intTypePromotion=1

Độ lún cố kết của nền theo quá trình gia tải nhiều cấp trong gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước

Chia sẻ: ViVinci2711 ViVinci2711 | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:11

0
100
lượt xem
6
download

Độ lún cố kết của nền theo quá trình gia tải nhiều cấp trong gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước

Mô tả tài liệu
  Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Giải pháp gia tải trước kết hợp với vật thoát nước thẳng đứng (VTNTĐ) như bấc thấm (PVD), giếng cát (SD),… đã và đang được áp dụng khá phổ biến ở nước ta hiện nay trong công tác xử lý nền đất yếu cho các công trình xây dựng, giao thông, hạ tầng, công nghiệp.

Chủ đề:
Lưu

Nội dung Text: Độ lún cố kết của nền theo quá trình gia tải nhiều cấp trong gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước

ĐỘ LÚN CỐ KẾT CỦA NỀN THEO QUÁ TRÌNH GIA TẢI<br /> NHIỀU CẤP TRONG GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU<br /> BẰNG BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC<br /> PHAN HUY ĐÔNG*<br /> <br /> Consolidation settlement of soil under multi – stage loading in soft soil<br /> improvement by PVP with surcharge<br /> Abstract: Soft soil improvement by PVD combined with surcharge and/or<br /> vacuum preloading has been widely applied for industrial projects,<br /> transport as well as infrastructures in Vietnam. In practical design, the<br /> coupled radial-vertical flow problem has been employed by either analytical<br /> solution or numerical simulation. However, the nonlinear consolidation<br /> considering the multi-stage loadings has not been incorporated in most<br /> design standards in Vietnam. This matter has not reflect the real condition<br /> of ground since the construction loads of buildings or embankments on<br /> clayed soil are usually applied gradually to extend loading rate in order to<br /> against sliding failure or due to construction requirement. During loading,<br /> total excess pore water pressure at any given loading stage depends on the<br /> excess porter pressure retained from previous stage, and therefore it also<br /> affects the general consolidation degree of ground. This paper introduces a<br /> practical method for estimating consolidation degree of ground that<br /> incorporate influences of loading rate and loading pattern. In addition, the<br /> method also considers influences of smear effect and well resistance effects.<br /> The analysis and comparison based on data at a soil improvement project<br /> using PVD combined with vacuum and surcharge preloading indicate the<br /> beneficial use of the method.<br /> <br /> 1. GIỚI THIỆU* sức kháng cắt (cường độ) tăng, tránh mất ổn<br /> Giải pháp gia tải trước kết hợp với vật thoát định trượt trước khi thi công đắp các lớp tiếp<br /> nước thẳng đứng (VTNTĐ) như bấc thấm theo. Như vậy, trong quá trình gia tải, tổng áp<br /> (PVD), giếng cát (SD),… đã và đang được áp lực nước lỗ rỗng dư ứng với mỗi cấp tải trọng<br /> dụng khá phổ biến ở nước ta hiện nay trong sau sẽ phụ thuộc vào áp lực nước lỗ rỗng dư<br /> công tác xử lý nền đất yếu cho các công trình còn lại từ các cấp gia tải trước đó, và do đó<br /> xây dựng, giao thông, hạ tầng, công nghiệp,... cũng sẽ ảnh hưởng đến độ cố kết chung của<br /> Trong thực tế thi công công trình