Luận án Nghiên cứu tính chất cơ lý nền đất yếu đồng bằng ven biển Quảng Nam - Đà Nẵng phục vụ xây dựng đường giao thông

và thí nghiệm mẫu đƣợc tiến hành theo phƣơng ngang và hệ số cố kết thấm ngang Ch của đất xác định theo công thức 3-1. t HT C hh 2  , m 2/năm (3-1) Trong đó: t - thời gian cố kết, phút (A.Casagrande t=t50, D.Taylor t=t90). Th - nhân tố thời gian (A.Casagrande Th=0,196; D.Taylor Th=0,848). H - ½ chiều dài (chiều cao hoặc bề dày mẫu) trung bình đƣờng thấm lớn nhất trong suốt quá trình cố kết. 72 a) Chuẩn bị gia công mẫu theo phƣơng ngang b) Gia công mẫu theo phƣơng ngang c) Mẫu trong hộp nén cố kết d) Nén gia tải mẫu Hình 3.16 Công tác gia công mẫu (a, b, c) và tiến hành thí nghiệm nén cố kết ngang (d) b. Xác định hệ số cố kết thấm ngang Ch sử dụng bài toán phân tích ngƣợc dựa trên kết quả quan trắc lún hiện trƣờng. a) Đồ thị quan hệ giữa độ lún và thời gian b) Đồ thị quan hệ giữa Si, Si-1 Hình 3.17 Các bƣớc phân tích lún theo Asaoka để xác định Ch [78] Từ kết quả quan trắc lún hiện trƣờng tiến hành xác định độ lún S1, S2, Si-1, Si tƣơng ứng với các khoảng thời gian t , t2 , tn với 1 ii ttt không thay đổi. Asaoka [78] đã chứng minh rằng, nếu chia đƣờng cong quan trắc lún thành nhiều điểm Si có 73 các khoảng thời gian bằng nhau, thì khi vẽ trục đồ thị với trục hoành là Si và trục tung là Si+1 thì các điểm đó là đƣờng thẳng (hình 3.17). Điều này chỉ đúng khi tải trọng tác dụng là hằng số, thƣờng ứng với giai đoạn đắp tải lớn nhất (ảnh hƣởng mực nƣớc cũng sẽ làm cho các điểm lệch nhau). Độ lún cuối cùng là điểm giao nhau giữa đƣờng nối các điểm và đƣờng kẻ từ gốc tọa độ một góc 45 độ. Từ đồ thị quan hệ S1, Si-1 hình 3.17a, b thấy rằng, quan hệ này có dạng tuyến tính theo phƣơng trình (3-2). 110  ii SS  (3-2) Khi xác định đƣợc hệ số 1 , dựa vào lý thuyết của Hansbo (1981) để tính ra hệ số cố kết thấm ngang Ch theo phƣơng trình sau (3-3). t FD C e h   1 2 ln 8  (3-3) Trong đó: t - khoảng thời gian xác định độ lún; De - đƣờng kính vùng ảnh hƣởng của thiết bị tiêu thoát nƣớc đƣợc xác định nhƣ sau: Nếu bố trí thiết bị tiêu thoát nƣớc theo lƣới ô vuông khoảng cách giữa các tim là D thì De = 1,13D. Nếu bố trí theo lƣới tam giác, khoảng cách giữa các tim là D thì De = 1,05D. F = F(n)+F(s)+F(r) (3-4) Với F(n) - nhân tố xét đến ảnh hƣởng của khoảng cách cắm bấc thấm, theo lý thuyết Barron (1948). 2 2 2 2 4 13 )ln( 1 )( n n n n n nF     (3-5) Với trị số điển hình của tỉ số khoảng cách n≥ 20, hệ số ảnh hƣởng do khoảng cách thiết bị tiêu thoát nƣớc thẳng đứng đƣợc đơn giản theo lý thuyết Hansbo (1979) nhƣ sau:   4 3 ln)(  nnF (3-6) w e d D n  - tỉ số Barron; dw - đƣờng kính tƣơng đƣơng của vật liệu tiêu thoát nƣớc. Theo Hansbo (1979) thì  )(2 ba dw   , theo Rixner và nnk (1986) 2 )( ba dw   với a,b - chiều rộng và chiều dày của bấc thấm, mm [13]. 74 )(sF - hệ số do ảnh hƣởng xáo động của đất nền khi thi công thiết bị tiêu thoát nƣớc thẳng đứng:              w s s h d d k k sF ln1)( (3-7) F(r) - hệ số do sức cản của giếng w h q k HrF ... 