Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng của mái lên mái dốc đất đắp không bão hòa

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 51 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH H ỞNG C A M A LÊN MÁI DỐC ĐẤT ĐẮP KHÔNG BÃO HÕA PHẠM HUY DŨNG* HOÀNG VIỆT HÙNG** Experiments on the influence of rainfall on compacted unsaturated soil slope Abstract: Rainfall is an important factor causing the slope failure. Due to the rainfall, water infiltrates into the slope, leading to an increase of soil moisture and a decrease of shear strength. The rainfall infiltration into a slope is a complex mechanism, depending on many factors such as rainfall intensity, rainfall duration, slope gradient, soil type, initial water content, surface cover, etc. This paper reports the results of experiments on the effect of rainfall on compacted unsaturated soil slope. In the study, the effect of relative compaction and slope gradient to the runoff rate are considered. For unsaturated soils, the matric suction or negative pore water pressure are important factors controlling the shear strength of soil. Therefore, the studies on the change of matric suction on the slope during the rainfall and after rainfall are also considered. Keywords: relative compaction, slope gradient, runoff rate, matric suction 1. GIỚI THIỆU CHUNG* 1.1. Mở đầu Khi mƣa rơi xu ng đất, m t phần nƣ c mƣa sẽ ngấm vào đất, m t phần chảy tràn trên ề mặt và m t phần c hơi. Nƣ c mƣa ngấm vào mái d c là m t quá trình phức tạp, ph thu c vào nhiều tham s nhƣ cƣờng đ mƣa, thời gian mƣa, đ d c mái, loại đất, đ m an đầu, l p ph ề mặt, v.v Đã có nhiều nghiên cứu thực nghi m nhằm đánh giá ảnh hƣởng c a các nh n t trên. Các kết quả nghiên cứu đều chỉ ra rằng, cƣờng đ mƣa x m nhập tăng khi đ d c mái giảm, tuy nhiên hầu hết các nghiên cứu chỉ tập trung cho những mái d c thoải, có đ d c nhỏ hơn 20 nhƣ trong nghiên cứu c a Nassif và Wilson (1975), Poesen (1984) và Joshi và * Trường Đại học Thủ lợi; E-mail: phamhuydung0403@tlu.edu.vn ** Trường Đại học Thủ lợi; E-mail: hoangviethung@tlu.edu.vn Tambe (2010). Do đó, cần thiết nghiên cứu ổ sung quy luật trên để áp d ng đƣợc v i những mái d c có đ d c l n hơn. Sự ảnh hƣởng c a loại đất, l p ph ề mặt, cƣờng đ mƣa và đ m an đầu cũng đã đƣợc đề cập trong các nghiên cứu c a Duley và Kelly (1939), Nassif và Wilson (1975), Poesen (1984) và Mu và nnk. (2015). Tuy nhiên đ i v i những công trình đắp ằng đất nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v thì đ chặt đất đắp là m t nh n t quan trọng ảnh hƣởng t i sự x m nhập c a nƣ c mƣa vào mái d c. Trong x y dựng công trình đất, đ chặt đất đắp đƣợc đặc trƣng ởi h s đầm chặt K là tỷ s giữa kh i lƣợng riêng khô ở hi n trƣờng và kh i lƣợng riêng khô l n nhất trong phòng thí nghi m. Trong ài áo này, các kết quả nghiên cứu cho 3 trƣờng hợp đất đắp có đ chặt thấp (K=0,70), đất đắp có đ chặt trung ình (K=0,90) và đất đắp có đ cao (K=0,95) sẽ đƣợc trình ày. Ngoài ra, sự thay đổi c a lực hút dính ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 52 ở các đ s u khác nhau trên mái d c trong quá trình mƣa, sau khi dừng mƣa cũng đƣợc xem xét, đánh giá. 1.2. Biến trạng thái ứng suất V i những công trình đất đắp nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v thƣờng đƣợc ph n chia thành hai đ i, đ i ão h a nằm dƣ i mực nƣ c ngầm và đ i không ão h a nằm trên mực nƣ c ngầm. Đ i v i đất không ão h a thì lực hút dính hoặc áp lực nƣ c lỗ rỗng m là những thông s quan trọng ảnh hƣởng đến sức kháng cắt c a đất. Để xác định trạng thái ứng suất c a đất, các iến trạng thái ứng suất thƣờng đƣợc sử d ng. V i đất không ão h a, các iến trạng thái ứng suất đƣợc iểu thị ằng các ứng suất đo đƣợc nhƣ ứng suất tổng , áp lực nƣ c lỗ rỗng uw và áp lực khí lỗ rỗng ua. Tổ hợp ứng suất pháp thực (- ua) và lực hút dính (ua-uw) thƣờng đƣợc lựa chọn để iểu thị trạng thái ứng suất c a đất không ão h a. Trong trƣờng hợp đất ão h a thì áp lực nƣ c lỗ rỗng uw c n ằng v i áp lực khí lỗ rỗng ua, khi đó lực hút dính (ua-uw) ằng không. Khi đó phƣơng trình cƣờng đ ch ng cắt dành cho đất không ão h a theo Fredlund và nnk. (2012) có dạng: ff = c’+ f – ua)f tan’+ ua – uw)f tan b Trong đó: ff: là ứng suất cắt trên mặt trƣợt ở trạng thái phá hoại, c’: giao điểm c a đƣờng ao phá hoại Mohr- Coulom “kéo dài” v i tr c ứng suất cắt khi ứng suất pháp thực và lực hút dính ằng không, (f – ua)f: ứng suất pháp thực ở trạng thái phá hoại, (ua – uw)f: lực hút dính ở trạng thái phá hoại, ’: góc ma sát trong ứng v i ứng suất pháp thực (f – ua), b: góc má sát iểu kiến iểu thị lƣợng tăng c a ứng suất cắt theo lực hút dính. Vi c xác định đƣợc giá trị lực hút dính (ua – uw) ở các thời điểm khác nhau trong quá trình mƣa và sau khi mƣa là m t ƣ c quan trọng trong vi c đánh giá ổn định c a mái d c đất không bão hòa. 1.3. Phƣơng pháp nghiên cứu Phƣơng pháp thực nghi m đã đƣợc sử d ng trong nghiên cứu này. Thiết bị thí nghi m chính bao gồm căng kế, giàn tạo mƣa và máng thí nghi m. Căng kế là m t loại thiết bị để đo trực tiếp lực hút dính trong môi trƣờng đất đƣợc chế tạo bởi Công ty Soilmoisture Equipment Corp. Dàn tạo mƣa và máng thí nghi m sẽ đƣợc trình bày chi tiết trong phần sau. 2. THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM 2.1. Dàn tạo mƣa Để mô phỏng quá trình mƣa xảy ra trong thực tế, nhóm nghiên cứu đã chế tạo dàn tạo mƣa ằng máng nhựa mica dạng hình h p chữ nhật v i kích thƣ c chiều dài 150cm, chiều r ng 50cm và chiều cao 20cm (hình 1). Để tạo ra hình dạng giọt mƣa tƣơng tự nhƣ trong thực tế, đáy máng trƣ c tiên đƣợc khoan tạo mặt khum l m v i đƣờng kính mũi khoan 2mm, sau đó sử d ng mũi khoan đƣờng kính 0,5mm khoan xuyên qua đáy máng. Các lỗ khoan đƣợc trí theo các đỉnh c a hình vuông v i chiều dài các cạnh là 5,65cm. Để duy trì cƣờng đ mƣa không thay đổi trong quá trình thí nghi m, quy tắc “c t nƣ c không đổi” đã đƣợc áp d ng ằng cách cho nƣ c trong máng chảy tràn liên t c qua thành mỏng có chiều cao 4,0cm. Để xác định lƣợng mƣa rơi vào mái d c, các đồng hồ đo lƣu lƣợng đƣợc gắn vào các đầu cấp nƣ c vào và đầu thu nƣ c ra. Khi đó, tổng lƣu lƣợng mƣa chính là chênh l ch lƣợng nƣ c vào và ra khỏi dàn tạo mƣa. Cấu tạo nhƣ trên c a dàn tạo mƣa sẽ khắc ph c đƣợc nhƣợc điểm ph n mƣa không đều lên ề mặt mái d c do hình thức tạo mƣa dƣ i dạng tia nƣ c nhƣ trong m t vài nghiên cứu trƣ c đ y c a Poesen (1984) và Joshi và Tambe (2010). ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 53 Hình 1: Cấu tạo dàn tạo mưa 2.2. Máng thí nghiệm Máng thí nghi m cũng có cấu tạo dạng hình h p chữ nhật v i kích thƣ c chiều dài 150cm, chiều r ng 50cm và chiều cao 70cm (hình 2). Khung kim loại và kính cƣờng lực đƣợc sử d ng để đảm bảo khả năng chịu lực c a máng. Để tạo mái d c, máng thí nghi m đƣợc đặt trên m t tr c quay ở vị trí giữa đáy máng. Theo cấu tạo này, góc d c sẽ dễ dàng điều chỉnh bằng cách xoay máng thí nghi m theo tr c quay. Trong thí nghi m mẫu đất có kích thƣ c chiều dài 150cm, chiều r ng 50cm và chiều cao 50cm. Dƣ i đáy mẫu đất là l p dăm lọc có chiều dày 10cm nhằm m c đích thoát nƣ c. Để xác định lƣợng nƣ c tràn trên bề mặt mái d c, m t van xả mặt và đồng hồ đo lƣu lƣợng đƣợc gắn vào mặt bên c a máng (hình 6). Hình 2: Cấu tạo máng thí nghiệm 2.3. Căng kế Căng kế là m t loại thiết bị để đo trực tiếp lực hút dính trong môi trƣờng đất đƣợc chế tạo bởi Công ty Soilmoisture Equipment Corp. Căng kế bao gồm m t c c g m tiếp nhận khí cao làm mặt phân cách giữa h đo và áp lực nƣ c lỗ rỗng m trong đất (hình 3). Hình 3: Thiết bị c ng kế của Công ty Soilmoisture Equipment Corp C c g m đƣợc n i v i thiết bị đo áp ằng ng dẫn bằng chất dẻo. Trƣ c khi đo lực hút dính trong đất cần phải làm bão hòa c c g m bằng cách ng m trong nƣ c khoảng vài giờ. Sau đó ơm đầy nƣ c vào ng dẫn và c c g m rồi lắp đặt c c g m t i vị trí cần đo lực hút dính trong kh i đất. Khi đạt cân bằng giữa đất và h đo, nƣ c trong căng kế sẽ có cùng áp lực âm v i nƣ c trong lỗ rỗng c a đất. Trong thực tế, giá trị gi i hạn đo c a căng kế là -90kPa do hi n tƣợng sinh bọt khí c a nƣ c trong căng kế. Trong thực tế, đ i v i các ài toán địa kỹ thuật thì áp lực nƣ c lỗ rỗng âm có trị s bằng lực hút dính vì áp lực khí lỗ rỗng là áp lực khí quyển (ua= áp lực kế bằng không). ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 54 3. TRÌNH TỰ THÍ NGHIỆM 3.1. Đất dùng trong thí nghiệm Vật li u đất dùng trong thí nghi m đƣợc lấy tại mỏ đất Đại Phong, huy n Chí Lính, tỉnh Hải Dƣơng nhƣ trong nghiên cứu trƣ c đ y c a Dũng và Hùng (2017). Đ y là loại đất á sét màu xám n u, xám vàng lẫn sạn sỏi có nguồn g c tàn tích, tính dẻo trung ình (CL). Tính chất vật lý c a mẫu đất đƣợc tổng hợp trong ảng 1 và 2. Các đặc trƣng đầm nén c a mẫu thí nghi m ao gồm đ m t i ƣu wopt = 10,85 và kh i lƣợng riêng khô l n nhất d max = 1,822 (T/m 3 ). Bảng 1: Thành phần hạt của mẫu đất Nhóm hạt Sạn sỏi Cát Bụi Sét Tỷ l ( ) 10,59 40,28 33,19 15,94 Bảng 2: Chỉ tiêu tính chất vật lý của đất Chỉ tiêu Gs WL (%) WP (%) IP Giá trị 2,70 41,44 28,18 13,27 Ghi chú: Gs: tỷ trọng hạt; WL: độ m giới hạn chả ; WP: độ m giới hạn dẻo; IP: ch số dẻo. Hình 4: Đường cong đặc trưng đất nước Đƣờng cong đặc trƣng đất nƣ c c a đất dùng trong thí nghi m đƣợc thực hi n theo phƣơng pháp C nhƣ chỉ dẫn trong tiêu chu n thí nghi m ASTM (2003). Kết quả thí nghi m cho mẫu đất đƣợc chế bị v i h s đầm chặt K = 0,97 đƣợc trình bày ở hình 4, từ kết quả cho thấy đất có đ m thể tích bão hòa là s = 0,343 và giá trị t i hạn khí vào là 22,0kPa. Từ đƣờng cong đặc trƣng đất nƣ c ở hình 4, sử d ng phƣơng trình hàm thấm c a Leong và Rahardjo (1997) để xác định h s thấm tại các giá trị lực hút dính khác nhau. Theo Leong và Rahardjo thì phƣơng trình hàm thấm có dạng: kw = ks  p Trong đó: kw là h s thấm c a đất không bão hòa (m/s); ks là h s thấm c a đất bào hòa, ks = 4,52.10 -7 (m/s);  = w / s là chu n hóa đ m thể tích; w là đ m thể tích; s là đ m thể tích bão hòa; p là hằng s , theo Fredlund và nnk.(2001b) thì giá trị trung bình c a p cho mọi loại đất là 3,29. V i các thông s nhƣ trên thì hàm thấm c a đất dùng trong thí nghi m (hình 5) có dạng tƣơng tự nhƣ đƣờng cong đặc trƣng đất nƣ c ở hình 4. H s thấm có xu thế giảm nhanh khi lực hút dính vƣợt qua giá trị t i hạn khí vào. Hình 5: Hàm thấm 3.2. Chuẩn bị thí nghiệm Ban đầu, điều chỉnh máng thí nghi m ở trạng thái c n ằng (nhƣ hình 2) để thuận ti n trong quá trình đầm nén mẫu đất. Sau đó l p dăm lọc có chiều dày 10cm đƣợc ph dƣ i đáy máng ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 55 nhằm thu nƣ c thấm qua mẫu đất và tránh hi n tƣợng đọng nƣ c ở đáy máng. Tiếp đó, đầm nén mẫu đất ở đ m t i ƣu w = 10,85 và đ chặt yêu cầu. Kh i đất trong mô hình thí nghi m có chiều dày 50cm đƣợc chia thành thành 10 l p đầm nén, mỗi l p có chiều dày 5cm để đảm ảo tính đồng nhất c a kh i đất. Sau đó sử d ng kích th y lực để điều chỉnh máng thí nghi m về đ d c thiết kế. Trong nghiên cứu này, đ d c mái đƣợc thay đổi 3 trƣờng hợp ứng v i h s mái m = 1; m = 2 và m = 4, đ chặt đất đắp cũng đƣợc thay đổi 3 trƣờng hợp ứng v i h s đầm chặt K = 0,70; K = 0,90 và K = 0,95. Hình 6: Sơ đồ thí nghiệm 3.3. Tiến hành thí nghiệm Ban đầu, mở van cấp nƣ c vào dàn tạo mƣa, chờ đến khi tạo thành d ng chảy tràn ổn định thì ắt đầu tiến hành thí nghi m. Quá trình mƣa đƣợc tiến hành liên t c trong thời gian 2 giờ v i cƣờng đ mƣa 105mm/giờ cho tất cả các chuỗi thí nghi m. Trong quá trình thí nghi m, tiến hành ghi chép và đo đạc lƣợng nƣ c mƣa chảy tràn trên ề mặt mái d c (QT) sau từng khoảng thời gian 5 phút trong 1 giờ mƣa đầu tiên và 10 phút trong 1 giờ mƣa tiếp theo. Hình 7: Hình ảnh thí nghiệm 4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN 4.1. Tổng h p kết quả thí nghiệm Từ các kết quả đo đạc lƣợng nƣ c mƣa chảy tràn trên ề mặt mái d c (QT), tính toán đƣợc cƣờng đ tràn trên ề mặt mái d c trong từng thời đoạn tƣơng ứng (hình 8, 9 và 10). Kết quả thí nghi m đƣợc tổng hợp trong ảng 3. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 56 Bảng 3: Bảng tổng h p kết quả thí nghiệm STT m K RR (mm/giờ) RC 1 1,0 0,70 86,9 0,74 2 1,0 0,90 96,9 0,84 3 1,0 0,95 101,5 0,91 4 2,0 0,70 84,4 0,72 5 2,0 0,90 96,4 0,85 6 2,0 0,95 100,2 0,90 7 4,0 0,70 80,7 0,68 8 4,0 0,90 93,6 0,80 9 4,0 0,95 98,6 0,87 Ghi chú: m: hệ số mái; K: hệ số đầm chặt; RR: cường độ tràn ổn định; RC: hệ số chả tràn. Kết quả thực nghi m cho thấy, hi n tƣợng nƣ c chảy tràn chỉ ắt đầu sau m t khoảng thời gian mƣa nhất định. Đ i v i đất có đ chặt trung ình và cao (K=0,90 và K=0,95) thì hi n tƣợng chảy tràn ắt đầu xuất hi n sau thời gian mƣa từ 3 đến 5 phút, c n đ i v i đất có đ chặt thấp (K=0,70) thì hi n tƣợng này xảy ra chậm hơn, sau thời gian mƣa từ 8 đến 10 phút. Kể từ khi ắt đầu xuất hi n chảy tràn, thì cƣờng đ tràn có xu thế tăng dần và tiến t i ổn định sau khoảng thời gian từ 30 đến 40 phút (hình 8, 9 và 10). 4.2. Ảnh hƣởng của độ chặt đất đắp đến cƣờng độ tràn Kết quả thí nghi m trên các hình 8, 9 và 10 cho thấy quy luật chung c a đ chặt đất đắp và cƣờng đ tràn đó là cƣờng đ tràn giảm (hay cƣờng đ mƣa x m nhập tăng) khi đ chặt đất đắp giảm. Ảnh hƣởng này ở mức đ l n khi đ chặt đất đắp thấp (K = 0,70) và giảm dần khi đ chặt đất đắp tăng dần. Trong trƣờng hợp h s mái m = 1 và h s đầm chặt K = 0,70 thì cƣờng đ tràn ổn định RR = 86,9 mm/giờ tƣơng ứng v i h s chảy tràn có giá trị RC = 0,74 (RC là tỷ s giữa tổng lƣợng chảy tràn và tổng lƣợng mƣa). Khi h s đầm chặt tăng lên K = 0,90 và K = 0,95 thì h s chảy tràn tăng thêm tƣơng ứng 10 và 16 . Khi mái d c thoải nhất và đ chặt thấp nhất (m = 4 và K = 0,70) thì h s chảy tràn có giá trị thấp nhất 0,68 và tăng lên t i 0,91 khi mái d c d c nhất và đ chặt cao nhất (m = 1 và K = 0,95). Hình 8: Sự tha đổi của cường độ tràn khi hệ số mái m = 1 Hình 9: Sự tha đổi của cường độ tràn khi hệ số mái m = 2 Hình 10: Sự tha đổi của cường độ tràn khi hệ số mái m = 4 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 57 4.3. Ảnh hƣởng của độ dốc mái đến cƣờng độ tràn Khi đ d c mái tăng (h s mái giảm) thì cƣờng đ tràn tăng (hay cƣờng đ mƣa x m nhập giảm dần), tuy nhiên sự ảnh hƣởng là không l n khi so sánh v i đ chặt đất đắp. Khi đ chặt đất đắp thấp (K = 0,70) thì sự ảnh hƣởng này khá r ràng c n khi đ chặt đất đắp trung bình và cao (K = 0,90 và K = 0,95) thì sự ảnh hƣởng hầu nhƣ không đáng kể (hình 11 và 12). Hình 11: Sự tha đổi của cường độ tràn khi hệ số đầm chặt K = 0,70 Khi đất có đ chặt cao nhất (K = 0,95) thì h s chảy tràn chỉ thay đổi từ 0,87 đến 0,91 khi h s mái thay đổi từ m = 4 đến m = 1. Hình 12: Sự tha đổi của cường độ tràn khi hệ số đầm chặt K = 0,95 4.4. Sự thay đổi của lực hút dính trong quá trình mƣa và sau khi mƣa Phƣơng pháp đo trực tiếp lực hút dính ằng căng kế đã đƣợc sử d ng để nghiên cứu sự thay đổi c a lực hút dính trong mái d c. Ở thí nghi m này, mẫu đất đƣợc đầm nén ở đ m t i ƣu w = 10,85 và h s đầm chặt K = 0,97. Căng kế đƣợc lắp đặt tại 2 vị trí ở đ s u lần lƣợt là 10cm và 35cm tính từ ề mặt mái d c. Quy trình tạo mƣa có cƣờng đ 105mm/giờ trong thời gian liên t c 2 giờ vẫn đƣợc tiến hành tƣơng tự nhƣ ở trên. Để đo đạc sự thay đổi c a lực hút dính, các căng kế đƣợc liên kết v i chuyển đổi dữ li u và kết n i v i