trên nền đất nền. Trong thực hành thiết kế hiện nay, ngay cả<br /> yếu, tải trọng của công trình cũng như tải trọng trong các tiêu chuẩn thiết kế đang được áp<br /> từ các lớp đất đắp sẽ được tăng theo từng cấp, dụng rộng rãi tại Việt Nam (TCVN 9355:2013,<br /> ở mỗi cấp lại được duy trì trong thời gian nhất TCVN 9355:2012, 22TCN 262:2000, TCVN<br /> định nhằm làm giãn tốc độ gia tải. Mục đích 9842:2013), tải trong được mô tả thành tăng tức<br /> của việc làm này là nền có đủ thời gian cố kết, thời mà chưa mô tả được quá trình gia tải nhiều<br /> cấp theo điều kiện thi công. Mặc dù trường hợp<br /> * Bộ môn Cơ học đất-Nền móng, Đại học Xây dựng xem tải trọng tăng một cấp tuyến tính đã được<br /> E-mail: dongph@nuce.edu.vn<br /> <br /> <br /> 30 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017<br /> tính đến (mục VI.5, 22TCN262-2000) thì độ cố gần đúng theo suy diễn hình học mà không có<br /> kết trong giai đoạn tăng tải trọng được xác định định lượng cụ thể.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 1. Sơ đồ gia tải và độ lún cố kết điển hình theo điều kiện thi công thực tế<br /> <br /> Lý thuyết cố kết thấm có kết hợp vật thoát đến được ảnh hưởng của tốc độ gia tải, thời gian<br /> nước thẳng đứng lần đầu tiên đã được phát triển gia tải. Ngoài ra, một số nghiên cứu xét đến ảnh<br /> bởi Barron (1948). Nhiều nghiên cứu về sau đã hưởng phi tuyến khi quan hệ ứng suất biến dạng<br /> được mở rộng để mô tả được cả quá trình thoát của nền là phi tuyến và cả khi dòng thấm không<br /> nước thẳng đứng, mở rộng lý thuyết cố kết thấm tuân thủ định luật thấm Darcy như Walker và<br /> tuyến tính và cả phi tuyến để mô tả được gần cộng sự (2012).<br /> đúng hơn với ứng sử thực tế của nền. Trong đó Bài báo này nhằm mục đích giới thiệu bài<br /> nghiên cứu của Hansbo và cộng sự (1981), toán cố kết thấm đối xứng trục phi tuyến khi<br /> Deng và cộng sự (2013),… chỉ ra rằng ảnh kể đến ảnh hưởng của tốc độ gia tải, thời gian<br /> hưởng của sức cản thoát nước đứng của bấc gia tải, và xét đến cả ảnh hưởng của vùng xáo<br /> thấm (well resistance) cần phải được tính toán động (smear zone) và ảnh hưởng lực cản thấm<br /> đến, đặc biệt là khi bấc thấm cắm sâu. Thực tế, (well resistance). Từ lời giải của bài toán tổng<br /> ảnh hưởng của sức cản thoát nước đứng có thể quát của phương trình vi phân cơ bản, một số<br /> do một số nguyên nhân như: do tiết diện ngang trường hợp riêng sẽ được phân tích cụ thể.<br /> của bấc thấm giảm, bấc thấm bị xoắn vặn, hay Các ví dụ phân tích sẽ được thực hiện sử dụng<br /> do các hạt mịn thẩm thấu qua lớp vỏ của bấc số liệu tại một dự án thi công xử lý nền cụ thể<br /> thấm khi bấc thấm cắm sâu vào đất. Ảnh hưởng và so sánh với kết quả quan trắc thực tế, từ đó<br /> của vùng xáo động (smear effect) xung quanh khẳng định độ chính xác khi tính toán dự báo<br /> VTNTĐ (thường chỉ xét khi thi công bấc thấm, độ lún cố kết của nền gia cố bằng phương<br /> còn với cọc cát, giếng cát thì không xét đến) pháp này.<br /> cũng đã được thực hiện bởi nhiều tác giả như 2. LÝ THUYẾT CỐ KẾT THẤM ĐỐI<br /> Walker and Indraratna (2007). Một số nghiên XỨNG TRỤC PHI TUYẾN<br /> cứu như Conte and Troncone (2009), Geng và 2.1. Phương trình vi phân cơ bản<br /> cộng sự (2012) hay Lu và cộng sự (2011) đã kể Phương trình vi phân cơ bản của bài toán cố<br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 31<br /> kết thấm đối xứng trục tổng quát được xây dựng zone) làm hệ số thấm ngang ở vùng xáo động bị<br /> trên sơ đồ Hình , trong đó có kể đến ảnh hưởng giảm theo một trong ba trường hợp Dạng I,<br /> của khu vực bị xáo động quanh VTNTĐ (smear Dạng II và Dạng III, tương ứng.