Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm nén ba trục cải tiến với độ ẩm không đổi

 1 
Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí 
nghiệm NẫN BA trục CẢI TIẾN với độ ẩm không đổi 
 Nguyễn Thị Ngọc Hương 
 Trịnh Minh Thụ 
Tóm tắt: 
Nhiều bài toán địa kỹ thuật về ổn định và cường độ đều liên quan đến sức chống cắt của đất. 
Trong thực tế xõy dựng nhiều trường hợp đất thường là một hệ bóo hoà/khụng bóo hoà Vì vậy, 
việc mô phỏng điều kiện này trong thí nghiệm nộn ba trục độ ẩm không đổi (CW) để xác định các 
thông số cường độ chống cắt của đất là cần thiết. Bài bỏo này đề cập đến phương pháp xác định 
cường độ chống cắt cho đất không bão hòa bằng thí nghiệm nén ba trục độ ẩm không đổi (CW) 
dựng thiết bị nộn ba trục cải tiến của phũng thí nghiệm Địa Kỹ Thuật trường Đại học Thủy lợi. 
Từ khóa: Cường độ chống cắt, đất không bão hòa, thí nghiệm nộn 3 trục với độ ẩm không đổi, 
lực hút dính. 
1. Giới thiệu chung 
Theo Fredlund và nnk. (1978), cường độ chống cắt của đất không bão hòa có thể được lập 
theo các biến trạng ứng suất độc lập. Có thể dùng bất kỳ hai trong ba biến trạng ứng suất để lập 
phương trình cường độ chống cắt. Các biến trạng ứng suất (s - ua) và (ua - uw) là tổ hợp thuận lợi 
nhất trong thực tiễn. 
Fredlund và nnk. (1978) kiến nghị phương trình cường độ chống cắt cho đất không bão 
hoà bằng việc dùng các biến trạng ứng suất (s-ua) và (ua-uw) như sau: 
 b
fwafafff
uuuc s tan'tan' (1) 
trong đó: 
 ff - ứng suất cắt trên mặt trượt ở trạng thái phá hoại, 
 c’ - lực dính hiệu quả từ đường bao phá hoại Mohr-Coulomb “kéo dài” trên trục ứng suất 
cắt khi ứng suất pháp thực và lực hút dính bằng không, 
 (sf-ua)f - ứng suất pháp thực trên mặt trượt ở trạng thái phá hoại, 
 uaf - áp lực khí lỗ rỗng ở trạng thái phá hoại, 
 sff - ứng suất pháp tổng trên mặt trượt ở trạng thái phá hoại, 
 ’ - góc ma sát trong ứng với ứng suất pháp thực (sf-ua)f, 
 (ua-uw)f - lực hút dính ở trạng thái phá hoại, 
 uwf - áp lực nước lỗ rỗng ở trạng thái phá hoại, và 
b - góc ma sỏt biểu kiến biểu thị độ dốc của đường quan hệ lượng tăng ứng suất cắt và 
lực hỳt dớnh (ua-uw)f giả thiết là tuyến tớnh, ở trạng thái phá hoại. 
Cường độ chống cắt của đất không bão hoà thường được xác định từ các thí nghiệm nén 
ba trục độ ẩm không đổi (CW). Các nghiên cứu thực nghiệm được tiến hành trên các thí nghiệm 
nộn ba trục cải tiến nhằm xác định cường độ chống cắt của đất không bão hoà có sử dụng công 
thức (1) (Fredlund và Rahardjo, 1993). 
2. Đặc trưng của đất dựng trong thớ nghiệm 
Mẫu đất dùng trong nghiên cứu thuộc mỏ vật liệu đất đắp đập dâng nước trong hệ thống 
công trình đầu mối hồ chứa nước Sông Sắt nằm trên địa phận xã Phước Thắng, huyện Bác ái, 
tỉnh Ninh Thuận, cách thị xã Phan Rang 50 km về phía Tây Bắc (khu vực Nam Trung Bộ). Đất 
này thuộc loại sét pha nhẹ, mầu xám vàng, dẻo mềm, chứa nhiều sỏi sạn, cát hạt vừa, lẫn hòn 
mảnh vụn phong hóa nhỏ. 
Tính chất vật lý của đất được xác định theo qui trình thí nghiệm TCVN (1995) được nờu 
trong bảng 1. 
