Xem mẫu
- Trong mục về các giá trị điển hình của các thông số cường độ kháng cắt thoát nước, đã cung cấp
quan hệ kinh nghiệm giữa ‟và PI (hình 11.27), được dùng cho đất sét nguyên dạng cố kết
thường trong thí nghiệm nén ba trục, và thực tế phần lớn các thí nghiệm được sử dụng là thí
nghiệm CU có đo áp lực lỗ rỗng. Hình 11.27 vẫn có thể được sử dụng để đánh giá sơ bộ và kiểm
tra các kết quả thí nghiệm trong phòng vì sự khác biệt ‟, phụ thuộc vào phá hoại được định
nghĩa như thế nào, vv…thì nhỏ hơn sự phân tán trong hình.
11.9.6 Sử dụng cường độ kháng cắt cố kết -k hông thoát nước (CU) trong thực tế
Sử dụng cường độ kháng cắt CU trong thực tế như thế nào? Như đã đề cập ở phần trước, thí
nghiệm CU, có đo áp lực lỗ rỗng, được sử dụng rộng rãi để xác định các thông số cường độ
kháng cắt của đất với cả ứng suất tổng và ứ ng suất hiệu quả. Cường đội CU được sử dụng cho các
bài toán ổn định, ở đó đất đã được cố kết hoàn toàn và ở trạng thái cân bằng với hệ thống các ứng
suất hiện có. Sau đó, vì lý do nào đó, xuất hiện ứng suất phụ thêm tác dụng tức thời, nước không
kịp thoát ra. Ví dụ thực tế như trượt của các mái dốc hồ chứa, kênh và đập đất bị xụt xuống
nhanh. Kết quả thí nghiệm CU, dưới dạng ứng suất hiệu quả, được áp dụng ngoài thực tế như đã
đề cập trong phần đầu của thí nghiệm CD. Một số ví dụ thực tế được thể hiện tron g hình 11.37.
Tương tự như thí nghiệm CD, thí nghiệm CU đối với đất sét vẫn còn tồn tại một số vấn
đề. Để đo chính xác áp lực lỗ rỗng hình thành trong quá trình cắt, phải cẩn thận khi đánh giá mẫu
bão hoà hoàn toàn, không có rò rỉ trong quá trình thí nghi ệm, và tốc độ gia tải phải đủ chậm để
đảm bảo áp lực lỗ đo được ở hai đầu mẫu tương tự như áp lực lỗ rỗng trong vùng lân cận mặt
phẳng phá hoại. Như đã đề cập, việc sử dụng áp lực ngược nhằm đảm bảo mẫu bão hoà 100%.
Những ảnh hưởng của hai yếu tố khác có t hể giảm thiểu bằng các kỹ thuật thí nghiệm phù hợp đã
được Bishop và Henkel (1962) đưa ra.
Một vấn đề khác, không thường xuyên được đề cập, đó là cố gắng đo các thông số dài hạn
hay cường độ ứng suất hiệu quả và các thông số cường độ kháng cắt tổng -CU hay ngắn hạn từ
chuỗi các thí nghiệm giống nhau. Tốc độ gia tải hoặc biến dạng cần thiết để việc đo cường độ
kháng cắt hiệu quả được chính xác có thể không thích hợp đối với hoàn cảnh gia tải không thoát
nước hoặc ngắn hạn. Ứng suất - biến dạng và cường độ của đất sét phụ thuộc vào tốc độ gia tải;
do đó nếu gia tải nhanh hơn thì cường độ sẽ cao hơn. Trong trường hợp ngắn hạn, tốc độ gia tải
ngoài hiện trường có thể rất nhanh, và vì thế để mô phỏng đúng thực tế thì tốc độ gia tải trong
phòng thí nghiệm phải tương xứng. Do vậy, hai mục tiêu của thí nghiệm ứng suất hiệu quả CU
thực sự không hợp nhau. Do đó tốt nhất là, dù ít khi gặp trong thực tứ, tiến hành hai tập thí
nghiệm, một tập là thí nghiệm CD mô phỏng trường hợp cường độ kháng cắt dài hạn và một tập
khác là thí nghiệm CU mô phỏng sức kháng cắt ngắn hạn trong điều kiện gia tải không thoát
nước.
187
- Ví dụ 11.11
Cho:
Mẫu đất sét cố kết thường được cố kết bởi ứng suất 150 kPa, sau đó bị cắt trong điều kiện không
thoát nước. Độ lệch ứng suất chính khi mẫu phá hoại là 100 kPa, và áp lực lỗ rỗng lúc phá hoại là
88 kPa.