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 2. Sơ đồ tính cho bài toán cố kết thấm đối xứng trục<br /> <br /> Một số giả thiết được sử dụng như sau: tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu trong<br /> 1. Biến dạng trong vùng có VTNTĐ và biến vùng không bị xáo động; e, e0 là hệ số rỗng tại<br /> dạng ở khu vực đất xung quanh là bằng nhau và thời điểm t và tại thời điểm ban đầu;  's và  's 0 là<br /> chỉ xét đến biến dạng theo phương đứng. Các ứng suất hữu hiệu trung bình trong đất tại thời<br /> mối quan hệ phi tuyến của tính thấm và tính nén điểm t và tại thời điểm ban đầu;<br /> của đất được mô tả như sau: 2. Dòng thấm đứng và ngang tuân thủ định<br /> '<br /> e  e  C log s<br /> (1) luật thấm Darcy.<br /> 0 c<br />  0'<br /> 3. Ảnh hưởng đến khả năng thoát nước<br /> e  e0  Ckh log<br /> kh (2)<br /> k h0 ngang trong vùng xáo động (smear zone) được<br /> kv (3) mô tả như sau:<br /> e  e0  Ckv log<br /> kv 0 k r (r )  k h f ( r ) (4)<br /> trong đó: Cc, Ckh và Ckv lần lượt là chỉ số trong đó: k h biến đổi trong suốt quá trình<br /> nén, chỉ số thấm theo phương ngang và chỉ số thoát nước theo phương trình (2). Trong<br /> thấm đứng; kh, kh0 là hệ số thấm ngang tại thời vùng bị xáo động, giá trị năng tăng từ k s đến<br /> điểm t và tại thời điểm ban đầu trong vùng k h theo qui luật hàm f(r) như mô tả trong<br /> không bị xáo động; kv, kv0 là hệ số thấm ngang hình 2.<br /> <br /> <br /> 32 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017<br /> 4. Lượng nước thoát ra khỏi VTNTĐ bằng bất kỳ, v là biến dạng thể tích của khối đất và<br /> lượng nước chảy vào. Khi đó: của VTNTĐ. Tiếp tục biến đổi với các điều<br /> k ( r ) u s<br /> [2 r r ]<br /> k  2u w<br />   r 2 w<br /> (5) kiện biên tương ứng, sau đó giải phương trình<br /> r  rw w<br /> w r  w z 2<br /> vi phân sẽ thu được nghiệm là giá trị u s theo độ<br /> với uw là áp lực nước lỗ rỗng dư trong sâu và thời gian như sau (chi tiết lời giải tham<br /> VTNTĐ tại các độ sâu khác nhau, us áp lực khảo các nghiên cứu của tác giả Lu và cộng<br /> nước lỗ rỗng dư trong nền đất xung quanh sự, 2011, 2015):<br /> VTNTĐ tại độ sâu bất kỳ; rw, rs và rc lần lượt là <br /> 2<br /> T h<br /> dg (t )  mt M<br /> us   ( p0e  mTh  pu e  mTh  e dt )sin( 2 )<br /> bán kính của VTNTĐ, của vùng xáo động và m 1 M 0 dt H<br /> (8)<br /> vùng ảnh hưởng; kr(r) là hệ số thấm của nền đất  m  4re2<br /> kv 0  M <br /> 2<br /> 8<br />   <br /> xung quanh có thể biến đổi theo bán kinh r theo k h0  H  Fc (9)<br /> các dạng I, Dạng II và Dạng III; kw là hệ số trong đó H chiều dài đường thoát nước theo<br /> thấm của VTNTĐ và sẽ là hằng số trong suốt phương đứng; M=(2m-1)/2; m=1,2,3…; Fc là<br /> quá trình cố kết (Hình ). hệ số kể đến ảnh hưởng của kích thước hình<br /> 5. Tải trọng đắp tại mức mặt nền đất yếu học và đặc điểm của bấc thấm;  m là hệ số<br /> tăng từng cấp theo hàm thời gian như sau: tính toán kể đến ảnh hưởng của vùng xáo<br /> p(t )  pu g (t ) (6) động và khả năng thoát nước, trong công thức<br /> trong đó pu là giá trị tổng tải trọng ở các lần (9), hệ số  m được đơn giản hóa khi không xét<br /> gia tải và biến đổi theo hàm g(t) theo thời gian. đến sức cản thấm trong bấc thấm (chi tiết về<br /> Phương trình vi phân cơ bản của bài toán cố thông số này xem trong Xie và cộng sự, 2009<br /> kết thấm đối xứng trục được mô tả dựa vào giả hoặc Lu và cộng sự, 2015).