BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

LƯƠNG NGUYỄN HOÀNG PHƯƠNG

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NƯỚC
ĐẾN ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC
CỦA ĐẤT KHƠNG BÃO HỒ
ÁP DỤNG CHO NỀN ĐƯỜNG ĐẮP
TẠI KHU VỰC DUYÊN HẢI MIỀN TRUNG
Ngành: Kỹ thuật Xây dựng Cơng trình đặc biệt
Mã số: 95.80.206

TĨM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SỸ

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:
1. PGS.TS. Trần Đình Nghiên
2. TS. Tống Anh Tuấn

HÀ NỘI – 2023


Cơng trình được hồn thành tại:
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THƠNG VẬN TẢI

Người hướng dẫn khoa học:
1. PGS.TS. Trần Đình Nghiên
2. TS. Tống Anh Tuấn

Phản biện 1:
Phản biện 2:

Phản biện 3

Luận án được bảo vệ tại Hội đồng chấm Luận án tiến sĩ
họp tại Trường Đại học Giao thông vận tải
vào hồi ngày tháng năm 2023

Có thể tìm hiểu Luận án tại:

- Thư viện Quốc gia
- Trung tâm Thông tin – Thư viện, trường Đại học Giao thông Vận tải


1

MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Miền Trung - Việt Nam là nơi có điều kiện địa hình và khí hậu khác
biệt so với các khu vực khác trên cả nước. Theo thống kê của các tổ chức
khí hậu trong nước và thế giới, lượng mưa trung bình năm ở Miền Trung
lớn nhất cả nước (>2800mm), dẫn đến các tuyến đường ven sông, đặc biệt
là các tuyến cao tốc qua những địa hình đắp cao đã và đang được xây dựng
sẽ có nguy cơ bị ngập cục bộ gây sụt trượt mất ổn định nhiều đoạn.
Hiện nay chưa có những đánh giá đúng mức về vấn đề này, cần có
những thực nghiệm tìm ra đặc trưng cơ học của khu vực nghiên cứu và
đánh giá ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng này, trên cơ sở kết hợp mơ
hình số FEM để phân tích ổn định tổng thể và mơ hình số DEM–PFV trong
việc phân tích tương tác cơ học trong cấu trúc hạt ở tỉ lệ vi mô.
Xuất phát từ những yêu cầu thực tế về việc mở rộng hệ thống giao thơng
tồn quốc và ở khu vực duyên hải Miền Trung, xuất phát từ ảnh hưởng của
BĐKH, những cấp thiết trong bài tốn an tồn của nền đường đắp, đề tài

‘Nghiên cứu ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của đất khơng bão
hịa áp dụng cho nền đường đắp tại khu vực duyên hải miền Trung’ được
lựa chọn để nghiên cứu nhằm giải quyết một phần bài toán ổn định nền
đường đắp trong những tồn tại hiện nay.
2. Mục tiêu nghiên cứu
Nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm nhằm xác định bộ thông số (các
đặc trưng cơ học) của đất khơng bão hịa thuộc khu vực duyên hải miền
Trung làm cơ sở phân tích ổn định tổng thể và cục bộ của nền đường đắp
khu vực nghiên cứu.
3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu
3.1. Đối tượng nghiên cứu
Đối tượng nghiên cứu là đất khơng bão hịa
3.2. Phạm vi nghiên cứu
Nền đường đắp khu vực duyên hải miền Trung.
4. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn
4.1. Ý nghĩa khoa học
- Kết quả nghiên cứu của luận án góp phần làm rõ bản chất và các
ứng xử cơ học của đất khơng bão hịa.


2

- Xác định bộ thông số của đất tại khu vực duyên hải miền Trung
gồm đường cong đặc trưng đất – nước; các quan hệ giữa hệ số thấm và
cường độ chống cắt với lực hút dính làm cơ sở phân tích đánh giá ảnh
hưởng của nước đến sự thay đổi các đặc trưng này.
- Kết hợp mơ hình số FEM để phân tích ổn định tổng thể và mơ hình
số DEMPFV để mơ phỏng cục bộ các vị trí bên trong nền đường đắp
nhằm giải quyết vấn đề tồn tại trong nghiên cứu ổn định nền đường.
4.2. Ý nghĩa thực tiễn

Nghiên cứu ảnh hưởng các thông số (Các đặc trưng cơ học) của đất
khơng bão hịa đến sự ổn định nền đường đắp cho phép lựa chọn mặt cắt,
kích thước hợp lý về kỹ thuật và kinh tế trong tính tốn và thiết kế cơng
trình giao thơng tại khu vực duyên hải miền Trung.
5. Bố cục luận án
Mở đầu
Chương 1: Tổng quan về ảnh hưởng của nước đến các đặc trưng cơ
học của cơng trình nền đường đắp trong điều kiện khơng bão hồ.
Chương 2: Cơ sở lý thuyết nghiên cứu về các đặc trưng cơ học của
đất không bão hòa.
Chương 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trưng cơ học
của đất khơng bão hịa.
Chương 4: Phân tích ảnh hưởng của các đặc trưng cơ học đất khơng
bão hồ đến ổn định khối đắp nền đường .
Kết luận – Kiến nghị
Tài liệu tham khảo và danh mục công bố của tác giả
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG
CỦA NƯỚC ĐẾN CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA NỀN
ĐƯỜNG ĐẮP TRONG ĐIỀU KIỆN KHƠNG BÃO HỊA
1.1. Tổng quan về mơi trường đất bão hịa và khơng bão hòa
Đất bão hòa là trạng thái đất khi các lỗ rỗng bị lấp đầy nước, đất khơng
bão hịa là khi mà nước chỉ lấp đầy một phần các lỗ rỗng cho nên sẽ có
thêm sự tham gia của khí. Đất chuyển trạng thái từ bão hịa sang trạng
thái khơng bão hịa khi xảy ra q trình bốc hơi, ngược lại đất chuyển từ
trạng thái khơng bão hồ sang trạng thái bão hoà trong điều kiện chịu tác
động của mưa hoặc mực nước ngầm dâng cao.