3 2 )( 2 (3-8) Trong đó: H - chiều dài tính toán của thiết bị tiêu thoát nƣớc. Nếu chỉ có một mặt thoát nƣớc phía trên thì H bằng chiều sâu bố trí thiết bị tiêu thoát nƣớc, nếu có hai mặt thoát nƣớc thì H bằng một nữa chiều sâu bố trí thiết bị tiêu thoát nƣớc; kh - hệ số thấm theo phƣơng ngang của đất nguyên trạng; ks - hệ số thấm theo phƣơng ngang của đất ở vùng bị xáo động; ds- đƣờng kính tƣơng đƣơng của vùng đất bị xáo động xung quanh thiết bị tiêu thoát nƣớc. Trong thực tế thƣờng lấy 32 w s d d ; qw - khả năng thoát nƣớc của thiết bị tiêu thoát nƣớc thẳng đứng khi gradien thủy lực bằng 1. Dựa trên lý thuyết thấm của Barron (1948) [79], hệ số cố kết thấm theo phƣơng ngang tƣơng đƣơng của nền (Ch(ap)) đƣợc xác định theo công thức sau: t nFD C e aph   1 2 )( ln 8 )(  (3-9) 3.3.2.3 Kết quả xác định hệ số cố kết thấm ngang Ch Kết quả thí nghiệm xác định hệ số nén cố kết thấm theo phƣơng ngang trong phòng (Ch(tp)) và hệ số tỉ lệ m=Ch(tp)/Cv của các thành tạo đất yếu đƣợc trình bày bảng 3.8, 3.9. Bảng 3.8 Kết quả xác định Ch(tp) và m=Ch(tp)/Cv trong phòng của đất yếu Số lƣợng mẫu Hệ số cố kết thấm đứng Cv, m 2/năm Hệ số cố kết thấm ngang Ch(tp), m 2/năm Tỉ số m=Ch(tp)/Cv theo thí nghiệm trong phòng T.bình Max Min T.bình Max Min T.bình Max Min 06 Bùn sét pha (abmQ2 1 ) 1,69 2,56 1,27 2,47 5,42 1,96 1,95 3,51 1,32 06 Bùn sét pha (mbQ2 2 ) 1,43 2,26 1,03 2,40 4,84 1,89 2,34 4,14 1,09 06 Bùn sét (mbQ2 2 ) 1,31 1,72 1,10 2,14 3,75 1,61 2,22 3,55 1,12 06 Bùn sét (amQ1 3(2) ) 1,35 1,77 1,12 2,25 3,88 1,80 2,17 4,19 1,25 Từ số liệu bảng 7 phụ lục, xây dựng đồ thị quan hệ giữa Ch(tp) và Ch(tp)/Cv theo các cấp áp lực nén khác nhau (hình 3.18, 3.19). 75 H ệ số c ố k ết C h (t p ), m 2 /n ăm Cấp áp lực nén, kPa Hình 3.18 Hệ số cố kết thấm ngang theo các cấp áp lực nén khác nhau T ỉ số C h (t p )/ C v Cấp áp lực nén, kPa Hình 3.19 Tỉ số Ch(tp)/Cv theo các cấp áp lực nén khác nhau Từ kết quả quan trắc lún hiện trƣờng tại các dự án đã và đang xử lý nền [42], xác định độ lún tƣơng ứng với các khoảng thời gian t =3, 5 hoặc 7 ngày; 2 t = 6; 10 hoặc 14 ngày,...lập đồ thị quan hệ giữa Si, Si-1, xác định hệ số góc của đƣờng thẳng β1 để sử dụng tính toán Ch, cụ thể nhƣ sau: Dự án đƣờng cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi: Xử lý bằng giếng cát: t =7 ngày; D = 40 cm; L =1,5 - 2,5 m, giếng cát bố trí hình vuông với De= 113 cm. Một số đoạn xử lý bằng bấc thấm: t =3 ngày; a = 10 cm; b = 0,35 cm; bấc thấm bố trí mạng lƣới ô vuông với L = 130 cm; De = 136,5 cm (hình 3.20). Dự án 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0 0-12.5 12.5-25 25-50 50-100 100-200 200-400 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 6.0 0-12.5 12.5-25 25-50 50-100 100-200 200-400 76 đƣờng Nguyễn Tất Thành: t =7 ngày; a = 10 cm; b = 0,35 cm; bấc thấm bố trí mạng lƣới tam giác với L = 130 cm và De = 136,5 cm (hình 3.21). S i, m S i, m Hình 3.20 Đồ thị Si=f(Si-1) tại mốc SP-07 đoạn Km12+480 dự