Nghiên cứu các đặc trưng về trạng thái tới hạn của đất không bão hoà - Trịnh Minh Thụ

Nội dung text: Nghiên cứu các đặc trưng về trạng thái tới hạn của đất không bão hoà - Trịnh Minh Thụ

1. Nghiªn cøu c¸c ®Æc tr­ng vÒ tr¹ng th¸i tíi h¹n cña ®Êt kh«ng b·o hoµ TS. TrÞnh Minh Thô Tr­êng §¹i häc Thuû lîi Tóm tắt: Nghiên cứu này đã tiến hành thí nghiệm tập hợp mẫu đất sét pha đầm nén trên máy nén 3 trục với độ ẩm không đổi (thí nghiệm CW). Kết quả từ nghiên cứu này cho thấy đường trạng thái tới hạn trên mặt phẳng (q - p) song song với nhau và có độ dốc là 1,28 tại các độ hút dính khác nhau, điều đó chứng tỏ sự đồng nhất về quan hệ giữa ứng suất lệch và ứng suất trung bình. Kết quả thí nghiệm đồng thời cho thấy sự đồng nhất về quan hệ giữa thể tích riêng v và ứng suất trung bình q trên mặt phẳng (v-p) từ thí nghiệm cắt CW. Độ dốc của đường trạng thái tới hạn trên mặt phẳng (v - p) giảm khi độ hút dính tăng từ thí nghiệm CW. 1. Giới thiệu chung Các mẫu đất đầm nén với giá trị dung trọng khô Áp lực nước lỗ rỗng dư gia tăng trong quá lớn nhất (1.35Mg/m3) và độ ẩm tối ưu (22%) đã trình gia tải là một thông số quan trọng có thể được chuẩn bị cho thí nghiệm ba trục. Mẫu đất gây nên nhiều sự cố trong địa kỹ thuật như trượt được đầm nén tĩnh từ 10 lớp với chiều dày mỗi lớp mái dốc. Tuy nhiên, các thông số dùng trong các là 10mm. Chiều cao và đường kính mẫu tương ứng bài toán địa kỹ thuật (như tính toán thiết kế là 100mm và 50mm. Trong quá trình thí nghiệm móng c«ng trình, ổn định mái dốc ) thường nguyên lý về chuyển trục (Hilf, 1956) đã được áp lấy từ các thí nghiệm cắt cố kết thoát nước (CD) dụng để khống chế độ hút dính trong mẫu. hoặc cắt cố kết không thoát nước (CU). Tuy 2. Các đặc trưng của đất thí nghiệm nhiên trên thực tế, có khá nhiều trường hợp gia Kaolin hạt thô đã được chọn để chuẩn bị các tải trên vùng đất không bão hoà trong điều kiện mẫu thí nghiệm trong nghiên cứu này. Giới hạn áp lực khí lỗ rỗng thoát tự do nhưng pha nước chảy, thành phần hạt, tỷ trọng và hệ số thấm không thoát. Như vậy cần thiết phải mô phỏng cũng đã được thí nghiệm để xác định các chỉ số bài toán trong điều kiện này theo sơ đồ cắt với của đất kaolin đầm nén. Các thông số chính của độ ẩm không đổi. mẫu đất Kaolin được trình bày trong bảng 1. Alonso nnk. (1990), Toll (1990), Sivakumar (1993), Maatouk và nnk. (1995), Wheeler Bảng 1. Các chỉ tiêu chính của mẫu đất sét pha (1996), Cui và Delage (1996), Bolzon và nnk. đầm nén (1996), Adam và Wulfsohn (1998), Rampino Các đặc trưng của đất Giá trị nnk. (2000), Sun và Matsuoka (2000), Tang và Tỷ trọng, G 2,65 Graham (2002), Chiu và Ng (2003) đã nghiên s cứu trạng thái tới hạn của đất không bão hoà Giới hạn chảy, LL (%) 51,0 trên mặt (q - p) (trong đó q = độ lệch ứng suất Giới hạn dẻo, PL (%) 36,5 Chỉ số dẻo, PI (%) 15,4   1 3 và p = ứng suất trung bình = Sét Clay (%) 15,0    Bụi Silt (%) 85,0 1 2 3 . Tuy nhiên, kết quả thí ua 3 Hệ thống phân loại đất theo hệ MH nghiệm biểu thị trên mặt không gian (q – s - p) thống (USCS) và mặt phẳng (v - p) chưa có nhiều nhà nghiên Dung trọng khô lớn nhất, d max 1,35 cứu khảo sát (trong đó, s = độ hút dính và v = ( Mg / m 3) 1+e = thể tích riêng). Mục tiêu chính của bài Độ ẩm tối ưu, w (%) 22,0 báo là nghiên cứu các thông số tại trạng thái tới opt 8 hạn của đất không bão hoà trong điều kiện thí Hệ số thấm bão hoà, ks , (m/s) 6.4 10 nghiệm cắt với độ ẩm không đổi. 93