<br /> thiết tổng biến dạng thể tích bằng tổng lượng Hệ số cố kết của nền được xác định theo<br /> nước thoát ra theo cả hai phương đứng và nguyên lý ứng suất như sau:<br /> T<br /> phương ngang (xuyên tâm) như sau:<br /> <br /> 2 p0   T<br />  e T<br /> dg (t )  t h<br /> (10)<br /> U (T )  g (T ) <br /> h h M<br /> ( e 2<br /> pu<br /> m h<br /> e dt )<br /> m h<br />  dt<br /> m<br /> <br /> <br /> <br /> <br />  v<br /> 1   kr ( r ) us  k v  2 u s<br /> r <br /> (7) m1 0<br /> <br />  <br /> t r r   w r   w z 2 2.2. Lời giải cho một số trường hợp đặc<br /> trong đó u s là áp lực nước lỗ rỗng dư trung biệt<br /> bình của đất xung quanh VTNTĐ tại độ sâu<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 3. Một số trường hợp gia tải.<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 33<br /> (1) Trường hợp tải trọng tức thời mô tả dưới dạng sau:<br /> p 0  0;<br /> Tải trọng tăng tức thời theo thời gian như mô (15)<br />  ai 1  Ri (Th  Th( 2i  2) ), Th (2i 2)  Th  Th ( 2i 1)<br /> tả trong Hình .a, khi đó ta có: g (t )  <br />  ai , Th( 2i 1)  Th  Th (2 i )<br /> <br /> 2p M<br /> u s ( z , t )   u e   T sin( z )<br /> m h (11)<br /> m 1 M H với ai = pi/pu; Ri = (ai-ai-1)/(Th(2i-1)-Th(2i-2)); i là<br /> U (Th )  1  <br /> <br /> 2  mTh<br /> e (12) chỉ số cho bước tải trọng thứ i=1,2,3…; pi là tải<br /> m 1 M2<br /> trọng cuối cùng ở cấp thứ i;<br /> (2) Trường hợp tải trọng tăng tuyến tính<br /> Giá trị áp lực nước dư trung bình trong đất<br /> một cấp<br /> tại độ sâu z được xác định như sau:<br /> Trường hợp tải trọng tăng tuyến tính theo <br /> 2 pu M i<br /> sin( z ) R (e   ( T T )  e<br />   (T T ) (16)<br /> một cấp và giữ ổn định được mô tả trong  M<br /> u s ( z ,t ) <br /> m1 H<br /> <br /> j 1<br /> j<br /> m<br /> ) h s m h h ( 2 j 2 )<br /> <br /> <br /> m<br /> <br /> Hình .b, khi đó ta có: với Ts = min(Th, Th(2j-1)) và j =1,2,3…<br />   2 pu (1  e  mTh ) M<br />  sin( z ), Th  Th1 (13) Độ cố kết trung bình của nền được xác định<br />  m1 M  mTh1 H<br /> u s ( z, t )  <br /> <br />  2 pu (e<br />   (<br /> m hT Th1 )   T<br /> e m h ) M như sau:<br /> <br /> sin( z ), Th  Th1<br /> M  T H<br /> <br /> 2 i<br /> R (e  (T T )  e<br />   (T T ) (17)<br /> m1 m h1 U  g (T ) <br /> p h M<br /> m 1<br /> 2<br /> m<br /> <br /> j 1<br /> j ) m h s m h h (2 j  2 )<br /> <br /> <br /> <br /> <br />  Th  2(1  e mTh )<br /> 3. ÁP DỤNG TÍNH TOÁN CHO<br />   2<br /> , Th  Th1 (14) TRƯỜNG HỢP CỤ THỂ<br />  Th1 m 1 M  mTh1<br /> Up     m (Th Th1 )<br /> <br /> 1  2(e  e  mTh ) 3.1 Giới thiệu dự án<br /> <br />  m 1 2<br /> M mTh1<br /> , Th  Th1<br /> Nhằm kiểm tính phương pháp tính toán, phân<br /> (3) Trường hợp tải trong tăng tuyến tính tích tiếp theo dựa trên số liệu đầu vào tại một dự<br /> nhiều cấp án có công tác xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm<br /> Trường hợp tổng quát và thông thường gặp<br /> kết hợp với hút chân không và tải trọng đắp. Dự<br /> đó là khi nền đất yếu không đủ chịu tổng tải<br /> án thuộc khu vực khí điện đạm Cà Mau, Tỉnh<br /> trọng đắp lớn, cần thi công nhiều bước, mỗi<br /> Cà Mau. Địa chất điển hình tại khu vực được<br /> bước có một thời gian đợi nhất định như trình<br /> trình bày trên hình 4.