án đƣờng cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi Hình 3.21 Đồ thị Si=f(Si-1) tại mốc SP-01 tại Km1+270 dự án đƣờng Nguyễn Tất Thành Hệ số cố kết thấm ngang tƣơng đƣơng Ch(ap) của nền đƣợc xác định theo công thức Barron (1948), t nFD C e aph   1 2 )( ln 8 )(  và hệ số cố kết thấm ngang Ch tính toán có xét đến ảnh hƣởng của vùng xáo động đƣợc xác định theo lý thuyết của Hansbo (1981) t FD C e h   1 2 ln 8  . H ệ số c ố k ết t h ấm , m 2 /n ăm Các thành tạo đất yếu Ghi chú: BSP - Bùn sét pha; BS - Bùn sét Hình 3.22 Hệ số cố kết thấm theo phƣơng đứng và phƣơng ngang xác định theo các phƣơng pháp khác nhau 1.16 y = 0.962x + 0.0443 R² = 0.9981 0.80 0.90 1.00 1.10 1.20 1.30 1.40 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 Si-1 1.097 y = 0.9620x + 0.0417 R² = 0.9975 0.80 0.85 0.90 0.95 1.00 1.05 1.10 1.15 1.20 0.8 0.9 0.9 1.0 1.0 1.1 1.1 1.2 1.2Si-1 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.00 3.25 77 Bảng 3.9 Kết quả xác định Ch từ bài toán phân tích ngƣợc quan trắc lún tại hiện trƣờng Tên đƣờng Thành tạo Loại đất Số hiệu mốc quan trắc Phân tích ngƣợc theo Asaoka 1 C h (a p ), m 2 /n ăm Hệ số cố kết thấm ngang với các hệ số xáo động khác nhau, Ch, m 2/năm s=ds/dw=2 2 3 3 6 6 6 k=kh/ks=2.5 3 3 4 2 3 4 Đƣờng Nguyễn Tất Thành nối dài amQ1 3(2) Xử lý PVD Bùn sét pha Cv=1,38 SP-01 0,8234 2,99 4,21 4,62 5,58 6,88 5,10 7,22 9,33 SP-03 0,9182 2,62 3,70 4,06 4,90 6,03 4,48 6,33 8,19 SP-04 0,9124 2,81 3,96 4,35 5,25 6,47 4,80 6,79 8,77 SP-05 0,9215 2,51 3,54 3,88 4,68 5,77 4,28 6,06 7,83 Max 2,99 4,21 4,62 5,58 6,88 5,10 7,22 9,33 Min 2,51 3,54 3,88 4,68 5,77 4,28 6,06 7,83 Trung bình 2,73 3,85 4,23 5,10 6,29 4,66 6,60 8,53 Cao tốc ĐN - QN gói thầu A1 abmQ2 1 Xử lý SD Bùn sét pha Cv=1,72 SSP1 0,9047 3,08 SSP2 0,9117 2,84 SSP3 0,8975 3,32 SSP10 0,9015 3,17 SSP11 0,9035 3,09 SSP12 0,8996 2,97 SSP13 0,9107 2,85 Max 3,32 Min 2,84 Trung bình 3,08 Đƣờng Nguyễn Tất Thành nối dài mbQ2 2 Bùn sét pha Cv=1,21 SP02L 0,9217 1,21 SP03 0,9104 1,39 SP04R 0,9185 1,26 Bùn sét pha Cv=1,84 SSP24 0,9294 4,76 SSP25 0,9419 3,89 78 SSP26 0,9372 4,22 Bùn sét pha Cv=1,48 SSP1 0,9642 2,60 4,15 4,67 4,67 5,70 3,64 4,67 5,70 SSP2 0,9573 3,12 4,97 5,59 5,59 6,83 4,35 5,59 6,83 SSP3 0,9561 3,21 5,12 5,75 5,75 7,02 4,48 5,75 7,02 Max 4,76 5,12 5,75 5,75 7,02 4,48 5,75 7,02 Min 1,21 3,12 3,48 3,48 4,19 2,76 3,48 4,19 Trung bình 2,51 4,27 4,78 4,78 5,80 3,75 4,78 5,80 Đƣờng Nguyễn Tất Thành nối dài mbQ2 2 Bùn sét Cv=1,28 SP-10 0,9302 2,52 SP-11 0,9393 2,40 SP-12 0,9513 1,92 SP-92 0,8927 2,91 SP-93 0,9106 2,40 SP-94 0,9025 2,63 Bùn sét Cv=1,37 SP07 0,9379 1,39 SP08 0,9255 1,68 SP09 0,9322 1,52 Max 2,91 Min 1,39 Trung bình 1,99 79 Bảng 3.10 Kết quả tính toán hệ số cố kết thấm ngang và hệ số tỉ lệ m=Ch/Cv theo các phƣơng pháp khác nhau Nguồn gốc và tuổi Loại đất Hệ số cố kết thấm theo phƣơng ngang Hệ số cố kết thấm theo phƣơng đứng Cv, m 2/năm Tỉ số Ch(tp) /Cv Tỉ số Ch(ap)/Cv trung bình Ch(tp), m 2/năm Ch(ap), m 2/năm