Yêu cầu:
Xác định các thông số cường độ kháng cắt Mohr -Coulomb dưới dạng ứng suất tổng và ứng suất
hiệu quả (a) bằng giải tích và (b) bằng đồ thị. Vẽ vòng Mohr ứng suất tổng và ứng suất hiệ u quả
188
- và đường bao phá hoại. (c) Tính (‟ /‟ )f và ( / )f. (d) Xác định góc lý thuyết của mặt phẳng
1 3 1 3
phá hoại trong mẫu.
Lời giải:
Để giải bài toán này cần giả thiết rằng cả c‟ và c T có thể bỏ qua. Khi đó có thể sử dụng các quan
hệ (từ công thức 10 -14 đến 10-17) để tính ‟ và . T
a. Để sử dụng các công thức trên, cần biết , 1f, , và 3f. Biết = 150 kPa và
' '
1f 3f 3f
(‟ - ‟ )f = 100 kPa. Do đó
1 3
Từ công thức 10 -13,
b. Lời giải đồ thị bao gồm các đường bao phá hoại thể hiện trong hình ví dụ 11.11 . Để vẽ
vòng Mohr ứng suất hiệu quả và ứng suất tổng, cần phải tính , 1f, 3f. Tâm của các vòng
' '
1f
tròn này tại (200, 0) cho ứng suất tổng và tại (112, 0) cho ứng suất hiệu quả.
c. Các hệ số ứng suất khi phá hoại là
Có thể nhận được các giá trị này bằng cách khác, sử dụng công thức 10 -14.
189
- d. Sử dụng công thức 10 -10, dưới dạng ứng suất hiệu quả:
11.9.7 Thí nghiệm cắt không cố kết – không thoát nước (UU)
Trong thí nghiệm này, mẫu đất được đặt trong đẳng hướng ba trục có các van thoát nước được
đóng ngay từ đầu. Vì thế, mặc dù khi tác dụng áp suất đẳng hướng, nếu mẫu đất bão hoà 100%
thì không xảy ra quá trình cố kết. Sau đó, giống như thí nghiệm CU, mẫu bị cắt không thoát nước.
Mẫu bị gia tải tới phá hoại trong vòng khoảng 10 đến 20 phút; thường t hường trong thí nghiệm
này không đo áp lực nước lỗ rỗng. Thí nghiệm này là thí nghiệm ứng suất tổng và cho cường độ
kháng cắt dưới dạng ứng suất tổng. A. Casagrande đầu tiên gọi thí nghiệm này là Q -test (Q cho
“quick”) mẫu được gia tải đến phá hoại nhanh hơn rất nhiều so với thí nghiệm S-test.
Các điều kiện ứng suất tổng, trung hoà, hiệu quả trong mẫu trong một vài giai đoạn của
thí nghiệm UU được trình bày trong hình 11.38. Các ký hiệu tương tự như trong hình 11.23 và
11.29. Thí nghiệm được trình bày trong hình 11.38 tương đối phổ biến trong đó áp lực đẳng
hướng thường đẳng hướng, và mẫu bị phá hoại bằng cách tăng tải trọng dọc trục, thường thường
với một tốc độ biến dạng không đổi. Như trong các thí nghiệm khác, độ lệch ứng suất tại thời
điểm phá hoại là ( – )max.
1 3
190
- Lưu ý rằng với các mẫu nguyên dạng, ban đầu áp lực lỗ rỗng âm, được gọi là áp lực lỗ
rỗng dư – ur, hình thành do sự giảm ứng suất của đất trong quá trình lấy mẫu. Vì ứng suất hiệu
quả ban đầu phải lớn hơn không (nếu không thì mẫu sẽ phân r ã) và ứng suất tổng bằng không (áp
suất khí quyển = không trong áp suất kế), nên áp lực lỗ rỗng phải âm, (xem hình 10.21 để hiểu rõ
hơn về quá trình lấy mẫu). Khi tác dụng áp lực đẳng hướng và đóng các van thoát nước, trong
mẫu sẽ hình thành áp lực lỗ rỗng dương u chính xác bằng với áp lực đẳng hướng . Toàn bộ
c c
ứng suất đẳng hướng gia tăng được truyền sang nước lỗ rỗng bởi vì (1) đất bão hoà 100%, (2) khả
năng bị nén của nước và các hạt đất riêng biệt nhỏ hơn so với khả năng bị nén của kết cấu đất, và
(3) có một quan hệ đặc biệt giữa ứng suất đẳng hướng hiệu quả và hệ số rỗng (Hirschfeld, 1963).
