Bài giảng Cơ học đất nâng cao

i trong hình 4.50b. Độ lớn của các sai số phụ thuộc vào φ’, được trình bày trong phần tính toán ở ví dụ 4.14. Ví dụ 4.14 Cho: Các điều kiện ứng suất của thí nghiệm nén nở hông như trong hình 4.50a và 4.50b. Yêu cầu: Tìm sai số với giả thiết cường độ kháng cắt không thoát nước τf = c = ½ ∆σf thay cho τff của sét cố kết thường có φ’ = 300. Hình 4.50 122 Lời giải: Từ công thức : Từ αf = 450 + φ’/2. Nên αf = 600. Vì vậy Nhưng τf = c = 0.5 ∆σf. Kết luận: Cường độ τf = c lớn hơn khoảng 15% so với tff khi φ’ = 300. Lưu ý rằng sai số này nhỏ hơn khi góc φ’ nhỏ hơn. Cũng cần lưu ý rằng -------------------------- Ví dụ 4.14 chứng minh rằng cường độ kháng cắt thực của đất trên mặt phẳng phá hoại đã được đánh giá quá cao bằng một nửa của cường độ kháng nén nở hông. Độ lớn của sai số tối đa khoảng 15%. Tại sao thí nghiệm nén nở hông dường như khá phù hợp? Thí nghiệm được sử dụng khá phổ biến trong các phòng thí nghiệm ở Mỹ để xác định cường độ của đất cho thiết kế móng nông và móng cọc trên nền đất sét. Một phần câu trả lời nằm ở các sai số có thể bù đắp. Sự xáo trộn của mẫu đât có xu hướng giảm cường độ kháng cắt không thoát nước. Tính bắt đẳng hướng cũng là một nhân tố ảnh hưởng, như giả thiết về biến dạng phẳng trong phần lớn các thiết kế trong khi đó trạng thái ứng suất thực tế nhiều hơn ba chiều. Những nhân tố đó có xu hướng giảm cường độ kháng cắt không thoát nước vì vậy sự khác biệt giữa tf = c và tff có thể bỏ qua trong thực tế xây dựng. Ladd và nnk (1977) đã thảo luận về một số điểm trên. 4.5.9. Sử dụng sức kháng cắt không thoát nước (UU) trong thiết kế. Giống với thí nghiệm CD và CU, cường độ không thoát nước UU có thể áp dụng trong các trường hợp thiết kế với trạng thái tới hạn. Tải trọng trong các trường hợp đó được giả thiết là tác dụng rất nhanh nên không có thời gian để áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán hoặc để xảy ra quá trình cố kết trong khoảng thời gian gia tải. Cũng giả thiết rằng sự thay đổi ứng suất tổng trong quá trình xây dựng không ảnh hưởng đến cường độ kháng cắt không thoát nước hiện trường của đất (Ladd, 1971b). Các ví dụ trong hình 4.51 thể hiện giai đoạn kết thúc xây dựng khối đắp và móng đường, cọc, móng công trình trên nền sét cố kết thường. Trong các trường hợp này, điều kiện trạng thái tới hạn thường đạt được ngay lập tức sau khi gia tải (kết thúc xây dựng) khi đố áp lực lỗ rỗng là lớn nhất, trước 123 khi cố kết có thời gian để xẩy ra. Khi quá trình cố kết bắt đầu, hệ số rỗng, độ ẩm tự nhiên giảm và cường độ tăng. Do đó khối đắp hoặc móng công trình trở nên ổn định hơn với thời gian. Thể hiện cường độ kháng cắt không thoát nước cho đất sét cố kết thường thông qua hệ số τf/σ’v0 là một trong những cách hữu dụng. Hệ số này đôi khi được gọi là hệ số c/p. Hình 4.51 124 Trong các trầm tích sét tự nhiên, cường độ kháng cắt không thoát nước tăng theo độ sâu, và tỷ lệ với ứng suất hiệu quả theo độ sâu. Vấn đề này đầu tiên được Skempton và Henkel (1952) nghiên cứu và được Bjerrum (1954) xác nhận rằng hệ số τf / σ'v0 dường như tăng khi chỉ số dẻo tăng. Kết quả nghiên cứu của Bjerrum (1954) được trình bày trong hình 4.52 cùng với kết quả của một số nhà nghiên cứu khác; thêm vào đó, một số quan hệ thích hợp cũng được trình bày trong hình này. Do có nhiều sự phân tán trong hình 4.58 nên cần chú ý khi sử dụng. Tuy nhiên, như hình 4.38, những quan hệ như thế hữu ích khi đánh giá sơ bộ và kiểm tra kết quả thí nghiệm. Hình 4.58 Quan hệ giữa hệ số τf / σ'v0 và chỉ số dẻo của sét cố kết thường Kenney (1959) và Bjerrum và Simons (1960) giới thiệu một số hệ số σ’vo với PI lý thuyết dựa trên mối các quan hệ của K0 trong hình 4.38 và thông số áp lực lỗ rỗng Skempton A. Những quan hệ lý thuyết này dường như thiên về giảm với PI, nhưng chỉ đúng với PI > 30. Kenney (1959) kết luận rằng về cơ bản τf/σ’v0 độc lập với PI; hơn là phụ thuộc vào lịch sử ứng suất của sét. Bjerrum và Simons (1960) cũng chỉ ra mối quan hệ giữa τf/σ’v0 và chỉ số chảy (LI) đối với một số sét trầm tích biển ở Nauy như trong hình 4.59. Như đã biết sét chảy là những loại sét có LI cao. Do đó, sét chảy ở Nauy có hệ số τf/σ’v0 từ 0.1 đến 0.15. 125 Hình 4.59 Quan hệ giữa τf/σ’v0 và chỉ số chảy của đất sét Nauy (theo Bjerrum và Simons, 1960) Cần phải chú ý rằng hệ số τf/σ’v0 phụ thuộc phần lớn vào đường ứng suất tổng. Vấn đề này đã được thảo luận bởi Bjerrum (1972) và Ladd và nnk (1977), cùng những người khác. Nói một cách khác, sẽ có thể thu được các giá trị τf/σ’v0 khác nhau, phụ thuộc vào loại thí nghiệm được áp dụng: thí nghiệm cắt cánh hiện trường, thí nghiệm nén một trục hoặc thí nghiệm ba trục, hay thí nghiệm cắt phẳng. Đôi khi cường độ kháng cắt không thoát nước được chuẩn hoá đối với áp lực cố kết hiệu quả σ’vc hoặc ứng suất tiền cố kết σ’p thì sẽ tốt hơn nếu đất sét quá cố kết nhẹ. Đối với những đất đó cường độ không thoát nước bị khống chế bởi áp lực cố kết hiệu quả hơn là ứng suất địa tầng hiệu quả. Bjerrum (1972) đưa ra giả thuyết rằng hệ số giữa σ’p và σ’vo biến đổi tương ứng với PI, như trong hình 11.60a. Đất sét được gọi là “trẻ” là đất sét cố kết thường, trầm tích mới, vì vậy đất chưa có thời gian để trở thành quá cố kết bởi bất cứ một yếu tố nào liệt kê trong bảng 8-1. Mặt khác, sét “có tuổi” là đất sét cố kết nhẹ, và Bjerrum thấy rằng lượng quá cố kết tăng một chút đối với PI (hình 11.60b). Ảnh hưởng cuối cùng tới cường độ của đất được biểu thị bởi đường cong đứt nét có tên “Bjerrum (1972)” trong hình 4.58. Từ những thảo luận về thí nghiệm cắt cánh mà Bjerrum (1972) đã đề xuất một hệ số hiệu chỉnh cho thí nghiệm này dựa vào nghiên cứu phá hoại của một công trình đắp ngoài thực tế. Để thuận tiện cho tham khảo, hình này được xây dựng lại mà không kể tới tất các số liệu như trong hình 4.60c. Mesri (1975) đã phát hiện ra một mối quan hệ rất thú vị giữa tất cả những giá trị đo này. Kết hợp hình 4.60a và 4.60b Mesri đã nhận được hình 11.60d, τf/σ’p với PI, về cơ bản thể hiện đặc tính tương tự của sét “trẻ” và sét “có tuổi”. Áp dụng hệ số hiệu chỉnh 126 