theo Asaoka (lún mặt) abmQ2 1 Bùn sét pha 1,96-5,42/ 2,47 2,84-3,32/ 3,08 1,27-2,56/ 1,69 1,32-3,51/ 1,95 1,82 mbQ2 2 Bùn sét pha 1,80-3,88/ 2,25 1,21-4,76/ 2,51 1,12-1,77/ 1,35 1,25-4,19/ 2,17 1,86 mbQ2 2 Bùn sét 1,61-3,75/ 2,14 1,39-2,91/ 1,99 1,10-1,72/ 1,31 1,12-3,55/ 2,22 1,52 amQ1 3(2) Bùn sét 1,89-4,84/ 2,40 2,51-2,99/ 2,73 1,03-2,26/ 1,43 1,09-4,14/ 2,34 1,91 Ghi chú: giá trị nhỏ nhất-lớn nhất/trung bình Theo kết quả tính toán ở bảng 3.9, 3.10 và hình 3.22 thấy rằng, hệ số cố kết thấm ngang của đất yếu thay đổi trong phạm vi rộng. Bên cạnh đó, hệ số cố kết thấm ngang còn phụ thuộc vào việc lựa chọn hệ số thấm và đƣờng kính vùng xáo động khi xử lý bằng bấc thấm [6]. 3.3.2.4 Phân tích, đánh giá kết quả nghiên cứu hệ số cố kết thấm (Cv, Ch) đất yếu Thành phần vật chất là yếu tố đóng vai trò quan trọng quyết định đến đặc tính cố kết và sức kháng cắt của đất yếu, trong đó có hệ số cố kết thấm theo phƣơng đứng (Cv) và hệ số cố kết thấm theo phƣơng ngang (Ch). Khi hàm lƣợng khoáng vật sét, vật chất hữu cơ và hàm lƣợng hạt sét trong đất càng cao, sẽ làm giảm khả năng thoát nƣớc của đất, làm chậm quá trình cố kết của nền đất. Từ kết quả trên bảng 3.8, 3.10 và hình 3.18, 3.19, 3.22 thấy rằng: - Hệ số cố kết thấm ngang và hệ số tỉ lệ m từ kết quả quan trắc lún hiện trƣờng (Ch(ap)) và thí nghiệm trong phòng (Ch(tp)) có sự chênh lệch nhau: Bùn sét pha (abmQ2 1 , mbQ2 2 ) Ch(tp) = 2,25 - 2,47 m 2/năm; Ch(ap) =2,51 - 3,08 m 2/năm. Bùn sét (amQ1 3(2) , mbQ2 2 ) Ch(tp)=2,14 - 2,40 m 2/năm; Ch(ap)=1,99 - 2,73 m 2/năm. Sự chênh lệch giá trị này có thể do quá trình lấy mẫu, bảo quản, gia công, thí nghiệm làm cho kết cấu mẫu và các chỉ tiêu vật lý bị thay đổi. Tuy nhiên, sự chênh lệch giá trị giữa Ch(ap) và Ch(tp) 80 theo hai phƣơng pháp là không đáng kể và kết quả nghiên cứu có độ tin cậy cao. - Hệ số cố kết theo phƣơng ngang của đất phụ thuộc vào TPKV sét, vật chất hữu cơ, hàm lƣợng hạt sét. Khi hàm lƣợng khoáng vật sét, vật chất hữu cơ và hàm lƣợng hạt sét trong đất yếu càng cao thì quá trình cố kết của đất diễn ra càng chậm, tức là hệ số cố kết của đất sẽ thấp. - Hệ số tỉ lệ m=Ch/Cv thay đổi trong phạm vi rộng, điều này thể hiện đất có tính bất đồng nhất, bất đẳng hƣớng rõ rệt về tính thấm: Bùn sét pha Ch(tp)/Cv= 1,32 - 4,19; m= Ch(ap)/Cv= 1,82 - 1,86; Bùn sét Ch(tp)/Cv= 1,09 - 4,14; m= Ch(ap)/Cv= 1,52 - 1,91. Bảng 3.11 Hệ số tỉ lệ m=Ch/Cv của một số loại đất yếu ở Việt Nam và thế giới Tác giả Loại đất Nguồn gốc và tuổi, hệ tầng Địa điểm Hệ số tỉ lệ m Nguyễn Viết Tình, [18] Than bùn hóa lbQ2 1-2 hh1 Hà Nội m = C h /C v 1,15 - 4,01 Bùn hữu cơ lbQ2 1-2 hh1 Hà Nội 1,08-1,52 Bùn sét pha hữu cơ lbQ2 1-2 hh1 Hà Nội 1,06 -2,17 Nguyễn Mạnh Thuỷ, [67] Đất sét yếu Phía Nam Hồ Chí Minh 4,00 - 12,0 Phạm Thị Nghĩa và nnk, [23] Bùn sét hữu cơ lbQ2 1-2 hh1 Đồng bằng Bắc Bộ 2,40 - 3,50 Bùn sét pha maQ2 1-2 hh1 Đồng bằng Bắc Bộ 1,50 - 6,10 Bùn sét pha Đồng bằng Bắc Bộ 1,30- 7,60 Nguyễn Thị Nụ, [6] Bùn sét amQ2 2-3 ĐBSCL 1,62 - 5,61 