Bảng 1. Tính chất cơ lý của mẫu đất dùng trong nghiên cứu 
Các chỉ tiêu Ký 
hiệu 
Đơn 
vị 
Vật liệu 
Sông sắt 
Tỷ trọng Gs 2,731 
Giới hạn chảy Wl % 24,08 
 2 
Giới hạn dẻo Wp % 15,16 
Chỉ số dẻo Ip % 8,91 
Khối lượng đơn vị khô lớn nhất dmax T/m
3 1,997 
Độ ẩm tốt nhất Wopt % 10,97 
3. Quy trỡnh và thao tỏc thớ nghiệm 
3.1. Quy trỡnh chuyển cỏc mẫu đất đến cỏc độ hỳt dớnh khỏc nhau 
Thí nghiệm cắt mẫu đất không bão hòa trong nghiên cứu này được tiến hành trên máy nén 
3 trục cải tiến. Thiết bị thí nghiệm tương tự loại dựng của Fredlund và Rahardjo (1993). Nú cho 
phép xỏc định áp lực nước lỗ rỗng uw và khớ lỗ rỗng , ua, để lập quan hệ τmatric ~ (ua – uw) theo yêu 
cầu. Hình 1 nờu sơ đồ lắp đặt buồng thí nghiệm nén 3 trục mẫu đất không bão hòa. Đăc điểm của 
buồng này là tấm đỏ thấm đỏy được thay bằng một đĩa gốm tiếp nhận khí cao áp để kiểm soát và 
đo áp lực khớ lỗ rỗng của đất không bão hòa. 
Thiết bị thí nghiệm nộn ba trục cải tiến dựng cho nghiên cứu này thuộc phòng thí nghiệm 
Địa Kỹ Thuật trường Đại học Thủy lợi được mô tả trong hình 2, đó được tác giả nghiên cứu - cải 
tiến để có thể thí nghiệm được cho đất không bão hòa. Đĩa tiếp nhận khí cao áp dùng trong 
nghiên cứu là đĩa gốm loại 5 bar (500 kPa). Tác giả đã thiết kế và gia công mặt tấm đế dưới tạo 
hệ đường rãnh nối tiếp nhau để gắn được đĩa gốm tiếp nhận khí cao áp lên trên. như mô tả trong 
hình 3. Các đường rãnh trên mặt tấm đế dưới bên trong ngăn chứa nước được dùng như các 
đường dẫn nước để đuổi các bọt khí có thể bị giam hãm hay tích tụ do khuếch tán. Đĩa áp lực khí 
được trám đủ kín vào bệ đáy bằng keo Epoxy theo chu vi của đĩa. Sự trám kín giữa đĩa và bệ đáy 
bảo đảm khí không thể rò rỉ vào trong ngăn chứa nước. 
Hình 1. Buồng ba trục cải tiến để thí nghiệm đất không bão hòa (theo Fredlund và 
Rahardjo, 1993) 
 Hình 2. Buồng ba trục cải tiến dùng trong phòng thí nghiệm Địa Kỹ Thuật, trường Đại 
học Thủy lợi 
Đường áp lực ngược 
Đường khí vào 
Đường áp 
lực buồng 
Mẫu đất 
Bộ đo áp lực 
nước lỗ rỗng 
 3 
Hình 3. Ngăn chứa nước có các rãnh hình vòng tròn ở phần đầu của chân đế buồng ba 
trục và đĩa áp lực khí cao. 
3.2. Qui trình thí nghiệm 
 Tác giả áp dụng quy trình thí nghiệm nộn 3 trục cho mẫu đất bão hòa (Head, 1986) và 
dựng quy trình thí nghiệm nộn 3 trục cho đất không bão hòa (Fredlund - Rahardjo, 1993). Lực 
hút dính ban đầu được thiết lập dựa trên việc sử dụng kỹ thuật chuyển trục. 
 Chuẩn bị mẫu 
 Các mẫu đất thí nghiệm thuộc công trình Sông Sắt được đầm nén với giá trị khối lượng 
đơn vị khô bằng 95 % khối lượng đơn vị khô lớn nhất và độ ẩm tương ứng sau khi đầm nén. Mẫu 
đất được đầm nén từ 10 lớp đất với chiều dày mỗi lớp là 10mm để đảm bảo tính đồng nhất về độ 
chặt trong toàn mẫu. Chiều cao và đường kính mẫu tương ứng là 100mm và 50mm. Trọng lượng 
quả đầm là 0,715 (kG), trọng lượng quả đầm+thanh dẫn là 1,303 (kG), chiều cao quả đầm rơi là 
30 cm. 