Bjerrum µ cho thí nghiệm cắt cánh để thu được cường độ của đất ngoài hiện trường; kết quả là hình 4.60e. Nói cách khác, (τf/σ’vc)hiện trường gần như là một hằng số bằng 0.22 và độc lập với PI! Có một điều rất không rõ ràng trong kết luận này bởi sự phân tán trong các mối quan hệ thực nghiệm mà nó dựa vào, và các quan hệ thể hiện trong hình 4.60d và 4.60e có thể chỉ là một sự trùng hợp. Vẫn có khả năng ở hiện trường hệ số τf/σ’p tồn tại trong phạm vi tương đối hẹp, đối với đất sét trầm tích mềm có những mối liên quan thực tế rất lớn (Ladd và nnk, 1977). Chúng ta đã đề cập một cách ngắn gọn rằng phân tích lún, để hoàn thiện, cũng phải xét tới lún tức thời hay lún lệch của công trình. Quy trình tính lún tức thời thường sử dụng lý thuyết đàn hồi, và một trong những tồn tại lớn nhất đó là xác định hoặc ước lượng chính xác môdul đàn hồi của đất. Cách hiển nhiên là lấy góc dốc ban đầu của Hình 4.60 127 đường cong ứng suất - biến dạng, được gọi là môdun tiếp tuyến, khi xác định từ thí nghiệm ba trục. Hoặc, do đường cong ứng suất - biến dạng thường rất cong nên có thể lấy môdul cát tuyến, đó là độ dốc của đường thẳng vẽ từ gốc toạ độ tới một cấp ứng suất xác định trước chẳng hạn như 50% của ứng suất lớn nhất. Cách xác định này được trình bày trong hình 4.61. Vì lún tức thời diễn ra trước khi xảy ra cố kết, thí nghiệm ba trục phải được thực hiện trong điều kiện không thoát nước. Vì vậy modun này, dù được xác đinh bằng cách nào, được gọi là môdun không thoát nước Eu. Tuy nhiên, như đã được chỉ ra bởi nhiều nhà nghiên cứu, modun không thoát nước bị ảnh hưởng lớn bởi sự xáo trộn mẫu đất. Phần lớn sự xáo trộn có xu hướng giảm Eu, và vì vậy thường có xu hướng dự báo quá mức độ lún tức thời ngoài hiện trường. Do một số yếu tố khác ảnh hưởng tới modul không thoát nước ở các thí nghiệm trong phòng (D’Appolonia, Poulos, và Ladd, 1971; Simons, 1974) nên thí nghiệm nén hiện trường đôi khi được sử dụng cho các dự án quan trọng. Thông qua đo lún, modun Eu được tính ngược theo lý thuyết đàn hồi. Thí nghiệm nén đã chỉ ra rằng cấp ứng suất là một trong những yếu tố rất quan trọng, ảnh hưởng lớn tới Eu. Ví dụ, các thí nghiệm với cấp tải trọng lớn thực hiện ở Nauy và Canada (Hoeg, và nnk, 1969; Tavenas và nnk, 1974) đã cho thấy lún rất ít nếu tải trọng tác dụng tức thời cho tới khi bằng một nửa giá trị tải trọng gây phá hoại. Sau đó lứn bắt đầu gia tăng khi tải trọng tăng. Vì vậy các giá trị Eu được tính ngược phụ thuộc nhiều vào cấp ứng suất cắt do tải trọng trên mặt gây ra. Hình 4.61 128 Do có những khó khăn trong việc xác định Eu bằng các thí nghiệm trong phòng và do các thí nghiệm nén tải trọng lớn ngoài hiện trường chi phí cao nên thường giả thiết rằng Eu có quan hệ với sức kháng cắt không thoát nước. Ví dụ, Bjerrum (1972) cho rằng hệ số Eu/τf dao động trong khoảng từ 500 đến 1500, trong đó τf được xác định từ thí nghiệm cắt cánh. Giá trị thấp nhất tương ứng với đất sét dẻo cao và tải trọng áp dụng lớn so với giá trị σ’p – σ’vo (đó là ứng suất tăng thêm lên móng tương