Số 1 là hiển nhiên. Số 2 có nghĩa là không có sự thay đổi thể tích ngoại trừ nước được phép thát
ra khỏi (hoặc đi vào) mẫu, và điều đó được ngăn chặn không cho xả y ra. Số 3 về cơ bản nghĩa là
không xảy ra nén thứ cấp (thay đổi thể tích khi ứng suất không đổi). Có thể nhắc lại phần thảo
191
- luận về các giả thiết của lý thuyết cố kết Terzaghi (chương 9) rằng cần có các giả thuyết tương tự
đó là hệ số rỗng và ứng suất hiệ u quả có quan hệ đặc biệt. Vì vậy có thể không có sự thay đổi hệ
số rỗng nếu không có sự thay đổi ứng suất hiệu quả. Vì không có sự thay đổi độ ẩm nên hệ số
rỗng và ứng suất hiệu quả không đổi.
Các trạng thái ứng suất trong quá trình gia tải dọc trục và k hi mẫu phá hoại là tương tự
như trong thí nghiệm CU (hình 11.29). Chúng có thể phức tạp, nhưng nếu nghiên cứu hình 11.38
sẽ thấy rằng thí nghiệm UU cũng dễ hiểu như thí nghiệm CU.
Thông thường, các đường cong ứng suất - biến dạng của cùng một loại đất từ thí nghiệm
UU không khác nhiều so với đường cong ứng suất - biến dạng từ thí nghiệm CU hoặc CD. Đối
với mẫu đất nguyên dạng phụ thuộc nhiều vào chất lượng của mẫu, đặc biệt là những đoạn đầu
của đường cong (modul tiếp tuyến ban đầu). Tương tự, độ nhạy (phầ n 2.7) ảnh hưởng đến hình
dạng của những đường cong này; sét có độ nhạy cao thì đường cong ứng suất - biến dạng có đỉnh
nhọn. Độ lệch ứng suất cực đại thường đạt được ở biến dạng rất nhỏ, thường là dưới 0.5%. Một
số đường cong ứng suất - biến dạng điển hình từ thí nghiệm UU được thể hiện trong hình 11.39.
Đường bao phá hoại Mohr của thí nghiệm UU của đất sét bão hoà 100% được thể hiện
trong hình 11.40. Tất cả các mẫu đất sét bão hoà hoàn toàn có lẽ có cùng độ ẩm (và hệ số rỗng),
và do đó chúng sẽ có cùng cường độ kháng cắt vì không cho phép đất cố kết.
192
- Vì thế tất cả các vòng Mohr lúc phá hoại có cùng đường kính và đường bao phá hoại Morh sẽ là
đường thẳng nằm ngang (xem hình 10.9c). Đây là điểm vô cùng quan trọng. Nếu không hiểu điều
này, hãy xem lại hì nh 11.38 để thấy rằng trong thí nghiệm UU ứng suất cố kết hiệu quả không đổi
suốt quá trình thí nghiệm. Nếu tất cả các mẫu đất có cùng độ ẩm và độ chặt (hệ số rỗng) thì chúng
sẽ có cùng cường độ. Như đã đề cập, thí nghiệm UU cho cường độ kháng cắt dưới dạn g ứng suất
tổng, và góc của đường bao phá hoại Mohr từ thí nghiệm UU bằng không. Giao của đường
T
bao này với trục xác định thông số cường độ ứng suất tổng c, hoặc = c, trong đó là cường
f f
độ kháng cắt không thoát nước.
Đối với đất bão hoà một phần, một tập các thí nghiệm UU sẽ cho một đường bao phá hoại
cong ở đoạn đầu (hình 11.40b) cho tới khi sét bão hoà hoàn toàn 100% chỉ do áp lực đẳng hướng.
Mặc dù vậy các van thoát nước vẫn đóng, áp lực đẳng hướng sẽ nén khí trong các lỗ rỗng và giảm
hệ số rỗng. Khi tăng áp lực đẳng hướng, mẫu sẽ bị nén nhiều hơn và thậm chí khi áp lực đủ lớn
thì mẫu bão hoà 100%. Sau đó, như với trường hợp mẫu bão hoà 100% ngay từ đầu, đường bao
phá hoại Mohr trở nên nằm ngang, như thể hiện ở phía bên phải của hình 11.40b.