3


Nước được bổ sung vào đất do mưa hoặc mất đi từ đất do bốc hơi làm
thay đổi độ ẩm của đất. Nước mưa thấm vào đất làm thay đổi thể tích pha
nước trong đất, làm thay đổi dịng thấm do trọng lực và thấm do chênh
lệch gradient thuỷ lực, áp suất nước lỗ rỗng sẽ tăng theo chiều dương, từ
đó làm giảm cường độ chống cắt của đất và kết quả dẫn đến nguy cơ mất
ổn định mái dốc nền đường.
1.2. Tổng quan vấn đề về đặc trưng cơ học của đất khơng bão hịa
Đất khơng bão hịa khác biệt cơ bản về các đặc trưng cơ học so với
đất bão hịa. Lực hút dính, đường cong đặc trưng đất – nước, hệ số thấm
và cường độ chống cắt là các đặc trưng cơ bản của đất không bão hòa.
1.3. Ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của nền đường
đắp ở Việt Nam và ở khu vực duyên hải miền Trung
Với điều kiện biến đổi bất thường của khí hậu, với đặc trưng khác biệt
về địa hình của Miền Trung, thời gian mưa kéo dài, nước mưa càng được
thấm sâu vào đất làm mở rộng vùng bão hòa và giảm cường độ chống cắt
của đất làm giảm hệ số ổn định của mái dốc nền đường dẫn đến nguy cơ
mất ổn định.
1.4. Tổng quan tình hình nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất
khơng bão hịa trên thế giới và ở Việt Nam
1.4.1. Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất khơng bão hịa trên
thế giới
Các phương trình biểu diễn thay đổi thể tích, cường độ chống cắt và
thấm của đất khơng bão hồ ngày càng được quan tâm nghiên cứu. Các
nghiên cứu thực nghiệm về đất khơng bão hịa nhằm xây dựng quan hệ
giữa độ ẩm với lực hút dính đối với các lớp đất khơng bão hịa ở bề mặt
(Thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích).
Đã có những nghiên cứu phân tích ảnh hưởng của thấm đối với ổn
định tổng thể của mái dốc, tác động của thấm do ảnh hưởng của độ rỗng,
ảnh hưởng đến lún và độ bền chống cắt tổng thể nền đất đắp. Tuy nhiên
sự thay đổi các đặc trưng cơ học của đất không bão hồ ở những vị trí

cục bộ do xói ngầm gây ra và nguyên nhân gây mất ổn tổng thể từ những
vị trí cục bộ này phần lớn vẫn chưa được giải quyết.
1.4.2. Nghiên cứu các đặc trưng cơ học của đất khơng bão hịa ở


4

Việt Nam
Nghiên cứu về cơ học đất khơng bão hồ được công bố như (PQ Hưng
(2012) [12], NTN Hương (2013) [9], PH Dũng (2020) [11]). Các lý
thuyết về thấm, ổn định mái dốc, quan hệ ứng suất – biến dạng đã được
ứng dụng vào phân tích ổn định cơng trình nền đường/mái dốc.
1.5. Vấn đề tồn tại của các nghiên cứu trên thế giới và Việt Nam
Vẫn chưa có những đánh giá đúng mức ở vị trí cục bộ hay kết hợp
nhiều mơ hình nhằm mơ tả được bản chất cơ học xảy ra trong q trình
mơi trường đất khơng bão hịa. Đề tài tiến hành phân tích những khó khăn
của nghiên cứu đất khơng bão hịa, trên cơ sở kết hợp giữa thực nghiệm
và phân tích hai mơ hình số là DEM-PFV để mô tả bản chất cơ học tại
các vị trí cục bộ và phân tích ổn định tổng thể của cả nền đường đắp bằng
phương pháp số FEM.
CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT NGHIÊN CỨU VỀ CÁC
ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHƠNG BÃO HỊA
2.1. Cơ sở lý thuyết xác định các đặc trưng cơ học của đất khơng
bão hịa
2.1.1. Các biến trạng thái ứng suất của đất và đường cong đặc trưng
đất nước
Đường cong biểu diễn sự phụ thuộc của sức hút dính vào độ ẩm gọi
là đường cong đặc trưng đất – nước. Khi sức hút dính thay đổi sẽ ảnh
hưởng đến sự thay đổi của dịng thấm trong mơi trường rỗng. Hình dạng
của các đường cong đặc trưng đất – nước, các tham số của đất được kiểm

sốt bởi sự phân bố kích thước hạt và loại đất. Giá trị khơng khí đi vào
tăng lên khi các hạt đất mịn hơn, tăng theo độ dẻo của đất. Độ dốc của
vùng chuyển tiếp dốc hơn đối với vật liệu thơ do đó lực hút dính còn lại
thấp hơn so với đất hạt mịn.
2.1.2. Cường độ chống cắt của đất khơng bão hịa
Fredlund (1978) kiến nghị phương trình cường độ chống cắt.
(2.10)
 f  c   f  ua  tan     ua  uw  tan  b
Trong quá trình thi công, các lớp đất được đắp trước sẽ cố kết dẫn đến
khơng bão hịa, áp suất khí lỗ rỗng dư và áp suất nước lỗ rỗng dư tiêu tan
hết. Như vậy, có thể dùng sơ đồ cắt cố kết thốt nước + khí (CD) để mơ
phỏng điều kiện làm việc của nền đường.


5

2.1.3. Dịng thấm khơng ổn định trong đất khơng bão hồ
2.1.3.1. Định luật thấm Darcy cho đất khơng bão hồ
Tổng tổn thất xác định theo phương trình Bernoulli:
ht 

p
v2

h
 w .g 2 g e

(2.12)

dh

dl

(2.15)

Định luật Darcy:
Q   K . A.