đối lớn). Giá trị lớn hơn tương ứng với sét dẻo thấp, ở đó tải trọng tác dụng tương đối nhỏ. D’Appolonia, Poulos, và Ladd, 1971 đã công bố một giá trị trung bình Eu/τf là 1200 cho thí nghiệm nén ở 10 vị trí, nhưng cho đất sét có tính dẻo cao phạm vi dao động từ 80 đến 400. Simons (1974) đã tìm ra các giá trị dao động từ 40 đến 3000! Những trường hợp này và một số ví dụ khác được lấy từ tài liệu tham khảo được vẽ với PI. Những loại đất cứng, nứt nẻ và băng tích không được xét ở đây. Có sự phân tán lớn của hệ số Eu/τf khi PI < 50 nhưng không nhiều số liệu cho trường hợp PI > 50. Để đánh giá lún tức thời của đất sét mềm có vẻ hợp lý khi sử dụng gợi ý của Bjerrum (Eu/τf từ 500 đến 1500) và quy trình được D’Appolonia và nnk (1971) phát triển. Một yếu tố khác ảnh hưởng lớn đến cường độ kháng cắt không thoát nước của đất sét đó là lịch sử ứng suất. Yếu tố này đã được đề cập khi chỉ ra sự khác biệt trong ứng xử của đất sét cố kết thường và quá cố kết. Trước tiên cùng xem xét một số số liệu cho thấy sự biến đổi của cường độ không thoát nước được chuẩn hoá τf/σ’vc với hệ số quá cố kết (OCR). Ladd và nnk (1977) đã chỉ ra rằng hệ số này của các tỷ số gần như bằng giá trị OCR mũ 0.8, hay Những quan hệ giống như vậy có thể hữu ích cho việc so sánh dữ liệu về cường độ thu được từ các vị trí khác nhau hoặc thậm chí tại cùng một vị trí. Ladd và nnk (1977) cũng cho thấy sự biến thiên của Eu/τf với OCR như thế nào, nhưng quan hệ này không đơn giản bởi vì, như đã đề cập ở phần trước, Eu/τf phụ thuộc rất lớn vào cấp ứng suất cắt. Tuy nhiên, nhìn chung ở một cấp ứng suất xác định hệ số này giảm khi OCR tăng. 129 4.5.10. Các quan hệ của độ bền cắt không thoát nước, cu Độ bền cắt không thoát nước, cu, là một thông số quan trọng trong thiết kế nền móng. Đối với trầm tích sét cố kết thông thường (Hình 4.62), độ lớn của cu tăng hầu như tuyến tính với lượng tăng áp suất tầng phủ hiệu quả. Có nhiều quan hệ kinh nghiệm giữa cu và áp suất tầng phủ hiệu quả hiện trường. Bảng 4.4 tóm tắt một số quan hệ đó. 4.5.11. Độ nhạy Đối với nhiều đất sét trầm tích tự nhiên, độ bền nén không hạn hông nhỏ hơn nhiều khi đất được thí nghiệm sau khi bị xáo trộn mà độ ẩm không thay đổi. Tính chất này của đất sét được gọi là độ nhạy. Độ nhạy là tỷ số giữa độ bền nén không hạn hông khi đất ở trạng thái nguyên trạng với độ bền nén không hạn hông khi ở trạng thái xáo trộn hay : (4.29) Độ nhạy của phần lớn sét trong phạm vi khoảng từ 1 đến 8; tuy nhiên, trầm tích sét biển dạng bông cao có thể có độ nhạy khoảng từ 10 đến 80. Một số sét chuyển sang dịch thể nhớt khi bị xáo trộn. Sự mất độ bền của đất sét do xáo trộn chủ yếu vì sự phá hoại của kết cấu hạt sét đã được phát triển trong quá trình trầm tích ban đầu. ( ) ( )xaotronu gnguyentranu t q q S = Mặt nước ngầm cu = độ bền cắt không thoát σ0’ = áp suất hiệu Sét Hình 4.62. Trầm tích sét 130 Bảng 4.4 Quan hệ kinh nghiệm giữa cu và áp suất hiệu quả tầng phủ Tác giả Quan hệ Chú thích Skempton, 1957 IP – chỉ số dẻo (%); cuVTS - độ bền chống cắt không