BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM
NGUYỄN TRUNG PHONG
TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG
NỀN CÁT HÓA LỎNG DO ĐỘNG ĐẤT
LUẬN VĂN THẠC SĨ
Chuyên ngành: KTXD Công trình Dân dụng và Công nghiệp
Mã ngành: 60 58 02 08
TP. Hồ Chí Minh, tháng 05 năm 2017
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM
NGUYỄN TRUNG PHONG
TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG
NỀN CÁT HÓA LỎNG DO ĐỘNG ĐẤT
LUẬN VĂN THẠC SĨ
Chuyên ngành: KTXD Công trình Dân dụng và Công nghiệp
Mã ngành: 60 58 02 08
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN KHOA HỌC : TS. PHAN TÁ LỆ
TP. Hồ Chí Minh, tháng 05 năm 2017
CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM
Cán bộ hướng dẫn khoa học:
TS. PHAN TÁ LỆ
Luận văn Thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Kỹ thuật Công
nghệTP.HCM ngày 05 tháng 05 năm 2017
Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn Thạc sĩ gồm:
Chức danh TT Họ và tên Hội đồng
TS. Khổng Trọng Toàn 1 Chủ tịch
PGS.TS. Dương Hồng Thẩm 2 Phản biện 1
TS. Trần Tuấn Nam 3 Phản biện 2
TS. Nguyễn Văn Giang 4 Ủy viên
5 TS. Trương Quang Thành Ủy viên, Thư ký
Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá Luận sau khi Luận văn đã được
sửa chữa (nếu có).
Chủ tịch Hội đồng đánh giá Luận văn
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM
TP. HỒ CHÍ MINH Độc lập – Tự do – Hạnh phúc
PHÒNG QLKH – ĐTSĐH
NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ tên học viên: NGUYỄN TRUNG PHONG Giới tính: nam
Ngày, tháng, năm sinh: 14/10/1986 Nơi sinh: Lâm Đồng
Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng MSHV: 1341870045
công trình dân dụng và công nghiệp
I. Tên đề tài
Tính toán sức chịu tải của cọc trong nền cát hóa lỏng do động đất.
II. Nhiệm vụ và nội dung
1. Nhiệm vụ
Nhiệm vụ của đề tài “ Tính toán sức chịu tải của cọc trong nền cát hóa lỏng
do động đất”
- Đánh giá khả năng hóa lỏng của nền đất do động đất.
- Tính toán sức chịu tải của cọc trong nền đất hóa lỏng do động đất
2. Nội dung
- Lý thuyết về hiện tượng hóa lỏng của nền do động đất.
- Thí nghiệm nén ba trục chịu tải trọng lặp.
- Tính toán sức chịu tải của cọc có xét đến hóa lỏng theo tiêu chuẩn Việt Nam,
Theo tiêu chuẩn Nhật bản và theo Marcuson.
- Kết luận và kiến nghị.
III. Ngày giao nhiệm vụ : …......./…....../2016
IV. Ngày hoàn thành nhiệm vụ: …....../…....../2016
V. Cán bộ hướng dẫn : Tiến sĩ Phan Tá Lệ
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN KHOA QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH
Tiến sĩ Phan Tá Lệ
i
LỜI CAM ĐOAN
Tôi cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi dưới sự hướng dẫn
của TS. Phan Tá Lệ. Các số liệu, kết quả nêu trong Luận văn là trung thực và chưa
từng được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác. Đồng thời, các thông tin
trích dẫn trong Luận văn được tôn trọng và đã được chỉ rõ nguồn gốc.
Tác giả
NGUYỄN TRUNG PHONG
ii
LỜI CẢM ƠN
Lời đầu tiên tác giả xin chân thành cảm ơn đến tập thể thầy cô trong chương
trình đào tạo thạc sĩ đã tận tình truyền đạt kiến thức, giảng dạy nhiệt tình và giúp đỡ
học viên trong suốt thời gian học chương trình cao học và trong quá trình thực hiện
luận văn này.
Học viên xin bày tỏ lòng biết ơn đến thầy Tiến sĩ Phan Tá Lệ đã trực tiếp
hướng dẫn khoa học. Thầy đã đưa ra những gợi ý đầu tiên hình thành ý tưởng luận
văn, luôn chỉ bảo tận tình và động viên uốn nắn, cũng như có những góp ý chân tình
để tác giả hoàn thành luận văn. Thầy đã giúp tác giả hình thành nên phong cách làm
việc khoa học và hướng dẫn tác giả đi những bước đầu tiên trên con đường nghiên
cứu khoa học.
Luận văn này được thực hiện với tất cả sự cố gắng, nổ lực của bản thân cùng
với sự giúp đỡ, động viên từ gia đình, thầy cô, bạn bè, đồng nghiệp. Do thời gian và
kiến thức còn hạn chế nên luận văn không tránh khỏi những khiếm khuyết, sai sót,
rất mong nhận được sự giúp đỡ, góp ý chân thành của quý Thầy, Cô, cán bộ khoa
học và bạn đồng nghiệp để các nghiên cứu tiếp theo về đề tài này được hoàn thiện
hơn.
Xin chân thành cảm ơn .
NGUYỄN TRUNG PHONG
iii
TÓM TẮT NỘI DUNG LUẬN VĂN
* Tên đề tài:
Tính toán sức chịu tải của cọc trong nền cát hóa lỏng do động đất.
* Từ khoá:
Sức chịu tải của cọc trong nền cát hóa lỏng
* Tóm tắt:
Đất hóa lỏng là hiện tượng mà trong đó sức chịu tải của đất bị giảm đi do tải
trọng động đất hoặc tải trọng tác động với thời gian rất nhanh gây ra. Sự hóa lỏng
của đất đã gây ra nhiều thiệt hại đáng kể trong lịch sử các trận động đất xảy ra trên
thế giới và dẫn đến sự sụy đổ, hư hỏng cho nhiều công trình.
Luận văn này khảo sát ảnh hưởng sự hóa lỏng của đất nền đến sức chịu tải của
cọc. So sánh sức chịu tải của cọc có xét đến hóa lỏng theo tiêu chuẩn Việt nam, tiêu
chuẩn Nhật bản và Marcuson. Ngoài ra, luận văn còn trình bày thí nghiệm nén 3
trục chịu tải trọng lặp để xác định khả năng hóa lỏng của đất nền theo tiêu chuẩn
ASTM D5311 - M13.
iv
ABSTRACT
* Subject: Calculate load capacity of the pile in liquefied sand because of earthquake
Load capacity of the pile in liquefied sand * Keywords: * Abstract:
Soil liquefaction is a phenomenon in which the land's carrying capacity is reduced due to earthquake’s loads or impact loads during period of a short time caused. Soil liquefaction caused significant damage in the history of earthquakes occured in the world and led to breaking and damage many buildings.
This thesis investigated the effect of liquefaction of the ground to the load capacity of the pile. Comparison of bearing capacity of piles considering the liquefied Vietnamstandard, Japan and Marcuson standards. In addition, the thesis also presents compression test 3-loadaxis to determine the ability of the soil liquefied according to ASTM D5311 - M13.
v
MỤC LỤC LỜI CAM ĐOAN ..................................................................................................... i
LỜI CẢM ƠN ......................................................................................................... ii
TÓM TẮT NỘI DUNG LUẬN VĂN .....................................................................iii
ABSTRACT ........................................................................................................... iv
MỤC LỤC .............................................................................................................. v
DANH MỤC CÁC HÌNH .................................................................................... viii
DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU TRONG LUẬN VĂN ........................................ ix
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU...................................... 1
1.1. Giới thiệu. ..................................................................................................... 1
1.2 Tổng quan về động đất .................................................................................. 2
1.2.1 Động đất ................................................................................................. 2
1.2.2 Nguồn gốc của động đất .......................................................................... 2
1.2.3 Sóng động đất ......................................................................................... 6
1.2.4 Các thang đánh giá cường độ động đất. ................................................... 8
1.2.5 Nhiệm vụ thiết kế kháng chấn cho cho công trình .................................. 9
1.3 Tình hình nghiên cứu về hóa lỏng. .............................................................. 11
1.4 Tình hình nghiên cứu về móng cọc trong nền hóa lỏng. .............................. 12
1.5 Tình hình nghiên cứu hóa lỏng ở Việt Nam. ............................................... 13
1.6 Mục tiêu, nội dung và phương pháp nghiên cứu ........................................... 13
CHƯƠNG 2. TỔNG QUAN VỀ HÓA LỎNG CỦA NỀN DO ĐỘNG ĐẤT ......... 14
2.1 Giới thiệu về hiện tượng hoá lỏng. ............................................................... 14
2.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng hoá lỏng của đất . ................................ 16
2.3 Đánh giá khả năng hóa lỏng của đất. ........................................................... 19
2.3.1 Đánh giá tính dễ hóa lỏng theo loại trầm tích. ...................................... 19
2.3.2 Đánh giá tính dễ hóa lỏng theo từng lớp đất. ........................................ 25
2.3.3 Đánh giá khả năng bắt đầu hóa lỏng của cát. ........................................ 27
2.5. Nhận xét chương 2. ................................................................................ 34
vi
CHƯƠNG 3: THÍ NGHIỆM NÉN 3 TRỤC CHỊU TẢI TRỌNG LẶP ĐÁNH GIÁ
TIỀM NĂNG HOÁ LỎNG CỦA ĐẤT ................................................................. 35
3.1. Mục đích thí nghiệm. .................................................................................. 35
3.2. Nội dung phương pháp thí nghiệm. ............................................................. 35
3.3. Thiết bị, dụng cụ thí nghiệm. ...................................................................... 35
3.3. Cách tiến hành. ........................................................................................... 36
3.3.1 Làm bão hoà mẫu. ................................................................................. 36
3.3.2. Cố kết mẫu. .......................................................................................... 39
3.3.3 Cắt mẫu. ................................................................................................ 41
3.4. Ví dụ. .......................................................................................................... 41
3.4.1 Giới thiệu. ............................................................................................. 41
3.4.2. Kết quả thí nghiệm. .............................................................................. 42
3.4.4. Nhận xét chương 3. .............................................................................. 73
CHƯƠNG 4. SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG NỀN CÁT HÓA LỎNG DO
ĐỘNG ĐẤT .......................................................................................................... 74
4.1 Cọc bị mất, giảm sức chịu tải. ..................................................................... 74
4.2. Sức chịu tải đứng của cọc trong nền cát hóa lỏng. ...................................... 74
4.3. Quy trình tính toán sức chịu tải của cọc đơn có kể đến hoá lỏng của đất nền .
.......................................................................................................................... 75
4.3.1. Theo TCVN 10304.............................................................................. 75
4.3.2. Theo tiêu chuẩn Nhật Bản JRA. .......................................................... 78
4.3.3. Theo Marcuson. .................................................................................. 80
4.4. Nhận xét chương 4. .................................................................................... 82
CHƯƠNG 5. ĐÁNH GIÁ TIỀM NĂNG HÓA LỎNGVÀ TÍNH TOÁN SỨC
CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG NỀN HÓA LỎNGKHU VỰC QUẬN PABEDAN,
THÀNH PHỐ YANGON ...................................................................................... 83
5.1. Giới thiệu. ................................................................................................... 83
5.2. Số liệu địa chất. .......................................................................................... 85
5.3. Đánh giá tiềm năng hóa lỏng. ..................................................................... 97
vii
...................................................................................................................... 97
5.4. Phân tích sức chịu tải của cọc. ................................................................. 103
5.5. Nhận xét chương 5. .................................................................................. 108
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ............................................................................. 109
TÀI LIỆU THAM KHẢO ................................................................................... 111
PHẦN PHỤ LỤC
Phụ lục 1. Kết quả thí nghiệm nén ba trục chịu tải trọng lặp.
Phụ lục 2. Số liệu địa chất công trình.
Phụ lục 3. Tính toán sức chịu tải của cọc.
viii
DANH MỤC CÁC HÌNH
Hình 1.1 Mô tả một trận động đất [6] ...................................................................... 2
Hình 1.2 Các loại đứt gãy và chuyển động tại đứt gãy [5,6] .................................... 3
Hình 1.3 Mô phỏng thuyết bật đàn hồi của đứt gãy gây ra động đất [7] .................. 4
Hình 1.4 Quan hệ giữa gờ mở rộng, vùng hút chìm và chuyển động trượt ngang tại
các bờ mảng [6] ....................................................................................................... 5
Hình 1.5 Biến dạng nền đất do sóng vật thể gây ra [6] ............................................ 6
Hình 1.6Sơ đồ mô tả chuyển động chất điểm khi truyền sóng Reyleigh [2] ............. 7
Hình 1.7 Sơ đồ mô tả chuyển động chất điểm khi truyền sóng Love [2] ................. 8
Hình 1.8 Gia tốc, vận tốc và chuyển vị theo thời gian tồn tại theo hướng Đông Tây
tại Gilroy-California(1989) của chuyển động nền đá(a) và nền đất (b)[8] .............. 11
Hình 2.1. Các công trình trên thế giới bị pháhoại do hiện tượng hóa lỏng của đất (a)
Kobe (Nhật -1995), (b) Alaska (Mỹ, 1964) ,(c) Nigata (Nhật-1964), (d) Loma Prieta
(Mỹ, 1989) ............................................................................................................ 15
Hình 2.2. Quá trình xảy ra hiện tượng hóa lỏng của đất ......................................... 16
Hinh 2.5: a) Ảnh hưởng của phân bố hạt với nguy cơ hoá lỏng(Shannon, 1972)
b) Nguyên lý xác định khu vực có khả năng lỏng.................................. 28
Hình 2.6: Quan hệ giữa các tỷ số ứng suất gây ra hóa lỏng và N1(60) cho cát sạch và
cát bụi đối với động đất Ms= 7,5 ........................................................................... 30
Hình 3.1: Thiết bị nén 3 trục chịu tải trọng lặp....................................................... 36
Hình 4.2: Mối quan hệ giữa ru và FSL theo Marcuson và Henes ............................. 82
Hình 5.1:Vị trí dự ánLandmark.............................................................................. 84
Hình 5.2 : Bản đồ phân vùng động đất Myanmar ................................................... 97
Hình 5.3 : a) Sức chịu tải của cọc khi đất nền không hóa lỏng. ............................ 106
Hình 5.4 Suy giảm sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng. ............................. 107
ix
DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU TRONG LUẬN VĂN Bảng 2.1: Đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất trầm tích ........................................... 19
Bảng 2.2: Hệ số quan sát hóa lỏng ......................................................................... 20
Bảng 2.3: Hệ số lịch sử động đất trong quá khứ ..................................................... 20
Bảng 2.4: hệ số phân loại địa chất (Youd và Perkins 1987).................................... 21
Bảng 2.5: hệ số chất lượng phân loại ..................................................................... 22
Bảng 2.6: hệ số cấp phối ........................................................................................ 23
Bảng 2.7: hệ số hình dạng hạt ................................................................................ 23
Bảng 2.8: hệ số hàm lượng hạt sét ......................................................................... 23
Bảng 2.9: hệ số dẻo ............................................................................................... 24
Bảng 2.10: hệ số độ ẩm ......................................................................................... 24
Bảng 2.11: hệ số biên không thoát nước ................................................................ 24
Bảng 2.12: hệ số mực nước ngầm .......................................................................... 25
Bảng 2.13: Giá trị trung bình của hàm rd( theoSeed, 1974) .................................... 28
Bảng 2.14: Giá trị trung bình neqtheo chấn cấp M (theo Seed 1975) ....................... 29
Bảng 2.15: Các giá trị của hệ số CM...................................................................... 30
Bảng 2.16: Các hệ số hiệu chỉnh giá trị. ................................................................. 33
Bảng 3.1: Danh sách 12 mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp
.............................................................................................................................. 41
Bảng 3.2: Kết quả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước
chịu tải trọng lặp trên mẫu cát. ............................................................................... 67
Bảng 3.3: Kết quả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước
chịu tải trọng lặp trên mẫu bùn. ............................................................................. 69
Bảng 3.4: Kết quả tính toán theo Marcuson ........................................................... 71
Bảng 4.1 - Giá trị hệ số nền ................................................................................... 75
Bảng 4.3 – Các hệ số điều kiện làm việc γeq1 và γeq2 ............................................... 77
Bảng 4.4: Bảng hệ số chiết giảm DE ...................................................................... 79
Bảng4.5: Các hệ số hiệu chỉnh giá trị. .................................................................... 81
Bảng 5.1: Đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo tiêu chuẩn Việt nam. ...... 98
x
Bảng 5.2: Đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo tiêu chuẩn Nhật bản. ...... 99
Bảng 5.3: Đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo Marcuson..................... 101
Bảng 5.4: Kết quả tính toán sức chịu tải của cọc D =0.8m và so sánh kết quả tính
toán. .................................................................................................................... 104
Bảng 5.5: Kết quả tính toán sức chịu tải của cọc D =1.2m và so sánh kết quả tính
toán. .................................................................................................................... 105