2.1.3.2. Cơ sở lý thuyết dịng thấm khơng bão hồ - mơ hình SEEP/W
Chuyển động của dịng thấm (2D) khơng ổn định trong đất khơng bão
hịa và đẳng hướng được mơ tả theo phương trình (2.16)
  H
 kx
x  x

   H
   ky
 y  y


H
  q  mw  w g
t


(2.16)

2.2. Mơ hình số mơ phỏng đất khơng bão hịa-phương pháp phần
tử hữu hạn
Phương trình tổng quát của phương pháp phần tử hữu hạn như sau:
m


m

(2.18)
K
d 
R
 K d  F
   e  
i
i1



   e 
i
i1

    

Phương pháp FEM chưa cho phép hiểu rõ bản chất ứng xử cơ học của
đất khơng bão hịa ở tỷ lệ vi mơ/cục bộ. Vì vậy, địi hỏi nghiên cứu tìm
phương pháp mới nghiên cứu ứng xử cơ học của đất khơng bão hịa ở tỷ
lệ cục bộ là điều cần thiết.
2.3. Mơ hình số mơ phỏng đất khơng bão hịa - phương pháp phần
tử rời rạc kết hợp với thể tích lỗ rỗng hữu hạn (DEM – PFV)
Mơ hình thuật tốn của DEMPFV được giới thiệu trong hình 2.1.
2.4. Ổn định mái dốc
Hệ số ổn định mái dốc của đất khơng bão hịa xác định theo Bishop.
  

c '  n  ua  tan  '  ua  uw   w r  tan  '
 s  r 
Fs 
 s gzs sin  cos

(2.52)

2.5. Kết luận chương 2
Chương 2 đã trình bày cơ sở lý thuyết để xác định các đặc trưng cơ
học của đất khơng bão hịa là SWCC, hệ số thấm, cường độ chống cắt.
Cường độ chống cắt của đất không bão hoà trong nội dung luận án


6

được xác định từ thí nghiệm cắt cố kết thốt nước (CD). Khi phân tích ổn
định mái dốc áp dụng phương pháp lực dính tồn phần để xem xét ảnh
hưởng của các thơng số đất khơng bão hồ đến hệ số an tồn (FOS)
Nghiên cứu cơ sở lý thuyết mơ hình số kết hợp DEM – PFV ứng dụng
vào nghiên cứu biến dạng lún cố kết và thấm cục bộ chịu tác dụng của
mưa trong cấu trúc nền đường đắp sẽ được thực hiện ở chương 4.

Hình 2. 1. Sơ đồ thuật tốn của mơ hình DEM – PFV
CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH
CÁC ĐẶC TRƯNG CƠ HỌC CỦA ĐẤT KHƠNG BÃO HỊA
3.1. Tính chất cơ bản của đất dùng trong thí nghiệm
Bảng 3. 1. Tính chất cơ lý của các mẫu vật liệu đầm nén tại 2 mỏ đất
Các chỉ tiêu
Ký hiệu Đơn vị Dương Cấm Cồn Lê
Tỷ trọng

GS
2,702
2,721
Giới hạn chảy
WL
%
38,4
41,65
Giới hạn dẻo
WP
%
22,8
25,68
Chỉ số dẻo
IP
%
15,6
15,97
Dung trọng khô lớn nhất dmax
g/cm3
1,921
1,88
Độ ẩm tốt nhất
Wopt
%
12,9
13,37
3.2. Thí nghiệm xác định đường cong đặc trưng đất-nước



7

3.2.1. Kết quả thí nghiệm đường cong đặc trưng đất-nước
3.2.1.1. Xác định hệ số thấm của đất từ đường cong SWCC
Hệ số thấm xác định theo phương trình của Leong và Rahardjo.
3.2.1.2. So sánh kết quả đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và sức
hút dính của khu vực nghiên cứu với các tác giả khác
3.3. Xác định cường độ chống cắt () của đất khơng bão hịa bằng
thí nghiệm cắt trực tiếp
3.3.1. Chương trình thí nghiệm
Bảng 3. 2. Chương trình các thí nghiệm cắt trực tiếp
Ứng suất pháp
Lực hút dính, (kPa)
thực,(kPa)
20
50
100
200
DST100-20 DST100-50 DST100-100 DST100-200
100
DST200-20 DST200-50 DST200-100 DST200-200
200
DST300-20 DST300-50 DST300-100 DST300-200
300
3.3.2. Kết quả thí nghiệm mặt bao phá hoại
3.3.2.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm

Hình 3. 1. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng
Đất thí nghiệm có góc ma sát trong ϕ’= 14° và lực dính kết đơn vị
c’= 13,57 kPa. Khi lực hút dính tăng, góc ma sát gần như tăng ít nhưng

 của mẫu tăng lên đáng kể, góc ϕb giảm, ϕb = ϕ’ khi lực hút dính nhỏ
hơn giá trị khí vào tới hạn.


8

Hình 3. 2. Quan hệ giữa cường
độ chống cắt và ứng suất pháp
thực, cắt trực tiếp

Hình 3. 3. Quan hệ giữa cường
độ chống cắt và lực hút dính tại
ứng suất pháp thực bằng 0 kPa.
3.3.2.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê
Với lực hút dính bằng 0 kPa,  nhỏ nhất là 14,83 kPa tại ứng suất pháp
thực 0 kPa, lớn nhất là 53,73 kPa tại 200 kPa. Với lực hút dính bằng 300
kPa, nhỏ nhất đạt 153,6 kPa tại ứng suất pháp thực 0 kPa, giá trị lớn
nhất đạt 210,9 kPa tại 300 kPa.
Kết quả thí nghiệm đất
Cồn Lê có ϕ’= 13,91°
và c’= 14,83 kPa. Lực
hút dính tăng, góc ma
sát thay đổi rất ít và
gần bằng ϕ’= 13,91°, 
của mẫu tăng lên, góc
ϕb giảm.
Hình 3. 4. Mặt bao phá hoại MohrCoulomb mở rộng lập

Hình 3. 5. Quan hệ giữa cường độ
chống cắt và ứng suất pháp thực cắt trực tiếp


Hình 3. 6. Quan hệ cường độ
chống cắt và lực hút dính tại
ứng suất pháp thực bằng 0
kPa.