máy tính. Dữ li u sẽ đƣợc đọc tự đ ng liên t c theo khoảng thời gian định sẵn là 5 phút/s li u. Hình 13: Sự tha đổi của lực hút dính sau thời gian mưa 1 ngà Hình 13 cho thấy quy luật thay đổi c a lực hút dính theo thời gian c a mẫu thí nghi m trong quá trình mƣa và sau khi mƣa. Kết quả thí nghi m cho thấy, an đầu lực hút dính tại đ s u 10cm l n hơn lực hút dính tại đ s u 35cm v i khoảng chênh l ch là 2,8 kPa. Trong thời gian mƣa liên t c 2 giờ thì lực hút dính tại 2 điểm đo không thay đổi. Điều này chứng tỏ nƣ c mƣa trên ề mặt mái d c chƣa x m nhập t i 2 vị trí này. Tuy nhiên, tại đ s u 10cm thì lực hút dính ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 58 ắt đầu giảm mạnh sau khi dừng mƣa khoảng 0,5 giờ, quá trình này giảm liên t c cho đến khi sau khi dừng mƣa khoảng 5,0 giờ thì giữ ổn định ở giá trị 16,5kPa trong ngày đầu tiên sau khi dừng mƣa. Sau đó lực hút dính tại đ s u 10cm có xu thế tăng ngƣợc trở lại, nguyên nh n là do hi n tƣợng c hơi ở gần ề mặt mái d c. Tuy nhiên, t c đ tăng khá chậm, cho đến 3 ngày sau khi mƣa thì lực hút dính tại vị trí này đạt giá trị 20,5kPa (hình 14). Hình 14: Sự tha đổi của lực hút dính sau thời gian mưa 3 ngà Trong khi đó, sự suy giảm c a lực hút dính tại đ s u 35cm diễn ra chậm hơn và ít hơn nhiều so v i đ s u 10cm. Sau khi dừng mƣa khoảng 1,0 giờ thì lực hút dính tại đ s u 35cm m i ắt đầu suy giảm dần từ giá trị an đầu là 22,5kPa, cho đến sau khi dừng mƣa khoảng 5,0 giờ thì giảm xu ng c n 20,5kPa. Sau đó, lực hút dính ở đ s u này không tăng ngƣợc trở lại gi ng nhƣ ở đ s u 10cm mà tiếp t c giảm xu ng v i t c đ c rất chậm, cho đến 3 ngày sau khi mƣa thì lực hút dính tại vị trí này đạt giá trị 19,5kPa (hình 14). Tại 2 điểm đo thì lực hút dính đều có xu thế giảm rất nhanh khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị t i hạn khí vào. Điều này cũng tƣơng tự quy luật ảnh hƣởng c a lực hút dính t i hàm thấm. Sự suy giảm c a lực hút dính kéo theo sự giảm sức kháng cắt c a đất đắp và làm giảm sự ổn định c a mái d c đất đắp. Nhƣ vậy, đ i v i công trình đất đắp có đ chặt cao nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v thì giai đoạn nguy hiểm nhất thƣờng là vài giờ sau khi mƣa, sau đó lực hút dính c a đất ở vùng gần ề mặt mái d c sẽ tăng ngƣợc trở lại do hi n tƣợng th m thấu và c hơi, và làm giảm nguy cơ mất ổn định mái d c. 5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Bài áo đã trình ày kết quả nghiên cứu thực nghi m về ảnh hƣởng c a mƣa lên mái d c đất đắp không bão hòa. M t s kết luận chính có thể rút ra từ nghiên cứu này đó là: - Đã đề xuất và ứng d ng thành công thiết bị mô phỏng mƣa, thuận ti n sử d ng trong các nghiên cứu tƣơng tự. - Cƣờng đ mƣa x m nhập tăng khi đ chặt đất đắp giảm. Ảnh hƣởng này ở mức đ l n khi đất đắp có đ chặt thấp và giảm dần khi đ chặt đất đắp tăng dần. - Ngƣợc lại, cƣờng đ mƣa x m nhập giảm dần khi d d c mái tăng, kết quả này phù hợp v i quy luật trong các nghiên cứu trƣ c đó nhƣ c a Nassif và Wilson (1975) và Joshi và Tambe (2010). Tuy nhiên sự ảnh hƣởng