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

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