2. 3. Quy trình và chương trình thí nghiệm cấp áp lực buồng,  3 , và áp lực ngược, uw, Thiết bị thí nghiệm nén 3 trục cải tiến (tương dưới áp lực hiệu quả bằng 10 kPa cho đến khi tự với thiết bị thí nghiệm của Fredlund và hệ số áp lực nước lỗ rỗng, B đạt giá trị gần 1. Rahardjo (1993)) đã được dùng trong nghiên Mẫu đất được coi là bão hoà hoàn toàn khi áp cứu này. Thiết bị thí nghiệm nén 3 trục cải tiến lực nước lỗ rỗng đạt giá trị lớn hơn hoặc bằng cho phép khống chế cả áp lực khí, u , và nước lỗ a 0,95 (Head, 1986). Quá trình bão hoà mẫu rỗng, u , bằng việc áp dụng nguyên lý chuyển w thường kéo dài khoảng 4 ngày. trục, do đó độ hút dính, (ua – uw) sẽ được khống chế theo yêu cầu. Hình 1 trình bày sơ đồ lắp đặt . Giai đoạn cố kết thí nghiệm nén 3 trục mẫu đất không bão hoà. Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, mẫu đất được cố kết dưới áp lực đẳng hướng,  3 , và áp lực nước lỗ rỗng, uw, hay nói cách khác mẫu đất được cố kết đẳng hướng bằng các áp lực hiệu quả yêu cầu, ( 3 uw ) . Giá trị độ lớn của áp lực cố kết được chọn cho giai đoạn dựa trên cơ sở các giá trị áp lực thực ( 3 ua ) theo yêu cầu của giai đoạn cân bằng độ hút dính và giai đoạn cắt. Trong giai đoạn cố kết, van nước đã được mở và áp lực buồng được khống chế tại giá trị yêu cầu. Lượng nước thoát ra ngoài từ mẫu thí nghiệm trong quá trình cố kết đẳng hướng được ghi lại bằng thiết bị số khống chế áp lực và thể tích nước (DPVC). Thiết bị này cho phép ghi nhận lượng nước Hình 1. Sơ đồ lắp đặt thí nghiệm nén 3 trục cải tiến thoát ra hoặc đi vào mẫu thí nghiệm 3 trục. cho đất không bão hoà Giai đoạn cố kết được coi là kết thúc khi thể tích nước thoát ra khỏi mẫu không thay đổi và Quy trình thí nghiệm cắt với độ ẩm áp lực nước lỗ rỗng dư đã hoàn toàn tiêu tán. không đổi Thời gian cho giai đoạn cố kết khoảng 1 giờ. Quy trình thí nghiệm cắt 3 trục cho mẫu đất Khi giai đoạn cố kết hoàn thành thì giai đoạn bão hoà được giới thiệu bởi Head (1986) đã tạo độ hút dính trong mẫu được bắt đầu. được áp dụng. Đồng thời áp dụng quy trình thí . Giai đoạn cân bằng độ hút dính trong nghiệm nén 3 trục cho đất không bão hoà mẫu được mô tả bởi Fredlund và Rahardjo (1993). Khi giai đoạn cố kết đã kết thúc, đường áp Lực hút dính ban đầu đã được thiết lập dựa lực nước nối với đỉnh của mẫu thí nghiệm sẽ trên việc sử dụng kỹ thuật chuyển trục. được ngắt từ thiết bị DPVC và thay vào đó . Giai đoạn bão hoà mẫu bằng đường áp lực khí, ua. Thiết bị DPVC Tất cả các mẫu đất dùng trong chương trình khác được nối với đường áp lực nước lỗ rỗng thí nghiệm này đầu tiên được bão hoà nhằm ở đáy mẫu (tức là uw). Sự khác nhau giữa áp tạo nên sự đồng nhất về độ ẩm và độ bão hoà lực khí lỗ rỗng, ua và áp lực nước lỗ rỗng, uw, ban đầu. Trong giai