Tính chất cơ học của một loại đất dính nhân tạo

Đề tài này nêu lên các tính chất cơ học của đất dính nhân tạo đã được nghiên cứu thông qua một loạt các thử nghiệm đất trong phòng thí nghiệm và phương pháp phần tử hữu hạn. Đất được nghiên cứu là đất pha sét được cố kết từ hỗn hợp bùn dưới áp lực cố kết thẳng đứng cuối cùng là 100 kPa. Mời các bạn cùng tham khảo!

TÍNH CHẤT CƠ HỌC CỦA MỘT LOẠI ĐẤT DÍNH NHÂN TẠO

HOÀNG THỊ LỤA *

Mechanical properties of an artificial cohesive soil Abstract: Mechanical behaviours of clayey soils are always known as

problematic issues in geotechnical engineering In this paper, mechanical properties of an artificial cohesive soil were investigated through a series of laboratory soil tests and a finite element method The studied soil was a clayey soil consolidated from a slurry mixture under a final vertical consolidation pressure of 100 kPa A series of soil tests including oedometer tests, consolidated-undrained triaxial compression tests, unconfined compression tests, cone penetration tests, and T-bar tests were conducted, in order to obtain mechanical properties of the soil such as the strength parameters, compressibility indices, and permeability property; the results from different testing methods are also compared and discussed The soil parameters measured from the above-mentioned tests are then directly used for a soil constitutive model to simulate the soil element tests by a finite element method, employed Plaxis 3D The simulation results are compared with measurement ones to evaluate the applicability of the soil constitutive model to analyse and estimate other soil properties as well as soil behaviour under construction loads

Keywords: clayey soil; laboratory soil tests; undrained shear strength;

compression index; soft soil creep model; finite element method

Khi nghiên cứu, xem xét sử dụng một loại

đất trong l nh vực xây dựng, các tính chất cơ

học, vật lý của loại đất đó luôn là vấn đề tiên

quyết được quan tâm Đặc biệt hơn là với các

loại đất dính, theo thời gian, dưới tác dụng của

thay đổi độ ẩm, tải trọng, quá trình cố kết, quá

trình nén từ biến, đất dính có những diễn biến

phức tạp về cường độ chống cắt, tính chất nén

lún, và tính thấm nước (Lastiasih và Tantri

(2015), Pezowicz và Choma-Moryl (2016), Ya

Li (2018)) Rất nhiều nghiên cứu đã được thực

hiện để đánh giá tính chất cơ học của đất dính,

thường xem xét mức độ ảnh hưởng bởi các yếu

tố khác nhau đến một loại đất cụ thể nào đó

*Bộ môn Địa kỹ thuật, Tr ng Đ i học Thủy l i

DĐ: 0936260288

Email: hoangthilua@tlu.edu.vn

(Toyota et al (2001), Ya Li (2018), Yasodian et

al (2015)) Hiện nay, có nhiều phương pháp để đánh giá, dự báo các chỉ tiêu tính chất cơ học của đất, cùng một chỉ tiêu cũng có thể có nhiều phương pháp để xác định Ví dụ để xác định sức

kháng không thoát nước cu của đất, có thể sử dụng thí nghiệm cắt trực tiếp, thí nghiệm ba trục, thí nghiệm nén một trục nở hông tự do, thí nghiệm xuyên côn t nh, thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn, thí nghiệm cắt cánh m i phương pháp

có những lợi thế và nhược điểm riêng; mức độ chính xác của từng phương pháp cũng khác nhau Nói chung việc đánh giá đúng tính chất cơ học của đất dính rất quan trọng để khai thác, sử dụng đất và dự báo những nguy cơ tiềm ẩn có thể xảy ra với đất trong quá trình sử dụng đất sau này Trong bài báo này, tính chất cơ học của một loại đất dính nhân tạo sẽ được nghiêm cứu