 Giai đoạn bão hòa mẫu 
Tất cả các mẫu đất dùng trong chương trình thí nghiệm này đầu tiên được bão hòa nhằm 
tạo nên sự đồng nhất về độ ẩm và độ bão hòa ban đầu. Trong giai đoạn này, đường áp lực nước lỗ 
rỗng nối với thiết bị khống chế áp lực và thể tích nước, bơm nước vào trong mẫu từ đỉnh. Mẫu đất 
được bão hòa bởi quá trình tăng dần từng cấp áp lực buồng, s3, và áp lực ngược, uw, dưới áp lực 
hiệu quả bằng 10kPa cho đến khi hệ số áp lực nước lỗ rỗng B đạt giá trị gần 1. Mẫu đất được coi 
là bão hòa hoàn toàn khi hệ số áp lực nước lỗ rỗng đạt giá trị lớn hơn hoặc bằng 0,95 (Head, 
1986). Quá trình bão hòa mẫu thường kéo dài khoảng 10 ngày. 
 Giai đoạn cố kết 
Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, mẫu đất được cố kết dưới áp lực buồng, s3, và đo áp 
lực nước lỗ rỗng, uw, do vậy cú được áp lực hiệu quả yêu cầu, (s3 – uw). Giá trị độ lớn của áp lực 
cố kết được chọn tuỳ thuộc các giá trị áp lực thực (s3 – ua) theo yêu cầu của giai đoạn cân bằng 
lực hút dính và giai đoạn cắt. Trong giai đoạn cố kết, mở van C để thoỏt nước và mở van D tạo 
ỏp lực buồng khống chế theo giá trị yêu cầu (Hỡnh 1). áp lực nước lỗ rỗng được đo bằng bộ 
biến năng đặt trên tấm đáy (hình 1). Lượng nước thoát ra từ mẫu thí nghiệm trong quá trình cố 
kết đẳng hướng được ghi lại bằng thiết bị đo biến thiên thể tích burret kép. Giai đoạn cố kết được 
coi là kết thúc khi thể tích nước thoát ra khỏi mẫu không thay đổi và áp lực nước lỗ rỗng dư đã 
hoàn toàn tiêu tán. Thời gian cho giai đoạn cố kết khoảng 1 giờ. 
 Giai đoạn tạo và cân bằng lực hút dính trong mẫu 
Khi giai đoạn cố kết đã kết thúc, để tạo lực hút dính bên trong mẫu, đường áp lực nước 
nối với đỉnh của mẫu thí nghiệm sẽ được ngắt tại van C và thay vào đó bằng đường áp lực khí, ua. 
Đường áp lực nước được nối với buồng nhỏ chứa nước dưới đáy mẫu tại van A. Lúc này, van A sẽ 
khống chế áp lực nước lỗ rỗng tại đáy mẫu trong khi áp lực khí lỗ rỗng bên trong mẫu được kiểm 
soát tại van C. Như vậy trong quá trình tạo lực hút dính, mẫu đất sẽ được cố kết bởi áp lực hông 
thực (s3 – ua) và lực hút dính (ua – uw). Giai đoạn cân bằng lực hút dính trong mẫu được coi là kết 
thúc khi lượng nước thoát ra hầu như bằng 0. Thời gian cho quá trình cân bằng lực hút dính 
thường kéo dài khoảng 3 đến 5 ngày. 