thóat nước từ thí nghiệm cắt cánh Sét cố kết bình thường Chandler, 1988 )(0037,011,0 ' Pc uVST Ic += σ ; σ’c - áp suất quá cố kết Có thể dùng cho đất quá cố kết. Độ chính xác ±25%. Không dùng cho sét nhậy và nứt nẻ. Jamiolkowski & nnk, 1985 04,023,0' ±= c uc σ Dùng cho sét quá cố kết nhẹ. Mesri, 1989 22,0'0 = σ uc Bjerrum & Simons, 1960 )('0 LIf cu = σ ; LI – chỉ số chảy Dùng cho sét cố kết thông thường Ladd & nnk 1977 ( ) 8,0 0 0 ' ' OCR c c huongcoketbinht u quacoket u =             σ σ 0' ' σ σ cOCR = OCR–hệ số quá cố kết Hình 4.63. Biến thiên với chỉ số chảy (theo Bjerrum và Simons 1960) , 0σ uc Chỉ số dẻo , 0σ uc )(0037,011,0 '0 P uVST Ic += σ 131 CHƯƠNG 5. KHÁI NIỆM VỀ CƠ HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA & TRẠNG THÁI TỚI HẠN CỦA ĐẤT 5.1. Khái niệm về cơ học đất không bão hòa 5.1.1. Khái niệm về đất không bão hòa Đất bão hòa là loại đất gồm hai pha (pha rắn và pha lỏng) và có áp lực nước lỗ rỗng dương. Đất không bão hoà là loại đất có nhiều hơn hai pha và có áp lực nước lỗ rỗng âm, liên quan với áp lực khí lỗ rỗng. Lambe và Whitman (1979) định nghĩa đất không bão hoà là hệ ba pha bao gồm pha rắn, pha nước và pha khí. Theo Fredlund và Morgensten (1977), khi phân tích ứng suất của môi trường liên tục nhiều pha, cần nhận thức pha trung gian khí - nước ứng xử như một pha độc lập, khi đó đất không bão hoà là hệ bốn pha: pha rắn, pha khí, pha nước và mặt ngoài căng hay mặt phân cách khí - nước. Môi trường đất không bão hoà được gặp khá phổ biến trong thực tế xây dựng công trình. Quá trình đào hố móng, đất đắp đê, đập đất chế bị và đầm nén thường tạo ra vật liệu không bão hoà. Mô hình hóa của đất bão hòa/không bão hòa được biểu diễn theo sơ đồ như trong hình 5.1. Khái niệm về hệ bão hòa và không bão hòa và không bão hòa, sự phân bố các đới có độ ẩm khác nhau được trình bày ở hình 5.2 Hình.5.1 Mô hình hóa của đất bão hòa/không bão hòa Đất bão hoà(bh) • Đất bão hoà chỉ chứa hạt rắn và nước: môi trường 2 pha; • Lỗ rỗng chứa đầy nước; • Độ bão hoà: vn/vr= 1; • Độ chứa nước thể tích: θw= vn/v = vr/v = n • Độ rỗng (n): n = vr/v; Đất không bão hoà (kbh) • Đất không bão hoà chứa hạt rắn, khí và nước: môi trường 3 pha; • Lỗ rỗng chứa cả khí và nước; • Độ bão hoà: vn/vr< 1; • Độ chứa nước thể tích: θw= vn/v θw < n • Độ rỗng (n): n = Vr/V; V Vn = Vr Vh ĐÊt BH Vr – thể tích rỗng của phân tố đất V – tổng thể tích của phân tố đất ĐÊt kh«ng BH Vk khÝ Vn n­íc Vh r¾n Vr Vk ≠ 0 Vn ≠ 0 Vh ≠ 0 Vm ≈ 0 Sơ đồ lý thuyết đkbh khÝ n­íc r¾n mÆt c¨ng 132 Hình.5.2 Trình bày khái niệm về hệ đất bão hòa/không bão hòa. Hình 5.3 biểu diễn quá trình thay đổi áp lực lỗ rỗng vùng đất nằm trên đường bão hoà khi có quá trình mưa và bốc hơi. Khi bề mặt đất được che phủ kín, không có quá trình mưa và bốc hơi tác động thì áp lực lỗ rỗng có dạng đường thẳng giống như áp lực thuỷ tĩnh (đường 1). Khi vùng đất không có quá nước mưa cung cấp từ trên xuống, thường sẽ xuất hiện quá trình bốc hơi nước từ trong đất đi ra, làm độ ẩm giảm (hay độ hút dính tăng lên) dẫn tới