1
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU
1.1. Giới thiệu.
Động đất là thiên tai cực kỳ nguy hiểm có thể gây ra các thảm họa đối với
con người và phá hủy nghiêm trọng các công trình. Việt Nam tuy không nằm trong
vành đai lửa của những khu vực có động đất lớn trên thế giới, nhưng không loại trừ
bị ảnh hưởng bởi những trận động đất mạnh, do trên lãnh thổ Việt Nam tồn tại
nhiều đứt gãy hoạt động phức tạp như đứt gãy Lai Châu - Điện Biên, đứt gãy Sông
Mã, đứt gãy Sơn La, đới đứt gãy Sông Hồng, đới đứt gãy Sông Cả...Các nghiên cứu
khoa học đã ghi nhận, từ đầu thế kỷ 20 đến nay ở khu vực phía Bắc nước ta đã xảy
ra 2 trận động đất cấp 8-9 (thang MSK-64), tương đương 6,7-6,8 độ Richter, hàng
chục trận động đất cấp 7, tương đương 5,1-5,5 độ Richter và hàng trăm trận động
đất yếu hơn. Điển hình trận động đất xảy ra tại Điện Biên năm 1935, với cường độ
6,7 độ Richter, xảy ra trên đới đứt gãy Sông Mã; trận động đất tại Tuần Giáo năm
1983, có cường độ 6,8 độ Richter, xảy ra trên đứt gãy Sơn La, gây nên sụt lở, nứt
đất trên diện rộng, sụt lở lớn trong núi, gây hư hại nhà cửa trong phạm vi bán kính
đến 35 km…[1].
Ở Việt Nam đã, đang và sẽ tiến hành xây dựng nhiều công trình xây dựng
lớn như nhà máy điện hạt nhân; công trình ngoài khơi; đập thủy điện, công trình
cầu, cảng lớn; nhà cao tầng… phục vụ sự nghiệp công nghiệp hóa, hiện đại hóa đất
nước. Sự kiện các trận động đất kích thích xảy ra tại khu vực thủy điện Sông Tranh
2- Bắc Trà Mi, Quảng Nam gần đây đặt ra cho các cơ quan quản lý nhà nước cần
phải xây dựng một chiến lược phòng tránh và giảm nhẹ hậu quả động đất ở Việt
Nam trong đó yêu cầu về thiết kế kháng chấn cho các công trình xây dựng phải
được quan tâm đặc biệt để đảm bảo sự an toàn cao nhất cho công trình và cuộc sống
của người dân. Khi đó đòi hỏi cần phải xem xét lại một số vấn đề, đặc biệt là về tiêu
chuẩn thiết kế kháng chấn, dữ liệu động đất; mô hình, phương pháp tính toán v..v.
Khác với các loại tải trọng động tác dụng lên công trình như tải trọng gió.
Động đất gây ra chuyển động ở móng công trình, cho nên nó chứa đựng tiềm năng
2
phá hoại rất lớn đối với công trình. Thật vậy theo Newmark và Rosenblueth [5]:
“Động đất làm bộc lộ một cách hệ thống các sai sót trong thiết kế cũng như trong
xây dựng công trình, kể cả những sai sót nhỏ nhất và xét về phương diện này, động
đất làm cho môn học địa chấn công trình trở nên cấp thiết và hấp dẫn, có giá trị
nghiên cứu, học tập vượt xa mục tiêu trực tiếp của nó”.
1.2 Tổng quan về động đất
1.2.1 Động đất
“Sự dao động của bề mặt quả đất do các sóng truyền đến từ một nguồn gây
ra trong lòng quả đất được gọi là động đất”[7],(hình 1.1).
Trung tâm của các chuyển động địa chấn, nơi phát ra năng lượng về mặt lý
thuyết, được quy về một điểm được gọi là chấn tiêu. Hình chiếu của chấn tiêu lên
bề mặt quả đất gọi là chấn tâm. Khoảng cách từ chấn tâm đến chấn tiêu được gọi là
độ sâu chấn tiêu(H). Khoảng cách từ chấn tâm đến điểm quan trắc được gọi là tâm
cựhoặc là khoảng cách chấn tâm(R). Khoảng cách từ chấn tiêu đến điểm quan trắc
được gọi là tiêu cựhoặc là khoảng cách chấn tiêu(L).
Hình 1.1 Mô tả một trận động đất [6]
1.2.2 Nguồn gốc của động đất
- Động đất có nguồn gốc từ đứt gãy kiến tạo
3
Từ các nghiên cứu về địa chất, các nhà địa chất học cho rằng lớp đá gần bề
mặt quả đất không cứng và không phải là không chuyển động như nó thể hiện. Lớp
đá phía dưới chịu áp lực rất lớn do lớp phía trên đè xuống có thể bị cong như kim
loại đàn dẻo hoặc bị biến đổi sang một trạng thái mới giống như sét mềm. Cấu tạo
địa chất chỉ ra rằng có rất nhiều phá hủy xảy ra trong khối đá khi biến dạng vượt
quá giới hạn của nó. Khi có những phá hủy như vậy, thì có những chuyển vị trượt
tương đối phát triển giữa hai mặt đối diện của bề mặt phá hủy tạo ra đứt gãy kiến
tạo (hình 1.2). Các đứt gãy có thể có chiều dài từ vài mét tới nhiều kilomet và được
thể hiện trên bản đồ địa hình của các nước [5].
Hình 1.2 Các loại đứt gãy và chuyển động tại đứt gãy [5,6]
Khi bị phá hoại, năng lượng thoát ra do giải phóng năng lượng biến dạng tích
luỹ ở vị trí đứt gãy địa tầng. Một phần năng lượng biến dạng gây ra phá huỷ môi
trường xung quanh chấn tiêu, một phần khác được truyền đi đến mọi điểm trên bề
mặt quả đất dưới dạng sóng chuyển vị (động đất).
Động đất xảy ra khi tạo thành các đứt gãy kiến tạo, động đất cũng xảy ra do
hoạt động của các đứt gãy này. Giải thích cơ chế này, nhà khoa học Mỹ H.F.Reid
(1911) đã đưa ra thuyết bật đàn hồi (Elastic- Rebound Theory) khi quan sát một đứt
gãy trên bề mặt đất sau trận động đất ở San Francisco, California (1906),
[2],[5],[6],[8],[7]. Thuyết giải thích rằng năng lượng biến dạng được tích lũy trong
các đứt gãy, nó sẽ giải phóng năng lượng khi nó vượt quá giới hạn đàn hồi của vật
liệu. Năng lượng giải phóng được truyền dưới dạng sóng truyền theo các hướng và
làm dao động các công trình đứng trên mặt đất. Lý thuyết này giải thích hiện tượng
4
chu kỳ xảy ra các trận động đất ở các đứt gãy kiến tạo; hiện tượng tiền chấn, dư
chấn, cường độ động đất... Có thể hiểu thuyết này qua hình sơ họa sau :Hình 1.3a
thể hiện đoạn đường thẳng ở tình trạng tự nhiên ban đầu. Hình 1.3b thể hiện quá
trình tính lũy biến dạng trước khi động đất, đoạn thẳng bị vặn từ từ. Hình 1.3c thể
hiện đoạn thẳng bị đứt gãy sau trận động đất và trở lại tình trạng tự nhiên ban đầu
(vẫn thẳng). Và cũng theo thuyết này, giữa các vật liệu dẻo thì sự tích luỹ năng
lượng càng lớn, còn giữa các vật liệu có tính giòn có tính tích luỹ nhỏ nên dễ giải
phóng năng lượng hơn.
a) Tình trạng tự nhiên ban đầu
b) Tình trạng biến dạng trước khi động đất
c) Sau khi động đất
Hình 1.3 Mô phỏng thuyết bật đàn hồi của đứt gãy gây ra động đất [7]
- Động đất có nguồn gốc từ hoạt động kiến tạo mảng
Vào cuối thế kỷ 19, đầu thế kỷ 20, nhiều nhà khoa học đã đưa ra thuyết kiến
tạo mảng (plate tectonics) hay còn gọi là thuyết lục địa trôi (continental driff) để
giải thích cho nguồn gốc của các trận động đất trên thế giới [5]( Antonio Snider-
Pellegrini, 1858; F.B Taylor, 1908; Alfred Wegener, 1915).
Thuyết kiến tạo mảng cho rằng lớp vỏ của quả đất không là một khối mà
gồm 6 mảng lớn (Châu Phi, Châu Mỹ, Châu Nam cực, Úc-Ấn, Á- Âu, Thái Bình
Dương) và 14 mảng nhỏ hơn. Các mảng lớn lại bị đứt gãy thành các mảng con. Sự
chuyển động tương đối giữa các mảng xảy ra kèm theo tích lũy biến dạng trên dải
hẹp dọc theo biên các mảng. Sự giải phóng năng lượng biến dạng gây ra động đất.
Như vậy vị trí các trận động đất chủ yếu tập trung gần biên các mảng. Các trạm đo
đạc địa chấn của thế giới đã khẳng định điều này.
Năm 1962, nhà địa chất học người Mỹ H.H.Hess [5] công bố bài báo “ Lịch
sử các lưu vực đại dương” cho rằng các mảng khi chuyển động xa nhau còn có
5
thành phần chuyển động xuống dưới. Có ba cơ chế chủ yếu gây ra sự chuyển động
tương đối giữa các mảng (hình 1.4): 1) Do nham thạch phía dưới trồi lên làm cho
biên giữa các mảng mở rộng đẩy các mảng ra xa nhau; 2) đồng thời tại nơi khác,
dokích thước của quả đất giữ nguyên không đổi, mà việc mở rộng các mảng tại một
số bờ biên phải được bù lại bằng việc thu hẹp các mảng tại một số bờ biên khác
thông qua các mảng chuyển động trồi trụt tương đối so với nhau; 3) chuyển động
không tạo lớp vỏ mới và không làm mất lớp vỏ cũ tại các lớp đứt gãy tức là mảng
này chuyển động tương đối so với mảng khác theo phương ngang. Kết hợp cơ chế
chuyển động mảng nêu trên cùng với sự hiểu biết trước đó về dòng đối lưu trong
lớp vỏ quả đất, H.H.Hess đã giải thích đầy đủ lý thuyết lục địa trôi. Chuyển động
trôi của lớp litho (trên lớp astheno) mang theo chuyển động của vỏ quả đất. Kiến tạo
mảng và thuyết lục địa trôi là thành tựu khoa học nổi bật của ngành địa chất thế kỷ
20.
Hình 1.4 Quan hệ giữa gờ mở rộng, vùng hút chìm và chuyển động trượt ngang tại
các bờ mảng [6]
- Động đất phát sinh từ các nguồn gốc khác.
Do sự dãn nở trong lớp vỏ đá cứng của quả đất; do các vụ nổ; do hoạt động
của núi lửa; do sụp đổ nền đất; do tích nước vào các hồ chứa nước lớn [4].
6
1.2.3 Sóng động đất
Sóng phát ra từ tâm động đất theo mọi hướng và giảm dần khi càng xa tâm
động đất. Sóng động đất bao gồm sóng vật thể và sóng bề mặt. Sóng vật thể được
phân ra làm hai loại: sóng dọc P và sóng cắt S (hình 1.5). Sóng dọc P gây ra co dãn
môi trường, các hạt dao động theo phương truyền sóng và có khả năng truyền qua
nền đá cứng như granit lẫn chất lỏng như dung nham núi lửa hoặc nước biển. Sóng
cắt S gây ra chuyển động và không làm thay đổi thể tích môi trường, các hạt dao
động trong mặt phẳng thẳng góc với phương truyền sóng. Sóng cắt còn phân biệt
sóng cắt thẳng đứng SV và sóng cắt nằm ngang SH. Sóng cắt không thể lan truyền
trong môi trường lỏng hoặc khí vì các môi trường này không có khả năng chịu ứng
suất cắt. Mỗi loại sóng có vận tốc đặc trưng riêng. Vận tốc của sóng dọc lớn hơn
vận tốc của sóng cắt. Chính nhờ hiệu ứng này và dựa trên đo đạc dao động mặt đất
ở trạm đo địa chấn khác nhau có thể đánh giá được vị trí chấn tâm (focus) và chấn
tiêu (epicenter) của trận động đất. Sóng khi lên tới bề mặt, do ảnh hưởng của bề mặt
và cấu tạo phân lớp của lớp vỏ trái đất sẽ xuất hiện sóng bề mặt bao gồm sóng
Rayleigh (sóng dọc) và sóng Love (sóng cắt).
Hình 1.5 Biến dạng nền đất do sóng vật thể gây ra [6]
7
Sóng Rayleigh làm cho các chất điểm chuyển động theo một quỹ đạo hình
elip trong mặt phẳng thẳng đứng song song với hướng truyền sóng (hình 1.7). Sóng
Love là sóng cắt S nhưng không có thành phần thẳng đứng SV, nó làm cho các chất
điểm chuyển động trong mặt phẳng nằm ngang song song với mặt đất, vuông góc
với hướng truyền sóng (hình 1.7).