là không l n khi so sánh v i đ chặt đất đắp. - Đ i v i đất đắp có đ chặt l n hơn thì hi n tƣợng chảy tràn xuất hi n chậm hơn. Kể từ khi bắt đầu xuất hi n chảy tràn, thì cƣờng đ chảy tràn có xu thế tăng dần và tiến t i ổn định sau khoảng thời gian nhất định. Đặc bi t đ i v i mái d c đất đắp thì h s chảy tràn khá l n thƣờng từ 0,70 đến 0,90. Nhƣ vậy, lƣợng nƣ c mƣa xâm nhập vào mái d c khá nhỏ chỉ chiếm 10% đến 30% tổng lƣợng mƣa. - Đ i v i đất đắp có đ chặt cao thì quá trình suy giảm lực hút dính trễ hơn so v i thời gian xuất hi n mƣa. Giai đoạn nguy hiểm nhất đ i v i mái d c đất đắp thƣờng là vài giờ sau khi mƣa, sau đó lực hút dính c a đất ở vùng gần ề ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 59 mặt mái d c sẽ tăng ngƣợc trở lại và làm giảm nguy cơ mất an toàn cho mái d c. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. ASTM D6838-2 (2003). Standard test methods for determination of soil water characteristic curve for desorption using a hanging column, pressure extactor, chilled mirror hygrometer, and/or centrifuge, Annual book of ASTM standards, Volume 04.08. 2. Duley, F.L., and Kelly, L.L., (1939). Effect of soil type, slope and surface conditions on intake of water, University of Nebraska, College of Agriculture, Agricultural experiment station, Research bulletin 112. 3. Fredlund, D.G., Fredlund, M.D. and Zakerzadeh, N., (2001). Predicting the permeability functions for unsaturated soils. Proc. Inter. Symp. on Swelling, permeability and structure of clays. 4. Fredlund, D.G., Rahardjo, H. and Fredlund, D.M., (2012). Unsaturated soil mechanics in engineering practice, ISBN 978- 1-118-13359-0, John Wiley&Sons. 5. Joshi, V.U., and Tambe, D.T., (2010). Estimation of infiltration rate, run-off and sediment yield under simulated rainfall experiments in in upper Pravara Basin, India: Effect of slope angle and grass-cover, J.Earth Syst.Sci.119, Indian Academy of Sciences, p.763-773. 6. Leong, E.C. and Rahardjo, H., (1997). Permeability functions for unsaturated soils, ASCE Jounal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering (United States), Vol. 123, No. 12, p 1118 - 1126. 7. Mu, W., Yu, F., Li, C., Xie, Y., Tian, J., Liu, J., and Zhao, N., (2015). Effect of rainfall intensity and slope gradient on runoff and soil moisture content on different growing stages of Spring maize, Water 7, p. 2990-3008. 8. Nassif, S.H., and Wilson, E.M., (1975). The influence of slope and rain intensity on runoff and infiltration, Hydrological Sciences Jounal, Taylor & Francis Group, p. 539-553. 9. Poesen, J., (1984). The influence of slope angle on infiltration rate and Hotornian overland flow, Z.Geomorph. N.F, Suppl-49, Berlin. Stuttgart, p.117-131. 10. Dũng, P.H. và Hùng, H.V., (2017). Nghi n c u ảnh hưởng của mưa tới lực hút dính của đất không b o hòa trong mái dốc đắp, Tuyển tập h i nghị nghiên cứu khoa học thƣờng niên trƣờng Đại học Th y lợi. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 60 Người phản biện: PGS.TS. TRẦN MẠNH LIỂU