Một cách khác xem xét quá trình nén của mẫu sét bão hoà một phần được thể hiện trong
hình 11.41. Khi tăng theo cấp áp lực đẳng hướng, áp lực lỗ rỗng đo được tăng từ từ cho tới một
thời điểm nào đó áp lực nước lỗ rỗng tăng thêm bằng độ tăng áp lực đẳng hướng. Khi đó mẫu bão
hoà 100% và đường cong liên tục (thí nghiệm) sẽ song song với đường dốc 45 0 như trong hình
11.41.
193
- Về nguyên tắc, có thể đo được áp lực nước lỗ rỗng trong một chuỗi thí nghiệm UU mặc
dù ít khi làm điều này. Vì ứng suất hiệu quả lúc phá hoại độc lập với áp lực đẳng hướng tác dụng
lên một số mẫu nên chỉ có duy nhất một vòng Mohr ứng suất hiệu quả UU lúc phá hoại. Điều này
được minh hoạ trong hình 11.42. Lưu ý rằng dù áp lực buồng thế nào (ví dụ, c1, , vv.) thì chỉ
c2
có duy nhất một vòng Mohr ứng suất chính nhỏ nhất hiệu quả tại điểm phá hoại. Ứng suất nhỏ
hiệu quả tại điểm phá hoại ( ‟ ) giống nhau cho tất cả các vòng Mohr ứng suất tổng như trong
hf
hình. Vì chỉ có duy nhất một vòng Mohr ứng suất lúc phá hoại mà lại cần phải xác định trước cả
‟ và c‟ để vẽ đường bao phá hoại Mohr dưới dạng ứng suất hiệu quả cho thí nghiệm UU. Có thể
xác định góc nghiêng của mặt phẳng phá hoại trong mẫu thí nghiệm UU và viện theo giả thuyết
phá hoại Mohr, nhưng như đã thảo luận trong phần 10.4, cách tiếp cận này vẫn còn những vấn đề
thực tiễn. Cũng cần phải lưu ý rằng góc nghiêng của mặt phẳng phá hoại trong hình 11.42
f
được xác định bởi đường bao ứng suất hiệu quả. Mặt khác thì, như đã chỉ ra trong hình 10.9c và
công thức 10 -10, theo lý thuyết dự đoán là 450
f
194
- Vì cường độ của đất cuối cùng được kiềm chế hoặc bị chi phối bởi ứng suất hiệu quả nên các điều
kiện vật lý kiềm chế sự hình thành mặt phẳng phá hoại trong mẫu thí nghiệm ở mức độ nào đó
phải được kiềm chế bởi ứng suất hiệu quả tác dụng lên mẫu lúc phá hoại. Vì thế công thức 10-10
biểu diễn dưới dạng ‟ thay vì .
T
Đường ứng suất của thí nghiệm UU trong hình 11.42 được thể hiện trong hình 11.43. Đó
là ứng xử của sét cố kết thường, và giá trị của p và q của cả ba thí nghiệm được liệt kê trong bản
bên dưới hình vẽ. Theo hình 11.38, cần thiết kiểm tra những giá trị này. Nếu đất sét đã quá cố kết
thì từ những hiểu biết về thí nghiệm CU có thể dự đoán rằng đường ESP có hình dạng tương tự
như trong hình 11.34b.
195
- Cường độ kháng cắt không thoát nước của đất sét sẽ dao động lớn. Dĩ nhiên, bằng không,
T
nhưng độ lớn của có t hể biến thiên từ không đối với đất trầm tích mềm yếu đến vài Mpa đối
f
với đất rất cứng hoặc đá mềm. Thường thường, cường độ kháng cắt không thoát nước của đất
ngoài hiện trường được tiêu chuẩn hoá liên quan với ứng suất hiệu quả theo phương thẳng đứng
‟ tác dụng tại điểm lấy mẫu. Vì thế hệ số /‟ được phân tích và so sánh với các kết quả
vo f vo
khác. Đặc điểm này được nghiên cứu chi tiết hơn trong phần sau của chương này.
11.9.9 Thí nghiệm nén nở hông
Về lý thuyết có thể thực hiện thí nghiệm nén nở hông và nhận được cường độ kháng cắt dưới
dạng ứng suất tổng UU. Thí nghiệm này là trường hợp đặc biệt của thí nghiệm UU có áp lực đẳng
hướng hay áp lực buồng bằng không (áp suất khí quyển). Các điều kiện ứng suất trong mẫu thí
nghiệm nén nở hông tương tự như trong hình 11.38 của thí nghiệm UU, ngoại trừ bằng không,
c
như trong hình 11.44. Nếu so sánh hai hình này sẽ thấy rằng ứng suất hiệu quả lúc phá hoại là
196
- như nhau trong cả hai thí nghiệ m. Và nếu các điều kiện ứng suất hiệu quả như nhau trong cả hai
thí nghiệm thì cường độ sẽ bằng nhau!