Biên độ dao động của sóng mặt tắt nhanh theo chiều sâu. Như vậy dao động
của mặt đất phụ thuộc rất nhiều vào tính chất môi trường mà sóng đi qua. Có thể
nói, lớp đất như là bộ lọc sóng làm giảm biên độ dao động ở một số tần số nào đó,
làm tăng biên độ dao động ở miền tần số khác. Cho nên khi tính toán công trình
chịu tác dụng động đất cần phải xét đến điều kiện địa chất tại chỗ .
Hình 1.6Sơ đồ mô tả chuyển động chất điểm khi truyền sóng Reyleigh [2]
8
Hình 1.7 Sơ đồ mô tả chuyển động chất điểm khi truyền sóng Love [2]
1.2.4 Các thang đánh giá cường độ động đất.
Hiện nay để đánh giá cường độ của một trận động đất, có thể dựa vào hoặc
hậu quả của nó hoặc năng lượng gây ra trận động đất ấy [3],[5],[8].
Trên cơ sở bổ sung thang đo cường độ động đất do M.S.Rossi và F.A.Forel
đề ra (1883) gồm 10 cấp, năm 1902 nhà địa chấn học người Italia G.Mercalli đã đề
ra thang đo cường độ động đất gồm 12 cấp. Đến năm 1931 Wood và Newmann đã
bổ sung nhiều ý kiến quan trọng cho thang 12 cấp này và nó được mang tên Thang
Mercalli cải tiến (Modified Mercalli- MM). Thang MM đánh giá độ mạnh của động
đất dựa hoàn toàn vào hậu quả của nó tác dụng đến con người, đồ vật và các công
trình xây dựng. Để đáp ứng với yêu cầu kỹ thuật trong lĩnh vực xây dựng, như xét
tới các loại công trình xây dựng khác nhau và tỷ lệ phần trăm các công trình bị ảnh
hưởng khi đánh giá hậu quả động đất, năm 1964 X.V Medvedev cùng V.Sponheuer
và Karnic đã đề ra Thang đo cường độ động đất MSK-64. Thực chất MSK-64 là
một bước hoàn thiện của thang MM. Trước hết thang MSK-64 phân loại tác dụng
phá hoại của động đất đến các công trình xây dựng (nhưng chi tiết hơn cho từng loại
9
công trình so với thang MM), sau đó cường độ động đất được đánh giá qua hàm
chuyển dời cực đại của con lắc tiêu chuẩn có chu kỳ dao động riêng T= 0,25s.
Năm 1935 Ch. Richter (Mỹ) [3] đề ra thang đo độ lớn động đất bằng cách
đánh giá gần đúng năng lượng được giải phóng ở chấn tâm.
Theo định nghĩa, độ lớn M (Magnitud) của một trận động đất bằng logarit
thập phân của biên độ cực đại A (µm) ghi được ở tại một điểm cách chấn tâm 100
km trên máy đo địa chấn có chu kỳ dao động riêng 0,8 s.
M = logA (1.1)
Quan hệ giữa năng lượng E được giải phóng ở chấn tiêu với cường độ sóng
mặt MS được tính theo công thức
logE = 11,8 + 1,5MS (1.2)
Từ biểu thức (1.2) cho thấy rằng khi độ lớn động đất Ms tăng lên 1 thì năng lượng E được giải phóng tăng lên 101,5 hoặc 32 lần; còn khi Mstăng lên 2, năng
lượng E được giải phóng tăng lên 1000 lần.
1.2.5 Nhiệm vụ thiết kế kháng chấn cho cho công trình
Khi thiết kế công trình chịu tải trọng động đất người ta có thể sử dụng khái
niệm “trận động đất thiết kế ” như sau:
- Một trận động đất vừa phải hợp lý có thể xuất hiện một lần trong tuổi thọ
công trình là cơ sở để thiết kế. Công trình cần được thiết kế để chịu được cường độ
chuyển động của nền được sinh ra bởi trận động đất mà không gây thiệt hại quan
trọng nào.
- Trận động đất mạnh có thể xuất hiện trong vùng xây dựng được dùng để
tính toán kiểm tra an toàn cho công trình. Vì trận động đất này rất không chắc xảy
ra trong phạm vi tuổi thọ công trình, từ quan điểm kinh tế có thể cho phép công
trình bị hư hỏng nặng, tuy nhiên sự sụp đổ công trình và làm tổn hại tới con nguời
không được phép xảy ra.
Các thang đo động đất chỉ dùng đánh giá mức độ mạnh yếu hoặc tác động
phá hoại nhiều ít của trận động đất và để khoanh vùng lãnh thổ theo mức độ động
đất. Nó không thể phục vụ trực tiếp cho việc tính toán kháng chấn công trình. Để
10
tính toán công trình, chúng ta cần phải biết được dao động của nền đất khi động đất.
Ở các trạm đo địa chấn, người ta đo được gia tốc chuyển động của nền, còn vận tốc
và chuyển vị thường được tính từ gia tốc (hình 1.8). Qua các kết quả đo theo thời
gian người ta có thể có những thông số cần thiết để xác định được trận động đất đó.
Khi có động đất xảy ra, sẽ gây ra chuyển vị đứng và ngang cho công trình.
Tuy nhiên trong những nghiên cứu, người ta thường chỉ quan tâm tới các chuyển
động ngang, do nó nguy hiểm hơn đối với công trình. Do trọng lượng công trình cản
lại chuyển vị theo phương thẳng đứng nên ít gây nguy hiểm.
Các thông số của các trận động đất thiết kế chính là các thông số chuyển
động của nền đất vùng theo yêu cầu thiết kế. Các thông số chuyển động mặt đất có
thể là gia tốc ngang cực đại (PHA: Peak Horizontal Acceleration), vận tốc ngang
cực đại (PHV: Peak Horizontal Velocity), chuyển vị ngang cực đại (PHD: Peak
Horizontal Displacement) và được trình bày trong các quy trình thiết kế kháng chấn
ở mỗi nước.
a) b)
11
Hình 1.8 Gia tốc, vận tốc và chuyển vị theo thời gian tồn tại theo hướng Đông Tây
tại Gilroy-California(1989) của chuyển động nền đá(a) và nền đất (b)[8]
-Thời gian tồn tại chuyển động mạnh của nền có ảnh hưởng lớn tới thiệt hại
do động đất. Một vài quá trình vật lý, như sự suy giảm độ cứng và cường độ của
những dạng nào đó của kết cấu và tích luỹ áp lực nước lỗ rỗng trong cát không chặt
bão hoà, làm thay đổi số lần ngược dấu tải trọng và ứng suất khi có động đất. Sự
chuyển động trong thời gian ngắn không đủ sản sinh tải trọng nguy hiểm trong kết
cấu ngay cả nếu cường độ chuyển động lớn. Chuyển động với cường độ vừa phải,
nhưng thời gian dài có thể sinh ra tải trọng ngược dấu dẫn tới nguy hiểm đáng kể.
Thời gian của chuyển động mạnh của nền có liên quan tới thời gian giải phóng năng
lượng tích luỹ bởi chiều dài nếp đứt gãy. Cũng như chiều dài hoặc vùng hoặc nếp
đứt gãy nhiều thì thời gian gián đoạn nhiều hơn. Kết quả là thời gian chuyển động
của nền lâu hơn khi cường độ động đất mạnh hơn. Khoảng thời gian của chuyển
động phụ thuộc vào những khoảng cách khác nhau.
1.3 Tình hình nghiên cứu về hóa lỏng.
Các nghiên cứu về hóa lỏng tập trung vào 3 hướng chính sau:
- Nghiên cứu đánh giá tiềm năng hóa lỏng; mô hình, tính chất của đất sau
hóa lỏng.
+ Năm 1971 hai nhà khoa học Seed và Idriss [11] đã đưa ra phương pháp
đơn giản để đánh giá hóa lỏng của đất nền (Phương pháp xuyên tiêu chuẩn ), đây là
phương pháp cơ bản cho nghiên cứu hóa lỏng. Tiếp theo nhiều nhà khoa học khác
cũng đã nghiên cứu đưa ra những phương pháp đánh giá hóa lỏng khác nhau:
Phương pháp biến dạng (Dorby 1982[20]; Phương pháp theo tốc đô sóng cắt
(Tokimatsu và Uchida 1990[14], Robertson1992[15], Kayen1992[17]; Andrus và
Stokoe 1997[18]; Phương pháp xuyên tĩnh (Robertson và Wride, 1998 [16]).
+ Seed, Booker (1977)[12] và Dealba, Chan (1975)[21] đã đo lường tốc độ
gia tăng của áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong cát bão hòa trong suốt quá trình hóa
lỏng trong thí nghiệm cắt đơn tuần hoàn; Lee and Albaisa (1974)[19]; đưa ra công
thức xác định độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ru.
12
+ Seed và Harder (1990) [13] đã đưa ra mối quan hệ giữa sức kháng cắt
không thoát nước còn lại Sr và chỉ số SPT đã hiệu chỉnh thành phần hạt [(N1)60cs];
Stark và Mesri (1992)[22], đề nghị sức kháng cắt không thoát nước còn lại phải phụ
thuộc vào ứng suất hữu hiệu ban đầu σ’vo.
- Phân tích các tác động, hậu quả của hiện tượng hóa lỏng lên kết cấu công
trình: Trên thế giới, đặc biệt ở Mỹ và Nhật Bản đã có rất nhiều báo cáo phân tích tác
động, hậu quả của hóa lỏng lên kết câu công trình. Đặc biệt tập trung vào hiện
tượng chuyển vị ngang lớn sau hóa lỏng, gọi là quá trình lan truyền ngang.
- Các phương án thiết kế chống hóa lỏng: Towhata, đã đưa ra một số biện
pháp khắc phục hậu hóa lỏng.
+ Xử lý nền bằng biện pháp Jet Gruonting.
+ Xử lý nền bằng cọc cát.
+ Kiên cố nền bằng vữa silic ôxít.
+ Giảm hệ số rỗng bằng biện pháp đầm nén.
1.4 Tình hình nghiên cứu về móng cọc trong nền hóa lỏng.
Hiện trên thế giới đã có khá nhiều nghiên cứu phân tích ứng xử của móng
cọc trong nền đất hóa lỏng.
- Năm 1998, Ủy ban giao thông Washington trình bày bài nghiên cứu về
tác động của hiện tượng hóa lỏng lên móng cọc.
- Năm 2003, Khoa xây dựng và môi trường đại học California at Davis
thực hiện nghiên cứu về móng cọc trong đất hóa lỏng, phân tích thí nghiệm quay li
tâm.
- Năm 2008, RDass, Bhattadraya, Anthony Blakeborough, Masayuki
Hyodo trình bày mô hình đường cong p-y của cọc trong đất hóa lỏng.
- Năm 2010, Ủy ban động đất Newzeland thực hiện dự án BIE 08/545 đưa
ra biện pháp phân tích, thiết kế móng cọc trong đất hóa lỏng.
- Năm 2011, Trung tâm nghiên cứu động đất Thái Bình Dương đề nghị
phương pháp thiết kế móng cọc trong giai đoạn chuyển vị lan truyền ngang.
13
1.5 Tình hình nghiên cứu hóa lỏng ở Việt Nam.
Vấn đề nghiên cứu hóa lỏng tại Việt Nam chưa được quan tâm nhiều, do
nhiều nguyên nhân. Tuy nhiên, trong những năm gần đây, đã có một số nghiên cứu
về hóa lỏng được thực hiện.
- Năm 2006, Vũ Minh Khải thực hiện nghiên cứu đánh giá hóa lỏng của
nền cho đê chắn song mái nghiêng do động đất.
- Năm 2010, Nguyễn Thị Tuyết Trinh nghiên cứu ảnh hưởng của hóa lỏng
đối với kết cấu móng công trình cầu.
- Năm 2011, Phạm Khắc Dương thực hiện nghiên cứu đánh giá hóa lỏng
trong đập vật liệu địa phương.
1.6 Mục tiêu, nội dung và phương pháp nghiên cứu
Mục tiêu nghiên cứu
Đất hóa lỏng là hiện tượng mà trong đó sức chịu tải của đất bị giảm đi do tải
trọng động đất hoặc tải trọng tác động với thời gian rất nhanh gây ra. Sự hóa lỏng
của đất đã gây ra nhiều thiệt hại đáng kể trong lịch sử các trận động đất xảy ra trên
thế giới và dẫn đến sự sụp đổ, hư hỏng cho nhiều công trình.
Nội dung nghiên cứu
Luận văn này gồm các nội dung:
+ Lý thuyết về hiện tượng hoá lỏng của nền do động đất.
+ Thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp để đánh giá tiềm năng hóa
lỏng của đất do động đất.
+ Tính toán sức chịu tải của cọc có xét đến hoá lỏng do động đất.
+ Ví dụ minh hoạ. Nhận xét và kết luận các kết quả tính toán sức chịu
tải của cọc có xét đến hoá lỏng.
Phương pháp nghiên cứu
Dùng phương pháp lý thuyết và phương pháp thí nghiệm để so sánh và đánh
giá khả năng hóa lỏng của đất nền do động đất.
14
CHƯƠNG 2. TỔNG QUAN VỀ HÓA LỎNG CỦA NỀN DO
ĐỘNG ĐẤT
2.1 Giới thiệu về hiện tượng hoá lỏng.
Đất hóa lỏng (soil liquefaction) là hiện tượng mà trong đó sức chịu tải của
đất bị giảm đi do tải trọng động đất hoặc tải trọng tác động với thời gian rất nhanh
gây ra. Hiện tượng hóa lỏng thường xảy ra trong đất rời bão hòa nước. Trước khi
chịu động đất, áp lực nước lỗ rỗng trong đất tương đối nhỏ. Tuy nhiên, khi động đất
xảy ra, sự rung lắc của đất nền có thể làm cho áp lực nước lổ rỗng tăng lên một cách
đáng kể và làm giảm thể tích khung hạt đất. Khi sự hóa lỏng xảy ra, sức chịu tải và
khả năng gánh đỡ móng của đất bị giảm đi làm cho công trình bị sụp đổ và hư hỏng
nghiêm trọng.