qua các thí nghiệm khác nhau và qua phương

pháp phần tử hữu hạn, sử dụng phần mềm

Plaxis 3D Mục đích ngoài việc xác định các chỉ

tiêu cường độ của đất còn để so sánh kết quả từ

các phương pháp thí nghiệm thông qua công

thức/ phương trình thực nghiệm và kết quả từ

các phương pháp cho giá trị tính trực tiếp cho

loại đất nghiên cứu; đánh giá khả năng mô

phỏng ứng xử của đất bằng các mô hình vật liệu

có sẵn trong chương trình phần tử hữu hạn

Plaxis, từ đó có thể đánh giá một phần độ tin

cậy của kết quả khi sử dụng mô hình đất để mô

phỏng các bài toán địa kỹ thuật khác như mái

dốc, hố đào, móng công trình

2 ĐẤT VÀ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

2.1 Đất nghi n cứu

Đất nghiên cứu là một loại đất dính nhân tạo,

được chế từ h n hợp của một loại bột sét thương

mại có tên là Kasaoka và một loại cát mịn

thương mại có tên là Silica (loại số 6) Đất được

chế trong một thùng hình trụ có đường kính

trong thùng là 420 mm và chiều cao hiệu quả là

420 mm Thùng chế bị mẫu có van đáy để nước

có thể thoát qua khi mở van

Tuần tự chuẩn bị đất được diễn ra như sau:

Trước hết, một lớp silica hạt thô (số 3) được đổ

và đầm chặt đến độ chặt tương đối Dr ≈ 82 % ở

đáy thùng để làm lớp thoát nước đáy Lớp này

coi như lớp cát chặt, được bão hòa và phủ giấy

thấm Sau đó bột sét Kasaoka và cát mịn silica

được trộn ở tỷ lệ khối lượng khô 1:1, trộn với

nước để được một h n hợp sệt với độ ẩm w gấp

1,3 lần độ ẩm giới hạn chảy LL H n hợp sệt

được đổ lên trên lớp thoát nước đáy đến đầy

thùng và được cố kết tự do dưới trọng lượng bản

thân trong 2 ngày Tiếp theo, giấy thấm được

đặt lên bề mặt lớp h n hợp sệt và một lớp silica

thô khác được đổ lên bề mặt để làm lớp thoát

nước mặt Sau đó, các tấm đệm gia tải, load-cell

đo áp lực (LC), máy gia tải (AC), đồng hồ đo

lún (DG) được lắp đặt để thực hiện cố kết h n

hợp và đo áp lực cố kết, đo độ lún cho từng cấp

áp lực Áp lực cố kết được tăng từng cấp đến

khi đạt cấp cuối 100 kPa Với m i cấp áp lực, thời gian cố kết được duy trì cho tới khi độ cố kết đạt 90% theo lý thuyết cố kết thấm một hướng của Terzaghi Riêng cấp cuối cùng, thời gian cố kết được duy trì thêm 10 ngày sau khi

độ cố kết đạt 90 % để đất đạt được độ cố kết cao hơn nữa Sau cùng, áp lực cố kết được giảm dần, đất chế bị được trải qua quá trình trương nở trong 10 ngày sau khi giải phóng hoàn toàn áp lực cố kết Hình 1 thể hiện sơ đồ lắp đặt thiết bị trong quá trình cố kết mẫu Hình 2 thể hiện mối quan hệ thời gian – lún ở (a) cấp tải cố kết cuối cùng (tăng từ 70 kPa đến 100 kPa) và (b) quá trình chờ mẫu trương nở Tổng số 7 thùng mẫu

đã được chuẩn bị lặp lại trong nghiên cứu Trước khi xác định các tính chất cơ học của đất như sức kháng cắt không thoát nước, góc ma sát trong, hệ số thấm, chỉ số nén, chỉ số nở, chỉ

số nén thứ cấp, một loạt các thí nghiệm được thực hiện để xác định tính chất vật lý của đất bao gồm trọng lượng riêng tự nhiên, độ ẩm tự nhiên, độ ẩm giới hạn Atterberg, khối lượng riêng hạt, hệ số r ng và cấp phối hạt Các kết quả thí nghiệm được tổng hợp trong bảng 1 Từ

độ ẩm giới hạn Atterberg (độ ẩm giới hạn chảy

LL và chỉ số dẻo PI = LL – PL), đất nghiên cứu

được phân loại (theo USCS) về đất sét có tính dẻo thấp (hình 3), đất quá cố kết dưới áp lực tiền cố kết là 100 kPa

Giấy thấm

Lớp thoát nước mặt (Silica số 6)