<br /> bày trong Hình .c. Khi đó tải trọng gia tải được<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 4. Lát cắt địa chất tại khu vực khảo sát.<br /> <br /> 34 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017<br /> Hình 4 trong đó lớp đất yếu số 1 là bùn sét yếu ở trạng thái cố kết thường. Lớp đất yếu có<br /> lẫn hữu cơ trạng thái dẻo nhão đến nhão phân hệ rố rỗng lớn, các chỉ số nén lớn.<br /> bố đến độ sâu từ 17m đến 18m trên toàn khu Khu vực dự án có tổng diện tích xấp xỉ 20 ha,<br /> vực dự án. được chia thành nhiều khu vực nhỏ nhằm kiểm<br /> Hình 5 trình bày một số chỉ tiêu cơ lý đặc soát chất lượng trong quá trình thi công và phù<br /> trưng của nền đất biến động theo độ sâu tại khu hợp với mặt bằng xử lý nền. Khu vực xem xét<br /> vực dự án. Số liệu trên hình 5 cho thấy nền đất có diện tích xấp xỉ 2 ha.<br /> <br /> <br /> Cc, Cr p'c (kg/cm2) Hệ số rỗng (e)<br /> 0 0,5 1 1,5 2 2,5<br /> 0 0,5 1 1,5 2 0<br /> 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2<br /> 0<br /> 0<br /> <br /> Pc-Áp lực tiền<br /> cố kết<br /> 5<br /> 5 5 Us bản thân<br /> Độ sâu (m)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 10<br /> <br /> Độ sâu (m)<br /> Độ sâu (m)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 10 10<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 15<br /> 15 15<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 20 20 20<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 25 25 25<br /> Cc chỉ số nén<br /> <br /> Cr Chỉ số nén lại<br /> 30 30 30<br /> <br /> <br /> Hình 5. Một số chỉ tiêu cơ lý điển hình.<br /> <br /> 3.2. Kết quả tính toán và phân tích cm trong vòng 10 năm kể từ năm bắt đầu<br /> Bấc thấm được thiết kế đảm bảo yêu khai thác. Bảng 1 tổng hợp các thông số<br /> cầu về độ cố kết dưới tải trọng thi công thiết kế cho bấc thấm theo thực tế thi<br /> đạt trên 90%, độ lún dư của nền dưới 20 công tại dự án.<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 35<br /> Bảng 1. Thông số thiết kế bấc thấm.<br /> <br /> STT Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị<br /> 1 Kích thước của bấc thấm aw*bw 100*3 mm<br /> 2 Khoảng cách bấc thấm (lưới ô vuông) s*s 1,0*1,0 mxm<br /> 3 Độ sâu cắm bấc thấm L (H) 18 m<br /> 4 Đường kính thoát nước tương đương<br /> (rc=dc/2) dc=1,13*s 1,13 m<br /> 5 Hệ số phạm vi vùng xáo động rs/rw 2<br /> 6 Hệ số ảnh hưởng xáo động kh/ks 2<br /> 7 Hệ số sức cản bấc thấm kn/qw 0,0001 m-2<br /> <br /> Công tác thi công san lấp và xử lý nền thực thi công san lấp ban đầu đến khi xử lý nền xong<br /> tế tại khu vực xem xét bao gồm các bước sau: và dỡ tải chân không được mô tả trong hình 2a.<br /> (1). San lấp đến cao độ thiết kế, chiều Trong đó, đường gia tải trung bình được tổng<br /> dày đắp trung bình 3m. Thời gian tính toán hợp sử dụng cho tính toán.