đường áp lực lỗ rỗng dịch chuyển về phía trái (đường 2), cường độ chống cắt tăng lên làm cho hệ số ổn định mái dốc tăng. Vùng thay đổi lớn nhất nằm ở vùng gần bề mặt đất. Thời gian bốc hơi càng dài thì đường áp lực lỗ rỗng càng dịch về bên trái, và dần dần mực nước ngầm hạ thấp. Khi có mưa thì lượng nước mưa sẽ thấm vào trong đất, làm cho đường áp lực lỗ rỗng dịch chuyển về bên trái (đường 3). Quá trình này sẽ làm cho vùng không bão hoà thu hẹp, cường độ chống cắt giảm dẫn đến mất ổn định mái dốc. §íi kh«ng b·o hoµ Đập đất LT. chiều cao đới BH MD • Cát hạt thô: h rất nhỏ • Đất bụi: h có thể đạt 2m • Đất sét: h có thể đạt trên 20m S¬ ®å h¹t B¸n kÝnh mÆt khum 0,0002 0,002 0,02 Theo thí nghiệm Độ cao dâng mao dẫn ứng với các đường kính mặt khum khác nhau (Janssen & Dempsey, 1980) Không BH: uw và ua Khô: u = 0 Bão hoà MD: u < 0 Bão hoà: u > 0 + - u = γw.h w + - (1 (2 (3 (4 133 Hình.5.3 Mặt cắt phân bố áp lực lỗ rỗng trong vùng đất không bão hoà (Fredlund và Rahardjo, 1993) Mô hình dòng thấm trong đất bão hòa/không bão hòa được minh họa trong hình 5.4. Khi môi trường đất bão hòa các lỗ rỗng chứa đầy nước do đó dòng nước thấm môi trường đất theo đường ngắn nhất dẫn đến hệ số thấm trong đất lớn. Khi trong môi trường lỗ rỗng xuất hiện các bọt khí thì đường thấm kéo dài hơn do đó đường dòng thấm kéo dài hơn dẫn đến hệ số thấm trong đất giảm. Khi các đường dòng thấm trong môi trường đất đã ngăn bởi các bọt khí thì hiện tượng thấm trong môi không xảy ra, hệ số thấm giảm gần về không. 134 Hình 5.4. Mô hình dòng thấm trong đất không bão hòa 5.1.2. Các biến trạng thái ứng suất Mặt phân cách khí – nước tạo ra sức căng mặt ngoài sẽ tạo nên ứng suất phụ thêm và gọi là độ hút dính được thể hiện ở biểu thức sau: ( )wamatric uu −=σ Thành phần lực hút dính này rất quan trọng trong cơ học đất không bão hoà, nó góp phần mở rộng phát triển nguyên lý ứng suất có hiệu quả của Terzaghi trong CHĐ cổ điển cho đất bão hoà. Nó ảnh hởng lớn đến tính thấm và chống cắt của đất Tác động pha khí: - Ảnh hưởng tới vận tốc thấm; - Mặt phân cách “Nước - Khí“ tạo sức căng mặt ngoài trong hệ. - Tạo ra pha thứ 4. S=1 1>S>Sr S=Sr S - Độ bão hoà ; Sresidual - Độ bão hoà dư KhÝ KhÝ V.Genuchten đã đưa ra độ bão hòa hiệu quả như sau: 1〈 − −= residusat residu e SS SSS 135 + Đất không bão hoà: * Năm 1962 Bishop - Henkel đã đề xuất phương trình ứng suất hiệu quả thông qua ứng suất tổng và áp lực hút dính như sau: σ’ = σ - [ua - χ (ua - uw)] uw- áp suất nớc lỗ rỗng ua- áp suất khí lỗ rỗng χ - hệ số, phụ thuộc chủ yếu độ bão hoà, một phần vào khung cấu trúc của đất. Khi đất ở trạng thái khô thì χ = 0; khi đất ở trạng thái bão hoà thì χ = 1. Giá trị biến đổi hệ số χ theo độ bão hòa được trình bày ở hình 5.5. Hình.5.5 Quan hệ giữa thông số χ và độ bão hòa của đất bụi Bearhead Bishop và nnk, 1960 “Matric suction” kiểm soát và khống chế các đặc tính cơ bản của đất không bão hòa: tính thấm, độ bền chống cắt và tính biến dạng Các biến trạng ứng suất trong đất không bão hòa được biểu thị dưới dạng Tenso