Lớp thoát nước đáy (Silica số 3) Van thoát nước

Hỗn hợp sét lỏng

420

10

360

50 mm

K50S50

(a) Mặt cắt ngang

Van thoát

nước

Tấm gia tải

LC

DG1

DG2

AC

(b) Sơ đồ lắp đặt thiết bị đo

Hình 1: Quá trình chuẩn bị đất thí nghiệm

Bảng 1: Tính chất vật lý của đất thí nghiệm

Khối lượng riêng hạt, s (Mg/m3

) 2,653 Khối lượng riêng bão hòaa

, sat (Mg /m3) 1,98

Độ ẩm giới hạn dẻo, PL (%) 13,6

Độ ẩm giới hạn chảy, LL (%) 33,9

Chỉ số dẻo, PI (%) 20,3

Độ ẩm tự nhiêna

, w (%) 26,2

Hệ số r nga, e 0,703

Ghi chú: aKết quả ở thời điểm sau khi hoàn

thành quá trình cố kết nền dưới áp lực 100 kPa

và quá trình dỡ tải

80

78

76

74

72

70

straight line 1.15 times of initial straight line

Initial

straight

line

t90

Elapsed time, t (hours)Thời gian

Đường

thẳng

ban

đầu

Đường thẳng ban đầu nhân hệ số 1.15

(a) Quá trình cố kết

0 1 2 3

Time, t (hours)Thời gian (hrs)

(b) Quá trình trương nở

Hình 2: Quan hệ lún theo th i gian trong quá trình chuẩn bị đất thí nghiệm

0 20 40 60 80 100

Đường kính hạt, d (mm)

(a) Đường cong cấp phối

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0

10 20 30 40 50 60

ML

or OL

MH or OH

CL or OL

C

or OH

CL-ML

E:

PI

0.9(

LL- 8)

A LIN E:

PI =

0.73(

LL-2

(LL) (%)

Độ ẩm giới hạn chảy,

Đất nghiên cứu

Ký hiệu: Loại đất: C: sét O: hữu cơ M: bụi mịn Trạng thái: L: dẻo thấp H: dẻo cao

(b) Phân loại đất theo USCS

Hình 3: Phân lo i đất thí nghiệm

2.2 Phương pháp thí nghiệm

a Sức kháng cắt không thoát nước

Để xác định sức kháng cắt không thoát nước của đất, ba loại thí nghiệm xuyên côn t nh CPT, thí nghiệm T-bar và thí nghiệm nén một trục hở hông tự do (UCT) được thực hiện

Thí nghiệm xuyên côn t nh: Thí nghiệm được thực hiện với bộ xuyên côn cỡ nhỏ Thiết bị

gồm hai bộ phận chính là mũi xuyên (mũi côn)

và cần xuyên Mũi xuyên có dạng hình côn

(nón) với góc ở đỉnh là 600, đường kính đáy nón

là 20 mm và là bộ phận trực tiếp xuyên vào đất

Cần xuyên có dạng thanh hình trụ, đường kính

10 mm, chiều dài hiệu quả là 500 mm và gắn

một đầu với mũi côn Cần xuyên là bộ phận

truyền lực đến mũi côn để đưa mũi côn vào đất

Các cổng đo biến dạng được gắn trên cần xuyên

ở hai vị trí (i) ngay sát mũi côn để đo sức kháng

của đất tác dụng lên mũi côn và (ii) phía đầu cần

xuyên để đo toàn lực truyền tới cần xuyên để

đưa hệ cần và mũi xuyên vào đất Tất cả các thí

nghiệm xuyên côn được thực hiện với tốc độ

xuyên tương đối cao và ổn định ở 2 mm/s Với

m i thùng mẫu, 1-3 thí nghiệm CPT được thực

hiện Khoảng cách giữa các vị trí thí nghiệm

được bố trí cách nhau tối thiểu 10 lần đường

kính đáy côn để đảm bảo kết quả của thí nghiệm

thực hiện sau không bị ảnh hưởng bởi thí

nghiệm trước Sức kháng cắt không thoát nước

cu được tính toán từ kết quả đo sức kháng của

đất tác dụng lên mũi côn qcone tip, sử dụng

phương trình tính thực nghiệm (theo Low et al.,

2010) như sau:

(1) trong đó: vo là ứng suất tổng theo phương

thẳng đứng và là Nk hệ số sức kháng cho mũi

côn Hệ số này được lấy theo nghiên cứu của

Low et al (2010), nghiên cứu đã sử dụng hệ

thống dữ liệu chất lượng cao được thu thập rộng

rãi trên toàn thế giới dành cho sét quá cố kết nhẹ

ở cả dạng nguyên mẫu và mẫu bị xáo trộn Kết

quả nghiên cứu của Low et al (2010) đã cho

thấy giá trị Nk giao động trong phạm vi từ 10

đến 14 cho các mẫu nguyên trạng và giá trị

trung bình là 12 Trong bài báo này, giá trị trung

bình Nk = 12 sẽ được sử dụng để tính toán

Thí nghiệm T-bar: Thí nghiệm cũng được

thực hiện trên thiết bị là một bộ T-bar cỡ nhỏ

Thiết bị T-bar cũng gồm hai bộ phận chính là

cần xuyên và đầu xuyên Đầu xuyên T-bar là

một hình trụ nằm ngang có đường kính dT-bar

7mm và chiều dài LT-bar 35 mm Cần xuyên có hình dạng, chức năng tương tự cần xuyên CPT với đường kính 7mm Sức kháng của đất tác dụng lên đầu xuyên cũng được đo đạc qua cổng

đo biến dạng gắn trên cần xuyên ngay sát đầu xuyên Tốc độ xuyên 2 mm/s cũng được sử dụng trong tất cả thí nghiệm T-bar Với m i thùng mẫu, 2-3 thí nghiệm T-bar được thực

hiện Sức kháng cắt không thoát nước cu được tính toán từ kết quả đo sức kháng của đất tác

dụng lên đầu xuyên qcone tip, sử dụng phương trình tính thực nghiệm (theo Low et al., 2010) như sau:

(2)

trong đó: P là lực tác dụng lên toàn bộ đầu

xuyên (đo qua cổng đo biến dạng đã đề cập ở

trên), Nt là hệ số sức kháng cho đầu xuyên có

giá trị trung bình Nt = 10,5 và khoảng giao động

từ 8,5 đến 12,5 (theo nghiên cứu của Low et al

(2010), như trình bày ở phần hệ số Nk ở trên) cho các loại sét quá cố kết nguyên trạng

Thí nghiệm nén một trục nở hông tự do (UCT): Với m i thùng mẫu, ngay sau khi hoàn thành thí nghiệm CPTs và T-bars, các đất được lấy lên bằng các ống lấy mẫu với đường kính trong 100 mm Đất lấy lên được cắt gọt thành mẫu có đường kính 35 mm và chiều cao khoảng

75 - 90 mm Sau khi cắt gọt, mẫu được nén trên máy nén dọc trục, nở hông tự do Với m i thùng mẫu, 2-3 thí nghiệm UCT được thực hiện Sức

kháng cắt không thoát nước cu được dự đoán

trực tiếp từ lực nén dọc trục cực đỉnh qu trong quá trình nén mẫu:

cu = qu /2 (3)

b Góc ma sát trong và các đặc trưng cơ học khác của đất

Để xác định góc ma sát trong và các đặc trưng cơ học khác của đất như hệ số thấm, chỉ

số nén, chỉ số nở (nén lại), mô đun biến dạng, hệ

số poisson của đất nền, thí nghiệm nén ba trục

cố kết không thoát nước CU và thí nghiệm nén

cố kết Oedometer được thực hiện

Thí nghiệm nén ba trục cố kết không thoát

nước CU: được thực hiện trên mẫu có kích

thước 50 mm x 100 mm Mẫu được cố kết dưới

áp lực buồng là 100 kPa trước khi tăng tải dọc

trục nén mẫu

Thí nghiệm nén cố kết Oedometer: được thực

hiện trên mẫu có đường kính 60 mm và chiều

cao ban đầu là 20 mm Mẫu được nén qua nhiều

cấp áp lực tăng dần, bao gồm cả quá trình giảm

tải và nén lại Ở cấp áp lực cuối cùng (v = 1250

kPa), mẫu đã được duy trì nén trong tổng cộng

hơn 200 ngày để quan sát lún thứ cấp và xác

định chỉ số nén thứ cấp

2.3 Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM)

Để xem xét khả năng mô phỏng ứng xử của

đất thông qua các mô hình đất có sẵn trong một

số chương trình phần tử hữu hạn phổ biến, đồng

thời đánh giá độ tin cậy của kết quả khi sử dụng

mô hình đất đó để mô phỏng các bài toán địa kỹ

thuật khác, hai thí nghiệm nén ba trục CU và

nén cố kết oedometer sẽ được mô phỏng bằng

phương pháp phần tử hữu hạn, sử dụng chương

trình Plaxis 3D

25 mm

Hình 4: Kích th ớc mô hình, l ới phần tử

hữu h n và mặt gia tải trong mô phỏng

thí nghiệm nén ba tr c CU

Mô hình vật liệu: trong các mô hình vật liệu

sẵn có của Plaxis, một số mô hình như

"Cam-Clay", mô hình "Soft Soil", mô hình "Soft Soil

Creep (SSC)", mô hình "Hardening Soil" và mô

hình "Sekiguchi-Ohta" đều là những mô hình vật liệu nâng cao, có khả năng mô phỏng tính ép