Bùn sét pha amQ2 2-3 ĐBSCL 1,35-3,12 Suzuki và nnk, [6] Đất loại sét yếu - Hải Phòng m = C h (a p ) /C v 1,50 Koji Suzuki và nnk, [6] Đất loại sét yếu - Hồ Chí Minh, Vũng Tàu 2,00 - 2,50 Tan, Chew, [6] Đất loại sét yếu - Singpore, Thụy Điển 1,50 - 3,00 Tan, Chew, [6] Đất loại sét yếu - Nhật Bản 1,00 Nguyễn Duy Quang và nnk, [6] Đất loại sét yếu - Bà Rịa - Vũng Tàu Ch(ap)=2,06 m 2/năm Nguyễn Thị Nụ, [6] Đất loại sét yếu amQ2 2-3 ĐBSCL Ch(ap) =1,27 - 3,03 m 2/năm Sự khác nhau về hệ số cố kết thấm giữa các thành tạo đất yếu ở khu vực nghiên cứu phù hợp với quy luật biến đổi về TPVC nhƣ đã luận giải trên. Do hàm lƣợng hạt cát, bụi chiếm ƣu thế và hàm lƣợng hạt sét bé hơn so với đất yếu ở ĐBBB và ĐBSCL, nên đất yếu của khu vực nghiên cứu có hệ số cố kết lớn hơn các khu vực trên (bảng 3.11). Điều đó cho thấy kết quả có độ tin cậy cao và là cơ sở khoa học quan trọng để lựa chọn, tính toán thiết kế GPXL phù hợp trong xây dựng đƣờng ở khu vực. 81 3.3.3 Các đặc tính kháng cắt đất yếu 3.3.3.1 Khái quát về các phương pháp xác định sức kháng cắt Xuất phát từ điều kiện thực tế xây dựng nền đƣờng trên đất yếu và chịu sự tác động của các biện pháp xử lý nền đƣờng đất yếu ở ĐBVB Quảng Nam - Đà Nẵng nhƣ đã phân tích, đánh giá ở mục 1.2, tác giả tiến hành thí nghiệm sức kháng cắt không cố kết - không thoát nƣớc để kiểm toán mức độ ổn định của nền đắp trong quá trình đắp, đề xuất GPXL nền phù hợp bằng thí nghiệm cắt phẳng trực tiếp, thí nghiệm hiện trƣờng VST, thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU (thiết bị nén ba trục hãng GEOCOMP - Mỹ theo tiêu chuẩn ASTM D2850) và sức kháng cắt cố kết - không thoát nƣớc để kiểm toán ổn định của nền đắp khi đƣa vào sử dụng, cũng nhƣ đề xuất GPXL phù hợp bằng thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ CU. - Thí nghiệm nén ba trục không cố kết - không thoát nƣớc theo sơ đồ UU đƣợc tiến hành với ba thỏi mẫu hình trụ thẳng có chiều cao bằng hai lần đƣờng kính mẫu, mẫu đƣợc nén với tốc độ biến dạng dọc trục từ 0,3 - 1,0%/phút, thời gian phá hủy mẫu nhỏ hơn 15 - 20 phút (hình 3.23, 3.24 và hình 10a, b phụ lục). Hình 3.23 Mẫu trong buồng ba trục trƣớc khi thí nghiệm Hình 3.24 Mẫu bị phá hủy sau khi kết thúc thí nghiệm - Thí nghiệm cắt cánh hiện trƣờng xác định sức kháng cắt không thoát nƣớc của các loại đất dính mềm yếu, bão hoà nƣớc. Thí nghiệm thực hiện trong điều kiện tự nhiên, ít 82 gây ra sự phá hoại tính nguyên dạng của đất. Đối với đất sét có độ dẻo cao, khi thí nghiệm bằng phƣơng pháp này cho sức kháng cắt cao hơn so với kết quả thí nghiệm trong phòng. Thí nghiệm cắt cánh hiện trƣờng (ASTM 2573-94, BS 1377-1990) thực hiện với tốc độ quay cánh cắt khoảng 0,1 - 0,20/giây. Giai đoạn đầu, khi mômen xoắn của cánh cắt tăng lên, cứ 1 - 20 đọc giá trị mô men xoắn một lần. Giai đoạn sau, khi đất bị cắt, mô men xoắn giảm thì cứ 3 - 40 đọc giá trị mô men xoắn một lần. Tiếp tục quay cánh cắt cho đến khi số đọc mô men xoắn đạt giá trị ổn định. Kết quả xác định đƣợc sức