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