co của đất sét thông thường Tuy nhiên, chỉ mô hình SSC mô phỏng được ứng xử theo thời gian cho sét quá cố kết Vì vậy trong bài báo này, mô hình SSC được lựa chọn Chi tiết về mô hình SSC được trình bày trong cuốn hướng dẫn sử dụng mô hình vật liệu của Plaxis (PLAXIS

2018, Material Models Manual) Một số đặc trưng cơ bản của mô hình SSC như sau:

- Độ cứng của đất phụ thuộc, thay đổi theo ứng suất

- Có sự phân biệt giữa các giai đoạn tăng tải lần đầu, giảm tải và tăng lại tải

- Xét đến nén/ biến dạng thứ cấp

- Xét ảnh hưởng của ứng suất tiền cố kết

- Ứng xử bền tuân theo tiêu chuẩn Mohr-Coulomb

Các thông số nhập vào cho mô hình đất SSC cũng như nguồn gốc các thông số được liệt kê ở bảng 2 Các kích thước mô hình, điều kiện thoát nước, tải trọng, tốc độ tăng tải, thời gian cố kết được lấy giống thí nghiệm trong phòng đã thực hiện, tuy nhiên, chỉ 1/4 mẫu thí nghiệm được mô phỏng để giảm thời gian tính toán, lợi dụng tính chất đối xứng của mẫu Hình 4 thể hiện lưới phần tử hữu hạn trong mô phỏng thí nghiệm CU

3 KẾT QUẢ VỀ CÁC TÍNH CHẤT CƠ HỌC CỦA ĐẤT NGHIÊN CỨU

3.1 Kết quả thí nghiệm

a Sức kháng c t không thoát n ớc c u

Kết quả sức kháng không thoát nước thu được từ thí nghiệm CPTs và T-bars và UCTs được tổng hợp trong hình 5

Như đã đề cập ở phần trước, sức kháng cắt cu được thu trực tiếp từ cường độ kháng nén dọc trục trong thí nghiệm UCTs theo công thức (3)

và tính toán theo công thức (1), (2) đề xuất bởi Low et al (2010) đối với thí nghiệm CPTs và T-bars Ba phương pháp thí nghiệm cho kết quả tương đối gần nhau Nếu sử dụng một đường trung bình đại diện cho các kết quả tính toán

trực tiếp để biểu diễn sự biến đổi của cu theo độ

sâu thì cu có thể biểu diễn xấp xỉ theo phương

trình đường thẳng sau:

(4) Hình 5 cho thấy phương trình 4 cũng tương đối

phù hợp với sức kháng trung bình tính toán từ cả

hai phương pháp CPTs và T-bars, ngoại trừ

khoảng 50 mm đầu tiên (tính từ mặt nền) Cũng có

thể giải thích sự sai khác ở vùng đầu tiên là do giai

đoạn đầu mũi côn (CPTs) và đầu xuyên (T-bars)

chưa xuyên ngập hoàn toàn trong đất nên diện tích

tiếp xúc giữa mũi côn/ đầu xuyên chưa huy động

đầy đủ Thêm một yếu tố khác, khi độ sâu xuyên

còn nhỏ, đất có xu hướng trượt và đẩy trồi lên trên

bề mặt nên kết quả cu thu được giai đoạn này có

thể chưa tin cậy cao So sánh kết quả giữa CPTs

và T-bars, ban đầu, cu thu được từ CPTs cao hơn

so với thu từ T-bars Tuy nhiên càng xuống sâu thì

kết quả từ hai phương pháp càng giống nhau Cần

lưu ý rằng, các hệ số sức kháng Nk và Nt sử dụng

trong công thức tính toán cu là giá trị trung bình từ

kết quả nghiên cứu của Low và đồng nghiệp cho

hàng loạt các loại đất dính cố kết khác nhau rộng

rãi trên toàn thế giới Hệ số này có thể giao động/

điều chỉnh lên/ xuống như đã trình bày ở mục 2.2

Nhìn chung, đối với loại đất nghiên cứu thì cả

CPTs và T-bars đều đã cho kết quả tương đối phù

hợp với kết quả đo trực tiếp từ UCTs, thí nghiệm

CPTs/ T-bars nhanh và đơn giản hơn và cho được

biểu đồ phân phối cu liên tục theo độ sâu

300

250

200

150

100

50

0

UCTs CPTs Tbars

cu = (qu cone tip- 

vo )/ Nk

Nk = 12

cu = qu T-bar/ Nt

Nt = 10.5

cu (kPa) = 10 kPa + +0.04 (kPa/mm)

x z (mm)