 Giai đoạn cắt mẫu 
Khi điều kiện cân bằng lực hút dính trong mẫu đã đạt được dưới các áp lực tác dụng (tức 
là s3, ua và uw), mẫu đất được cắt bằng lực dọc trục trong các điều kiện thoát khí và không thoát 
nước lỗ rỗng, với một vận tốc bằng hằng số. Trong nghiên cứu này, tốc độ biến dạng được tính 
toán theo TCVN 8868 : 2011 và được chọn trên cơ sở bảo đảm khống chế áp lực khí lỗ rỗng ua 
bằng áp lực khí lỗ rỗng tại cuối quá trình cố kết hay đầu quá trình cắt. Tác giả chọn tốc độ biến 
dạng là 0,02 mm/phút. Trong sơ đồ thí nghiệm này, mẫu đất được cắt dưới điều kiện pha khí 
thoát tự do, nhưng không cho pha nước thoát ra ngoài. Điều này có nghĩa là trong quá trình cắt 
Đĩa gốm cao 
áp (5 bar) 
Các rãnh 
hình tròn 
Chân đế 
 4 
van của pha khí được mở (van C trong hình 1) và van của pha nước được đóng lại (van A và B 
trong hình 1). Giai đoạn cắt được coi là kết thúc khi độ lệch ứng suất, q = (s1 - s3) đã vượt qua 
điểm đỉnh và đạt tới giá trị không đổi hoặc đã quan sát được mặt phá hoại rõ ràng trên mẫu đất. 
Nếu không đạt được điều kiện phá hoại như nêu trên thì ngừng thí nghiệm khi đạt đến 25% biến 
dạng dọc trục. Giai đoạn cắt kéo dài trong một ngày. 
 3.3. Chương trình thí nghiệm 
Các thí nghiệm cắt ba trục độ ẩm không đổi (CW) được thực hiện tại các lực hút dính 
khác nhau và các áp lực hông thực khác nhau để nghiên cứu mặt bao phá hoại cho đất không bão 
hòa. Với mục đích thí nghiệm các mẫu đất có trạng thái từ bão hòa đến không bão hòa, các lực 
hút dính ban đầu được lựa chọn cho chương trình thí nghiệm lần lượt là: 0 kPa, 100 kPa và 200 
kPa. Các áp lực hông thực được lựa chọn dựa trên khả năng chịu lực của hệ thống ba trục và 
buồng ba trục là: 50 kPa, 100 kPa và 200 kPa. Chương trình thí nghiệm cắt ba trục được trình bày 
trong bảng 2. Ký hiệu các mẫu đất thí nghiệm cắt ba trục độ ẩm không đổi là CWx-y, trong đó x-
y biểu thị thí nghiệm được thực hiện dưới áp lực buồng thực là x kPa và lực hút dính ban đầu là y 
kPa. 
Bảng 2. Chương trình các thí nghiệm cắt ba trục độ ẩm không đổi (CW) 
áp lực buồng thực, Lực hút dính ban đầu, (kPa) 
(kPa) 0 100 200 
50 CW50-0 CW50-100 CW50-200 
100 CW100-0 CW100-100 CW100-200 
200 CW200-0 CW200-100 CW200-200 
4. Kết quả thí nghiệm 
4.1. Các đặc tính cường độ chống cắt của các mẫu đất thí nghiệm 
Hình 4 và hình 5 biểu diễn quan hệ giữa ứng suất lệch với biến dạng trục xác định được từ các 
thí nghiệm ba trục độ ẩm không đổi (CW) cho mẫu đất đầm nén Sông Sắt dưới các áp lực hông 
thực khác nhau (50 kPa, 100 kPa và 200 kPa) tác dụng lên mẫu đất với cùng lực hút dính lần lượt 
là 0 kPa và 200 kPa. 
0
80
160
240
320
0 5 10 15 20 25 30
Biến dạng trục,  (%)
Ứ
n
g
 s
u
ấ
t 
lệ
c
h
, 
(
1
 -
3
) 
(k
P
a
)
CW50-0
CW100-0
CW200-0
Hình 4. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng trục dưới các áp lực hông thực khác nhau 
tác dụng lên mẫu với cùng lực hút dính ban đầu là 0 kPa. 
Quan sát trên hình 4, ta thấy ứng suất lệch đỉnh thể hiện rất rõ ràng. Quan hệ giữa ứng suất 
lệch và biến dạng trục dưới các áp lực hông thực khác nhau nhưng ở cùng lực hút dính là 200 kPa 
(các mẫu CW50-200, CW100-200 và CW200-200) được thể hiện trong hình 5. 
 5 
0
80
160
240
320
0 5 10 15 20 25 30
Biến dạng trục,  (%)
Ứ
n
g
 s
u
ấ
t 
lệ
c
h
, 
( s
1
 -
 s
3
) 
(k
P
a
)
CW50-200
CW100-200
CW200-200
Hình 5. Quan hệ giữa ứng suất lệch và biến dạng trục dưới các áp lực hông thực khác nhau 
tác dụng lên mẫu với cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa. 