Hiện tượng đất hóa lỏng đã được quan sát trong các trận động đất nhiều năm
qua. Thực tế, các tài liệu ghi chép cách đây hàng trăm năm và thậm chí cả ngàn năm
cho thấy rằng các trận động đất đều liên quan đến hiện tượng hóa lỏng của đất. Sự
hóa lỏng của đất đã gây ra nhiều thiệt hại đáng kể trong lịch sử các trận động đất
xảy ra trên thế giới và dẫn đến sự sụp đổ và hư hỏng cho nhiều công trình mà tiêu
biểu là thảm họa vào ngày 16/06/1964, động đất ở Nigata, Nhật cũng như trận động
đất ở Alaska năm 1964. Sau đây là một số hình ảnh minh họa các công trình trên thế
giới bị phá hoại do đất hóa lỏng trong các trận động đất:
a) b)
15
c) d)
Hình 2.1. Các công trình trên thế giới bị pháhoại do hiện tượng hóa lỏng của đất (a)
Kobe (Nhật -1995), (b) Alaska (Mỹ, 1964) ,(c) Nigata (Nhật-1964), (d) Loma Prieta
(Mỹ, 1989)
Điều quan trọng trước tiên để giải thích sự hóa lỏng trong đất cát được thực
hiện bởi Casagrande (1936) dựa trên giả thiết về hệ số rỗng tới hạn (critical void
ratio). Đối với cát chặt, khi chịu cắt có khuynh hướng tăng thể tích, cát rời khi chịu
cắt có khuynh hướng giảm thể tích. Hệ số rỗng không thay đổi nữa khi bị cắt gọi là
hệ số rỗng tới hạn. Casagrande giải thích rằng đối với đất cát rời bão hòa nước có hệ
số rỗng lớn hơn hệ số rỗng tới hạn có khuynh hướng giảm thể tích khi chịu tác động
rung bởi ảnh hưởngđộng đất, nếu nước lỗ rỗng thoát không kịp thì áp lực pháp
tuyến tác động sẽtruyền lên nước lỗ rỗng (áp lực nước lỗ rỗng thặng dư) làm cho áp
lực nước lỗ rỗng tăng lên, và phần áp lực này không tạo ra sức chống cắt. Dựa trên
nguyênlý ứng suất hữu hiệu, tại một độ sâu của đất nền được xác định bởi:
σ' = σ - u (2.1)
Trong đó: σ' là ứng suất hữu hiệu, σ là ứng suất tổng, u: áp lực nước lỗ rỗng.
Nếu độ lớn của ứng suất tổng σ không thay đổi và áp lực nước lỗ rỗng u tăng dần
lên, một thời gian sau có thể dẫn đến σ bằng u. Lúc này ứng suất hữu hiệu bị triệt
tiêu, nền cát mất đi sức chống cắt và nó trở thành trạng thái lỏng.
Như vậy, sự hóa lỏng của nền là một quá trình dẫn đến mất toàn bộ sức bền
chống cắt của nền đất bão hòa khi chịu những lực trượt mang tính tuần hoàn. Sức
bền chống cắt mất đi là do sự tăng của áp lực nước lỗ rỗng và sự giảm liên tiếp thể
tích của khung cứng nên ứng suất hiệu dụng có khuynh hướng dần về không. Nhìn
16
chung, sự tăng áp lực nước được thực hiện theo một quá trình tích lũy dưới tác động
của nhiều lực chu kỳ xen kẽ nhau. Nền có khả năng hóa lỏng được hình thành từ
vật liệu cát lỏng được san lắp bằng bơm thủy lực hay đất bồi lỏng. Dưới đây là một
số hình ảnh minh họa cho quá trình hóa lỏng của đất:
(a) (b) (c)
Hình 2.2. Quá trình xảy ra hiện tượng hóa lỏng của đất
Ghi chú:
Hình 2.2a diễn tả các hạt đất trong một mẫu đất. Chiều cao của cột bên phải diễn tả
áp lực nước lỗ rỗng trong đất.
Hình 2.2b. Chiều dài mũi tên diễn tả độ lớncủa các lực liên kết giữa các hạt đất với
nhau. Lực liên kết giữa các hạt đất lớn khi áp lực nước lỗ rỗng nhỏ.
Hình 2.3c. Áp lực nước lỗ rỗng tăng dần lên. Lực liên kết giữa các hạt đất bị triệt
tiêu. Đất bị hóa lỏng.
2.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng hoá lỏng của đất .
Có nhiều yếu tố ảnh hưởng đến sự hóa lỏngcủa đất. Dựa vào kết quả trong
phòng thí nghiệm cũng như các nghiên cứu và khảo sát tại hiện trường, các yếu tố
chính ảnh hưởng đến khả năng xảy ra hóa lỏng của đất như sau [9]:
• Cường độ và thời gian xảy ra động đất
Để xảy ra hóa lỏng, thì phải có sự rung lắc của nền đất. Các đặc trưng dao
động của đất nền như gia tốc và thời gian rung động gây ra biến dạng cắt làm cho
thành phần hạt đất giảm đi và áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tăng lên dẫn đến hóa
lỏng. Khả năng xảy ra hóa lỏng càng tăng khi cường độ và thời gian xảy ra động đất
17
càng tăng. Trận động đất nào có cường độ lớn nhất sẽ có gia tốc nền amax lớn nhất
và thời gian xảy ra dài nhất. Theo Ishihara (1985), thì việc phân tích hóa lỏng sẽ
không cần thiết đối với những vùng có gia tốc nền lớn nhất amax< 0.1g. Ngoài động
đất, còn có nhiều hiện tượng khác cũng gây ra hóa lỏng như : đóng cọc, dao động
do xe cộ chạy trên đường xảy ra trong thời gian dài.
• Mực nước ngầm.
Mực nước ngầm gần mặt đất thì sẽ xảy ra khả năng đất hóa lỏng. Đối với lớp
đất không bão hòa ở trên mực nước ngầm thì sẽ không bị hóa lỏng, do đó không cần
phân tích hóa lỏng cho các lớp đất này. Ở những nơi mà mực nước ngầm thay đổi
thì khả năng hóa lỏng cũng thay đổi theo. Mực nước ngầm cao nhất trong lịch sử sẽ
được dùng để phân tíchhóa lỏng nếu như không thể xác định mực nước ngầm cao
hơn hay thấp hơn một cách phù hợp.
• Loại đất có khả năng hóa lỏng.
Khi xem xét các loại đất có thể bị hoá lỏng, Ishihara (1985) phát biểu như
sau: “Sự nguy hiểm liên quan đến hóa lỏngtrong quá trình chịu động đất thường xảy
ra trong những mẫu đất cát hạt mịn cho đến cát hạt trung và những loại cát rời có độ
dẻo thấp. Tuy nhiên, hiện tượng hóa lỏng cũng có thể xảy ra đối với sỏi.”
Vì thế, loại đất có khả năng bị hóa lỏng thường là những loại đất rời
(cohesionless soil). Dựa vào kết quả trong phòng thí nghiệm và khảo sát tại hiện
trường, Seed (1983) khẳng định rằng đa số cácloại đất dính (cohesive soil) đều
không bị hóa lỏng khi động đất xảy ra. Sử dụng các tiêu chuẩn ban đầu của Seed và
Idriss (1982) và sau đó được xác định bởi Youd và Gilstrap (1999) , để cho đất dính
bị hóa lỏng thì phải thỏa mãn cả 3 điều kiện sau:
- Đất có phần trăm hạt mịn hơn 0.005mm < 15 %.
- Giới hạn chảy của đất: LL < 35%.
- Độ ẩm của đất: W > 0.9 LL.
Nếu như loại đất dính nào không thỏa mãn cả ba điều kiện trên thì không có
khả năng bị hóa lỏng. Mặc dù không xảy ra hóa lỏng nhưng đất sẽ bị giảm sức
chống cắt không thoát nước một cách đáng kể do tải trọng động đất gây ra.
18
• Độ chặt tương đối của đất.
Dựa vào kết quả hiện trường, đất ở trạng thái rời rạc dễ xảy ra hiện tượng hóa
lỏng. Đối với cát chặt, tình trạng hóa lỏng ban đầu không gây ra biến dạng lớn vì cát
có khuynh hướng dãn nỡ thể tích khi chịu ứng suất cắt tuần hoàn. Poulos (1985)
khẳng định rằng nếu đất tại hiện trường có khuynh hướng dãn nở thể tích thì không
cần phải xác định khả năng hoá lỏng vì sức chống cắt không thoát nước lớn hơn so
với sức chống cắt thoát nước.
• Kích thước hạt đất.
Loại đất không có tính dẻo có thành phần hạt khá đồng nhất thường bị hóa
lỏng. Đất có cấp phối tốt làm áp lực nước lỗ rỗng giảm xuống trong suốt quá trình
động đất do đó mà sẽ giảm khả năng gây hóa lỏng.
• Điều kiện thoát nước.
Nếu áp lực nước lỗ rỗng thặng dư có thể phân tán một cách nhanh chóng, thì
sự hóa lỏng trong đất sẽ không xảy ra. Vì thế các loại đất cuội, sỏi thường làm giảm
khả năng gây hóa lỏng.
• Áp lực chèn bó xung quanh.
Đất có áp lực chèn bó càng lớn thì khả năng xảy ra hóa lỏng càng giảm. Áp
lực chèn bó càng lớn khi mực nước ngầm càng hạ xuống và độ sâu của đất càng
tăng. Các nghiên cứu cho thấy rằng vùng hóa lỏng nằm trong phạm vi từ mặt đất
cho đến độ sâu khoảng 15m. Các lớp đất sâu hơn ở bên dưới thường không bị hóa
lỏng vì có áp lực chèn bó lớn.
• Hình dạng hạt đất.
Hình dạng hạt đất cũng ảnh hưởng đến khả năng xảy ra hoá lỏng trong đất.
Đất được cấu tạo từ những hạt hình tròn sẽ dễ bị hóa lỏng hơn các loại đất cấu tạo
từ nhưng hạt có hình góc cạnh.
• Lịch sử đất nền.
Các mẫu đất có tuổi lớn hơn đã từng chịu sự chuyển động rung lắc của đất
nền thường có khả năng chống lại sự hóa lỏng nhiều hơn các mẫu đất mới vừa hình
thành có cùng độ chặt.
19
Khả năng chống lại hiện tượng hóa lỏng tăng cùng với sự gia tăng của tỉ số
đất cố kết trước OCR và hệ số áp lực ngang của đất ở trạng thái nghỉ ko (Seed và
Peacock 1971, Ishihara 1978). Khi đất bị xói mòn thì lớp đất phía trên của nó bị mất
đi, trong trường hợp này nếu lớp đất phía dưới đã được đặt tải trước thì nó sẽ có tỷ
số cố kết trước và hệ số áp lực ngang của đất ở trạng thái nghỉ ko lớn hơn. Do đó mà
sẽ chống lại sự hóa lỏng tốt hơn loại đất chưa được gia tải trước.
• Tải trọng công trình.
Sức nặng của công trình đặt trên một mẫu đất cát có thể làm giảm khả năng
chống lại sự hóa lỏng xảy ra trong đất. Lớp đất bên dưới móng sẽ chịu ứng suất cắt
gây ra bởi tải trọng công trình và các ứng suất cắt này sẽ làm cho đất dễ xảy ra hóa
lỏng.
2.3 Đánh giá khả năng hóa lỏng của đất.
Để đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất ta có thể đánh giá dựa vào nhiều cơ sở
khác nhau, đánh giá dựa vào loại trầm tích hay dựa vào từng lớp đất.
2.3.1 Đánh giá tính dễ hóa lỏng theo loại trầm tích.
Để đánh giá khả năng hóa lỏng của đất trầm tích [23] ta sử dụng hệ số
đánh giá tính nhạy cảm SRF
SRF = FhxFgxFcxFgw (2.2)
Bảng 2.1: Đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất trầm tích
SRF Tính dễ hóa lỏng
0-5 Rất thấp
5-10 Thấp
10-25 Trung bình
25-50 Cao
>50 Rất cao
a. Hệ số lịch sử hóa lỏng Fh.
Hệ số lịch sử hóalỏng bao gồm hai thành phần. Đầu tiên là một thành phần
dùng để phản ánh các quan sát trong quá khứ về sự xuất hiện hóa lỏng, thứ hai là
20
thành phần phản ánh lịch sử địa chấn trong quá khứ. Do đó, hệ số lịch sử hóa lỏng
được định nghĩa là:
Fh=CLxCa (2.3)
Các hệ số CL, Ca được xác định từ bảng 2.2, 2.3.
Bảng 2.2: Hệ số quan sát hóa lỏng
Lịch sử quan sát hóa lỏng CL
Hóa lỏng diện rộng 10
Hóa lỏng giới hạn 5
Không hóa lỏng 5
Không có dữ liệu 2.5
Bảng 2.3: Hệ số lịch sử động đất trong quá khứ
Gia tốc động đất đỉnh Ca
5 0.00-0.05g
3 0.05g-0.1g
2 0.1g-0.2g
1.5 0.2g-0.3g
1.2 0.3g-0.4g
1 >0.4g
21
b. Hệ số địa chất Fg.
Hệ số địa chất Fgđược xác định từ hai thành phần.
Fg=CclassxCquality (2.4)
Các hệ số Cclass, Cquality: Được xác định từ bảng 2.4, 2.5.
Bảng 2.4: hệ số phân loại địa chất (Youd và Perkins 1987)
Cclass(theo tuổi trầm tích) Sự phân Loại trầm bố trong < 500 500-10,000 10,000 - > 2.5tr tích địa tầng năm năm 2.5tr năm năm
Đất đắp
không đầm Thay đổi 10 - - -
nén
Thay đổi Lòng sông 10 6 2 1 cục bộ
Đồng bằng Rộng lớn 10 6 2 1 ven biển
Hoàng thổ Thay đổi 6 6 6 6
Đồng bằng Thay đổi 6 4 2 1 ngập lụt cục bộ
Đồng bằng Rộng lớn 6 4 2 1 lục địa
Vùng hồ Thay đổi 6 4 2 1
Colluvium Thay đổi 6 4 2 1
Cồn cát Rộng lớn 6 4 2 1
Thay đổi Cửa sông 6 4 2 1 cục bộ
Bờ biển
năng lượng Rộng lớn 6 4 2 1
song thấp
22
Vùng đầm Thay đổi 6 4 2 1 phá cục bộ
Thay đổi 6 4 Vùng trung triều 2 1 cục bộ
Đồng bằng 4 2 Rộng lớn 2 1 bồi tích
Bờ biển
4 2 năng lượng Rộng lớn 1 1
song cao
2 2 Taluy Rộng lớn 1 1
2 2 Glacial till Rộng lớn 1 1
2 2 Tro núi lửa Hiếm 1 1
Đất đắp
2 - được đầm Thay đổi - -
nén
0 0 Đá Rộng lớn 0 0
Bảng 2.5: hệ số chất lượng phân loại
Cơ sở phân loại Cquality
Khảo sát bởi chuyên gia địa chất 1.0
Khảo sát bởi kỹ sư 1.1
Dựa trên bản đồ địa chất 1.2
Dự đoán 1.5
23
c. Hệ số thành phần Fc.