<br /> là 60 ngày. Trong quá trình thi công, các số liệu quan<br /> (2). Thi công lớp cát đệm dày 0,5m trong trắc (lún mặt, áp lực nước lỗ rỗng, lún theo độ<br /> vòng 8 ngày. sâu và chuyển vị nghiêng) được theo dõi liên tục<br /> (3). Thi công cắm bấc thấm trong vòng 20 nhằm đánh giá chất lượng thi công, độ cố kết<br /> ngày. Bấc thấm được thiết kế với khoảng cách của nền và đánh giá thời điểm ngừng gia tải<br /> 1.0x1.0m, chiều sâu bấc thấm là 18m tính từ chân không. Các giá trị này sẽ là cơ sở để so<br /> mặt lớp đất yếu (hết phạm vi đất yếu). sánh đối chiếu giữa các phương pháp tính. Hình<br /> (4). Thi công hệ thống chân không, các lớp 2.b trình bày độ lún mặt trung bình của khu vực<br /> màng kín khí và bắt đầu hút chân không, áp suất đang xét được xác định từ quan trắc bàn đo lún<br /> chân không đã đạt giá trị thiết kế là trên 70 kPa bề mặt trong suốt quá trình thi công. Trong quá<br /> sau 7 ngày chạy hệ thống chân không. Tổng thời trình thi công cát san lấp (3m), do chưa có bấc<br /> gian từ lúc bắt đầu gia tải chân không đến thời thấm nên nền đất lún rất ít. Sau khi thi công<br /> điểm áp suất chân không đạt giá trị thi thiết kế xong bấc thấm, độ lún của nền tăng lên nhanh<br /> là xấp xỉ 7 ngày theo đúng lộ trình thiết kế. chóng, đặc biệt là khi bắt đầu vận hành hệ thống<br /> (5). Thi công bơm cát bù lún ngay sau khi áp chân không.<br /> suất chân không đạt giá trị thiết kế và ổn định Nhằm đánh giá độ tin cậy của phương pháp<br /> trong vòng 8 ngày. Tổng thời gian thi công bơm tính, một đoạn chương trình phần mềm đã được<br /> cát bù lún là 20 ngày; lập dựa trên phân tích độ cố kết của nền theo lý<br /> (6). Đợi gia tải; thuyết cố kết cấm đối xứng trục trình bày trong<br /> (7). Dỡ tải chân không. công thức (15) và (16). Kết quả tính toán cho<br /> Như vậy, tải trọng được gia tải theo nhiều thấy độ lún dự báo là sát với giá trị quan trắc cả<br /> cấp mở mỗi cấp có thời gian đợi khác nhau sau về trị số độ lún cuối cùng và tốc độ lún theo thời<br /> đó mới tăng cấp tiếp theo theo trình tự thi công. gian (Hình 6c), đặc biệt là khi hệ số cố kết<br /> Qui trình gia tải theo các bước thi công từ lúc ngang Ch=2,5Cv.<br /> <br /> <br /> 36 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017<br /> 180<br /> (3) (4) (5) (6) (7)<br /> (1) (2)<br /> 160<br /> <br /> 140<br /> Tải trọng (kN/m2)<br /> <br /> <br /> <br /> 120<br /> <br /> 100 Gia tải thực tế<br /> Tải trọng tính toán<br /> 80<br /> <br /> 60<br /> 40<br /> <br /> 20<br /> 0<br /> 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220<br /> <br /> <br /> a.<br /> <br /> Thời gian thi công (ngày)<br /> 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220<br /> 0<br /> 20 Độ lún tính toán, Ch= 2Cv<br /> 40 Độ lún tính toán, Ch= 2.5Cv<br /> Độ lún (cm)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 60 Độ lún tính toán, Ch= 3Cv<br /> 80 Độ lún quan trắc<br /> 100<br /> San lấp và thi công bấc<br /> 120<br /> 140 Hút chân không + Bơm cát<br /> 160<br /> 180<br /> 200<br /> <br /> b.<br /> <br /> Thời gian thi công (ngày)<br /> 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220<br /> 0<br /> Tốc độ lún (mm/ngày)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 10<br /> 20<br /> 30<br /> 40<br /> 50 Tốc độ lún tính toán, Ch=2.5Cv<br /> 60<br /> Quan trắc<br /> 70<br /> 80<br /> 90<br /> 100<br /> <br /> c.<br /> Hình 2. Độ lún cố kết của nền theo tốc độ gia tải thực tế: a. Sơ đồ gia tải thực tế<br /> và số liệu tính toán; b. Độ lún cố kết trung bình của nền trong giai đoạn thi công;<br /> c. Tốc độ lún trung bình của nền.