So sánh với các kết quả ứng với lực hút dính bằng 0 kPa, ta thấy kết quả trên hình 5 nói lên 
rằng mẫu càng không bão hòa thì cường độ chống cắt càng tăng. 
4.2. áp lực nước lỗ rỗng dư 
Hình 6 biểu diễn sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trong khi cắt của thí nghiệm ba trục độ 
ẩm không đổi (CW) trên các mẫu đất bão hòa dưới các áp lực hông thực khác nhau. Như thấy 
trên hình 6, lượng biến thiên áp lực nước lỗ rỗng tăng khi áp lực hông thực tăng. Điều này cũng 
có thể nói lên rằng ứng suất pháp thực tăng làm độ bão hòa bên trong mẫu đất tăng và tương ứng 
áp lực nước lỗ rỗng dư trong khi cắt tăng lên. Xu hướng biến thiên áp lực nước lỗ rỗng của ba 
mẫu (CW50-0, CW100-0 và CW200-0) gần như tương tự nhau. Sự biến thiên áp lực nước lỗ rỗng 
tăng nhanh trong giai đoạn đầu của quá trình cắt mẫu và sau đó giảm dần. 
0
40
80
120
0 5 10 15 20 25 30
Biến dạng trục,  (%)
B
iế
n
 t
h
iờ
n
 ỏ
p
 lự
c 
n
ư
ớ
c 
lổ
 r
ỗ
n
g
, 
u
w
 (
kP
a
)
CW50-0
CW100-0
CW200-0
Hình 6. Quan hệ giữa uw và  từ thí nghiệm cắt ba trục CW mẫu Sông Sắt dưới các ứng suất 
pháp thực khác nhau tại cùng lực hút dính ban đầu bằng 0 kPa. 
Hình 7 biểu diễn sự biến thiên áp lực nước lỗ rỗng trong khi cắt của thí nghiệm ba trục độ ẩm 
không đổi (CW) dưới các ứng suất pháp thực khác nhau tại cùng lực hút dính ban đầu là 200 kPa. 
Như trình bày trong hình 7, biến thiên áp lực nước lỗ rỗng tăng trong khi cắt dưới điều kiện độ 
ẩm không đổi. Hình 7 cho thấy các mẫu có ứng suất pháp thực cao sẽ cho độ biến thiên áp lực 
nước lỗ rỗng lớn và độ biến thiên của áp lực nước lỗ rỗng tăng theo sự tăng của ứng suất pháp 
thực. Xu hướng biến đổi áp lực nước lỗ rỗng trong khi cắt là như nhau. Sự thay đổi giữa các biến 
thiên áp lực nước lỗ rỗng trong khi cắt các mẫu đất dưới các ứng suất pháp thực khác nhau tại 
cùng lực hút dính ban đầu bằng 200 kPa là tương đối nhỏ. 
 6 
0
40
80
120
0 5 10 15 20 25 30
Biến dạng trục,  (%)
B
iế
n
 t
h
iờ
n
 ỏ
p
 lự
c 
n
ư
ớ
c
 l
ỗ
 r
ỗ
n
g
, 
u
w
(k
P
a
)
CW50-200
CW100-200
CW200-200
Hình 7. Quan hệ giữa uw và  từ thí nghiệm CW mẫu Sông Sắt dưới các ứng suất pháp thực 
khác nhau tại cùng lực hút dính ban đầu bằng 200 kPa. 
Các kết quả trên hình 7 nói lên rằng các mẫu đất có ứng suất pháp thực cao làm cho biến 
thiên áp lực nước lỗ rỗng cao trong quá trình cắt. Điều này cho thấy là ứng suất pháp thực càng 
lớn thì hệ số rỗng bên trong mẫu đất càng thấp và độ bão hòa của mẫu càng cao. Do đó, độ lớn 
của áp lực nước rỗ rỗng trong khi cắt sẽ cao. 