9

Đường bao cường độ chống cắt ứng với lực hút dính có tính phi tuyến.
Góc của đường bao cường độ chống cắt ϕb= 14,83° khi lực hút dính 0 kPa
và giảm tới giá trị 4,760 lực hút dính 200 kPa.
3.4. Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hịa bằng thí
nghiệm nén ba trục (CD)
3.4.1. Thiết bị ba trục cải tiến thí nghiệm cho đất khơng bão hịa
3.4.2. Chương trình thí nghiệm
Bảng 3. 3. Chương trình nén ba trục cố kết thốt nước+khí
Lực hút dính, (kPa)
Áp suất buồng thực, (kPa)
0
100
200
CD50-0
CD50-100
CD50-200
50
CD100-0
CD100-100 CD100-200
100
CD200-0

CD200-100 CD200-200
200
3.4.3. Kết quả thí nghiệm nén ba trục cố kết thốt nước (CD)
3.4.3.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Dương Cấm
a. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm
b. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng
Trong hình 3.7a cho thấy khi lực hút dính của mẫu bằng 0 kPa, mẫu
có lực dính c’ = 14,4 kPa và góc ma sát trong ϕ’ = 13,930.

(a)

(b)

Hình 3. 7. Đường bao phá hoại
Mohr – Coulomb mở rộng tại lực
(c)
hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100
kPa, (c) 200 kPa
Khi mẫu khơng bão hịa với lực hút dính là 100 kPa, lực dính trong
mẫu là lực dính tồn phần, c’ = 41,17 kPa. Góc ma sát trong của mẫu
vẫn bằng 13,930. Lực hút dính tăng lên 200 kPa lực dính tồn phần
cũng tăng theo, c’ = 66,88 kPa. Mặt bao phá hoại Mohr – Coulomb mở
rộng ta thấy khi lực hút dính tăng, góc ϕb sẽ giảm từ giá trị ϕb = ϕ’ tại lực
hút dính 0 kPa đến giá trị ϕb = 6,120 ứng với giá trị bằng 200 kPa


10

Khoảng chặn lực
dính hiệu quả c’ =

14,4 kPa khi lực hút
dính tiến tới 0. Các
đường cùng lực hút
dính có cùng góc dốc
ϕ’ = 13,93º.
Hình 3. 8. Mặt bao phá hoại Morh – Coulomb
mở rộng

Hình 3. 9. Hình chiếu ngang
Hình 3. 10. Hình chiếu ngang
của mặt bao phá hoại trên
của mặt bao phá hoại trên mặt
mặt phẳng τ ~ (σ - ua)
phẳng τ ~ (ua – uw)
Quy luật tăng có tính phi tuyến. Tại cùng lực hút dính, áp suất hơng
thực càng lớn thì  càng tăng
3.4.3.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Cồn Lê
a. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm
b. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng
Lực dính hiệu quả mẫu đất bão hịa là c’ = 15,2 kPa và góc ma sát
trong hiệu quả ϕ’ = 13,810.

(a)

(b)

Hình 3. 11. Đường bao phá hoại
Mohr – Coulomb mở rộng tại lực
(c)
hút dính bằng: (a) 0 kPa, (b) 100

kPa, (c) 200 kPa


11

Đường bao phá hoại Mohr-Coulomb cho mẫu đất đầm nén Cồn Lê
ứng với lực hút dính 100 kPa hình 3.11b, lực dính trong mẫu là c = 40,24
kPa. Góc ma sát trong của mẫu vẫn bằng 13,810. Tại cấp lực hút dính
bằng 200 kPa, lực dính tồn phần trong mẫu c = 67,17 kPa. Xu hướng
giảm ϕb khi lực hút dính tăng nhưng ϕ’ hầu như khơng đổi, ϕb = ϕ’
khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào tới hạn trong hình 3.12.

Hình 3. 12. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng
Khoảng chặn lực dính trở thành lực dính hiệu quả c’ = 15,2 kPa khi
lực hút dính tiến tới không. Tất cả các đường cùng lực hút dính có cùng
góc dốc ϕ’ = 13,81º.

Hình 3. 13. Hình chiếu ngang của Hình 3. 14. Hình chiếu ngang
mặt bao phá hoại τ ~ (σ - ua)
mặt bao phá hoại τ ~ (ua – uw)
Giao tuyến biểu thị lượng tăng cường độ chống cắt khi lực hút dính
tăng có tính phi tuyến. Cùng lực hút dính, áp suất hơng thực càng lớn thì
cường độ chống cắt càng tăng.


12

3.5. Phân tích các kết quả thí nghiệm
3.5.1. So sánh các kết quả thí nghiệm


Hình 3. 15. Đường quan hệ ứng
Hình 3. 16. Đường quan hệ ứng
suất cắt và lực hút dính mẫu
suất cắt và lực hút dính mẫu
Dương Cấm từ TN nén ba trục và Cồn Lê từ TN nén ba trục và cắt
cắt trực tiếp
trực tiếp
Chênh lệch cường độ chống cắt trung bình theo hai phương pháp là
2,8% đối với mỏ Dương Cấm và 3,6% đối với mỏ Cồn Lê.
Bảng 3. 4. So sánh các thông số cường độ chống cắt hiệu quả
Thông số τ hiệu quả
ϕ' (độ)
c' (kPa)
Lực hút dính
b
(kPa) - ϕ (độ)

0
20
50
100
200

Mỏ Dương Cấm
Cắt trực tiếp
Ba trục
140
13,930
13,57
14,4

14,23
14,21
14,11
13,87
7,63
6,85
6,21
6,12

Mỏ Cồn Lê
Cắt trực tiếp
Ba trục
13,910
13,810
14,83
15,2
14,13
14,12
13,88
12,49
6,11
5,45
4,76
4,83

Từ bảng 3.4 ta thấy kết quả cắt trực tiếp khá tương thích với thí nghiệm
nén ba trục, vì vậy trong điều kiện khó khăn về thí nghiệm ba trục ta có
thể sử dụng cắt cực tiếp cho kết quả nhanh chóng với độ chính xác cao.
3.5.2. So sánh giữa kết quả thí nghiệm với kết quả tính từ cơng thức
thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli, 1996


Hình 3. 17 Đường quan hệ τ và
(ua – uw) mẫu Dương Cấm từ
TN cắt trực tiếp và FredlundVanapalli.