Hệ số thành phần được xác định bởi 6 thành phần như sau:
Fc = CgxCsxCfxCpxCwxCc (2.5)
Các hệ số Cg, Cs, Cf, Cp, Cw, Cc: Được xác định từ bảng 2.6-2.11.
Bảng 2.6: hệ số cấp phối
Hệ số đồng nhất Cg
1 1-2
0.95 2-3
0.9 3-4
0.85 4-5
0.75 >5
1 Không biết
Bảng 2.7: hệ số hình dạng hạt
Hình dạng hạt Cs
1 Tròn
0.95 Hơi tròn
0.9 Hơi góc cạnh
0.8 Góc cạnh
1 Không biết
Bảng 2.8: hệ số hàm lượng hạt sét
Hàm lượng hạt sét Cf
1.00 0-20%
0.95 20-40%
0.90 40-60%
0.85 60-80%
0.80 80-100%
1 Không biết
24
Bảng 2.9: hệ số dẻo
PI Cp
1.00 0-7
0.80 7-12
0.50 12-20
0.25 20-30
0.10 >30
1.00 Không biết
Bảng 2.10: hệ số độ ẩm
Độ ẩm Cw
1.00 w>0.85LL
0.90 0.80LL 0.80 w<0.80LL 1.00 Không biết Bảng 2.11: hệ số biên không thoát nước Biên khồng thoát nước Cc 1.2 Có 1.00 Không (cát) 0.50 Không (sỏi) 1.10 Không biết d. Hệ số mực nước ngầm Fgw. Những quan sát thu được từ những trận động đất trên thế giới chỉ ra rằng mực nước ngầm càng cao càng làm tăng nguy cơ hóa lỏng của đất. Hệ số mực nước ngầm được xác định theo bảng 2.12. 25 Bảng 2.12: hệ số mực nước ngầm Độ sâu mực nước ngầm Fgw <3m 1.0 3-6m 0.9 6-10m 0.8 10-15m 0.7 >15m 0.6 Không biết 1.0 2..3.2 Đánh giá tính dễ hóa lỏng theo từng lớp đất. Trong nhiều năm chỉ có cát được coi là dễ hóa lỏng, đối với đất cát có pha hạt mịn thì thành phần hạt mịn có ảnh hưởng đến khả năng xảy ra hóa lỏng. Cuội sỏi và đá đắp cũng có khả năng hóa lỏng. Mặc dù đất cuội, sỏi có khả năng thoát nước tương đối cao nhưng nếu trong đất có lẫn các hạt mịn thì sự thoát nước kém đi và áp lực nước lỗ rỗng tăng, khả năng hóa lỏng tăng. Khoảng 10-15 năm trở lại đây, những kiến thức thu được từ các trận động đất ở California, Thổ Nhĩ Kỳ và Đài Loan đã chỉ rõ khả năng hóa lỏng của đất hạt mịn (đất bùn). Hiện nay, các nghiên cứu lớn đã đưa ra tiêu chí để đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn. Đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn. Boulanger và Idriss (2005). Boulanger và Idriss đã đưa ra hai loại ứng xử của đất để đánh giá tính dễ hóa lỏng: “như cát”-dễ bị hóa lỏng và “như sét”-không bị hóa lỏng. Boulanger và Idriss thấy rằng tính dẻo của đất sẽ xác định xem đất đó ứng xử thuộc loại nào.Và hai ông đã đề nghị ra một tiêu chí đánh giá dựa trên chỉ sốdẻo PI. Hình 2.3cho thấy rõ sựchuyển tiếp giữa ứng xử như sét và như cát của đất trong nghiên cứu của Boulanger và Idriss, rõ ràng với: PI<3-như cát, PI>8-như sét. 26 Hình 2.3: Tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn theo Boulanger và Idriss. Bray và Sancio (2006). Bray và Sancio đưa ra tiêu chí đánh giá hóa lỏng của đất hạt mịn dựa trên chỉ số dẻo PI và độ ẩm w: PI<12 và w/LL>0.85 đất dễ bị hóa lỏng; PI>18 và w/LL<0.8 đất không bị hóa lỏng; những loại đất còn lại được coi là có thể bị hóa lỏng và cần tiến hành thí nghiệm kiểm tra. Hình 2.4: Tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn theo Bray và Sancio. 27 2.3.3 Đánh giá khả năng bắt đầu hóa lỏng của cát. Đánh giá khả năng cho việc bắt đầu hóa lỏng, được gọi là đánh giá tiềm năng hóa lỏng, liên quan đến việc so sánh cường độ của trận động đất tại một khu vực cụ thể với khả năng kháng hóa lỏng của đất tại khu vực đó. Việc khẳng định khả năng hoá lỏng của một loại đất bao gồm ba bước công việc: - Đánh giá ứng suất cắt biến đổi do động đất gây ra ở các độ sâu khác nhau -Xác định sức kháng của môi trường với quá trình hoá lỏng ở các điểm khác nhau. -So sánh hai kết quả nêu trên. Với điều kiện trong phòng thí nghiệm, dưới một áp lực cột đất đã cho, thì sức kháng chống lại hiện tượng hoá lỏng được thực hiện bằng giá trị ứng suất cắt chu kỳ nghĩa là ở một số chu kỳ ấn định trước môi trường dễ gây ra hoá lỏng. Các giá trị tương đương khi đó được xác định sẽ là: biên độ ứng suất cắt tương đương chu kỳ eq và số lần chu kỳ tương đương neq. Kết quả các bước xác định được thể hiện trên cùng một đồ thị, theo chiều sâu, thể hiện biên độ ứng suất chu kỳ tương đương và biên độ ứng suất chu kỳ gây hoá lỏng (xác định được ở trong phòng thí nghiệm), với chính số chu kỳ tương đương neq đó. Phạm vi hai đường cong cắt nhau giúp ta xác định được khu vực hoá lỏng ( hình 2.3) 28 Hinh 2.5: a) Ảnh hưởng của phân bố hạt với nguy cơ hoá lỏng(Shannon, 1972). b) Nguyên lý xác định khu vực có khả năng lỏng. (1) Khoảng hạt cát bị hoá lỏng ở Nigata - 1964; (2) Đường bao thành phần hạt của 19 loại hat bị hoá lỏng ở nhật; (3) Khoảng hạt hoá lỏng ở Alaska - 1964; (4) Khoảng đất bị hoá lỏng theo thí nghiệm trong phòng. Phương pháp đơn giản xác định chu kỳ tương đương Trên cơ sở một số trường hợp cụ thể Seed và Idriss, đã kiến nghị một phương pháp đơn giản để xác định biên độ và số chu kỳ tương đương như sau: Với đất nền không sâu quá 10 đến 15m thì ứng suất cắt cực đại max, đạt được trong quá trình động đất ở một độ sâu h, có thể được xem như hàm số của h và gia tốc cực đại trên bề mặt amax, và thể hiện qua biểu thức: maxγh/g).amax.rd (2.6) Trong đó : γ - trọng lượng riêng của đất. h - độ sâu. g - gia tốc trọng trường. rd - hàm số phụ thuộc (h) và biến dạng môi trường, có thể xác định theo bảng 2.13 Bảng 2.13: Giá trị trung bình của hàm rd( theoSeed, 1974) h(m) 2 4 6 8 10 12 14 16 0.98 0.96 0.93 0.89 0.86 0.84 0.82 0.79 rd 29 Mặt khác, để khắc phục mức độ không đồng đều của độ phản hồi, người ta có thể chấp nhận các chu kỳ tương đương có biên độ hiệu dụng bằng khoảng 65% của max Theo đó, ứng suất cắt tương đương max sẽ là: max,65( γh/g).amax.rd (2.7) Về số chu kỳ tương đương neq có liên hệ đến chấn cấp (mà bản thân chấn cấp có liện quan đến thời gian rung động). Ta có thể xác định neqtheo bảng 2.14 sau Bảng 2.14: Giá trị trung bình neqtheo chấn cấp M (theo Seed 1975) 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 M 4,0 5,0 6,3 8,0 11,4 15,0 19,6 27 neq Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9386:2012. Trong tiêu chuẩn TCVN 9386:2012 đề cập cách xác định, đánh giá khả năng hóa lỏng của nền như sau. - Nguy cơ hoá lỏng có thể được bỏ qua khi α.S < 0,15 và ít nhất một trong các điều kiện sau phải được đảm bảo: + Cát có hàm lượng hạt sét lớn hơn 20 % với chỉ số dẻo PI > 10; + Cát có hàm lượng hạt bụi lớn hơn 35 % và đồng thời số búa SPT sau khi được chuẩn hóa với các ảnh hưởng của áp lực bản thân đất và với tỷ số năng lượng N1(60)> 20. + Cát sạch, với số búa SPT sau khi được chuẩn hóa với áp lực bản thân đất và với tỷ số năng lượng N1(60)> 30. - Ứng suất cắt do động đất: τe = 0,65α.S.σvo - Xác định chỉ số SPT N1(60) như sau: √ - Đồ thị xác định tỉ số ứng suất τe/ gây hoá lóng. 30 Chú dẫn: đường cong 1: 35 % hạt mịn e/'vo- tỷ số ứng suất lặp đường cong 2: 15 % hạt mịn A - cát sạch đường cong 3: < 5 % hạt mịn B - cát bụi
Hình 2.6: Quan hệ giữa các tỷ số ứng suất gây ra hóa lỏng và N1(60) cho cát sạch và cát bụi đối với động đất Ms= 7,5 - Đối với động đất có cường độ khác với Ms= 7,5; thì các giá trị tỷ số ứng suất xác định từ hình 2.6, sẽ được nhân thêm hệ sô CM (CM(e/'vo)). Bảng 2.15: Các giá trị của hệ số CM CM Ms 2,86 5,5 2,20 6,0 1,69 6,5 1,30 7,0 0,67 8,0 (
( )đồ ị
) ự là hệ số đánh giá hóa lỏng. Gọi Nếu hệ số đánh giá hóa lỏng Fhl < 1 thì đất nền bị hóa lỏng. 31 Theo tiêu chuẩn JRA Nhật Bản. Khi FL ≤ 1, cần xem xét hiện tượng hóa lỏng trong thiết kế. R là hệ số sức kháng cắt động Xác định các thông số trong công thức Động đất loại I 1.0 1.0 Động đất loại II 3.3RL+0.67 2.0 √ 14 √ Na=c1N1+c2 { { 32 L là tỷ số ứng suất tối đa. Theo NCEER (Trung tâm nghiên cứu kỹ thuật động đất quốc gia) của Mỹ Tiềm năng hóa lỏng được đánh giá theo hệ số an toàn chống hóa lỏng FSL được định nghĩa như sau: Khi 1< FSL <1.4, đất được coi là bắt đầu hóa lỏng. Khi FSL ≤ 1, đất được coi là hóa lỏng hoàn toàn. Hệ số sức kháng tuần hoàn (CRR). : Trị số SPT hiệu chỉnh thành phần hạt về cát chuẩn, x = (N1)60cs Ci: là hệ số hiệu chỉnh trị số SPT,(được lấy theo bảng 2.16) 33 Bảng 2.16: Các hệ số hiệu chỉnh giá trị. ( ) Hệ số ứng suất tuần hoàn (CSR). Ở đây: rd: Hệ số phụ thuộc vào chiều sâu tính toán z(m) Ở đây: MSF là hệ số hiệu chỉnh cường độ động đất. ( ) ) { ( 34 2.5. Nhận xét chương 2. Cát luôn được coi là dễ hóa lỏng, tiềm năng hóa lỏng của cát phụ thuộc vào cường độ động đất, thành phần hạt mịn và độ chặt. Đối với đất hạt mịn, tính dễ hóa lỏng phụ thuộc vào chỉ số dẻo, độ ẩm và giới hạn chảy. Thường các nhóm đất hạt mịn: bùn, sét với tính dẻo thấp được coi dễ hóa lỏng. Viêc đánh giá tiềm năng lỏng của đất trong cả ba tiêu chuẩn Việt Nam, Mỹ, Nhật Bản đều dựa trên tỉ số giữa: sức kháng hóa lỏng của đất (Tính theo chỉ số SPT) và tỉ số ứng suất tuần hoàn do động đất gây ra. 35 Thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp là thí nghiệm dùng để đánh giá khả năng hóa lỏng của đất nền do động đất. Thí nghiệm mô phỏng tải trọng động đất tác dụng lên đất nền làm cho đất nền có khả năng hóa lỏng. Mẫu trước hết được làm bão hoà mẫu (giai đoạn làm bão hoà mẫu). Sau đó được cố kết trong điều kiện ứng suất đẳng hướng không đổi, thoát nước hoàn toàn (giai đoạn cố kết). Sau giai đoạn cố kết tác dụng tải trọng dọc trục hình sin có biên độ không đổi tác dụng lên đầu trên của mẫu với một tần số không đổi 1Hz và không cho thoát nước (giai đoạn cắt). Trong giai đoạn nén đo sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng. Thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp mô phỏng tải trọng động đất dẫn đến đất có khả năng hoá lỏng. Thí nghiệm được tiến hành theo ba bước: Bước 1- Làm bão hoà mẫu Bước 2- Cố kết mẫu Bước 3- Cắt mẫu Thiết bị nén 3 trục chịu tải trong lặp được dược thể hiện trong hình 3.1. 36 Hình 3.1: Thiết bị nén 3 trục chịu tải trọng lặp. (1) Máy tính cá nhân chạy kiểm soát chương trình GDSlab. (2) Khung tải ba trục có gắn động cơ khí nén. (3) Buồng nén ba trục. (4) Hệ thống điều khiển động lực. (5) Bộ điều chỉnh áp lực khí nén để điều chỉnh áp lực buồng. (6) Điều chỉnh áp suất để điều chỉnh áp lực ngược. 3.3.1 Làm bão hoà mẫu. Giới thiệu chung. Mục đích của việc làm bão hoà là làm cho tất cả các lỗ rỗng đều được lấp đầy bằng nước. Muốn vậy, thường nâng áp lực nước lỗ rỗng trong mẫu đất lên đủ cao để nước chiếm chỗ toàn bộ phần khí có trong các lỗ rỗng. Để nâng áp lực nước lỗ rỗng lên dùng áp lực nước (áp lực ngược) tác động lên mẫu, cùng lúc đó tăng áp lực buồng để giữ lại một ứng suất hữu hiệu dương nhỏ. 37 Việc tăng áp lực buồng và áp lực ngược được thực hiện luân phiên nhau. Giai đoạn tăng áp lực buồng thì không để nước thoát ra hoặc thấm vào mẫu, như vậy sẽ có thể xác định được hệ số áp lực nước lỗ rỗng B tại mỗi cấp ứng suất toàn phần. Áp lực ngược tác động lên mẫu qua đầu trên hoặc cả hai đầu của mẫu thí nghiệm. Khi tác động lên cả hai đầu, cả hai van áp lực ngược và van thoát nước đáy được nối với hệ thống áp lực ngược. Mức độ bão hoà được tính bằng cách xác định hệ số áp lực nước lỗ rỗng B và theo nguyên tắc nếu B lớn hơn hoặc bằng 0,95 thì ở mức độ bão hòa là chấp nhận được Các yêu cầu cơ bản. Nước dùng để ngâm mẫu đất lấy từ hệ thống áp lực ngược phải là loại nước sạch, đã khử khí. Mỗi cấp tăng áp lực buồng không được vượt quá 50 kPa, hoặc ứng suất hiệu quả là ứng suất mà mẫu sẽ bị cố kết khi thí nghiệm nén ("áp lực cố kết hiệu quả cần thiết"). Sự khác nhau giữa áp lực buồng và áp lực ngược (chênh lệch áp lực) không được lớn hơn áp lực thí nghiệm hiệu quả cần thiết, hoặc 20 kPa, nếu nhỏ hơn thì không được nhỏ hơn 5 kPa.Độ chênh lệch áp lực 10kPa là thích hợp cho nhiều loại đất mà độ trương nở của nó là không đáng kể ở cấp ứng suất hữu hiệu này. Khi phát hiện thấy có sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng hoặc thể tích thì cần vẽ đồ thị số đo theo thời gian để biết được khi nào thì ổn định. Trình tự thao tác. a) Đảm bảo van áp lực ngược và van của hệ thống xả đều đóng kín. Tăng một cấp áp lực buồng đầu tiên ngay sau khi lắp mẫu xong. b) Quan sát áp lực nước lỗ rỗng cho tới khi nó đạt được giá trị cân bằng và ghi lại. Nếu áp lực nước lỗ rỗng giảm đáng kể (có khả năng ngay sau lần nâng áp lực đầu tiên) thì tiến hành tiếp bước mô tả trong điểm c mà không cần đợi tới lúc áp lực cân bằng, để đảm bảo cho áp lực nước lỗ rỗng không hạ xuống đến 0. 