4.3. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng 
Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng được cho trong hình 8. Các ứng suất cắt lúc phá 
hoại của các mẫu đất dùng để vẽ nên các vòng tròn Mohr cho các thí nghiệm cắt ba trục CW là 
các ứng suất lệch đỉnh từ các đường cong ứng suất - biến dạng. Hình 8 cho thấy khi lực hút dính 
của mẫu bằng 0 kPa (mẫu bão hòa), mẫu có lực dính hiệu quả c’ = 14 kPa và góc ma sát trong 
hiệu quả ’ = 130. Các giá trị 76 kPa và 146 kPa là các giá trị trung bình của các lực hút dính lúc 
phá hoại (tại các ứng suất lệch đỉnh) trong các thí nghiệm cắt ba trục CW dưới các áp lực hông 
thực khác nhau (50 kPa, 100 kPa và 200 kPa) nhưng tại cùng lực hút dính ban đầu lần lượt là 100 
kPa và 200 kPa. Trên hình 8, ta thấy: khi lực hút dính tăng, góc b giảm từ giá trị b = ’ tại lực 
hút dính bằng 0 kPa đến giá trị b = 40 ứng với giá trị lực hút dính bằng 200 kPa. Góc ma sát 
trong ’ của mẫu vẫn giữ nguyên bằng 130 dự lực hút dính tăng. 
 
 (
k
P
a)
(s - ua) (kPa)
 (
ua
 - 
uw
) (
kP
a)
 0 50 100 200
(ua - uw)f = 76 kPa
(ua - uw)f = 146 kPa
c' = 14 kPa
13°
Hình 8. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng xác định được từ thí nghiệm cắt ba trục 
độ ẩm không đổi (CW) mẫu đất thí nghiệm công trình Sông Sắt 
Hình 9 biểu diễn hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng  ~ (s – ua). Các đường 
có các khoảng chặn lực dính tăng dần khi lực hút dính tương ứng của chúng tăng. Khoảng chặn 
lực dính trở thành lực dính hiệu quả c’ = 14 kPa khi lực hút dính tiến tới không. Tất cả các đường 
đồng lực hút dính có cùng góc dốc ’ = 13º. Quan hệ trên hình 9 cũng cho thấy cường độ chống 
cắt của mẫu tăng khi ứng suất pháp thực tăng. Tại một ứng suất pháp thực xác định, cường độ 
chống cắt tăng khi lực hút dính tăng. Với ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ 
b=40 
 7 
nhất là 14 kPa tại lực hút dính ban đầu bằng 0 kPa, lớn nhất là 45 kPa tại lực hút dính ban đầu 
bằng 200 kPa. Các kết quả thí nghiệm cho thấy các đường bao phá hoại hầu như là các đường 
thẳng tịnh tiến hướng lên song song, thể hiện rằng lượng tăng cường độ chống cắt là do lực hút 
dính của đất tăng. 
0
100
200
300
0 100 200 300 400
Ứng suất phỏp thực, (s - ua) (kPa)
C
ư
ờ
n
g
 đ
ộ
 c
h
ố
n
g
 c
ắ
t,
f 
(k
P
a
)
ua - uw = 0 kPa
ua - uw = 100 kPa
ua - uw = 200 kPa
Hình 9. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng   (s-ua) xác định 
từ thí nghiệm cắt ba trục CW của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 
Hình 10 biểu diễn hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng  ~ (ua - uw). Hình 
chiếu biểu thị lượng tăng cường độ chống cắt khi lực hút dính tăng. Các quan hệ trên hình 10 cho 
thấy quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính là quan hệ phi tuyến. Lực hút dính tăng 
làm cường độ chống cắt của mẫu tăng lên. áp lực hông thực tăng cũng làm cường độ chống cắt 
của mẫu tăng theo tương ứng. Kết quả thu được này phù hợp với các nghiên cứu trước đó của các 
nhà khoa học trên thế giới như Ho và Fredlund (1982),... 