Hình 3. 18. Đường quan hệ τ và
(ua – uw) mẫu Cồn Lê từ TN cắt
trực tiếp và Fredlund-Vanapalli.


13

Các đường quan hệ giữa cường độ chống cắt τ và lực hút dính (ua –
uw) của mẫu đất đầm nén khu vực mỏ đất Dương Cấm và Cồn Lê xác
định từ thí nghiệm cắt trực tiếp cho giá trị tiệm cận với công thức thực
nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996). Chênh lệch
trung bình cường độ chống cắt trong so sánh lần lượt là 3,56% đối với
mỏ Dương Cấm và 4,4% đối với mẫu Cồn Lê.

Hình 3. 19. Đường quan hệ τ và Hình 3. 20. Đường quan hệ τ và
(ua – uw) mẫu Dương Cấm từ TN (ua – uw) mẫu Cồn Lê từ TN nén
nén ba trục và Fredlund-Vanapalli. ba trục và Fredlund-Vanapalli.
Hình 3.19 và 3.20 biểu diễn kết quả cường độ chống cắt xác định được
từ thí nghiệm nén ba trục cố kết thốt nước có giá trị tiệm cận với cơng
thức thực nghiệm được đề xuất bởi Fredlund và Vanapalli (1996) của
mẫu đất đầm nén mỏ đất Dương Cấm và Cồn Lê. Chênh lệch trung bình
cường độ chống cắt trong so sánh lần lượt là 2,5% và 3,8%.
3.6. Kết luận chương 3
Từ kết quả thí nghiệm cho thấy q trình thay đổi của lượng nước với
sức hút dính hay lực mao dẫn là phi tuyến. Mặc dù về trị số có khác giữa

các mẫu song xu thế là một đường cong phù hợp với kết quả thí nghiệm
của các tác giả thực hiện trong nước và thế giới.
Kết quả cắt trực tiếp với cắt cố kết thoát nước bằng thiết bị ba trục cho
giá trị tương đối gần nhau, trong điều kiện khó khăn có thể dùng thiết bị
cắt trực tiếp để thí nghiệm các thông số chống cắt.
Từ đường cong SWCC thực nghiệm cho thấy ảnh hưởng của nước đến
ửng xử của đất khơng bão hồ thơng qua tính nén lún, cường độ chống
cắt, quan hệ giữa hệ số thấm và lực hút dính.


14

CHƯƠNG 4. PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA CÁC ĐẶC
TRƯNG CƠ HỌC ĐẤT KHƠNG BÃO HỒ ĐẾN ỔN ĐỊNH
KHỐI ĐẮP NỀN ĐƯỜNG
4.1. Nghiên cứu ổn định tổng thể của nền đường đắp bằng mơ
hình phần tử hữu hạn
4.1.1. Giới thiệu chung về cơng trình
Điểm đầu tuyến tại thơn Túy Loan, huyện Hòa Vang, thành phố Đà
Nẵng và điểm cuối là nút giao thông đường vành đai quy hoạch thành
phố Quảng Ngãi thuộc xã Nghĩa Kỳ, huyện Tư Nghĩa, tỉnh Quảng Ngãi.
4.1.2. Mơ hình phân tích sự ổn định nền đường cao đoạn cao tốc
Đà Nẵng – Quảng Ngãi.
4.1.2.1. Đặc trưng của đất và kích thước hình học mơ hình
Bảng 4. 1. Đặc trưng đất Dương Cấm và các lớp địa chất tự nhiên
Các chỉ tiêu
Lớp đắp Lớp1 Lớp2 Lớp 3 Lớp4
Dung trọng khơ [kN/m3]
18,25
20

22
23
24
Lực dính đơn vị [kPa]
14,4
8
10
10
10
Góc ma sát trong [độ]
13,93
22
24
25
25
Góc ma sát trong biểu kiến
6,12
10
5
10
5
[độ]
Hệ số thấm bão hịa [m/hr]
0,075
0,04 0,03 0,025 0,02
Hàm lượng nước bão hòa
0,45
0,35 0,35 0,30 0,25
[m3/m3]
Hàm lượng nước dư [m3/m3]

0,05
0,04 0,05 0,05 0,05
Đường cong SWCC xây dựng cho lớp sét pha cát (lớp đất đắp nền)
trên hình 4.1a, hàm thấm của lớp này được chỉ ra trên hình 4.1b.

Hình 4. 1. Đường cong đặc trưng đất – nước (a), và khả năng thấm
(b) của lớp đất đắp nền mỏ Dương Cấm (Lớp sét pha cát)


15

Bảng 4. 2. Các kịch bản nghiên cứu ổn định nền đường
Kịch bản
Cường độ
Các điều kiện
tính tốn mưa (mm/h)
1
KB1
Phân phối đều; mưa 24h
0,12
Phân phối đều và pp chuẩn; mưa
2
KB2
0,12
72h
Phân phối đều và pp chuẩn; xét đến
3
KB3
0,144
BĐKH; mưa 72h

4.1.2.2. Kết quả mơ phỏng số kết hợp các mơ hình SEEP/W và
SLOPE/W cho kịch bản 1
a. Sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng
Ở thời điểm 0h áp suất nước lỗ rỗng là thuỷ tĩnh ở tất cả các vị trí mặt
cắt. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng theo chiều sâu phân chia thành hai
vùng: vùng có giá trị (+) thay đổi từ 0 đến 185,055 kPa (tim đường), từ 0
đến 165,24 kPa (vai đường trái), từ 0 đến 185,05 kPa (vai đường phải),
từ 0 đến 155,55 kPa (chân taluy trái). Khi chưa có mưa áp suất nước lỗ
rỗng trong đất có giá trị bằng 0 tại các điểm thuộc đường bão hồ và có
các độ cao được tính từ đáy lớp nền thứ 4: 19,01m (tim đường), 16,98m
(vai đường trái), 19,04m (vai đường phải), 15,55m (chân taluy trái).
TT