kháng cắt không thoát nƣớc (Su) của đất yếu. - Thí nghiệm nén ba trục cố kết - không thoát nƣớc theo sơ đồ (CU): Mẫu đƣợc cố kết trong điều kiện ứng suất đẳng hƣớng không đổi, thoát nƣớc hoàn toàn (giai đoạn cố kết), sau đó tăng tải trọng dọc trục và không cho thoát nƣớc (giai đoạn nén). Thí nghiệm này đƣợc dùng để xác định các thông số tổng (ccu, cu ) và thông số hữu hiệu (c ’ , ' ) của đất. Mẫu đất đƣợc bão hòa bằng cách tăng cả áp lực buồng và áp lực ngƣợc đến khi đạt độ bão hòa lớn hơn 95%. Sau đó, cố kết đẳng hƣớng, theo dõi sự tiêu tán ALNLR và thể tích nƣớc thoát ra cho đến khi ALNLR tiêu tán lớn hơn 95%. Thí nghiệm nén dọc trục đƣợc thực hiện theo tốc độ cắt tính toán (tốc độ tăng tải từ 0,03 - 0,06 mm/phút). Quá trình nén, áp lực buồng đƣợc giữ không đổi và tăng áp lực nén dọc trục cho tới khi mẫu bắt đầu bị phá hủy, theo dõi đồng thời cả ALNLR và lực nén dọc trục. Kết quả xác định đƣợc 2 thông số kháng cắt tổng (ccu, cu ) và 2 thông số kháng cắt hữu hiệu (c’, ' ) của đất. 3.3.3.2 Sức kháng cắt không cố kết - không thoát nước Kết quả xác định các thông số sức kháng cắt không cố kết - không thoát nƣớc của đất yếu đƣợc trình bày ở bảng 3.12 và chi tiết bảng 9 (phụ lục). Phân tích, đánh giá kết quả - Thí nghiệm ba trục theo sơ đồ UU (cuu, uu ): Sức kháng cắt của đất yếu đƣợc biểu thị bởi cƣờng độ lực dính đơn vị không thoát nƣớc cuu và giá trị uu của đất rất bé. Sức kháng cắt có sự khác nhau giữa các thành tạo đất yếu phụ thuộc vào TPVC, TCCL của đất yếu. Trong đó, bùn sét pha cuu=7,9 - 5,7 kPa; bùn sét cuu=7,1 - 7,2 kPa. 83 Nhiều tƣơng quan giữa sức kháng cắt không thoát nƣớc với các chỉ tiêu trạng thái vật lý cơ bản của đất yếu nhƣ độ ẩm tự nhiên W, giới hạn chảy LL, chỉ số dẻo PI đã đƣợc các tác giả nghiên cứu và kiến nghị nhƣ: Bjerrum (1972); Azzouz (1983); Duncan (1989); Kulhawy và Mayne (1990); Morris và Williams (1994); Hiroyuki Tanaka (2002);). Kết quả nghiên cứu cho thấy, tƣơng quan giữa cƣờng độ lực dính đơn vị không thoát nƣớc cuu (UU) với các chỉ tiêu độ sệt IL, hệ số rỗng e0 đối với đất bùn sét pha và bùn sét ở khu vực nghiên cứu cho hệ số r =0,867 - 0,961 (hình 3.25 a - f). Bảng 3.12 Các thông số sức kháng cắt không thoát nƣớc của đất yếu Chỉ tiêu Bùn sét pha Bùn sét ambQ2 3 mbQ2 2 ambQ2 2 abmQ2 1 mbQ2 2 amQ1 3(2) V ật l ý IL 1,14-1,43/ 1,28 1,18-1,50/ 1,31 1,17-1,65/ 1,39 1,52-1,77/ 1,63 1,30-1,51/ 1,39 1,38-1,51/ 1,44 e0 1,14-1,43/ 1,28 1,18-1,50/ 1,31 1,17-1,65/ 1,39 1,52-1,77/ 1,63 1,30-1,51/ 1,39 1,38-1,51/ 1,44 S ơ đ ồ U U Số mẫu 75 74 60 20 39 19 uu độ 0 028’-1019’/ 0 048’ 0 0 30- 0 056’/ 0 040’ 0 033’- 0050’/ 0 039’ 0 031’-0038’/ 0 035’ 0 029’-0055’/ 0 035’ 0 0 28 - 0 032’/ 0 031’ cuu, kPa 6,9 - 9,0/ 7,9 7,0 - 8,7/ 7,9 5,8 - 8,2/ 7,2 5,4 - 6,0/ 5,7 6,8 - 7,9/ 7,2 7,0 - 7,3/ 7,1 C ắt p h ẳn g tr ự c ti ếp Số mẫu 69 80 59 17 35 24 u độ 3 004’-5018’/ 4 0 26' 3 049’-4035’/ 4 016’ 3 013’- 4024’/ 4 003’ 3 012’ - 3052’/ 3 031’ 3 001’-3021’/ 3 012’ 3 004’- 3011’/ 3 009’ cu, kPa 4,5 - 7,80/ 