cầu ứng suất được trình bày dưới đây: * Phát triển theo Fredlund và Rahardjo (1993): đã đề các biến trạng thái ứng suất độc lập như sau: σ’ = σ - u a ua - uw ‘matric suction’ áp suất hút dính Biến trạng ứng suất 136 Các quan hệ cơ bản trong hệ đất bão hoà/không bão hoà: các công thức biểu diễn các quan hệ cho đất không bão hòa được xây dựng và phát triển trên cơ sở đất bão hòa. Các biểu thức chủ yếu tập trung vào: Cường độ chống cắt, tính thấm và biến thiên thể tích. Hình .5.6 thể hiện các quan hệ cơ bản của đất bão hòa/không bão hòa. Hình.5.6 Các quan hệ cơ bản của đất bão hòa/không bão hòa Đường cong đặc trưng Đất – Nước Trên thực tế có nhiều bài toán Địa kỹ thuật liên quan tới môi trường đất không bão hoà như đất tàn tích, đất trương nở, đất nén sập, đất đầm nện,... Đường cong đặc trưng đất - 137 nước (SWCC) là thông số trung tâm của cơ học đất cho đất không bão hòa. Đường cong biểu diễn mối quan hệ giữa độ ẩm thể tích và lực hút dính (ua - uw) của đất, mô tả lượng chứa nước trong đất theo lực hút dính, khống chế các đặc tính của đất không bão hoà như hệ số thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất (Williams, 1982). Hình.5.7. Hàm đặc trưng đất nước Giá trị khí vào tới hạn: độ hút dính ứng với lúc khí có thể thấm vào các lỗ rỗng lớn nhất. Độ ẩm dư hay độ bão hoà dư: độ bão hoà thấp nhất khi nước trong các lỗ rỗng không liên thông. Dạng của đường cong đặc trưng đất - nước (SWCC) phụ thuộc độ lớn và phân bố kích cỡ lỗ rỗng trong đất. Đối với đất hạt thô, đồng đều thì thường tạo ra độ rỗng lớn dẫn đến hệ số thấm lớn, đường quan hệ lưu lượng/độ ẩm giảm nhanh khi độ hút dính trong đất tăng lên. Ngược lại, đối với đất hạt mịn, có cấp phối tốt thì độ rỗng và hệ số thấm trong đất lớn, đường quan hệ lưu lượng/ độ ẩm giảm chậm hơn khi độ hút dính tăng lên. Hình.5.8 trình bày dạng đặc trưng của của đường SWCC phụ thuộc vào phân bố cỡ lỗ rỗng trong đất. Hình .5.8. Dạng của SWCC phụ thuộc phân bố cỡ lỗ rỗng trong đất Hàm đặc trưng đất – nước và đường đặc trưng đất - nước cho sét, bụi và cát mịn được cho trong hình 5.9. 138 Hình.5.9 Đường đặc trưng Nước - Đất cho sét, bụi và cát mịn Phương trình đường cong đặc trưng đất-nước Dạng phương trình biểu thị mối quan hệ giữa lực hút dính và độ ẩm thể tích thường được sử dụng là phương trình của Fredlund & Xing (1994). (5.1) Trong đó: h = Cột nước độ hút dính hr = Độ hút dính tương ứng với độ ẩm dư n = Độ dốc tại điểm uốn của ĐCĐN m = Độ dốc tại độ ẩm dư Chú ý: Phương trình trên có thể khớp với các số liệu thuộc đường cong phân bố cỡ hạt, đường nén và đường đặc trưng Đất - Nước, với các thông số a, n, m biến đổi tuỳ loại đ- ường cong. 5.1.3 Hàm thấm Trong đất không bão hoà, hệ số thấm chịu ảnh hưởng lớn của các thay đổi tổng hợp trong hệ số rỗng và độ bão hoà (hay độ ẩm) của đất. Hệ số thấm của đất không bão hoà có thể biến đổi nhiều trong quá trình chuyển tiếp do các thay đổi về tính chất thể tích-khối lượng. Thay đổi hệ số rỗng trong đất không bão hoà có thể nhỏ và ảnh hưởng của nó đến hệ số