Hình 4. 2. Phân bố áp suất nước lỗ rỗng trong kết cấu nền đường
đắp:(a) tim đường, (b) vai đường trái, (c) Vai đường phải, (d) Chân
taluy đường trái – kịch bản 1


16

b. Sự thay đổi của cột nước gây bởi dòng thấm trong đất
Khi có sự bổ sung nước mưa, tăng cường hàm lượng nước trong đất
làm dâng mực nước ngầm đáng kể theo thời gian. Kết cấu nền đường đắp
được liên tục bổ sung nước tạo nên dịng thấm khơng ổn định (hình 4.3)

Hình 4. 3. Phân bố cột nước
Hình 4. 4. Thay đổi của hệ số
trong kết cấu nền đường đắp, KB 1
ổn định theo thời gian, KB 1
c. Sự thay đổi hệ số ổn định của nền đường đắp chịu tác động kết

hợp của dòng thấm và bổ sung nước do mưa
Hệ số ổn định (k) giảm từ 1,86 đến 1,67 (giảm 10,75%) so với khi
chưa có mưa (hình 4.4). Hệ số k giảm nhanh sau 2h đầu từ khi có mưa
(từ 1,86 đến 1,805 – giảm 2,96%). Từ giờ thứ 4 đến hết 24h, k giảm dần
từ 1,77 đến 1,66, giá trị trung là 0,83% trong 22h, kết quả cho thấy hệ số
ổn định tổng thể của nền đường đắp giảm dần theo thời gian mưa (nhanh
trong 2h đầu và giảm dần theo thời gian cho đến 24h).
d. Sự thay đổi hệ số thấm của đất và sức hút dính
Kết quả phân tích hệ số thấm (kw) của đất trên hình 4.5 cho thấy khi
sức hút dính tăng, kw giảm. Với các vật liệu nền đường khác nhau, sự
giảm của kw theo sức hút dính cũng khác nhau cụ thể: (i) đối với vật liệu
đắp nền đường, kw từ 0,04 mm/h đến 0,004mm/h ứng với sức hút dính
tăng từ 0,05 kPa đến 8 kPa; (ii) đối với vật liệu nền đường, kw từ 0,0027
mm/h đến 0,0006 mm/h ứng với sức hút dính tăng từ 0,04 kPa đến 40
kPa. Với cùng một cấp sức hút dính, kw phụ thuộc vào loại vật liệu nền
đường. Sức hút dính là tham số ảnh hưởng trực tiếp đến ứng suất cắt.


17

Hình 4. 5. Thay đổi hệ số thấm phụ thuộc sức hút dính – kịch bản 1
4.1.2.3. Kết quả mơ phỏng số kết hợp các mơ hình SEEP/W và
SLOPE/W KB2

Hình 4. 6. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian – kịch
bản 2: (a) phân phối mưa đều, (b) phân phối mưa chuẩn
Đối với mơ hình phân phối mưa đều (hình 4.6a) hệ số ổn định giảm
từ k =1,758 cho đến k = 1,127 tương đương giá trị tương đối là 35,88%
so với khi chưa có mưa, cụ thể như sau: (i) Hệ số ổn định giảm nhanh sau
20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,758 đến 1,315) giá trị tương đối là 25,87%,

(ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h, hệ số ổn định biến thiên giảm
dần từ 1,311 đến 1,127, giá trị trung là 14% trong 48h, (iii) Thời điểm
mái dốc mất ổn định, hệ số ổn định nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ thứ
22 (Hệ số ổn định là 1,299) cho đến giờ thứ 72.
Đối với mô hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.6b) hệ số ổn định giảm
từ k =1,8 cho đến k = 1,138 (giảm 36,78%) so với khi chưa có mưa, cụ
thể như sau: (i) k giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,800 đến
1,347, giảm 25,12%), (ii) Từ giờ thứ 21 đến hết 72h, k giảm dần từ 1,311


18

đến 1,127, ( trung bình giảm12,81%) trong 48h, (iii) Thời điểm mái dốc
mất ổn định, k nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ thứ 26 (k là 1,297) cho
đến giờ thứ 72.
Như vậy, các kết quả cho thấy hệ số ổn định tổng thể của nền đường
đắp giảm dần theo thời gian mưa. Xu hướng giảm của hệ số ổn định tổng
thể nhanh trong 20h đầu và xu hướng này giảm dần theo thời gian cho
đến 72h. Hệ số ổn định tổng thể của mơ hình phân phối mưa chuẩn có xu
hướng giảm muộn theo thời gian và phù hợp thực tế hơn so với mơ hình
phân phối mưa đều.
4.1.2.4. Kết quả mô phỏng số cho kịch bản 3 – mơ hình phân phối mưa
đều và mơ hình phân phối mưa chuẩn với cường độ mưa 0,144m/h trong 72h

Hình 4. 7. Thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian – kịch
bản 3:(a) phân phối mưa đều,(b) phân phối mưa chuẩn
Đối với mơ hình phân phối mưa đều (hình 4.7a), hệ số ổn định giảm
từ k =1,749 cho đến k = 1,127 (giảm 35,57%) so với khi chưa có mưa.
Mức độ giảm của hệ số ổn định cụ thể như sau: (i) Hệ số ổn định giảm
nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ 1,758 đến 1,315) tương đương

giá trị tương đối là 24,93%, (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ 21 đến hết 72h,
hệ số ổn định biến thiên giảm dần từ 1,305 đến 1,127, giá trị trung là
113,63% trong 48h, (iii) Thời điểm mái dốc mất ổn định, hệ số ổn định
nhỏ hơn 1,3 tại thời điểm từ giờ thứ 22 (Hệ số ổn định là 1,298) cho đến
giờ thứ 72.
Đối với mơ hình phân phối mưa chuẩn (hình 4.7b), hệ số ổn định giảm
từ k =1,799 cho đến k = 1,134 (giảm 36,96%). Mức độ giảm của hệ số
ổn định cụ thể như sau: (i) Giảm nhanh sau 20h đầu kể từ khi có mưa (từ
1,799 đến 1,340 tương đương giảm 25,54%), (ii) Kể từ thời điểm giờ thứ
21 đến hết 72h, giảm dần từ 1,331 đến 1,134, giá trị trung bình là 14,79%
trong 48h, (iii) Thời điểm mái dốc mất ổn định, k nhỏ hơn 1,3 từ giờ thứ