6,4 5,7 - 7,3/ 6,4 4,0 - 7,1/ 5,6 3,4 - 4,0/ 3,7 4,6 - 6,3/ 5,1 4,8 - 5,10/ 4,9 V S T Điểm 25 21 20 16 13 08 Su, kPa 8,9-9,6 10,2 9,9-10,4 9,4-10,7 9,7-10,1 9,7-10,3 Ghi chú: giá trị nhỏ nhất-lớn nhất/trung bình a) Bùn sét pha ambQ2 3 c uu= -3.9576IL + 12.829 r = 0.889 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 9.5 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 c u u IL cuu = -9.8662e0 + 20.376 r = 0.961 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0 11.0 12.0 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 c u u e0 84 b) Bùn sét pha mbQ2 2 c) Bùn sét pha ambQ2 2 d) Bùn sét pha abmQ2 1 e) Bùn sét amQ1 3(2) cuu = -4.1445IL + 13.029 r = 0.903 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 c u u IL cuu= -3.4706e0 + 11.898 r = 0.867 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 c u u e0 cuu = -5.7874IL + 15.628 r = 0.893 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 9.5 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 c u u IL cuu = -18.808e0 + 32.168 r = 0.900 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 9.5 1.20 1.25 1.30 1.35 1.40 1.45 c u u e0 cuu = -3.6087IL + 10.846 r = 0.918 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 c u u IL cuu = -4.3277e0+ 11.881 r = 0.932 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 c u u e0 cuu = -4.8436IL + 13.646 r = 0.907 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 c u u IL cuu = -3.6274e0 + 12.089 r = 0.896 5.0 5.5 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 c u u e0 85 f). Bùn sét mbQ2 2 Hình 3.25 Quan hệ giữa cƣờng độ lực dính đơn vị cuu với chỉ tiêu vật lý và trạng thái của đất yếu - Thí nghiệm cắt phẳng trực tiếp (cu, u ): Giá trị cƣờng độ lực dính đơn vị của đất bé hơn nhƣng góc ma sát trong của đất lớn hơn nhiều so với thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU: bùn sét pha cuu= 3,7 - 6,4 kPa; u = 3 031’ - 4026'; bùn sét cuu= 4,9 - 5,1 kPa; u = 3 009’ - 3012’. Sức kháng cắt cũng có sự khác nhau giữa các thành tạo phụ thuộc vào thành phần vật chất và các chỉ tiêu vật lý cơ bản của đất. - Thí nghiệm cắt cánh hiện trƣờng VST (Su): Sức kháng cắt không thoát nƣớc khi tiến hành thí nghiệm VST đƣợc biểu thị bởi cƣờng độ lực dính đơn vị không thoát nƣớc Su. Kết quả ở bảng 3.12 cho thấy sức kháng cắt có giá trị nhƣ sau: bùn sét pha Su = 9,4 - 12,9 kPa và bùn sét Su = 9,8 - 11,1 kPa. Bên cạnh đó, kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trƣờng cho thấy sức kháng cắt không thoát nƣớc Su của đất yếu tăng tuyến tính theo độ sâu Z và đƣợc biểu thị bằng phƣơng trình 7.79386.0  ZSu với hệ số tƣơng quan r= 0,977 (hình 3.26a). a) Sự thay đổi Su (VST) theo độ sâu Z b) Sự thay đổi theo độ sâu Z Hình 3.26 Sự thay đổi Su, ' 0/ vuS  (VST) theo độ sâu Z của bùn sét pha mbQ2 2 cuu = -4.689IL + 13.59 r = 0.904 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 c u u IL cuu= -4.787e0+ 14.418 r = 0.930 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 9.0 