Thực tế thì để có cùng cường độ như trong thí nghiệm UU thì thí nghiệm nén không nở
hông cần phải thoả mãn một số giả thiết như sau:
1. Mẫu phải bão hoà 100%; nếu không sẽ xảy ra quá trình nén chặt khí trong lỗ rỗng và
làm giảm hệ số rỗng và tăng cường độ.
2. Mẫu phải không chứa bất kỳ khe nứt, lớp kẹp bụi, hay khuyết tật nào; điều đó có
nghĩa là mẫu sét nguyên vẹn, đồng nhất. Hiếm khi mẫu sét quá cố kết nguyên vẹn, và
thường thì sét cố kết thường có một số khe nứt.
3. Đất phải rất mịn; ứng suất hông hiệu quả ban đầu như trong hình 11.44 là ứng suất
mao dẫn dư, nó là một hàm số của áp lực lỗ rỗng dư – ur; điều này có nghĩa là chỉ có
đất sét là thích hợp cho thí nghiệm nén nở hông.
4. Mẫu đất phải được cắt nhanh đến phá hoại; đây là thí nghiệm ứng suất tổng và không
được thoát nước trong suốt thí nghiệm. Nếu thời gian đến phá hoại quá dài, sự bay hơi
và làm khô bề mặt sẽ tăng áp lực đẳng hướng và cường độ nhận được sẽ q uá cao.
Thông thường thì thời gian đạt phá hoại từ 5 đến 15 phút.
Cần phân biệt giữa cường độ kháng nén nở hông ( – )f và cường độ kháng cắt không
1 3
thoát nước = ( – )f /2.
f 1 3
197
- Ví dụ 11.12
Cho:
Một thí nghiệm nén nở hông được thực hiện trên mẫu sét mề m. Mẫu đất được cắt ra từ ống mẫu
nguyên dạng với đường kính là 35 mm và chiều cao là 80 mm. Tải trọng tại thời điểm phá hoại là
14.3 N, và biến dạng dọc trục là 11 mm.
Yêu cầu:
Tính cường độ kháng nén nở hông và cường độ kháng cắt của mẫu đất sét mềm.
Lời giải:
Để tính ứng suất lúc phá hoại, cần phải biết tiết diện của mẫu tại thời điểm phá hoại A s. Tại thời
điểm phá hoại As không bằng với tiết diện ban đầu A0, mà lớn hơn một chút. (Khi bị nén, mẫu đất
giảm chiều cao và đường kính tăng chừng nào mà hệ số P oisson còn lớn hơn không (công thức 8-
33).) Vì thế, trước tiên cần xác định tiết diện thực của mẫu lúc phá hoại. Vì mẫu được thí nghiệm
trong điều kiện cắt không thoát nước nên có thể giả thiết thể tích không đổi và mẫu biến dạng như
một trụ tròn. Vì vậy As tại biến dạng bất kỳ :
A0
As (11-8)
1
Bây giờ có thể tính diện tích của mẫu. Biến dạng lúc phá hoại là L/L = 11/80 = 0.1375, hoặc
0
13.8%. Vì vậy As = 1115 mm2. Ứng suất nén lúc phá hoại là 14.3/1115 = 12.8 kN/m2 (kPa). Nếu
chia cho tiết diện ban đầu của mẫu thì nhận được giá trị là 14.9 kN/m2, một sai số rất lớn.
Cường độ kháng cắt của đất trong thí nghiệm nén nở hông bằng một nửa cường độ nén,
hay là bằng 6.4 kPa.
------------------------------------
Cần lưu ý rằng ứng suất cắt thực trên mặt phẳng phá hoại lúc phá hoại nhỏ hơn một chút so
ff
với cường độ kháng cắt không thoát nước = c bởi vì xảy ra trên mặt phẳng nằm nghiêng
f ff
được xác định bởi ứng suất hiệu quả, như đã giải thích ở phần trước trong thí nghiệm UU. Các
điều kiệ n và độ lớn gần đúng của các sai số liên quan được trình bày trong hình 11.45a cho mẫu
lúc phá hoại trong hình 11.45b. Độ lớn của các sai số phụ thuộc vào ‟, được trình bày trong
phần tính toán ở ví dụ 11.13.
Ví dụ 11.13
Cho:
Các điều kiện ứng suất của thí nghiệm nén nở hông như trong hình 11.45a và 11.45b.