đoạn này, đường áp lực chính là độ hút dính (ua – uw). nước lỗ rỗng nối với thiết bị số khống chế áp Trong giai đoạn làm khô mẫu, độ hút dính lực và thể tích nước (digital pressure and được tăng dần bằng việc giảm dần áp lực nước volume controller (DPVC)) và bơm nước vào lỗ rỗng dưới đáy mẫu trong khi đó giữ nguyên trong mẫu từ đỉnh. Trong giai đoạn này, mẫu áp lực khí và áp lực buồng. Ngược lại, trong đất được bão hoà bởi quá trình tăng dần từng giai đoạn làm ướt mẫu, lực hút dính được 94
3. giảm dần bằng quá trình tăng dần áp lực nước (2004). Mẫu đất được cắt dưới điều kiện thoát lỗ rỗng dưới đáy mẫu. Lượng nước thoát ra từ khí và không nước thoát. Điều này có nghĩa là mẫu đất và tổng thể tích mẫu đất thay đổi trong quá trình cắt van của pha khí được mở và trong quá trình làm khô và ướt mẫu đã được van của pha nước được đóng lại. Trong quá trình ghi lại bởi các thiết bị DPVC (tức là DPVC cắt, áp lực khí lỗ rỗng, ua, đã được giữ tại giá trị cho buồng, PDVC cho áp lực ngược) và tất cả bằng giá trị cuối cùng của giai đoạn cân bằng độ các số liệu được ghi lại bởi hệ thống máy tính. hút dính. Như vậy trong giai đoạn cắt thì giá trị Giai đoạn cân bằng được coi là kết thúc khi áp áp lực khí lỗ rỗng, ua, không đổi, nhưng giá trị áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán hoàn toàn và thể lực nước lỗ rỗng uw tăng lên. Do đó có thể xác tích thay đổi giảm dần tới 0,04% trong 1 ngày định được độ hút dính (ua – uw) trong quá trình như theo đề nghị bởi Sivakumar (1993). cắt. Giai đoạn cắt được coi là kết thúc khi độ lệch . Giai đoạn cắt mẫu ứng suất, q 1  3 đạt tới giá trị không đổi Khi điều kiện cân bằng độ hút dính trong mẫu hoặc đã quan sát được mặt phá hoại rõ ràng trên đã đạt được dưới áp lực thực, ( 3 ua ) , và độ mẫu đất hay biến dạng dọc trục lớn nhất đạt 20%. hút dính, s (ua uw ) , mẫu đất được cắt bằng Giai đoạn cắt thường kéo dài từ một đến ba ngày. lực dọc trục với một vận tốc bằng hằng số. Ong 4. Kết quả thí nghiệm và thảo luận (1999) đã tiến hành nghiên cứu thử nghiệm về Tên thông thường đã được dùng để ký hiệu ảnh hưởng của tốc độ cắt đối với thí nghiệm CW. cho mẫu thí nghiệm cắt là CWx-y. Các ký hiệu Ong (1999) đã cắt với các tốc độ khác nhau biến x-y trong CWx-y nghĩa là thí nghiệm được tiến đổi từ 0,0009 đến 0,081 mm/phút. Kết quả cho hành với áp lực buồng thực là x kPa và độ hút thấy khi tốc độ cắt nhỏ hơn hoặc bằng 0,009 thì dính ban đầu là y kPa. tốc độ cắt không ảnh hưởng tới kết quả thí Hình 2 trình bày các kết quả từ thí nghiệm nghiệm. Rahardjo và nnk (2004) đã sử dụng tốc cắt 3 trục với độ ẩm không đổi dưới các ứng độ cắt là 0,009 mm/phút đối với mẫu đất sét pha suất thực khác nhau nhưng với cùng độ hút dính tàn tích. Trong nghiên cứu này cũng đã chọn tốc ban đầu là 150 kPa. Các đồ thị trên hình 2 cho độ cắt là 0,009mm/phút vì đất sét pha có hệ số thấy hầu hết các đường ứng suất-biến dạng xuất thấm và các thông số khác gần giống với mẫu sét hiện điểm đỉnh và sau đó cường độ chống cắt pha tàn tích đã được nghiên cứu bởi Rahardjo giảm dần. 1600 CW50-150 1400 CW100-150 1200 CW150-150 ) 1000 CW200-150 a P CW250-150 k 800 ( q CW300-150 600 400 200 0 0 5 10 15 20 25 30  (%) y Hình 2. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng từ thí nghiệm CW dưới các ứng suất thực khác nhau nhưng với cùng độ hút dính ban đầu là 150 kPa. 95