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 c u u e0 Su = 0.9386Z + 7.7 R² = 0.9552 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 S u , k P a Z, m ' 0/ vuS  86 Sự tăng sức kháng cắt Su theo ứng suất hữu hiệu đƣợc biểu thị bằng tỉ số ' 0/ vuS  . Tỉ số này là cơ sở đặc trƣng cho sức kháng cắt không thoát nƣớc của đất loại sét. Các tƣơng quan giữa ' 0/ vuS  với chỉ số dẻo cho đất sét cố kết thông thƣờng đƣợc Skempton (1948) đƣa ra đầu tiên và sau đó Terzaghi và nnk (1996) tiếp tục hoàn thiện hơn về sau, quan niệm tỉ số ' 0/ vuS  cho đất sét cố kết thông thƣờng đƣợc mở rộng thêm và phù hợp cho đất sét quá cố kết theo Shansep [80]. Quan hệ giữa tỉ số ' 0/ vuS  và độ sâu Z thể hiện rõ ràng nhất theo kết quả cắt cánh hiện trƣờng. Kết quả tổng hợp từ 23 điểm cắt cánh đối với bùn sét pha mbQ2 2 đến độ sâu 14,5 m tại Khuê Trung - Cầu Nguyễn Tri Phƣơng (Cẩm Lệ) cho thấy tƣơng quan giữa ' 0/ vuS  với độ sâu Z có dạng phƣơng trình: 149.3ln926.0/ ' 0  ZS vu  với hệ số tƣơng quan r= 0,946 (hình 3.26b). Nhƣ vậy, sử dụng các tƣơng quan chặt chẽ của sức kháng cắt không thoát nƣớc cho phép dự báo sức kháng cắt gia tăng trong xử lý nền. Nếu biết đƣợc độ cố kết và độ biến dạng do nén ép có thể xác định nhanh giá trị Su trên cơ sở các tƣơng quan đã xác lập. Các kết quả nghiên cứu của các tác giả Paulus P.Rahardjo (2001); T.S.Nagaraj, N.Miura (2001); Yit-Jin Chen, Fred H.Kulhawy (1993) cho thấy, sức kháng cắt không thoát nƣớc của đất sét bão hòa nƣớc khác nhau theo các phƣơng pháp thí nghiệm không giống nhau và phụ thuộc vào nhiều yếu tố nhƣ điều kiện thí nghiệm, lịch sử ứng suất, cơ chế phá hoại mẫu, tính bất đẳng hƣớng (điều kiện trầm tích) [9], [27]. Giá trị sức kháng cắt theo thí nghiệm cắt cánh ngoài hiện trƣờng VST lớn hơn nhiều so với kết quả trong phòng. Thí nghiệm cắt phẳng và nén ba trục theo sơ đồ UU cho kết quả gần tƣơng tự nhau. Tuy nhiên, thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU cho kết quả cƣờng độ lực dính đơn vị lớn hơn thí nghiệm cắt phẳng. Bởi vì khi nén ba trục theo sơ đồ UU, mẫu đất chịu áp lực buồng trƣớc khi nén dọc trục, khi đó làm các bọt khí nở ra bởi quá trình giải phóng ứng suất do lấy mẫu sẽ đƣợc nén lại một phần, độ chặt sẽ lớn hơn so với mẫu đất cắt phẳng. Sức kháng cắt của đất có sự khác nhau giữa các thành tạo là có mối quan hệ chặt chẽ với thành phần vật chất và các chỉ tiêu vật lý của đất. Cùng loại đất khi giới hạn chảy LL tăng, bề dày màng nƣớc liên kết bao quanh hạt sét tăng, mối liên kết giữa các hạt 87 giảm, sức kháng cắt sẽ giảm. Ngoài phụ thuộc vào các chỉ tiêu vật lý, thì cƣờng độ lực dính đơn vị và góc ma sát trong của đất có xu hƣớng giảm khi hàm lƣợng hữu cơ trong đất tăng, điều này có thể do hữu cơ trong đất có mức độ phân hủy gần nhƣ hoàn toàn, tạo thành chất keo hữu cơ, làm bề dày màng nƣớc liên kết vật lý của hạt keo sét tăng lên dẫn đến sức kháng cắt giảm. C ƣ ờ n g đ ộ l ự c d ín h đ ơ n v ị k h ô n g t h o át n ƣ ớ c – k h ô n g c ố k ết Thành t