ứng suất qua các thông số

áp lực lỗ rỗng Ð Áp lực hông thực (ơ; - u,) giữ không đổi trong suốt thí nghiệm, trong khi

độ hút đính (u, - u„) thay đổi,như được mô tả trong hình 9-31 {(Ø; - u,)y= (63 = u,) và

(u,- u,);= (u,- uy) - Au,,) Ung sudt chinh lớn nhất thực đạt giá trị (G,-u,); lúc phá hoại

Các đường cong ứng suất-biến dạng điển hình cho thí nghiệm độ ẩm không đổi được

nêu trong hình 9-32a Các đường cong ứng suất-biến dạng nhận được từ thí nghiệm độ ẩm không đổi có dạng tương tự dạng nhận được từ thí nghiệm ba trục cố kết thoát nước Độ lệch ứng suất lớn nhất tăng với lượng tăng áp lực hông thực (G;-u,), cho mẫu đất được

chuẩn bị tại cùng độ hút dính ban đầu Độ hút dính và các biến thiên thể tích đất trong khi cắt được vẽ lần lượt trong hình 9-32b và c Độ hút đính giảm trong khi cắt, vì áp lực khí lỗ rỗng được giữ tại một giá trị không đổi trong khi áp lực nước lỗ rỗng tăng lên Theo các kết quả đã nêu, độ bão hòa của mẫu đất tăng khi lỗ rỗng bị nén là đo khí lỗ rễng

bị ép ra khỏi đất, Do 4m vẫn giữ không đổi Hình 9-32c biểu thị là mẫu chịu nén cho tới khi đạt độ lệch ứng suất cực đại Mẫu đất với áp lực hông thực thấp hơn bị nở ra sau khi

đặt độ lệch ứng suất lớn nhất Điều này dẫn tới sự tăng chút ít độ hút dính

c) Biến đối thể tích theo biến đạng (theo SaHja, 1978)

Một đường ứng suất giả định có thể xẩy ra ở một mẫu đất trong thí nghiệm độ ẩm không đổi được nêu ở hình 9-33 Điểm ứng suất A biểu thị trạng thái ứng suất lúc cuối cố

kết, lúc đó mẫu đất có áp lực hông thực là (ø;-u,) và độ hút dính áu, -u„) Vì đất bị nén

‘trong khi cắt, nên giả thiết điểm ứng suất di chuyển từ điểm A đến điểm B, dọc theo đường ứng suất AB Điểm ứng suất B biểu thị trạng thái ứng suất lúc phá hoại Áp lực hạn hông thực giữ không đổi tại (ơ-u,) dọc theo đường ứng suất AB, vì áp lực khí lỗ rỗng được giữ tại áp lực dùng trong khi cố kết Giả định áp lực nước lỗ rỗng tăng liên tục trong khi cắt

Điều này gây ra sự giảm độ hút dính {(u,-u„)<(,-u)] Mặt bao phá hoại đốc một góc Ò' có

37

thể được vẽ theo tiếp tuyến với vòng Mohr lúc phá hoại (tại điểm ứng suất C) Mặt bao phá hoại cắt mặt phẳng độ bền chống cất ~ độ hút dính tại một khoảng chặn lực dính c Các

khoảng chặn lực dính tại các độ hút dính khác nhau có thể được nối liền để cho góc $”

đính lớn hơn 101,3 kPa Sâu khi đạt điều kiện cân bằng, mẫu đất bị cắt do tăng tải trọng dọc

trục (G,-ø;), cho đến khi phá hoại Trong khi cắt, đóng van thoát của cả áp lực khí và nước (để có điều kiện không thoát) Các áp lực khí 18 rỗng và nước lỗ rỗng dư được phát triển trong khi gia tải không thoát nước Dưới điều kiện gia tải ba trục, các áp lực lỗ rỗng dư liên

hệ với độ lệch ứng suất bởi các thông số áp lực lỗ rỗng D (Chương 8) Các áp lực nước lỗ rỗng và khí lỗ rỗng phải đo trong quá trình cắt Áp lực hông thực (ø-u,) và độ hút dính (u,-u„) biến đổi trong suốt thí nghiệm do sự thay đổi các áp lực khí.1ỗ rễng và nước lỗ rỗng

Lúc phá hoại, các độ lớn của ứng suất chính lớn nhất và nhỏ nhất thực và độ hút dính là

hàm của áp lực lỗ rỗng

Một đường ứng suất điển hình cho thí nghiệm cố kết không thoát nước+khí được mô tả trong hình 9-35 Trạng thái ứng suất lúc cuối cố kết được biểu thị bởi điểm ứng suất A, ở

đây áp lực hông thực là (ơa-u,) và độ hút đính là (u-u,) Sự cắt làm trạng thái ứng suất

chuyển từ điểm A đến điểm B dọc theo đường ứng suất AB Trạng thái ứng suất lúc phá

hoại được biểu thị bởi điểm ứng suất B, tương ứng với một áp lực hông thực và độ hút dính

khác với ở điểm ứng suất A Trong ví dụ đã nêu, giả định áp lực khí lỗ rỗng tăng liên tục

trong khi cất Điều này làm cho áp lực hông thực giảm [(Ø;-u,)/<(G;-u,)] Cũng giả định độ