Sức kháng cắt không thoát nước, cu (kPa)

Hình 5: Biểu đồ phân bố sức kháng

không thoát n ớc cu theo độ sâu

b Góc ma sát trong và các đặc trưng cơ học khác của đất

Kết quả các đặc trưng cơ học khác của đất thu được từ thí nghiệm nén ba trục CU gồm góc ma sát trong của đất ở trạng thái cực đỉnh p' = 36,9

và trạng thái ổn định ' = 34,8, hệ số Poisson trong điều kiện không thoát nước s ≈ 0,5 Ngoài

ra, thí nghiệm còn cho kết quả đường cong quan

hệ biến dạng – độ lệch ứng suất chính cực đại, từ

đó có thể tính toán các giá trị về mô đun biến dạng của đất Các đặc trưng về khả năng ép co và tính thấm nước của đất thu được từ thí nghiệm oedometer trình bày trong bảng 2

Đường cong quan hệ thời gian - biến dạng thể tích trong giai đoạn cố kết mẫu và đường quan hệ giữa ứng suất chính trung bình - độ lệch ứng suất chính trong giai đoạn tăng tải dọc trục cắt mẫu trong thí nghiệm CU được thể hiện trong hình 6 Trong hình 6, các kết quả tính toán theo FEM cũng thể hiện để thuận tiện trong thảo luận và so sánh kết quả đo đạc với kết quả tính toán Tương tự, đường cong quan hệ lún theo thời gian đo đạc từ thí nghiệm oedometer được thể hiện trong hình 7 cùng với kết quả FEM

3.2 Kết quả tính toán theo FEM

Như đã trình bày ở mục 2.3, hai thí nghiệm nén

ba trục CU và oedometer sẽ được mô phỏng lại bằng phương pháp phần tử hữu hạn FEM, sử dụng chương trình phần mềm Plaxis 3D (bản 2018) Các thông số sử dụng cho mô hình đất "soft soil creep (SSC)" được liệt kê trong Bảng 2

Bảng 2: Các thông số đầu vào cho

mô hình đất SSC

Chỉ số nén Cc

0,291 (từ thí nghiệm oedometer)

Chỉ số nở Cs

0,055 (từ thí nghiệm oedometer) Chỉ số nén thứ cấp (creep

index）C

0,00125 (từ thí nghiệm oedometer)

Lực dính hiệu quả c'

0,005 N/mm2 / 5 kPa (dự đoán qua mô phỏng thí nghiệm CU)

Thông số đất Giá trị

Góc ma sát trong ' 34,8

(từ thí nghiệm CU) Sức căng  t 0 (đặt chế độ defaut)

Hệ số Poisson  ur 0,17 (giả thiết)

Áp lực tiền cố kết POP 0,1 N/mm2 / 100 kPa

Hệ số r ng ban đầu e0 0,703

Hệ số thấm k

0,00038 mm/min (thí nghiệm oedometer)

Chỉ số thấm ck

0,425 (thí nghiệm oedometer) Trọng lượng riêng không

bão hòa  unsat

0,000019 N/mm3

Trọng lượng riêng bão

hòa  sat

0, 000019 7 N/mm3

Trọng lượng riên của

nước  water

0,00001 N/mm3

Hình 6 thể hiện mối quan hệ biến dạng thể

tích theo thời gian của mẫu đất thí nghiệm trong

quá trình cố kết mẫu Kết quả tính toán và kết

quả thí nghiệm cùng được trình bày để so sánh

khả năng mô phỏng ứng xử của đất theo mô

hình SSC Có thể thấy từ hình 6, với hầu hết các

thông số nhập vào cho mô hình SSC lấy từ thí

nghiệm thì kết quả tính toán thể hiện rằng, giai

đoạn đầu m i cấp tăng áp lực cố kết, tốc độ biến

dạng thể tích (tốc độ thoát nước ra khỏi l r ng)

trong tính toán cao hơn kết quả đo đạc Ở cuối

giai đoạn cố kết của cấp áp lực cố kết đầu, độ

biến dạng thể tích mẫu từ cả hai phương pháp

khá giống nhau (khoảng 3,3 %) Ở cuối giai

đoạn cố kết của cấp áp lực sau, kết quả tính toán

(6,2%) trở lên nhỏ hơn kết quả đo đạc (7%)