<br /> <br /> Ảnh hưởng của tốc độ gia tải tới độ cố kết các trường hợp tải trọng thực tế, tải trọng tăng<br /> chung của nền được khảo sát với các trường nhiều cấp theo thực tế thi công, tải trọng tăng<br /> hợp gia tải khác nhau như trình bày trên hình tuyến tính một cấp và trường hợp tải trọng<br /> 7. Trong đó hình 7a mô tả lộ trình gia tải theo tăng tức thời. Giá trị độ lún cố kết và tốc độ<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 37<br /> lún của nền theo thời gian thi công, ứng với tải trọng tăng tức thời. Kết quả trên hình 7b cho<br /> các trường hợp được trình bày trên hình 7b và thấy hai kết quả là tương đối khớp nhau.<br /> hình 7c, trong khi giữ nguyên tỷ số Ch/Cv = Kết quả tổng hợp trên bảng 2 tại thời điểm<br /> 2,5. Kết quả phân tích cho thấy ở các qui trình ngừng gia tải xử lý nền cho thấy, nếu sơ đồ gia<br /> gia tải khác nhau, mặc dù độ lún cố kết tổng tải không chính xác sẽ dẫn đến việc dự báo<br /> cuối cùng (lún sơ cấp) giữa các sơ đồ gia tải là không chính xác về độ cố kết cũng như tốc độ<br /> giống nhau, tuy nhiên tốc độ lún của nền, đặc lún tại thời điểm nhất định. Trong khi, việc xác<br /> biệt trong giai đoạn đầu tiên khi bắt đầu tăng định độ lún cố kết và tốc độ lún một cách chính<br /> tải là rất khác nhau. xác có ý nghĩa thực tế rất lớn trong công tác<br /> Ngoài ra, trong hình 7b có trình bày kết quả thiết kế, thi công và kiểm soát chất lượng của<br /> tính toán độ lún cố kết của nền trong trường hợp công tác xử lý nền. Ví dụ, trường hợp cần khống<br /> độ cố kết được xác định theo công thức được chế tốc độ lún để đảm bảo điều kiện chống trượt<br /> trình bày trong TCVN 9355: 2012 về thiết kế xử cho công tác thi công đắp, xác định thời điểm<br /> lý nền bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước, và dỡ tải trọng gia tải trước…<br /> <br /> 180<br /> 160<br /> 140<br /> Tải trọng (kN/m2)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 120<br /> 100 Gia tải thực tế<br /> 80 TH1: Tải tăng nhiều cấp<br /> 60 TH2: Tải tăng tuyến tính<br /> 40 TH3: Tải tăng tức thời<br /> 20<br /> 0<br /> 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220<br /> <br /> a.<br /> <br /> <br /> Thời gian thi công (ngày)<br /> 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220<br /> 0<br /> <br /> 20<br /> <br /> 40<br /> <br /> 60<br /> Độ lún (cm)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> San lấp<br /> Dỡ tải<br /> 80 chân<br /> PVD Hút chân không + Bơm cát bù<br /> không<br /> 100<br /> <br /> 120 Độ lún quan trắc<br /> <br /> TH1: Tải tăng từng cấp<br /> 140<br /> TH2:Tải tăng tuyến tính<br /> 160<br /> TH3: Tải tăng tức thời<br /> 180<br /> TH3: Tăng tải tức thời (TCVN 9355:2012)<br /> 200<br /> <br /> b.<br /> <br /> <br /> 38 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017<br /> Thời gian thi công (ngày)<br /> 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220<br /> 0<br /> Tốc độ lún (mm/ngày)<br /> <br /> <br /> <br /> 10<br /> 20<br /> 30<br /> 40 Quan trắc<br /> 50 TH1: Tải tăng từng cấp<br /> 60<br /> TH2: Tải tăng tuyến tinh<br /> 70<br /> TH3: Tải tăng tức thời<br /> 80<br /> 90<br /> 100<br /> <br /> c.