19

25 (Hệ số ổn định là 1,299) cho đến giờ thứ 72.
4.1.2.5. So sánh kết quả của các kịch bản
Với KB1, mái dốc vẫn làm việc ổn định trong 24h với hệ số ổn định
từ 1,86 – 1,67, lớn hơn 1,3 đáp ứng yêu cầu của hệ số ổn định tiêu chuẩn
đối với đường cao tốc.
Với KB2 và KB3, mưa liên tục với thời gian 72h, cả hai mơ hình phân
phối mưa đều và phân phối mưa chuẩn đều cho kết quả tiệm cận nhau.
Mái dốc vẫn làm việc ổn định trong khoảng thời gian 24h đầu tiên và mất
ổn định trong 48h tiếp theo. Tuy nhiên với mơ hình phân phối mưa chuẩn,
hệ số ổn định giảm chậm hơn so với mơ hình phân phối mưa đều và phù
hợp hơn với điều kiện mưa thực tế.
Với mơ hình phân phối mưa chuẩn/KB3 (có kết hợp với biến đổi khí
hậu) cho ta hệ số ổn định thấp hơn so với KB2 (hình 4.8). Cả hai kịch
bản đều có quy luật tương đồng với nhau, hệ số ổn định giảm nhanh sau
20h đầu khi nước mưa được liên tục bổ sung vào kết cấu khối đất đắp và

nền đường tự nhiên bên dưới, làm giảm sức hút dính của đất dẫn đến mái
dốc bị mất ổn định nhanh chóng. Trong những giờ tiếp theo cho đến 72h,
khi nước mưa tiếp tục ngấm xuống nền đường một phần và một phần tạo
thành dòng chảy tràn trên bề mặt mái dốc, hệ số ổn định giảm tương đối
ít hơn so với giai đoạn 20h đầu.

Hình 4. 8. So sánh hệ số ổn định mơ hình mưa phân phối chuẩn của
kịch bản 2 và 3
4.2. Nghiên cứu ổn định cục bộ của nền đường đắp bằng mơ hình


20

phần tử rời rạc
4.2.1. Mô phỏng lún cố kết cục bộ khu vực bão hịa bằng mơ hình
số kết hợp DEM–PFV
Các điều kiện biên về áp suất; thành bên là biên cứng không thấm
nước; biểu đồ Voronoi; trường áp suất nhận được khi N  5000 hạt

Hình 4. 9. Biểu đồ Voronoi và các điều kiện biên về tải trọng và áp suất
[137]
Bài tốn mơ phỏng cho trường hợp N  5000 hạt, tải trọng tương ứng
với   5000Pa và hệ số thấm k  3x107 m / s , kết quả mô phỏng độ lún
tương đối thay đổi theo thông số thời gian nhận được từ mô phỏng so
sánh với kết quả phân tích lý thuyết lún cố kết thấm một chiều của
Terzaghi được giới thiệu trên hình 4.10 cho thấy sự phù hợp của mơ hình
DEM–PFV trong mơ phỏng lún cố kết, trong đó: S là độ lún theo thời
gian, S fin là độ lún cuối cùng, và Tv là thơng số thời gian.

Hình 4. 10. So sánh kết quả mơ Hình 4. 11. So sánh áp suất nước

phỏng lún với lý thuyết lún cố
lỗ rỗng giữa mơ phỏng số với lý
kết thấm của Terzaghi
thuyết của Terzaghi
Hình 4.11 biểu diễn sự thay đổi của áp suất nước lỗ rỗng phụ thuộc
thông số thời gian từ mô phỏng số. Kết quả so sánh với áp suất nước lỗ
rỗng tại các điểm theo thời gian với kết quả tính theo lý thuyết cố kết


21

thấm của Terzaghi chỉ ra sự phù hợp của mô hình DEM–PFV trong mơ
phỏng trường áp suất của dịng chảy trong mơi trường rỗng.
Ứng dụng của mơ hình số kết hợp DEM–PFV vào nghiên cứu biến
dạng lún cố kết chịu tác dụng của tải trọng tĩnh đã được giới thiệu. Biến
dạng lún tương đối và áp suất nước lỗ rỗng trong quá trình cố kết cũng
được nghiên cứu. Dự báo của mơ hình DEM–PFV cho thấy sự phù hợp
tốt với kết quả lý thuyết cố kết thấm của Terzaghi (hình 4.10).
4.2.2. Mơ phỏng dịng thấm cục bộ khu vực bão hịa bằng mơ hình
số kết hợp DEM–PFV
Kết quả thấm nội tại tuyệt đối nhận được từ mô phỏng so sánh với
thực nghiệm và các công thức bán thực nghiệm được giới thiệu trên hình
4.12a. Hệ số thấm khơng thứ ngun  * được chuẩn hóa thơng qua thơng
số D * đặc trưng cho bán kính thủy lực được giới thiệu trên hình 4.12b.
Nhìn chung, xu hướng của các đường cong mô phỏng tương đồng với
nhau. Giá trị lớn nhất của  *   / D *2 nhận được trong trường hợp hạt
đều. Thấm giảm đến giá trị nhỏ nhất khi M  0.3 cho tất cả các trường
hợp. Nhìn chung, dạng tổng quát của các đường cong phù hợp với sự thay
đổi của độ rỗng nhưng khơng hồn tồn tương tự nhau. Cụ thể,  * thay
đổi không lớn khi 0.7  M  1 , không tương đồng với thay đổi độ rỗng, xu

hướng này phản ánh đúng cho cả mơ phỏng số và tính theo các cơng thức
thực nghiệm hay bán thực nghiệm.