0
100
200
300
0 100 200 300
Lực hỳt dớnh, (ua - uw) (kPa)
C
ư
ờ
n
g
 đ
ộ
 c
h
ố
n
g
 c
ắ
t,
f 
(k
P
a
)
 = 50 kPa
 = 100 kPa
 = 200 kPa
s3 - ua
s3 - ua
s3 - ua
Hình 10. Các hình chiếu ngang của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng   (ua-uw) xác định từ 
thí nghiệm cắt ba trục CW của mẫu đất đầm nén Sông Sắt 
5. Kết luận 
Tác giả đã tiến hành nghiên cứu thực nghiệm xác định cường độ chống cắt của đất không 
bão hòa ứng với các lực hút dính khác nhau trên thiết bị nén ba trục cải tiến cho đất không bão 
hòa theo sơ đồ nén ba trục độ ẩm không đổi (CW). Kết quả nghiên cứu cho thấy hình chiếu của 
mặt bao phá hoại trên mặt phẳng  ~ (s – ua) là các đường có các khoảng chặn lực dính tăng dần 
khi lực hút dính tương ứng của chúng tăng. Khoảng chặn lực dính trở thành lực dính hiệu quả c’ 
= 14 kPa khi lực hút dính tiến tới không. Tất cả các đường đồng lực hút dính là các đường thẳng 
tịnh tiến hướng lên song song và có cùng góc dốc ’ = 13º, thể hiện rằng lượng tăng cường độ 
chống cắt là do lực hút dính của đất tăng. Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng  ~ (ua 
- uw) cho thấy quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực hút dính là quan hệ phi tuyến. Quan hệ 
trên hình 10 biểu thị sự tăng cường độ chống cắt khi lực hút dính tăng. áp lực hông thực tăng 
cũng làm cường độ chống cắt của mẫu tăng theo tương ứng. Từ kết quả nghiên cứu ta rút ra rằng 
 8 
trong đất không bão hoà, khi lực hút dính tăng lên thì lực dính c tăng làm cường độ chống cắt của 
đất tăng. Mẫu đất thí nghiệm có góc ma sát trong ’ = 130 và lực dính đơn vị c’ = 14 kPa. Khi lực 
hút dính tăng, góc ma sát trong gần như không thay đổi (’ 130) nhưng lực dính c tăng làm 
cường độ chống cắt của mẫu tăng lên, góc b giảm dần. Kết quả nghiên cứu của đề tài là cơ sở để 
tính toán giảm khối lượng đất đắp trong trường hợp khu vực xây dựng khan hiếm về vật liệu địa 
phương. 
6. Tài liệu tham khảo 
1. FREDLUND, D.G., RAHARDJO, H. (1998), "Cơ học đất cho đất không bão hoà" (bản dịch), 
tập 1+2. NXB Giáo dục. 
2. TCVN 4195-1995  4202-1995 (1996), Tiêu chuẩn Việt Nam: "Đất xây dựng", Bộ Xây dựng. 
NXB Xây dựng. Hà nội. 
3. TCVN 8868:2011 (2011), Tiêu chuẩn quốc gia: "Đất xây dựng - Phương pháp xác định sức 
kháng cắt không cố kết không thoát nước, cố kết không thoát nước và cố kết thoát nước của đất 
dính trên thiết bị nén ba trục" (xuất bản lần 1), Viện Tiêu chuẩn Chất lượng Việt nam. Hà nội. 
4. Fredlund, D.G., Morgenstern, N.R., and Widger, R.A. (1978), “The shear strength of 
unsaturated soils”, Canadian Geotechnical Journal, 15(3): 313–321. 
5. Fredlund, D.G., Rahardjo, H., and Gan, J.K.M. (1987), “Non-linearity of strength envelope for 
unsaturated soils”, Proceedings, 6th International Conference on Expansive Soils, New Delhi, 
India, pp. 49–54. 
6. Fredlund, D.G. and Rahardjo, H. (1993), “Soil Mechanics for Unsaturated Soils”, John Wiley 
& Sons, Inc. 
7. Head, K.H. (1986), “Manual of Soil Laboratory Testing”, John Wiley and Sons, Inc., Vol. 3, 
pp. 942-945. 
8. Ho, D.Y.F., and Fredlund, D.G. (1982), “Increase in shear strength due to soil suction for two 
Hong Kong soils”, Proceedings, ASCE, Geotechnical Conference on Engineering and 
Construction in Tropical and Residual Soils, Honolulu, Hawaii, pp. 263–295. 
Abstract: 
Determining shear strength of a unsaturated soil 
by the constant water content triaxial tests 
Many geotechnical problems for stability and strength are related to the shear strength of a soil. 
In general, most of soils in real constructions are the saturated/unsaturated soil system. 
Therefore, it is necessary to simulate this condition in a constant water content triaxial test (CW) 
to determine shear strength of the soil. This research presents the method of determining shear 
strength of the unsaturated soil by the constant water content triaxial shearing tests (CW). The 
equipment for this research is the modified triaxial apparatus in the Geotechnical laboratory in 
Hanoi Water Resources University. 
Keywords: Shear strength, unsaturated soil, constant water content triaxial tests, matric 
suction.