<br /> Hình 7. Ảnh hưởng của lộ trình gia tải đến độ lún cố kết của nền<br /> <br /> Bảng 2. Độ cố kết của nền được xác định tại thời điểm ngừng gia tải chân không<br /> <br /> <br /> Trường hợp gia tải<br /> STT Thông số TH3<br /> Thực tế TH1 TH2 TH3<br /> (TCVN 9355: 2012)<br /> Thời điểm ngừng gia<br /> 1 205 205 205 205 205<br /> tải (ngày)<br /> 2 Độ lún cố kết (cm) 185,94 185,48 182,26 180.57 180,47<br /> Độ cố kết dưới tải<br /> 3 trọng thi công thực 92,3% 92,1% 90,5% 89.6% 89,6%<br /> tế (%)<br /> Tốc độ lún<br /> 4 2,31 2,35 4,11 4.63 4,78<br /> (mm/ngày)<br /> <br /> <br /> 4. KẾT LUẬN biệt giúp kiểm soát tốc độ thi công đắp nền và<br /> Bài báo đã giới thiệu phương pháp phân tích thời điểm dỡ tải xử lý nền.<br /> độ cố kết của nền dưới các trường hợp tải trọng<br /> tăng phi tuyến. Mặc dù cần có các số liệu đánh TÀI LIỆU THAM KHẢO<br /> giá so sánh với các điều kiện địa chất và phương<br /> pháp thi công khác nhau, các phân tích trong bài 1. TCVN 9355-2012: Gia cố nền đất yếu<br /> báo này có thể dẫn đến kết luận là phương pháp bảng bấc thấm thoát nước.<br /> phân tích độ cố kết của nền có kể đến tải trọng 2. TCVN 9842-2013: Xử lý nền đất yếu<br /> tăng theo nhiều cấp giúp mô tả chính xác hơn độ bằng Phương pháp Cố kết hút chân không có<br /> lún cố kết của nền trong quá trình thi công, đặc màng kín khí trong Xây dựng các công trình<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 39<br /> giao thông - Thi công và Nghiệm thu. Geotechnique 31 (1), 45-66.<br /> 3. 22TCN262-2000: Qui trình khảo sát, thiết 9. Lu, M.M., Xie, K.H., Wang, S.Y., (2011).<br /> kế nền đường ô tô trên nền đất yếu. “Consolidation of vertical drain with depth-<br /> 4. Barron, R.A., (1948). “Consolidation of varying stress induced by multi-stage loading”.<br /> fine-grained soils by drain wells”. Trans. Am. Comput. Geotech. 38 (8), 1096-1101.<br /> Soc. Civ. Eng. 113, 718-742. 10. Lu, M.M., Wang S., Sloan S.W., Sheng<br /> 5. Conte, E., Troncone, A. (2009). “Radial D., Xie K. (2015). “Nonlinear consolidation of<br /> consolidation with vertical drains andgeneral vertical drains with coupled radial-vertical flow<br /> time-dependent loading”. Can. Geotech. J. 46, considering well resistance”. Geotex. and<br /> 25-36. Geomembr.<br /> 6. Deng, Y.B., Xie, K.H., Lu, M.M., Tao, http://doi.org/10.1016/j.geotexmen.2014.12.001.<br /> H.B., Liu, G.B. (2013). “Consolidation by 11. Xie, K.H., Lu, M.M., Liu, G.B., (2009).<br /> prefabricated vertical drains considering the Equal strain consolidation for stonecolumn<br /> time dependent well resistance”. Geotext. reinforced foundation. Int. J. Numer. Anal.<br /> Geomembr. 36, 20-26. Methods Geomech. 33 (15), 1721-1735.<br /> 7. Geng, X.Y., Indraratna, B., 12. Walker, R., Indraratna, B.,<br /> Rujikiatkamjorn, C. (2012). “Analytical Rujikiatkamjorn, C. (2012). “Vertical drain<br /> solutions for a single vertical drain with consolidation with non-Darcian flow and<br /> vacuum and time-dependent surcharge void ratio dependent compressibility and<br /> preloading in membrane and embraneless permeability”. Geotechnique 62 (11),<br /> systems”. ASCE Int. J. Geomech. 12 (1), 985-997.<br /> 27-42. 13. Walker, R., Indraratna, B., (2007).<br /> 8. Hansbo, S., Jamiolkowski, M., Kok, L. “Vertical drain consolidation with overlapping<br /> (1981). “Consolidation by vertical drains”. smear zones”. Geotechnique 57 (5), 463-467.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ<br /> <br /> <br /> <br /> 40 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017<br />
ADSENSE
ADSENSE

CÓ THỂ BẠN MUỐN DOWNLOAD

 

Đồng bộ tài khoản
2=>2