4. Hình 3 trình bày các đường ứng suất của thí khác nhau song song với nhau trên mặt (q – p). nghiệm nén 3 trục dưới các độ hút dính ban đầu Độ dốc của các đường trạng thái tới hạn từ kết khác nhau (tức là độ hút dính là 100kPa, 150kPa, quả thí nghiệm cắt 3 trục CW có cùng giá trị là 200kPa và 300kPa) nhưng với cùng 1 ứng suất 1,28. Nói cách khác, độ dốc của các đường thực là 150kPa. Kết quả đã chỉ ra rằng độ hút dính trạng thái tới hạn trên mặt phẳng (q – p) là đồng giảm với sự tăng về ứng suất lệch. Điều này có thể nhất đối với đất sét pha đầm nén từ thí nghiệm thấy rằng độ hút dính giảm trong suốt quá trình thí cắt 3 trục CW. Các ứng suất tại trạng thái tới nghiệm cắt 3 trục. Nhìn chung, xu thế của các hạn từ các thí nghiệm cắt 3 trục trình bày trong đường ứng suất trên mặt phẳng (q-s) trong quá bảng 2. Hình 5 biểu diễn trạng thái tới hạn của trình cắt có dạng giống nhau. các thí nghiệm cắt 3 trục CW dưới các các áp 600 lực buồng thực và các độ hút dính khác nhau CW150-100 trên mặt không gian (q – s – p). 500 CW150-150 CW150-200 1200 ) a CW150-300 P 400 1100 k ( 2 / 1000 ) 3 300 M = 1.28  - 900 1  ( 200 800 ) 700 100 a P k 600 ( q CWx-0 0 500 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 CWx-100 400 CWx-150 (u - u ) (kPa) a w 300 CWx-200 Hình 3. Các đường ứng suất trên mặt (q-s) đối 200 CWx-300 với thí nghiệm 3 trục CW dưới các độ hút dính ban 100 đầu khác nhau nhưng tại cùng giá trị áp lực buồng 0 thực là 150kPa 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900100011001200 Hình 4 biểu thị trạng thái tới hạn của các thí nghiệm cắt 3 trục CW dưới các áp lực buồng p (kPa) thực và các giá trị độ hút dính ban đầu khác Hình 4. Các đường trạng thái tới hạn trên mặt nhau (tức là 0 kPa, 100kPa, 150kPa, 200kPa và phẳng (q – p) từ thí nghiệm cắt 3 trục CW 300kPa) trên mặt phẳng (q – p). Hình 4 cho thấy các đường trạng thái tới hạn tại các độ hút dính Bảng 2. Các giá trị ứng suất tại trạng thái tới hạn từ thí nghiệm cắt 3 trục CW Áp lực Độ hút dính ban đầu (kPa) buồng thực 0 100 150 200 300 (kPa) p q p q p q p q p q 50 94 132 105 165 121 212 144 282 138 264 100 178 235 209 327 224 371 222 367 226 378 150 267 351 290 421 312 486 315 495 318 504 200 352 457 382 545 398 595 405 615 409 628 250 413 532 458 625 477 682 489 718 503 760 300 437 564 556 767 565 795 571 814 572 817 96