38 c) Tăng áp lực buồng lên 50 kPa và quan sát áp lực nước lỗ rỗng. Nếu giá trị của áp lực nước lỗ rỗng ổn định thì ghi lại và tính toán sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng (u, kPa) sinh ra do việc tăng áp lực này. Tính toán hệ số áp lực nước lỗ rỗng B theo công thức sau: Nếu B bằng hoặc lớn hơn 0,95 thì mẫu được coi là đã bão hoà và lúc đó có thể tiến hành bước cố kết mẫu. Nếu không thì thực hiện như hướng dẫn trong các bước từ d đến i dưới đây. d) Giữ cho van áp lực ngược và van hệ thống xả đóng, tăng áp lực trong đường áp lực ngược tới giá trị bằng áp lực buồng trừ đi độ chênh lệch áp lực đã chọn. (Nếu áp lực nước lỗ rỗng trong bước này lớn hơn áp lực ngược đã định, thì cần tăng thêm một hoặc nhiều cấp áp lực buồng cho tới khi áp lực ngược tương ứng lớn hơn áp lực nước lỗ rỗng cân bằng, hoặc cho tới khi giá trị B bằng hoặc lớn hơn 0,95). e) Mở van áp lực ngược để áp lực ngược tác động lên mẫu. f) Quan sát áp lực nước lỗ rỗng và số đo trên dụng cụ đo thể tích. Khi áp lực nước lỗ rỗng bằng áp lực ngược và dụng cụ đo thể tích cho thấy rằng quá trình nước thấm vào mẫu đã thực sự ngừng, đóng van áp lực ngược. Theo dõi áp lực nước lỗ rỗng cho tới khi cân bằng. h) Tăng áp lực buồng bằng một cấp áp lực thích hợp nữa (3). Quan sát sự biến đổi kèm theo trong áp lực nước lỗ rỗng (u) như mô tả trong điểm b. Khi đạt được cân bằng, tính toán giá trị hệ số áp lực nước lỗ rỗng B theo công thức sau: i) Lặp lại thao tác của các bước mô tả trong các điểm từ d đến h cho tới khi hệ số áp lực nước lỗ rỗng B cho biết đất đã bão hoà. Mẫu đất được coi là bão hoà, khi áp lực nước lỗ rỗng ổn định sau 12 giờ đồng hồ và giá trị của B bằng hoặc lớn hơn 0,95. 39 3.3.2. Cố kết mẫu. Giới thiệu chung. Giai đoạn cố kết kế tiếp ngay sau khi giai đoạn bão hoà và sử dụng chính những thiết bị đã dùng để làm bão hoà. Sự cố kết của mẫu trong thí nghiệm này là đẳng hướng. Mục tiêu của giai đoạn cố kết là đưa mẫu đất đến trạng thái của ứng suất hiệu quả cần thiết. Các số liệu nhận được trong quá trình cố kết được sử dụng để ước lượng tốc độ biến dạng thích hợp sẽ dùng trong quá trình nén cắt, để xác định khi nào thì mẫu cố kết xong và để tính toán kích thước của mẫu khi bắt đầu giai đoạn nén cắt. Trình tự cố kết. Sau khi kết thúc giai đoạn bão hoà, trong khi van áp lực ngược vẫn đóng, phải ghi lại số đo áp lực nước lỗ rỗng và số đo biến đổi thể tích cuối cùng. - Trình tự cố kết như sau: a) Tăng áp lực (3) trong tuyến áp lực buồng và điều chỉnh áp lực ngược nếu cần, để tạo nên sự chênh lệch bằng áp lực cố kết hiệu quả cần thiết ('3), xácđịnh theo công thức sau: b) Ghi lại áp lực nước lỗ rỗng khi đạt đến độ ổn định (ui, kPa). c) Ghi lại số đọc của thiết bị đo thay đổi thể tích. Tại thời điểm thích hợp cho bắt đầu giai đoạn cố kết bằng cách mở một hoặc một số van áp lực ngược. d) Ghi các số đọc của thiết bị đo thay đổi thể tích tại những thời điểm thích hợp. e) Quá trình cố kết diễn ra cho tới khi không còn một sự thay đổi thể tích đáng kể, khi ít nhất là 95 % áp lực nước lỗ rỗng dư đã bị tiêu tán, có nghĩa là tới khi U lớn hơn 95% theo công thức sau: U= U là mức độ cố kết (%). ui là số đo áp lực nước lỗ rỗng ổn định trước khi cố kết (kPa). u là áp lực nước lỗ rỗng trong các lỗ rỗng giữa các hạt rắn của mẫu đất. 40 ub là áp lực ngược. f) Khi quá trình cố kết kết thúc, ghi số đo thay đổi thể tích và tính toán sự thay đổi toàn bộ của thể tích (Vc) trong giai đoạn cố kết. Ghi số đo áp lực nước lỗ rỗng uc (kPa). g) Mẫu đã được cố kết được chuẩn bị sẵn sàng cho giai đoạn nén cắt. Tính toán kích thước của mẫu sau khi cố kết. a. Thể tích. b. Diện tích. ] [ c. Chiều dài. ] [ d. Biến dạng dọc trục tương đối. Trong đó:
Vc là thể tích mẫu đất đã cố kết, (cm3).
Vo là thể tích ban đầu của mẫu, (cm3). Vc là sự thay đổi thể tích của mẫu, trong quá trình cố kết, được xác định bằng thể
tích nước thoát ra từ mẫu đất, (cm3).
Ac là diện tích mặt cắt ngang mẫu đã cố kết, (mm2). Ao là diện tích mặt cắt ngang mẫu ban đầu, (mm2). Lc là chiều dài mẫu đã cố kết, (mm). Lo là chiều dài mẫu ban đầu, (mm). L là phần chiều dài thay đổi so với độ dài ban đầu trong quá trình nén, xác định được từ thiết bị đo biến dạng, (mm). 41 3.3.3 Cắt mẫu. Sau giai đoạn cố kết, van xả đáy đóng. để tạo 1 tải trọng động đất, tải trọng dọc trục hình sin có biên độ không đổi tác dụng lên đầu trên của mẫu với một tần số không đổi 1Hz. Tải trọng tuần hoàn P được tính theo công thức sau: : là diện tích mặt cắt ngang mẫu đã cố kết, (mm2). Ac CSR : là hệ số ứng suất tuần hoàn bắt đầu từ 0.1 và lớn nhất là 0.4. : là ứng suất hữu hiệu sau khi cố kết. Trong khi thí nghiệm, sau từng khoảng thời gian phải ghi lại các số đọc trên thiết bị đo biến dạng và áp lực nước lỗ rỗng.Tiếp tục thí nghiệm cho tới lúc đạt được rõ ràng một trong các điều kiện sau. a) Khi áp lực nước lỗ rỗng ru=1. b) Khi biến dạng dọc trục vượt quá 20%. c) Khi đạt được 500 chu kỳ. d) Ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. 3.4.1 Giới thiệu. Thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp trên 12 mẫu bao gồm 6 mẫu cát và 6 mẫu bùn chịu những áp lực hữu hiệu khác nhau được thể hiện trong bảng 3.1. Bảng 3.1: Danh sách 12 mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp Loại mẫu Áp suất hữu hiệu Hố khoan Mẫu Loại đất 125 kPa UD3
UD3
UD4 AS1
AS3
AS3 Cát lẫn bùn
Cát lẫn bùn
Cát lẫn bùn 180 kPa Cát UD2 AS5 Cát lẫn bùn UD3 AS5 Cát lẫn bùn 235 kPa UD4 AS5 Cát mịn 42 AS1 UD1 Bụi lẫn sét 60 kPa AS1 UD2 Bụi lẫn cát AS2 UD1X Bụi lẫn sét Bùn 90 kPa AS2 UD2 Bụi lẫn sét AS4 UD1 Bụi lẫn sét 140 kPa AS4 UD2 Bụi lẫn cát Tất cả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp sử dụng hệ thống GDS. Tải trọng dọc trục tác dụng lên mẫu tương ứng với CSR=0.1, nếu ứng suất cắt có thể duy trì 500 chu kỳ thì tiếp tục tăng CSR cho giai đoạn kế tiếp.CSR tăng từ 0.1 đến 0.4.Tuy nhiên trong thí nghiệm này điều kiện phá hoại khi áp lực nước lỗ rỗng ru=1 và khi biến dạng dọc trục vượt quá 20% không xảy ra. 3.4.2. Kết quả thí nghiệm. Mẫu AS1 UD1. Trạng thái ban đầu. : 51.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 65 Giới hạn chảy (%) : 21 Chiều cao mẫu (mm) : 76 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 144.85 : 1134.1 : 86192.7 : 16.8 : 48.8 : 11.3 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.373 Hệ số rỗng, eo 43 : 95.3 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 144.07 Trọng lượng đất khô (g) : 97.35 : 48 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 342 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 410 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 60 44 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 60 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 60 Biến dạng dọc trục (%) : 2.27 Biến dạng thể tích (%) : 3.57 : 74.3 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2): 1134.1
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 17.3 : 1.288 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 10.8 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.18 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 6 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =6.0 kPa(CSR=0.1) và =9.0kPa (CSR=0.15) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ 45 % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =12.0kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1006 là =10.8kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1006. Số lượng chu kỳ Mẫu AS1 UD2. Trạng thái ban đầu. : 33.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 16 Giới hạn chảy (%) : 34 Chiều cao mẫu (mm) : 79 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 153.46 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2) : 1134.1 46 : 89595.1 : 17.1 : 28.4 : 13.3 : 2.68 Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.009 Hệ số rỗng, eo : 75.2 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. : 160.99 Trọng lượng đất ẩm (g) : 119.52 Trọng lượng đất khô (g) : 34.7 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm 47 - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 382 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.96 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 460 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 60 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 60 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 60 Biến dạng dọc trục (%) : 2.34 Biến dạng thể tích (%) : 3.98 :77.2 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2):1104.0
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.7 : 0.929 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 15.4 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.26 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 4 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =6.0 kPa(CSR=0.1) và =12.0kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) 48 % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =18.0kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1004 là =15.4 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 14%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 14% trong 500 chu kỳ. Mẫu bị phá hoại tại chu kỳ 1004. 49 Số lượng chu kỳ Mẫu AS1 UD3. Trạng thái ban đầu. : 40.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) : 17 Giới hạn dẻo (%) : 51 Giới hạn chảy (%) : 76 Chiều cao mẫu (mm) : 38 Đường kính ban đầu (mm) : 149.23 : 1134.1 : 86192 : 17.3 : 35.1 : 12.8 : 2.65 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.068 Hệ số rỗng, eo : 87.1 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. : 153.21 Trọng lượng đất ẩm (g) : 110.46 Trọng lượng đất khô (g) : 38.7 Độ ẩm, wf (%) 50 Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 329 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 475 Áp lực ngược (kPa) : 349 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 126 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 126 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 126 51 Biến dạng dọc trục (%) : 1.86 Biến dạng thể tích (%) : 2.26 :74.6 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2): 117.0
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.2 : 1.021 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 28.2 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.22 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 19 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =12.5 kPa(CSR=0.1), =18.9kPa (CSR=0.15)và =25kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ 52 % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =31.5 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1519 là =28.2 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.5%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẫu bị phá hoại tại chu kỳ 1519. Số lượng chu kỳ Mẫu AS3 UD3. Trạng thái ban đầu. : 34.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 19 Giới hạn chảy (%) : 52 53 : 75 Chiều cao mẫu (mm) : 38 Đường kính ban đầu (mm) : 149.95 : 1134.1 : 85058.6 : 17.6 : 26.2 : 14.0 : 2.65 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.897 Hệ số rỗng, eo : 77.4 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. : 156.60 Trọng lượng đất ẩm (g) : 118.82 Trọng lượng đất khô (g) : 31.8 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm 54 Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 389 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 525 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 125 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 125 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 125 Biến dạng dọc trục (%) : 2.08 Biến dạng thể tích (%) : 2.84 : 73.4 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1112.6