Yêu cầu:
Tìm sai số với giả thiết cường độ kháng cắt không thoát nước = c = ½ thay cho của
f f ff
sét cố kết thường có ‟ = 30 .
0
198
- Lời giải:
Từ công thức 10 -6,
Từ công thức 10 -10, = 450 + ‟/ . Nên = 600. Vì vậy
2
f f
Nhưng = c = 0.5 f.
f
Kết luận: Cường độ = c lớn hơn khoảng 15% so với tff khi ‟ = 30 . Lưu ý rằng sai số này nhỏ
0
f
hơn khi góc ‟ nhỏ hơn. Cũng cần lưu ý rằng
199
- --------------------------
Ví dụ 11.13 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 c ũng
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 t f = c và tff có thể bỏ qua trong thực tế xây
dựng. Ladd và nnk (1977) đã thảo luận về một số điểm trên.
200
- 11.10 Các tham số áp lực nƣớc lỗ rỗng
Rõ ràng có thể thấy rằng khi đất bão hòa nước chịu tải trọng, sẽ hình thành áp lực nước lỗ
rỗng. Trong trường hợp gia tải một hướng (Chương 8), áp lực nước lỗ rỗng xuất hiện ngay sau đó
sẽ có giá trị bằng với độ lớn của ứng suất thẳng đứng do tải trọng tác dụng. Trong điều kiện gia
tải ba hướng hoặc ba trục, áp lực nước lỗ rỗng cũng hình thành, nhưng độ lớn thực của nó sẽ p hụ
thuộc vào loại đất và lịch sử ứng suất hiện trường. Tất nhiên tốc độ gia tải cũng như loại đất sẽ
quyết định gia tải thoát nước hay không thoát nước.
Trong thực tiễn xây dựng thường là cần thiết nếu có thể phán đoán được độ lớn của áp lực
nước lỗ rỗng dư phát sinh bao nhiêu khi chịu tải không thoát nước với một dãy các thay đổi ứng
suất cho trước. Chú ý rằng các thay đổi ứng suất này là chỉ xét đến ứng suất tổng, và chúng cũng
có thể được coi như thủy tĩnh (như nhau theo mọi hướng) hoặc phi – thủy tĩnh (lực cắt). Do ta
quan tâm đến ứng xử của áp lực nước lỗ rỗng do các thay đổi này của ứng suất tổng, 1, 2,
, sẽ thuận tiện hơn nếu thể hiện những sự thay đổi này theo các hệ số hay các tham số áp
và 3
201
- lực lỗ rỗng, cách thể hiện này đã được GS. A. W. Skempton trường Đại học Imperial ở Anh giới
thiện lần đầu vào năm 1954.
Nói chung, có thể hình dung khối đất giống như một khung đất chịu nén với không khí và
nước trong các lỗ rỗng. Ví dụ như trong thí nghiệm ba trục, nếu tăng các ứng suất chính tác dụng
lên một phần tử đất, ta sẽ xác định được lượng giảm thể tích của phần tử và lượng tăng của áp lực
nước lỗ rỗng. Tham khảo lại Hình. 11.38, thể hiện các điều kiện ứng suất trong thí nghiệ m UU.
Quan sát các hiện tượng xảy ra khi đặt áp lực buồng c trong điều kiện không thoát nước. Nếu
đất bão hòa hoàn hoàn (100%) thì ta sẽ xác định được lượng thay đổi áp lực nước lỗ rỗng
u c trên Hình 11.38), có trị số bằng với lượng thay đổi của áp lực buồng
u( c( = c trong
Hình 11.38) mà ta vừa đặt vào. Nói cách khác, tỷ số bằng 1. Nếu mẫu đất có độ bão hò a
u/ c
bé hơn 100 %, tỷ số u phát sinh do sự tăng của áp lực buồng sẽ bé hơn 1. Có thể chứng
c
minh được (chi tiết xem Phụ lục B -3) rằng tỷ số này trong thí nghiệm ba trục thông thường là
u 1
(11 – 11)
nC
1
3
Csk
Trong đó:
= độ rỗng
n
= Hệ số nén của phần rỗ ng
C
= Hệ số nén của cốt đất.
Csk
Để thuận tiện, GS. Skemptom gọi tỷ số này là B. Tham số áp lực lỗ rỗng B thể hiện độ
tăng của áp lực lỗ rỗng khi gia tải không thoát nước là do độ tăng áp lực thủy tĩnh hay áp lực
buồng.