5. 1200 1.96 1100 C W x - 0 CSL 1000 1.94 NCL C W x - 100 900 C W x - 150 1.92 800 C W x - 200 ) 700 1.90 a C W x - 300 P k 600 CW100-150 ( v 1.88 q CW150-150 500 M = 1.28 400 1.86 CW200-150 CW250-150 300 1.84 CW300-150 200 100 1.82 ( u 0 a - 400 u 1.80 w 300 ) ( 200 10 100 1000 k P 100 a ) 0 500 600 700 800 900 1000 p (kPa) -100 0 100 200 300 400 p (kP a) Hình 6. Các đường ứng suất trên mặt phẳng (v – p) từ Hình 5. Các đường trạng thái tới hạn trên mặt không kết quả thí nghiệm cắt CW dưới độ hút dính ban đầu gian (q – s – p) từ các thí nghiệm cắt CW là 150kPa 1.98 trung bình tại trạng thái tới hạn của thí nghiệm CSL, (ua - uw) = 0 kPa 1.96 cắt 3 trục CW. Kết quả đã xuất hiện quan hệ CSL, (u - u ) = 115 kPa a w CSL, (u - u ) = 80 kPa 1.94 a w tuyến tính giữa thể tích riêng và ứng suất thực CSL, (u - u ) = 150 kPa 1.92 a w trung bình dưới mặt không đổi về độ hút dính. CSL, (u - u ) = 245 kPa 1.90 a w Hình 7 chỉ ra rằng độ dốc của đường trạng thái v 1.88 CWx-0 tới hạn,  (s), giảm khi độ hút dính dính. Nói 1.86 CWx-100 cách khác giá trị độ hút dính càng cao thì độ CWx-150 1.84 CWx-200 cứng của mẫu đất càng lớn. 1.82 CWx-300 5. Kết luận 1.80 Các đường trạng thái tới hạn tại các độ hút 10 100 1000 dính khác nhau trên mặt phẳng (q – p) song p (kPa) song với nhau và với độ dốc là 1,28 từ thí Hình 7. Các đường trạng thái tới hạn trên mặt nghiệm cắt 3 trục CW. Điều này cho thấy sự phẳng (v – p) từ thí nghiệm cắt 3 trục CW dưới các đồng nhất về quan hệ giữa độ lệch ứng suất và độ hút dính ban đầu khác nhau ứng suất thực trung bình của thí nghiệm 3 trục Hình 6 trình bày các đường ứng suất của thí CW. Quan hệ tuyến tính giữa thể tích riêng và nghiệm cắt 3 trục CW tại các áp lực buồng thực ứng suất thực trung bình của thí nghiệm 3 trục khác nhau nhưng với cùng giá trị độ hút dính ban CW cũng đã thu được từ kết quả nghiên cứu đầu là 150 kPa. Kết quả cho thấy các đường trạng này. Kết quả đồng thời cho thấy sự đồng nhất về thái của thí nghiệm cắt 3 trục CW cho các dạng quan hệ giữa thể tích riêng và ứng suất thực đường cong gần giống nhau. Thể tích riêng giảm trung bình trên mặt phẳng (v – p) của thí nghiệm ở giai đoạn đầu của quá trình cắt và sau đó tăng cắt 3 trục CW. Độ dốc của đường trạng thái tới dần. Áp lực buồng thực càng cao thì sự tăng về hạn trên mặt phẳng (v – p) của thí nghiệm 3 trục thể tích riêng càng lớn trong quá trình cắt. Điều giảm khi độ hút dính tăng lên. Sự đồng nhất về này có thể thấy rằng, khi áp lực buồng càng cao quan hệ giữa thể tích riêng và ứng suất thực thì mẫu đất có đặc tính nở về thể tích càng nhỏ. trung bình của thí nghiệm cắt 3 trục CW đã Hình 7 trình bày tổng hợp các đường quan hệ đồng thời tìm được kết quả nghiên cứu này. giữa thể tích riêng và log của ứng suất thực Tài liệu tham khảo 1. Adam, B. A. and Wulfsohn, D. 1998. “Critical-state Behavior of an Agricultural Soil”. Journal of Agricultural Engineering Research, Vol. 70, pp. 345-354. 2. Alonso, E. E., Gens, A. and Josa, A. 1990. “A constitutive model for partially saturated soils”. Geotechnique, 40, pp. 405-430. 3. ASTM, 2003, D698-91, “Standard Test Methods for Laboratory Compaction Characteristics of Soil Using Standard Effort” (12,400 ft-lb/ft (600 kN-m/m3)). 97