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.9 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 0.843 Độ bão hoà (%) : 100.0 - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 31.3 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 0.25 55 Số chu kỳ để phá hoại : 72 Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =12.5 kPa (CSR=0.1) và =25.0 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % ` Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =37.5 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1072 là =31.3kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 16.5%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1072. 56 Số lượng chu kỳ Mẫu AS4 UD1. Trạng thái ban đầu. : 34.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 16 Giới hạn chảy (%) : 39 Chiều cao mẫu (mm) : 76.5 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 152.17 : 1134.1 : 86750.8 : 17.5 : 26.8 : 13.8 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.938 Hệ số rỗng, eo : 76.6 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 158.65 Trọng lượng đất khô (g) : 120.01 : 32.2 Độ ẩm, wf (%) 57 Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 335 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 490 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 140 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 140 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 140 Biến dạng dọc trục (%) : 2.72 58 Biến dạng thể tích (%) : 3.96 : 74.4 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1104.2
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.0 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 0.861 Độ bão hoà (%) : 100.0 - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 36.3 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 0.26 Số chu kỳ để phá hoại : 9 Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =14.0 kPa (CSR=0.1) và =28 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ 59 % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =42kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1009 là =36.3 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 13.6%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1009. Số lượng chu kỳ Mẫu AS4 UD2. Trạng thái ban đầu. : 29.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) : 18 Giới hạn dẻo (%) : 42 Giới hạn chảy (%) : 76.0 Chiều cao mẫu (mm) : 38.0 Đường kính ban đầu (mm) Trọng lượng đất ẩm (g) : 162.17 60 : 1134.1 : 86192.7 : 18.8 : 26.5 : 14.9 : 2.68 Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.802 Hệ số rỗng, eo : 88.6 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. : 163.32 Trọng lượng đất ẩm (g) : 128.20 Trọng lượng đất khô (g) : 27.4 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm 61 - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 349 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 333 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 490 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 140 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 140 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 140 Biến dạng dọc trục (%) : 2.96 Biến dạng thể tích (%) : 3.82 : 73.8 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1105.2
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.7 : 0.733 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 36.0 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.26 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 9 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =14.0 kPa (CSR=0.1) và =28 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) 62 % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =42 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1009 là =36 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 14.3%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1009. 63 Số lượng chu kỳ Mẫu AS5 UD4. Trạng thái ban đầu. : 30.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) : 15 Giới hạn dẻo (%) : 28 Giới hạn chảy (%) : 76.0 Chiều cao mẫu (mm) : 38.0 Đường kính ban đầu (mm) : 158.19 : 1134.1 : 86192.7 : 18.4 : 25.9 : 14.6 : 2.65 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.818 Hệ số rỗng, eo : 83.9 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. : 159.71 Trọng lượng đất ẩm (g) : 125.65 Trọng lượng đất khô (g) : 27.1 Độ ẩm, wf (%) 64 Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 347 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 585 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 235 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 235 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 235 65 Biến dạng dọc trục (%) : 3.75 Biến dạng thể tích (%) : 5.57 : 73.2 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1092.0
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.6 : 0.717 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 84.4 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.36 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 29 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =23.5 kPa (CSR=0.1), =47.0 kPa (CSR=0.2) và =70.5 kPa (CSR=0.3) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn). % Số lượng chu kỳ 66 % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =94 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1529 là =84.4 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.2%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1529. Số lượng chu kỳ 67 Bảng 3.2: Kết quả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp trên mẫu cát. Trạng thái ban đầu Giai đoạn bão hoà và cố kết Giai đoạn cắt Ghi chú Stt Chiêu
sâu Tỷ
trọng Độ
ẩm Độ bão
hoà Hệ
số Loại
đất Hố
khoan Tên
mẫu Biến
dạng
dọc trục Biến
dạng
thể tích Ứng suất
cắt tuần
hoàn Chu kỳ
phá
hoại Khối
lượng
thể tích
ẩm Ứng
suất
tuần
hoàn Ứng
suất
hữu
hiệu
trung
bình
kN/m2 m % % % % kN/m3 kN/m2 1 AS1 UD3 13.5-14.5 2.65 38.7 100.0 0.97 126 1.86 2.26 18.2 Cát lẫn
bụi t
á
C 12.5
18.9
25.0
28.2 0.10
0.15
0.20
0.22 500
500
500
19 2 AS3 UD3 10.5-11.5 2.65 31.8 100.0 0.97 125 2.08 2.84 18.9 Cát lẫn
bụi 12.5
25.0
31.3 0.10
0.20
0.25 500
500
72 3 AS3 UD4 13.5-14.5 2.65 23.5 100.0 0.97 180 2.24 3.39 20.2 Cát lẫn
bụi 18.0
36.0
45.2 0.10
0.20
0.26 500
500
16 68 4 AS5 UD2 7.5-8.5 2.65 32.3 100.0 0.96 180 2.34 3.42 18.9 Cát lẫn
bụi 18.0
27.0
36.0
45.0
48.6 0.10
0.15
0.20
0.25
0.27 500
500
500
500
10 5 AS5 UD3 10.5-11.5 2.65 40.2 100.0 0.97 234 3.92 5.26 18.0 Cát lẫn
bụi 23.5
47.0
70.5
87.1 0.10
0.20
0.30
0.37 500
500
500
9 6 AS5 UD4 13.5-14.5 2.65 27.1 100.0 0.97 235 3.75 5.57 19.6 Cát mịn 23.5
35.3
47.0
70.5
84.4 0.10
0.15
0.20
0.30
0.36 500
500
500
500
29 69 Bảng 3.3: Kết quả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp trên mẫu bùn. Trạng thái ban đầu Giai đoạn bão hoà và cố kết Giai đoạn cắt Ứng Ghi Ứng Độ Biến Khối Ứng suất suất Chu Chiêu Tỷ Độ Hệ Biến dạng chú Loại Hố Tên suất bão dạng lượng thể cắt tuần hữu Stt kỳ phá sâu trọng ẩm số dọc trục đất khoan mẫu tuần hoà thể tích tích ẩm hoàn hiệu hoại hoàn m % % % % kN/m3 kN/m2 trung
kN/m2
bình 6.0 0.10 500 Bụi lẫn 1 AS1 UD1 2.5-3.5 2.68 48.0 100.0 0.97 60 2.27 3.57 17.3 9.0 0.15 500 sét 10.8 0.18 6 i
ụ
B 6.0 0.10 500 Bụi lẫn 2 AS1 UD2 7.5-8.5 2.68 34.7 100.0 0.97 60 2.34 3.98 18.7 12.0 0.20 500 cát 15.4 0.27 4 9.0 0.10 500 Bụi lẫn 3 AS2 UD1X 3.5-4.5 2.68 31.4 100.0 0.97 89 2.48 3.74 19.1 18.0 0.20 500 sét 24.2 0.27 9 70 9.0 0.10 500 Bụi lẫn 4 AS2 UD2 6-7 2.68 38.2 100.0 0.96 90 2.02 3.16 18.3 18.0 0.2 500 sét 24.2 0.27 6 9.0 0.10 500 Bụi lẫn 5 AS4 UD1 2.5-3.5 2.68 32.2 100.0 0.97 140 2.72 3.96 19.0 18.0 0.20 500 sét 24.1 0.26 9 14.0 0.10 500 Bụi 6 AS4 UD2 6-7 2.68 27.4 100.0 0.97 140 2.96 3.82 19.7 28.0 0.20 500 lẫncát 36.0 0.26 10 71 Bảng 3.4: Kết quả tính toán theo Marcuson mẫu α β CN CE CB CR CS N1(60) (N1)60cs CRR Hố
khoan σvo
(kN/m2) σ'vo
(kN/m2) FC
(%) Số
búa Chiều
sâu
(m) AS1 UD1 2.5-3.5 100 1.264 1.2 1 1 1.52 6.82 0.06 61 60 5 1.2 1 1 AS1 UD2 6.0-7.0 1.264 1.2 1 1 13.65 21.38 0.17 61 60 5 1.2 9 41 1 AS1 UD3 10.5-11.5 252 125 1.2 10 0.876 1.2 1 1 10.51 17.61 0.14 5 86 1 AS2 UD1X 3.5-4.5 1.2 1 1.032 1.2 1 1 1.24 6.49 0.06 93 90 5 45 1 AS2 UD2 7.5-8.5 1.2 10 1.032 1.2 1 1 12.38 19.86 0.16 93 90 5 88 1 AS3 UD3 10.5-11.5 186 1.2 2 0.876 1.2 1 2.1 7.52 0.07 125 5 85 1 1 AS3 UD4 13.5-14.5 259 25 4.29 1.12 10 0.730 1.2 1 8.76 14.1 0.11 180 1 1 AS4 UD1 2.5-3.5 146 0.827 1.2 1 0.99 6.19 0.06 140 5 1.2 1 68 1 1 AS4 UD2 7.5-8.5 156 0.827 1.2 1 0.99 6.19 0.06 140 5 1.2 1 76 1 1 AS5 UD2 7.5-8.5 205 31 4.77 1.16 10 0.730 1.2 1 8.76 14.93 0.12 180 1 1 AS5 UD3 10.5-11.5 254 0.639 1.2 1 1.53 6.84 0.06 235 5 1.2 2 98 1 1 AS5 UD4 13.5-14.5 254 0.639 1.2 1 6.9 13.28 0.11 235 5 1.2 9 69 1 1 72 mẫu rd amax MSF CSR CRR FSL Đánh giá Hố
khoan Số
búa σvo
(kN/m2) σ'vo
(kN/m2) Chiều
sâu
(m) CSR
(Thí
nghiệm) AS1 UD1 2.5-3.5 60.00 0.98 0.20 0.13 0.06 0.18 0.46 Hóa lỏng 1 61 1 AS1 UD2 7.5-8.5 60 0.93 0.2 0.2 0.17 0.27 0.85 Hóa lỏng 9 99 1 AS1 UD3 10.5-14.5 10 252 125 0.71 0.2 0.19 0.14 0.22 0.74 Hóa lỏng 1 AS2 UD1X 3.5-4.5 1 0.97 0.2 0.13 0.06 0.27 0.46 Hóa lỏng 90 93 1 AS2 UD2 6.0-7.0 10 0.95 0.2 0.13 0.16 0.27 1.23 90 93 1 Bắt đầu
hóa lỏng AS3 UD3 10.5-11.5 2 186 125 0.87 0.2 0.17 0.07 0.25 0.41 Hóa lỏng 1 AS3 UD4 13.5-14.5 10 259 180 0.78 0.2 0.15 0.11 0.26 0.73 Hóa lỏng 1 AS4 UD1 2.5-3.5 140 0.98 0.2 0.13 0.06 0.26 0.46 Hóa lỏng 1 146 1 AS4 UD2 6.0-7.0 140 0.95 0.2 0.14 0.06 0.26 0.43 Hóa lỏng 1 156 1 AS5 UD2 7.5-8.5 10 205 180 0.93 0.2 0.14 0.12 0.27 0.86 Hóa lỏng 1 AS5 UD3 10.5-11.5 235 0.87 0.2 0.12 0.06 0.37 0.5 Hóa lỏng 2 254 1 AS5 UD4 13.5-14.5 235 0.78 0.2 0.11 0.11 0.36 1 Hóa lỏng 9 254 1 73 3.4.4. Nhận xét chương 3. Đánh giá khả năng hóa lỏng của đất dựa vào thí nghiệm nén ba trục chịu tải trọng lặp có kết quả gần giống với kết quả tính toán theo phương pháp Marcuson. Kết quả thí nghiệm nén ba trục chịu tải trọng lặp có độ chính xác cao nên có thể sử dụng để đánh giá khả năng hóa lỏng của đất nền do động đất. Đất hạt rời khả năng hoá lỏng cao hơn đất hạt dính.Mẫu AS1 UD1 và mẫu AS2 UD2 có cùng ứng suất hữu hiệu 60 kpa. mẫu AS1 UD1 là mẫu đất bụi lẫn sét, số chu kỳ phá hoại mẫu là 1006 chu kỳ.mẫu AS2 UD2 là mẫu đất bụi lẫn cát, số chu kỳ phá hoại mẫu là 1004 chu kỳ. Lớp đất nền có ứng suất hữu hiệu càng lớn thì khả năng hóa lỏng càng thấp. Mẫu AS1 UD1 và mẫu AS4 UD4 là mẫu bụi lẫn sét và có cùng độ sâu lấy mẫu là 2.5-3.5m. Mẫu AS1 UD1 có ứng suất hữu hiệu là 60 kpa và số chu kỳ phá hoại mẫu là 1006 chu kỳ. Mẫu AS4 UD1 có ứng suất hữu hiệu là 140 kpa và chu kỳ phá hoại mẫu là 1009 chu kỳ. Hệ số ứng suất tuần hoàn CSR thí nghiệm lớn hơn hệ số ứng suất tuần hoàn theo phương pháp Marcuson. Hệ số ứng suất tuần hoàn tăng thì khả năng hóa lỏng của đất nền khó. Như vậy, khi không có điều kiện thí nghiệm đánh giá hóa lỏng bằng thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp thì đánh giá khả năng hóa lỏng theo phương pháp Marcuson sẽ thiên về an toàn cho người thiết kế, đồng nghĩa với việc thiết kế không mang lại hiệu quả tối ưu cho công trình. 74 4.1 Cọc bị mất, giảm sức chịu tải. Cọc đóng xuyên qua các lớp cát bão hòa, trong quá trình động đất đồng thời với sự gia tăng của áp lực nước lỗ rỗng thặng dư là sự giảm ứng suất hữu hiệu của các lớp đất xung quanh cọc. Ứng suất hữu hiệu giảm, dẫn đến việc giảm sức chịu tải của cọc. Khi các lớp đất bị hóa lỏng hoàn toàn, lúc này ứng suất hữu hiệu giảm về không, cọc bị mất sức chịu tải. Sau quá trình hóa lỏng, là quá trình cố kết của lớp đất bị hóa lỏng, quá trình này gây ra độ lún của các lớp đất bên trên (không hóa lỏng) làm xuất hiện hiện tượng ma sát âm cũng làm giảm sức chịu tải của cọc. 4.2. Sức chịu tải đứng của cọc trong nền cát hóa lỏng. Theo phụ lục B, TCXD 10304:2014, sức chịu tải của cọc tính theo công thức: Dưới sự tác động của ứng suất cắt do dộng đất, sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ làm giảm ứng suất hữu hiệu xung quanh cọc và ở mũi cọc. Lúc này ứng suất hữu hiệu được tính lại như sau: Khi hóa lỏng hoàn toàn, ru = 1 Sự gia tăng của áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ làm trạng thái của cát trở nên rời rạc hơn và lúc này các thông số đặc trưng vật liệu (sức chống cắt, modun) sẽ thay đổi. Do đó cần xác định lại các thông số sức chống cắt trong công thức 4.1, 4.2 cho cát hóa lỏng. 75 4.3. Quy trình tính toán sức chịu tải của cọc đơn có kể đến hoá lỏng của đất nền . 4.3.1. Theo TCVN 10304. a. Đánh giá sự hoá lỏng của đất nền Đánh giá khả năng hóa lỏng của nền như sau. - Ứng suất cắt do động đất: τe = 0,65α.S.σvo trong đó: vo:là áp lực toàn phần do bản thân đất. : là tỷ số giữa gia tốc nền thiết kế ag trên nền đất loại A, với gia tốc trọng trường g. S : là hệ số nền. Được cho trong bảng Tra bảng 4.1. Bảng 4.1 - Giá trị hệ số nền Loại nền A B C D E đất S 1.0 1.2 1.15 1.35 1.4 - Xác định chỉ số SPT N1(60) như sau: √ - Đồ thị xác định tỉ số ứng suất τe/ gây hoá lóng. 76 Chú dẫn: đường cong 1: 35 % hạt mịn e/'vo- tỷ số ứng suất lặp đường cong 2: 15 % hạt mịn A - cát sạch đường cong 3: < 5 % hạt mịn B - cát bụi