(a)
(b)
Hình 4. 12. So sánh kết quả thấm (a): thấm nội tại, (b): thấm không
thứ ngun được chuẩn hóa bởi bán kính thủy lực
Về định lượng, quan hệ thực nghiệm có xu hướng dự báo thấm cao
hơn giá trị thấm đo đạc trong phịng thí nghiệm khi M nhỏ. Quan hệ thực
nghiệm của KozenyCarman chưa phản ánh được quan hệ thấm và biểu


22

thị kém nhất trong tất cả các trường hợp và kết quả thấm cao hơn 5 lần,
trong khi đó các quan hệ khác ước lượng thấm tương đối tốt khi
0.2  M  0.9 . Quan hệ thực nghiệm K  C phù hợp đối với vật liệu hạt có
cấp phối đều, kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng quan hệ này không phù hợp
tốt với các trường hợp cấp phối không liên tục hoặc đồng nhất.
Dự báo của mô hình DEMPFV là thỏa mãn khi M  0.5 với sai số
50%. Ước lượng thấm kém đối với 0.7  M  0.9 với sai số 2.5 lần. Sai số
dự báo của mơ hình là cùng độ lớn so với thực nghiệm.
Sai số giữa kết quả mơ phỏng số có cùng trị số so với các quan hệ thực
nghiệm của Terzaghi và Slichter và nhỏ hơn nhiều so với giá trị nhận
được từ quan hệ thực nghiệm của KozenyCarman.
4.3. Kết luận chương 4
- Kết quả phân tích ổn định tổng thể của nền đường bằng mơ phỏng
số của FEM có xu hướng giảm theo thời gian khi nước được bổ sung liên
tục vào kết cấu nền đường. Nhìn chung mơ hình phân phối mưa chuẩn có
hệ số ổn định tổng thể giảm muộn theo thời gian so với mơ hình phân

phối mưa đều và phù hợp hơn so với điều kiện mưa thực tế.
- Kết quả phân tích của mơ hình FEM cho thấy với các vật liệu hạt
khác nhau, khi sức hút dính tăng hệ số thấm giảm. Quá trình thấm kết
hợp với sự bổ sung của nước do mưa theo thời gian làm cho áp suất nước
lỗ rỗng vùng khơng bão hồ tăng lên làm giảm khả năng chống cắt của
đất dẫn đến nguy cơ mất ổn định tổng thể của nền đường.
- Mơ hình số kết hợp DEM–PFV mà tác giả nghiên cứu ứng dụng đã
phản ánh được cấu trúc nội tại cơ học vi mô của quan hệ hạt đất, nước và
khơng khí trong vùng đất khơng bão hồ do vai trị của lực hút dính.
Nghiên cứu này góp phần mở ra khả năng có hiệu quả trong việc sử dụng
mơ hình hố để đánh giá ứng xử vi mô mà các nghiên cứu vĩ mô về đặc
trưng cơ học của đất trong mơ hình FEM còn để lại.


23

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
I. Các kết quả đạt được của Luận án
- Tổng quan được đặc điểm về địa hình, khí hậu và các tính chất
cơ lý khu vực nghiên cứu duyên hải miền Trung và các nghiên cứu trên
thế giới về đất khơng bão hịa, những tồn tại khó khăn của lĩnh vực
nghiên cứu.
- Việc nghiên cứu ứng dụng cơ sở lý thuyết các phương trình xác
định các đặc trưng cơ học của đất khơng bão hịa, các mơ hình và phần
mềm ứng dụng phân tích tính ổn định của nền đường đắp đã làm sáng
tỏ quá trình tính tốn.
- Kết quả thực nghiệm dựa trên hai phương pháp đã xác định được
bộ thông số đầu vào thể hiện vai trị của nước thơng qua quan hệ đặc
trưng cơ học như đường cong đặc trưng đất – nước, đường cong quan
hệ giữa hệ số thấm và sức hút dính, cường độ chống cắt phụ thuộc vào

sức hút dính với 2 mỏ đất thuộc khu vực nghiên cứu.
- Từ bộ thơng số đầu vào, tiến hành phân tích ổn định và đánh giá
được ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học cũng như sự ổn định
tổng thể của nền đường đắp tại khu vực Đà Nẵng - Quảng Ngãi bằng
mơ hình FEM.
- Mơ hình hình số kết hợp DEM–PFV và thuật toán được ứng dụng
vào nghiên cứu sự ổn định lún cố kết, dòng thấm tại các vị trí cục bộ.
Kết quả mơ phỏng nhận được từ mơ hình được phân tích, đánh giá và
so sánh với kết quả tính tốn của các tác giả khác đã xác nhận sự phù
hợp và khả năng dự báo của mô hình DEM để phân tích cấu trúc nội
tại của sự tương tác hạt, nước và khí trong vùng khơng bão hoà đến sự
ổn định cục bộ của nền đường đắp.
- Kết quả cho thấy việc ứng dụng các mơ hình phân tích ổn định
tổng thể (FEM) và cục bộ (DEM-PFV) sẽ giúp phân tích ổn định các
giai đoạn thi cơng và khai thác.
II. Những đóng góp mới của Luận án
- Nghiên cứu được ảnh hưởng của nước đến đặc trưng cơ học của
đất khơng bão hồ thơng qua việc xây dựng đường cong đặc trưng đất
– nước, đường cong quan hệ giữa hệ số thấm và sức hút dính, cường
độ chống cắt phụ thuộc vào sức hút dính hay lực mao dẫn của nước đối
với 2 mỏ đất thuộc khu vực duyên hải miền Trung.
- Kết quả thí nghiệm các thông số cường độ chống cắt của đất theo