Tuy có những sự khác nhau về giá trị, nhưng

tổng quan chung mô hình đất SSC đã mô phỏng

một cách tương đối tốt ứng xử của đất trong giai

đoạn cố kết mẫu

(a) Sự biến đổi áp lực nước l r ng (trái)

và biến dạng (phải) của mẫu

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 0

2 4 6 8

Thời gian, t (phút)

Thí nghiệm FEM

(b) Quan hệ biến đổi thể tích mẫu – thời gian

Hình 6: Biến d ng thể tích mẫu trong giai đo n

cố kết - thí nghiệm n n ba tr c CU

Hình 7 thể hiện quan hệ ứng suất chính hiệu quả trung bình với độ lệch ứng suất chính trong giai đoạn cắt mẫu của thí nghiệm CU Kết quả tính toán đã cho kết quả tốt so với kết quả đo từ thí nghiệm trong giai đoạn đầu quá trình tăng tải

cắt mẫu Tại gần thời điểm mẫu bị phá hoại (q >

75 kPa), độ dốc của đường quan hệ tính toán có

xu hướng giảm trong khi ngược lại, độ dốc của đường quan hệ đo đạc có xu hướng tăng và tăng khá nhanh Tuy ở gần thời điểm phá hoại mẫu, kết quả mô phỏng có xu hướng ngược với kết quả thí nghiệm, nhưng cũng cần lưu ý thêm rằng, kết quả đo đạc thu được có thể cao hơn giá trị thực do ảnh hưởng (cản trở) của màng bọc cao su quanh mẫu trong thí nghiệm, đặc biệt ở giai đoạn mẫu biến dạng lớn

Hình 8 thể hiện kết quả tính toán và đo đạc

cho thí nghiệm oedometer ở cấp tải cuối cùng

Với các giá trị chỉ số nén, nở và nén thứ cấp thu

được từ thí nghiệm, độ lún của mẫu trong các

giai đoạn lún cố kết, lún từ biến đều tương đối

hợp lý Tuy nhiên, có thể thấy từ kết quả, tốc độ

cố kết mô phỏng qua FEM cao hơn so với tốc

độ đo đạc thực tế Hiện tượng này tương tự như

kết quả thu được trong giai đoạn cố kết mẫu của

thí nghiệm CU (hình 6) Tốc độ thoát nước

thường liên quan đến hệ số thấm k và điều kiện

thoát nước Điều kiện thoát nước ở hai thí

nghiệm này đã được mô phỏng tương đương

trong thí nghiệm Như vậy nếu một hệ số thấm

nhỏ hơn hệ số thấm đo đạc được đưa vào cho

mô hình SSC thì có thể sẽ đạt được một kết quả

hợp lý hơn

0

25

50

75

100

125

1

M = 1.41

Thí nghiệm FEM

Ứng suất chính hiệu quả

trung bình, p (kPa)

Đường bao phá hoại

Hình 7: Quan hệ ứng suất chính hiệu quả

trung bình - độ lệch ứng suất chính trong

giai đo n c t mẫu - thí nghiệm n n ba tr c CU

Nhận xét chung từ kết quả mô phỏng hai thí

nghiệm trong phòng là mô hình vật liệu SSC với

các thông số đầu vào xác định trực tiếp từ các

thí nghiệm trong phòng đã mô phỏng tương đối

đúng ứng xử của đất, từ đó có thể nghiên cứu

các tính chất cơ học khác của đất như sự phân

bố ứng suất hiệu quả, áp lực nước l r ng theo không gian và thời gian, biến dạng cắt, biến dạng thể tích theo các phương trong trường hợp không có kết quả đo đạc hoặc kết quả đo đạc bị hạn chế

10-2 10-1 100 101 102 103 104 105 106 7.3

7.2 7.1 7.0 6.9 6.8 6.7 6.6

Thời gian t (min) [log t]

Thí nghiệm FEM

(a) Quan hệ độ lún và thời gian theo hàm log

0 100 200 300 400 500 600 700 7.2

7.1 7.0 6.9 6.8 6.7 6.6

Thời gian t (min) [ 𝑡]