Nếu mẫu đất bão hòa nước hoàn toàn, thì C C w , và phần lớn các loại đất có
0 do hệ số nén của nước Cw l à rất nhỏ khi so sánh với hệ số nén của cốt đất. Do đó,
Cw / Csk
với các loại đất bão hòa nước, B = 1. Nếu đất khô, khi đó tỷ số C / Csk tiến đến vô cùng do hệ số
chịu nén của không khí lớn hơn nhiều so với của khung cốt đất; vì vậy với các loại đất khô B = 0.
Các loại đất bão hòa một phần có phạm vi B thay đổi từ 0 đến 1. Do đó nói chung cả C và Csk l à
phi tuyến với các loại đất, quan hệ gi ữa B và độ bão hòa S cũng là phi tuyến, như minh họa trên
Hình. 11.67. Quan hệ này phụ thuộc vào loại đất và mức ứng suất, và quan hệ chính xác giữa
chúng sẽ được xác định bằng thực nghiệm.
Phương trình 11- 11 rất cần thiết khi tiến hành thí nghiệm ba trục khi mẫu đất thí nghiệm
là bão hòa. Đo đặc trưng của áp lực lỗ rỗng khi áp lực buồng thay đổi nhỏ, và tính đươc B. Nếu B
xấp xỉ hoặc bằng 1 thì với các loại sét yếu mẫu mẫu thí nghiệm là bão hòa. Tuy nhiên nếu cốt đất
là tương đối cứng, thì giá trị của B có thể nhỏ hơn 1 và vẫn có S = 100 % (xem Bảng 11 – 8).
Điều kiện này có thể xảy ra vì khi giá trị Csk giảm nhỏ hơn ( cốt đất cứng hơn), tỷ số Cw/Csk sẽ
tăng lên; theo đó B giảm. Wissa (1969); Black và Lee (1973) đưa ra các phương pháp để tăng độ
bão hòa để từ đó tăng độ tin cậy của các số đo áp lực lỗ rỗng trong các thí nghiệm không thoát
nước.
202
- Bây giờ ta sẽ đặt một chênh lệch ứng suất hoặc một ứng suất cắt vào mẫu đất thí nghiệm
(xem lại Hình. 11.38 với thí nghiệm UU). Trong trường hợp này, áp lực lỗ rỗng u tạo ra trong
mẫu thí nghiệm do sự thay đổi độ chênh ứng suất 3 , hoặc ta có thể viết theo kết
1
quả của GS. Skempton đã tiến hành trong các điều kiện thí nghiệm nén ba trục ( )
2 3
Bảng 11 – 8 Giá trị B lý thuyết cho các loại đất khác nhau của đất bão hòa hoặc gần
nhƣ bão hòa hoàn toàn*
Loại đất S = 100 % S = 99 %
Sét yếu cố kết thông thườ ng 0.9998 0.986
Bụi và sét đầm chặt; sét hơi quá cố kết 0.9988 0.9300
Sét cứng quá cố k ết; cát có độ chặt lớ n 0.9877 0.51
nhất
Cát rất chặt; sét rất cứng ở áp suất nén 0.9130 0.100
không nở hông lớn.
* Theo Black và Lee (1973).
203
- 1
(11 – 12)
u B( )
1 3
3
204
- Nếu cốt đất là đàn hồi. Vì nói chung đất không phải là vật liệu đàn hồi, hệ số cho độ
chênh ứng suất chính không phải là 1/3. Do đó Skempton ký hiệu hệ số này là A. Bây giờ ta có
thể kết hợp các Pt. 11 – 11 và 11 – 12 để xét đến hai thành phần của áp lực lỗ rỗng: (1) theo sự
thay đổi của ứng suất bình quân hay trung bình và (2) là theo sự thay đổi của ứng suất cắt, hay
(11 – 13)
u B A( )
3 1 3
Phương trình 11 – 13 là phương trình Skempton thông dụng dùng để biểu diễn mối quan
hệ giữa áp lực lỗ rỗng phát sinh và các thay đổi của ứng suất tổng khi gia tải không thoát nước.
Nếu B = 1 và S = 100 %, thì người ta thường viết Pt. 11 – 13 dưới dạng
(11 – 14)
u A( )
3 1 3
Trong một số trường hợp, sẽ thuận tiện hơn nếu ta viết Pt. 11 – 14 theo
(11 – 15)
u B A( )
3 1 3
Trong đó A BA .
Phương trình 11 – 13 tới 11 – 15 được trình bày chi tiết trong B – 3. Trong đó ta thấy
rằng các phương trình đó là đúng với cả các điều kiện nén ba trục ( 3 ) và kéo ba trục
2
), mặc dù giá trị đặc trưng của A phụ thuộc vào đường ứng suất, như đã trình bày ở
( 2 1
trong mục 11.12.