6. 4. Bolzon, G. Schrefler, B.A. and Zienkiewicz, O.C. 1996. “Elastoplastic soil constitutive laws generalized to partially saturated states”. Geotechnique, Vol. 46, pp. 279-289. 5. Chiu, C. F and Ng, C. W. W. 2003. “A State-dependent Elasto-plastic Model for Saturated and Unsaturated Soils”. Geotechnique. Vol. 53, No. 9, pp. 809-829. 6. Cui, Y. J., and Delage, P. 1996. “Yielding and plastic behaviour of unsaturated compacted silt”. Geotechnique. 46 (2), pp. 291-311. 7. Fredlund, D.G. and Rahardjo, H. 1993. “Soil Mechanics for Unsaturated Soils”. John Wiley and Sons Inc., New York. 8. Head, K.H. 1986. “Manual of Soil Laboratory Testing”. John Wiley and Sons, Inc., Vol. 3, pp. 942-945. 9. Hilf, J.W. 1956. “An Investigation of Pore-water Pressure in Compacted Cohesive Soils”. Ph.D. Dissertation. Tech. Memo. No. 654, U.S. Dep. of the Interior, Bureau of Reclamation, Design and Construction Div., Denver, C.O. 10. Maatouk, A., Leroueil, S. and Rochelle, P. LA. 1995. “Yielding and critical state of a collapsible unsaturated silty soil”. Geotechnique, Vol. 45, pp. 465-477. 11. Ong, B.H. (1999), “Shear Strength and Volume Change of Unsaturated Residual Soil”, Master of Engineering Thesis, Nanyang Technological University, Singapore. 12. Rahardjo, H., Ong, B.H. and Leong, E.C. 2004. “Shear strength of a compacted residual soil from consolidated drained and the constant water content triaxial tests”. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 41, pp. 1-16. 13. Rampino, C., Macuso, C., and Vinale, F. 1999. “Mechanical Behavior of an Unsaturated Dynamically Compacted Silty Sand”. Italian Geotechnical Journal, Vol.33, No.02, pp. 26-39. 14. Rampino, C., Macuso, C., and Vinale, F. 2000. “Experimental behavior and modeling of an unsaturated compacted soil”. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 37, pp. 748-763. 15. Sivakumar, V. 1993. “A critical state framework for unsaturated soil”. PhD. Thesis, University of Sheffield, Sheffield, U.K. 16. Sun, D.A. and Matsuoka, H. 2000. “Three-dimensional elasto-plastic model for unsaturated soils”. In Proceeding of the Asian Conference on Unsaturated Soils, Editted by Rahardjo, H., Toll, D.G., and Leong E.C. pp153–158. 17. Tang, G.X. and Graham, J. 2002. “A possible elasto-plastic framework for unsaturated soils with high-plasticity”. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 39 pp. 894-907. 18. Toll, D.G. 1990. A framework for Unsaturated Soils Behaviour. Geotechnique, Vol. 40, pp. 31-44. 19. Wheeler, S. J. 1996. “Inclusion of Specific Water Volume within an Elasto-plastic Model for Unsaturated Soil”. Canadian Geotechnical Journal, Vol.33, pp. 42-57. Abstract: A Study of characteristic of critical state on unsaturated soil A series of CW triaxial tests was carried out on statically compacted silt. The results from this study show that the critical state lines at different matric suctions on the (q – p) plane were parallel with a slope of 1.28 for the CW triaxial tests, indicating the unique relationship between deviator stress and mean net stress. The results also indicate the unique relationship between the specific volume, v, and mean net stress, p, on the (v – p) plane for both the CW triaxial tests. The slope of the critical state lines on the (v – p) plane for the CW triaxial tests decreased with the increase in matric suction. 98