thấm có thể không đáng kể nhưng ảnh hưởng của thay đổi độ bão hoà hay độ ẩm thể tích đến hệ số thấm có ý nghĩa hơn. Do đó, hệ số thấm thường được xem là một hàm riêng của độ bão hoà s, hay của độ ẩm thể tích θw. ( ) m naheh hh r r s                +       + + −= /ln 1 /10000001ln( )/1ln(1θθ 139 Hàm thấm mô tả biến thiên hệ số thấm theo lực hút dính. phản ánh bản chất và có dạng của SWCC. Hệ số thấm nước của đất có thể được xác định bằng các phương pháp gián tiếp hoặc trực tiếp. Các phương pháp trực tiếp được thực hiện bằng cách đo trực tiếp hệ số thấm dựa vào các thiết bị đo thấm và thường được gọi là thí nghiệm thấm. Trên thực tế, phương pháp đo trực tiếp hệ số thấm nước của đất không bão hoà là tốt nhất nhưng thường khó khăn, thiết bị phức tạp và tốn nhiều thời gian. Các phương pháp gián tiếp thường được dùng là sử dụng các đặc trưng thể tích-khối lượng và đường cong độ hút dính theo độ bão hoà hay đường cong đặc trưng đất-nước để dự tính hệ số thấm. Nhiều phương trình bán kinh nghiệm cho hệ số thấm đã được suy ra từ đường cong độ hút dính-độ bão hoà hay đường cong đặc trưng đất-nước (swcc). Trên thực tế, hầu hết các hàm thấm được xác định từ đường swcc. Hình 5.10 thể hiện hàm thấm trong vùng không bão hòa. Hình.5.10. Hàm thấm trong vùng không bão hòa. Đường cong đặc trưng đất – nước có thể được xác định bằng buồng áp lực ( Tempe - Soil moisture Equip. Corp.in Santa Barbara, Calif.USA), từ đó suy ra đường cong thấm theo phương pháp gián tiếp. Sơ đồ buồng áp lực Tempe (Soil - moisture Equipment Corporation, 1985) cho trong hình 5.10. 140 Hình.5.10 Buồng áp lực Tempe (Soil - moisture Equipment Corporation, 1985) Hàm thấm có thể được xác định trực tiếp từ các thí nghiệm trong phòng. Tuy nhiên việc thí nghiệm xác định hàm thấm trực tiếp từ thí nghiệm thường rất tốn kém và tốn khá nhiều thời gian. Hàm thấm có thể được thiết lập từ phương trình của Campbell (1974): (5.2) Trong đó: ks= hệ số thấm bão hoà = độ hút dính (kpa) p = hệ số mũ (power) để điều chỉnh kết quả dự tính 5.1.4. Cường độ chống cắt của đất không bão hòa Fredlund và nnk. (1978) kiến nghị phương trình cường độ chống cắt cho đất không bão hoà bằng việc dùng các biến trạng thái ứng suất, (tức là ( )auσ − và độ hút dính, ( )a wu u− ) như sau: ( ) ( )' tan ' tan bff f a a w ffc u u uτ σ φ φ= + − + − (5.3) Trong đó: τ ff = ứng suất cắt trên mặt trượt ở trạng thái phá hoại, c′ = lực dính hiệu quả từ đường bao phá hoại Mohr-Coulomb “kéo dài” trên trục ứng suất cắt khi ứng suất pháp thực và độ hút dính bằng không, ( )f a fuσ − = ứng suất pháp thực trên mặt trượt khi ở trạng thái phá hoại, ( )ΨΘ= pskk s w Θ Θ =Θ 141 σf = ứng suất pháp tổng trên mặt trượt khi ở trạng thái phá hoại, ua = áp lực khí lỗ rỗng, φ′ = góc ma sát trong ứng với ứng suất pháp thực, ( )f auσ − , ( )a w fu u− = độ hút dính ở trạng thái phá hoại, uw = áp lực nước lỗ rỗng, và bφ = góc biểu thị tốc độ tăng về độ bền chống cắt ứng với sự tăng lên của độ hút dính, ( )a w fu u− , ở trạng thái phá hoại. Đường bao phá hoại mohr-C