Tương tự như t hông số B, thông số A cũng không phải là một hằng số; nó phải được xác
định theo từng loại đất và đường ứng suất. Thông số A phụ thuộc rất nhiều vào ứng suất, độ lớn
của 2 , hệ số quá cố kết, tính dị hướng, và đối với các đất sét t ự nhiên được thí nghiệm trong
phòng, vào sự xáo trộn của mẫu. Bảng 11 – 9 liên hệ loại đất sét với các giá trị khác nhau của
thông số A lúc phá hoại, Af trong thí nghiệm nén ba trục. Tất nhiên A có thể được tính toán với
các điều kiện ứng suất ứng với cấp tải trọng bất kỳ cho đến khi xảy ra phá hoại, cũng như tại thời
điểm phá hoại.
Các hệ số áp lực nước lỗ rỗng Skempton có ý nghĩa to lớn nhất trong thực tiễn xây dựng
do chúng cho phép ta dự đoán áp lực lỗ rỗng phát sinh nếu ta biết hoặc có thể dự đoán sự t hay đổi
của ứng suất tổng. Ngoài hiện trường, các phương trình Skempton cũng được sử dụng, như khi ta
muốn dự đoán áp lực lỗ rỗng hình thành trong suốt quá trình tăng tải không thoát nước, dự đoán
này có thể ứng dụng cho nền đường cao tốc được xây dựng trên nền sét rất yếu. Cụ thể
Bảng 11 – 9 Các giá trị Af ứng với các loại đất khác nhau
Loại đất sét Af
Sét có độ nhạy cao đến 1 1
3
4 2
Sét cố kết thông thườ ng đến + 1
1
2
Sét pha cát đầm chặt đến 3
1
4 4
205
- Sét hơi quá cố kết 0 đến 1
2
Sỏi lẫn sét đầm chặt đến
1 1
4 4
Sét rất quá cố kết đến 0
1
2
* Theo Skempton (1954).
, tốc độ thi công của khối đắp nhanh hơn nhiều so với mức độ tiêu tán của áp lực nước lỗ rỗng,
do vậy ta giả thiết rằng điều kiện khi thi công là không thoát nước. Sự tăng lên của áp lực lỗ rỗng
dư có thể gây ra mất ổn định nếu áp lực lỗ rỗng quá lớn. Do đó việc có thể dự đoán được độ lớn
của áp lực lỗ rỗng sẽ rất quan trọng, từ đó hình thành một số ý tưởng làm sao để khối đắp chỉ mới
gần đạt sự phá hoại. Trường hợp áp lực lỗ rỗng quá lớn, phương pháp phân chia quá trình thi
công làm nhiều bước có thể được dùng; và việc kiểm soát áp lực lỗ rỗng tại hiện trường nên được
tiến hành. Các tham số của Skempton cũng phải được sử dụng trong thiết kế và kiểm soát thi
công các loại đập đất đầm nén.
Ví dụ 11.14
Cho biết:
Thí nghiệm CU trong ví dụ 11.11.
Yêu cầu:
Xác định Af ?
Bài giải:
Dùng Pt. 11 – 13. Do đo được áp lực lỗ rỗng, mẫu thí nghiệm phải ở trong trạng thái bão
hòa nước. Vì vậy giả thiết B = 1. Ta có A ở thời điểm phá hoại là
u 3
Af
1 3
Trong thí nghiệm nén ba trục thông thường, 0 vì áp lực buồng được giữ không đổi
3
trong suốt quá trình thí nghiệm (xem H. 11.29). Từ Ví dụ 11.11, ( ) 100 kPa và
1f 1 3f
88 kPa. Do đó
uf
88
Af 0.88
100
Từ Bảng 11 – 9 có thể thấy rằng đất sét có thể là nhạy ở mức nào đó.
Như đã được chỉ ra bởi Law và Holtz (1978) và trong Phụ lục B – 3, ở đó trình bày góc
xoay của các ứng suất chính, sẽ tiện lợi hơn nếu ta định nghĩa thông số áp lực lỗ rỗng A theo
lượng tăng của ứng suất chính, thông số không phụ thuộc vào điều kiện ứng suất ban đầu. Nếu
điều này được thực hiện, phương trình tính A với mỗi một đường ứng suất ba trục thông thường (
đã trình bày trong mục. 11.12) là
206
nguon tai.lieu . vn