38

hút đính giảm liên tục [(u,-u„);¿<(u,-u„)] Đường bao phá hoại là tiếp tuyến với vong Mohr lúc phá hoại (tại điểm ứng suất C) và nghiêng một góc @' đối với trục (ø-u,) Đường bao phá

hoại cắt mặt phẳng độ bền chống cắt ~ (u,~ u„) tại khoảng chặn lực dính c Đường nối các khoảng chặn lực dính tạo bởi các thí nghiệm ở các độ hút dính khác nhau cho góc o

fou + Øạ) Không thoát nước €

¬ có đo {01 - Up} - Aus - na +

- Ay Nên đọc trục

-=—Ø; |») Bi Bus B a Auw {Øa - tạ) - Aug {Ug - Uw) +

Aus - Aus (ơi - 3)

= Ou > Ua

Luc pha hoai rt 03 | tha Pluu Ít AUai {05 = Uoh = Wve wh =

Ust =| Ua |* ÔUạt {0 - Ua) - Ata - tự) * Âu:

` - tee

`

Hình 9-34, Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục cổ kết không

thoát nước + khí có xác định áp lực lễ rông

A; cuối cố kết - 8: lúc phá hoại

C: điểm tiếp xúc lúc phá hoại

Hình 9-35, Đường ứng suất điển hình phải theo trong thí nghiệm

cố kết không thoái nước + khí

39

Nên lưu ý là khó giữ được điều kiện hoàn toàn không thoát khí lỗ rỗng, vì khí khuếch

tán được qua nước lỗ rỗng, màng cao su và các phần khác của thiết bị ba trục

9.3.4 Thí nghiệm Không thoát nước + khí

Trong thí nghiệm không thoát nước + khí, khi tác dụng áp lực hông và độ lệch ứng suất

lên mẫu đất (Hình 9-36), thì không cho khí lỗ rỗng và nước lễ rỗng thoát-ra Như đã giải

trong chương 8, có thể liên hệ các áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng dư phát triển khi tác

dụng áp lực hông với áp lực hông đẳng hướng bằng các thông số áp lực lỗ rỗng B Trong khi

tác dụng áp lực hông, mặc dù không cho tiêu tán áp lực lễ rỗng dư hình thành, thể tích mẫu

đất có thể vẫn thay đổi do sự nén khí lỗ rỗng Đất có áp lực hông thực (Ø;-u,), và độ hút

đính (u,-u„), sau khi tác dụng áp lực hông

Mẫu đất bị cắt do tác dụng của ứng suất dọc trục (Ø,-Ø;) cho tới khi đạt phá hoại Gia

tải không thoát nước + khí trong khi cất gây ra sự phát triển thêm của áp lực khí lỗ rỗng và

nước lỗ rỗng dư Áp lực lỗ rỗng dư có thể được liên hệ với độ lệch ứng suất bởi các thông số

áp lực lễ rỗng D trong điều kiện giá tải ba trục (xem chương 8) Thường thường trong khí

cắt, không đo áp lực lỗ rỗng Do vậy, các kết quả thí nghiệm không thoát nước + khí thường

được dùng cùng với việc lập ứng suất tổng của bài toán Ở đây, độ bền chống cắt được liên

hệ với ứng suất tổng mà không biết các áp lực lỗ rỗng lúc phá hoại

Các giai đoạn | Ứng suất Áp lực Áp lực

tổng khí lỗ rỗng nước lỗ rỗng {a + Ua) (ua - Uw)

Sau khi tac dung G us Uw Ơi - a> Uw

(ơi - 0)

Không thoát nước (Ø; - uạ - Aua}

Oy _———— {Ua > Uw) + Aus - Au

Nén doc truc

os Us Aus [Uw ft AUS {Ø; - u - Aua) (ta - Uw) +

Aúa ~ Auy

ta » (Ới + 0a) = Ơu + Uai

đa {ta - Mu) Lúc phá hoại pi a 3 Uwt =| *]Uw|+ Auw Os - Uat 3° Ualt = (u, -0)+ Us > yh =

Hình 9-36 Các điều kiện ứng suất trong thí nghiệm nén ba trục không thoát nước+khí

Ap lực hông thực (ơ;-u,) và độ hút đính (u,-u,) thay đổi trong suốt quá trình cắt Tuy

nhiên, các biến trạng thái ứng suất trong khi cắt và lúc phá hoại chưa biết, bởi vì không đo

áp lực lỗ rỗng Hình 9-36 mô tả các biến trạng thái ứng suất biến đổi như thế nào trong thí

nghiệm ba trục không thoát nước + khí Trong thí nghiệm này, chỉ đo áp lực hông tổng Ơ;

và độ lệch ứng suất (ơ,-ơ;) Các đường cong ứng suất-biến đạng điển hình cho thí

40