Thí nghiệm FEM

(b) Quan hệ lún và thời gian theo hàm căn bậc hai

Hình 8: Đo đ c và tính toán quan hệ lún-th i gian ở cấp tải cuối trong thí nghiệm oedometer

4 KẾT LUẬN

Trong bài báo này, một số tính chất cơ học của một loại đất dính nhân tạo đã được nghiên cứu và thảo luận qua các thí nghiệm đất đơn giản thực hiện trong phòng và qua phương pháp phần tử hữu hạn, sử dụng Plaxis 3D Kết quả giữa các phương pháp được so sánh và thảo luận Một số nhận xét rút ra từ kết quả thí nghiệm và tính toán như sau:

Cường độ kháng cắt không thoát nước của

đất nghiên cứu xác định từ thí nghiệm nén một

trục nở hông tự do UCTs tăng theo độ sâu và có

thể biểu diễn gần đúng bằng phương trình (4)

Cường độ kháng cắt xác định từ thí nghiệm

CPTs và T-bars thông qua phương trình thực

nghiệm và sử dụng giá trị trung bình hệ của số

sức kháng mũi côn/ đầu xuyên T-bar (từ nghiên

cứu của Low và đồng nghiệp) cho kết quả tương

đối gần nhau và gần với kết quả xác định trực

tiếp từ thí nghiệm UCTs

Các kết quả mô phỏng thí nghiệm nén ba trục

cố kết không thoát nước CU và oedometer trên

chương trình phần tử hữu hạn Plaxis 3D, sử

dụng mô hình đất "soft soil creep" và các thông

số đầu vào lấy trực tiếp từ kết quả các thí

nghiệm trong phòng cho kết quả tương đối hợp

lý so với kết quả đo đạc Từ đó, có thể sử dụng

kết quả mô phỏng để nghiên cứu một số ứng xử

cơ học khác của đất khi không có dữ liệu đo đạc

hoặc việc đo đạc khó khăn, đồng thời đánh giá

độ tin cậy của kết quả khi sử dụng mô hình đất

này để mô phỏng các ứng xử của đất nghiên cứu

trong các bài toán địa kỹ thuật khác

LỜI CẢM ƠN

Tác giả trân trọng cảm ơn Phòng thí nghiệm

Địa kỹ thuật, Viện Khoa học và Công nghệ -

Đại học Kanazawa Nhật Bản đã giúp đỡ trong

quá trình nghiên cứu

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Lastiasih, Y., Tantri, P K S., 2015

Analysis of increasing shear strength of soil to

slope stability after consolidation settlement

completed with various method International

Conference of landslide and slope stability at

Bali, Indonesia

[2] Li, Y., 2018 Fundamental engineering characteristics of cohesive sediments in the Northern resion of south china sea In proceeding of IFCEE 2018 March 5-10,

/9780784481639.013 [3] Low, H.E., Lunne, T., Andersen, K.H., Sjursen, M.A., Li, X., Randolph, M.F., 2010 Estimation of intact and remoulded undrained shear strengths from penetration tests in soft

https://doi.org/10.1680/geot.9.P.017 [4] Pezowicz, P., Choma-Moryl, K., 2016

properties of selected cohesive soils from the Wielkopolskie Voivodeship southern part Studia geotechnica et mechanica 37(4), 37-46 https://doi.org/10.1515/sgem-2015-0043

[5] PLAXIS 3D 2018 - Material Models

support/manuals/plaxis-3d-manuals/

[6] Toyota, H., Sakai, N., and Nakamura, K., 2001 Mechanical properties of saturated cohesive soil with shear history under three dimensional stress conditions Soils and

https://doi.org/10.3208/sandf.41.6_97 [7] Toyota, H., Nakamura, K., Sakai, N., Sramoon, W., 2001 Mechanical properties of unsaturated cohesive soil in consideration of tensile stress Soils and foundations 43(2),

115-122 https://doi.org/10.1016/S0038-0806(20) 30806-4

[8] Yasodian, S E., Dutta, R K., Mathew, L., Anima, T M., and Seena, S B., 2012 Effect

of microorganism on engineering properties of cohesive soils Geomechanics and Engineering 4(2) https://doi.org/10.12989/gae.2012.4.2.135

Ng i phản biện: PGS,TS HOÀNG VIỆT HÙNG