Hình 4.1: Quan hệ giữa các tỷ số ứng suất gây ra hóa lỏng và N1(60) cho cát sạch và cát bụi đối với động đất Ms= 7,5 - Đối với động đất có cường độ khác với Ms= 7,5; thì các giá trị tỷ số ứng suất xác định từ hình 2.5, sẽ được nhân thêm hệ sô CM (CM(e/'vo)). Bảng 4.2: Các giá trị của hệ số CM CM Ms 5,5 2,86 6,0 2,20 6,5 1,69 7,0 1,30 8,0 0,67 (
( )đồ ị
) ự là hệ số đánh giá hóa lỏng. Gọi Nếu hệ số đánh giá hóa lỏng Fhl < 1 thì đất nền bị hóa lỏng. 77 b. Tính toán sức chịu tải của cọc đơn có kể đến hoá lỏng của đất nền. Sức chịu tải của cọc được tính theo công thức: ) ( ) ( hệ số giảm yếu điều kiện làm việc của đất nền γeq1và γeq2 ghi trong Bảng 4.3 Bảng 4.3 – Các hệ số điều kiện làm việc γeq1 và γeq2 Cấp Hệ số điều kiện làm việc γeq1 để hiệu Hệ số điều kiện làm việc γeq2 để động hiệu chỉnh trị số fs ứng với đất chỉnh trị số qp ứng với đất đất tính đất dính cát chặt và đất dính ứng với toán cát chặt cát chặt vừa ứng với chỉ chặt vừa chỉ số sệt của số sệt nhà ẩm 0,75 0 0 bão ẩm bão ẩm bão và IL IL ít và hoà ít và hoà ít và hoà IL IL IL công <0 < 0 bị nước ẩm nước ẩm nước <1 0,5 0,75 trình ẩm 1 0,9 0,95 0,8 0,95 0,95 0,9 0,95 0,85 0,75 1 7 1 0,5 0,85 0,4 0,95 0,85 0,9 0,8 0,75 0,5 0,9 0,8 0,85 0,7 0,95 0,9 0,85 0,9 0,8 0,7 0,8 0,9 8 0,4 0,75 0,35 0,95 0,8 0,75 0,8 0,7 0,65 0,4 0,8 0,7 0,75 0,9 0,85 0,75 0,7 0,85 0,7 0,6 - 0,8 9 0,35 0,6 0,85 0,7 0,6 0,35 0,65 0,6 - - 0,7 CHÚ THÍCH: 1) Trị số γeq1 và γeq2 phía trên dùng cho cọc đóng, trị số γeq1 và γeq2phía dưới dùng cho cọc nhồi. 78 2) Các hệ số γeq1 và γeq2 phải nhân với 0,85 ; 1,0 hoặc 1,15 đối với nhà và công trình, xây dựng tại những vùng có số lần lặp động đất tương ứng bằng 1; 2 hoặc 3 ( loại trừ công trình giao thông và công trình thuỷ). 3) Khi xác định sức chịu tải của cọc chống trên nền đá và đất hòn vụn thô không tính các hệsố γeq1 và γeq2. 4.3.2. Theo tiêu chuẩn Nhật Bản JRA. a. Đánh giá sự hoá lỏng của đất nền Khi FL ≤ 1, cần xem xét hiện tượng hóa lỏng trong thiết kế. R là hệ số sức kháng cắt động Xác định các thông số trong công thức Động đất loại I 1.0 1.0 Động đất loại II 3.3RL+0.67 2.0 √ √ Na=c1N1+c2 { 79 { L là tỷ số ứng suất tối đa. b. Tính toán sức chịu tải của cọc đơn có kể đến hoá lỏng của đất nền. Hệ số giảm yếu điều kiện làm việc của đất nền DE (DE phụ thuộc vào hệ số sức kháng hóa lỏng FL, bảng 4.4). Bảng 4.4: Bảng hệ số chiết giảm DE Hệ số sức kháng cắt động R Độ sâu Z Cấp thiết Cấp thiết Cấp thiết Cấp thiết FL (m) kế động kế động kế động kế động đất 1 đất 2 đất 1 đất 2 1/6 0 1/3 1/6 2/3 1/3 2/3 1/3 2/3 1/3 1 2/3 1 2/3 1 2/3 1 2/3 1 1 1 1 1 1 80 4.3.3. Theo Marcuson. a. Đánh giá sự hoá lỏng của đất nền. Khi 1< FSL <1.4, đất được coi là bắt đầu hóa lỏng. Khi FSL ≤ 1, đất được coi là hóa lỏng hoàn toàn. Hệ số sức kháng tuần hoàn (CRR). : Trị số SPT hiệu chỉnh thành phần hạt về cát chuẩn, x = (N1)60cs Ci: là hệ số hiệu chỉnh trị số SPT,(được lấy theo bảng 4.5) 81 Bảng4.5: Các hệ số hiệu chỉnh giá trị. Hệ số ứng suất tuần hoàn (CSR). ( ) Ở đây: rd: Hệ số phụ thuộc vào chiều sâu tính toán z(m). ) Ở đây: MSF là hệ số hiệu chỉnh cường độ động đất. ( ) { ( b. Tính toán sức chịu tải của cọc đơn có kể đến hoá lỏng của đất nền. 82 Trường hợp các lớp đất hóa lỏng một phần, có hệ số an toàn chống hóa lỏng FSL nằm trong khoảng: 1 < FSL< 1.4; sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ ảnh hưởng đáng kể đến ứng suất hữu hiệu và sức kháng cắt của đất. Lúc này các thông số của đất cần được tính toán lại theo hệ số hiệu chỉnh. [ ] Trường hợp các lớp đất bị hóa lỏng hoàn toàn, FSL≤ 1, lúc này ứng suất hữu hiệu trong lớp đất giảm về không và lớp đất mất hoàn toàn sức chịu tải. Marcuson và Henes (1990), đưa ra mối quan hệ giữa độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư và hệ số an toàn chống hóa lỏng FSL(Hình 4.2). Hmh 4.2: Mối quan hệ giữa ru và FSL theo Marcuson và Henes Đánh giá hoá lỏng của đất dựa vào tỉ số giữa sức kháng hoá lỏng của đất và tỉ số ứng suất tuần hoàn. Sức chịu tải của cọc đơn giảm nhiều trong lớp đất hoá lỏng. Và trong lớp đất không hoá lỏng thì sức chịu tải của cọc giảm ít. Vì vậy khi thiết kế cần phải tính toán hoá lỏng để đảm bảo an toàn. 83 5.1. Giới thiệu. Vị trí dự án nằm tại Quận Pabedan, Thành Phố yangon. Phía nam giáp đường Bogyoke Aung San, phía bắc giáp đường ray xe lửa, phía đông giáp đường Sulae Pagoda, Phía tây giáp chợ bogyoke aung san. Bao gồm toà nhà Myanmar Railways Building (MRB) là trụ sở cũ của công ty đường sắt, Toà nhà FMI, khách sạn Grand Mea Ya Hta Executive Residence, nhà hàng Zawygyi House, hai toà nhà xây bằng gạch và một số công trình phụ. Dự án Landmark phá huỷ hầu hết các toà nhà và kiến trúc củ ngoại trừ toà nhà Myanmar Railways Building được phục hồi lại. Những công trình xây mới lại bao gồm khách sạn Peninsula Hotel, Khách sạn Peninsula Residence, khách sạn Westin Hotel, hai toà tháp văn phòng, căn hộ chung cư cao cấp, mặt bằng bán lẻ và một số công trình phụ. 84 Hình 5.1:Vị trí dự ánLandmark 85 5.2. Số liệu địa chất. Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Hệ số góc ma sát Góc ma sát Độ ẩm Lỗ khoan Số búa (%) Lực dính C
(kN/m2) trong ( tan ) trong ( ) (m) Ẩm Khô S - 1 43.18 19.46 13.58 7.182 0.06993 4° 00' 3 1 42.09 19.08 13.42 7.182 0.06993 4° 00' 4,5 1 _ 6 10 29.45 19.52 15.07 0.46631 25° 00' 7,5 10 _ 9 11 10,5 22.64 20.02 16.32 0.48773 26° 00' 11 12 10 _ 13,5 9 25.54 20.06 15.98 0.48773 26° 00' 15 9 16,5 26 _ 18 28 25.82 19.51 15.05 0.67451 34° 00' 19,5 35 86 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Hệ số góc ma sát Góc ma sát Độ ẩm Lỗ khoan Số búa (%) Lực dính C
(kN/m2) trong ( tan ) trong ( ) (m) Ẩm Khô S - 1 21 >60 _ 25.82 19.51 15.49 0.86929 41° 00' >60 22,5 >60 24 _ 26.06 19.65 15.58 0.90040 42° 00' >60 25,5 >60 27 _ 28,5 >60 26.20 19.81 15.69 0.93252 43° 00' >60 30 87 Dung trọng (kN/m3) Chiều
sâu Độ ẩm (%) Số búa Lực dính C
(kN/m2) Lỗ
khoan Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) Ẩm Khô (m) 1 S - 2 3 4,5 45.05 19.36 13.34 7.182 0.06993 4° 00' 1 _ 1 6 7,5 17.58 19.67 16.72 0.46631 25° 00' 10 43.76 19.48 13.54 12.736 0.08749 5° 00' 4 9 _ 7 10,5 31.87 20.05 15.20 0.42447 23° 00' 8 12 _ 14 13,5 33.93 20.05 14.96 0.53171 28° 00' 16 15 26 16,5 _ 18 31 25.35 20.46 16.32 0.67451 34° 00' 36 19,5 88 Dung trọng (kN/m3) Chiều
sâu Độ ẩm (%) Số búa Lỗ
khoan Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) Ẩm Khô (m) >60 S - 2 21 >60 22,5 _ 24.44 19.95 16.03 0.90040 42° 00' >60 24 >60 25,5 >60 27 _ >60 28,5 22.49 20.21 16.50 0.90040 42° 00' >60 30 89 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Số búa Lỗ
khoan Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) (m) Ẩm Khô 1 3 S - 3 1 4,5 54.95 18.27 11.70 5.027 0.06993 4° 00' 1 6 1 7,5 2 9 54.32 17.85 11.56 9.576 0.08749 5° 00' 2 10,5 2 12 49.78 17.6 11.65 9.097 0.10510 6° 00' 2 13,5 10 15 31.35 18.63 14.18 _ 0.46631 25° 00' 10 16,5 90 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) (m) Ẩm Khô _ S - 3 18 22 19,5 27.53 17.96 14.08 0.62487 32° 00' 24 33 21 _ 36 22,5 28.13 19.09 14.90 0.67451 34° 00' 42 24 >60 25,5 _ >60 27 28.53 19.15 14.89 0.86929 41° 00' >60 28,5 >60 30 91 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) (m) Ẩm Khô 3 S - 4 1 4,5 1 50.89 17.82 13.41 5.027 0.06993 4° 00' 6 1 7,5 1 _ 9 28.01 19.15 14.95 0.46631 25° 00' 10 10,5 2 12 48.82 17.41 11.70 10.055 0.06993 4° 00' 2 13,5 2 _ 15 9 26.19 19.08 15.12 0.48773 26° 00' 16,5 11 _ 18 23 26.38 18.8 14.87 0.64941 33° 00' 19,5 28 92 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) (m) Ẩm Khô S - 4 21 37 26.33 18.78 14.86 _ 0.78129 38° 00' 43 22,5 55 24 >60 25,5 _ 27 >60 23.34 19.06 15.45 0.90040 42° 00' >60 28,5 >60 30 93 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát trong
( ) (m) Ẩm Khô 1 3 S - 5 53.71 17.20 11.18 5.027 0.06993 4° 00' 1 4,5 _ 1 6 47.62 17.94 12.15 0.06993 4° 00' 1 7,5 _ 47.62 19.27 14.97 0.48773 26° 00' 9 10 2 10,5 31.63 16.94 11.47 9.959 0.06993 4° 00' 2 12 2 13,5 _ 9 15 23.04 18.90 14.36 0.44523 24° 00' 9 16,5 _ 23 18 22.45 18,67 15.17 0.62487 32° 00' 28 19,5 94 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Độ ẩm
(%) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) (m) Ẩm Khô Lực
dính C
(kN/m2) S - 5 21 38 _ 22.45 17.89 14.6 0.70021 35° 00' 42 22,5 >60 24 >60 25,5 _ 27 >60 22.89 17.96 14.61 0.90040 42° 00' >60 28,5 >60 30 95 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Góc ma sát trong ( ) Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) (m) Ẩm Khô Hệ số góc
ma sát trong
( tan ) 1 3 S - 6 1 4,5 50.38 17.52 11.65 5.027 0.06993 4° 00' 1 6 1 7,5 _ 29.42 17.24 13.32 0.46631 25° 00' 10 9 2 10,5 43.45 18.69 13.03 9.576 0.08749 5° 00' 2 12 2 13,5 11 15 31.24 19.60 14.94 14.364 0.36397 20° 00' 11 16,5 _ 22 18 31.49 19.65 14.94 0.60086 31° 00' 29 19,5 96 Dung trọng (kN/m3) Chiều sâu Lỗ khoan Số búa Độ ẩm
(%) Lực dính C
(kN/m2) Hệ số góc ma sát
trong ( tan ) Góc ma sát
trong ( ) (m) Ẩm Khô S - 6 21 38 _ 24.48 19.64 15.77 0.70021 35° 00' 45 22,5 >60 24 >60 25,5 _ 27 >60 25.88 18.75 14.89 0.90040 42° 00' >60 28,5 >60 30 97 5.3. Đánh giá tiềm năng hóa lỏng. Theo bản đồ phân vùng động đất Myanmar năm 2012 (hình 5.2) thìtại Yangon là khu vực có mức độ động đất trung bình (có hệ số gia tốc nền từ 0.11 đến 0.2), do đó mục này sẽ trình bày việc đánh giá hóa lỏng có gia tốc nền 0.2. Hình 5.2 : Bản đồ phân vùng động đất Myanmar Áp dụng mục 4.3 đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo tiêu chuẩn Việt nam, tiêu chuẩn Nhật bản và theo Marcuson 98 Bảng 5.1: Đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo tiêu chuẩn Việt nam. e e'vo GWL Không hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng 2 1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5
30 1.00
1.35
1.00
0.204
1.35
1.00
0.204
1.35
2.50
0.204
1.35
4.00
0.204
1.35
7.83
0.204
1.35
4.33
0.204
1.35
4.33
0.204
0.204
1.35
5.17
0.204 10.67 1.35
0.204 15.50 1.15
0.204 24.83 1.15
0.204 30.00 1.15
0.204 44.33 1.15
0.204 47.67 1.15
1.2
0.204 56.17
1.2
0.204 60.00
1.2
0.204 60.00
1.2
0.204 60.00
1.2
0.204 60.00 88.00
88.00
87.33
74.67
62.83
38.50
64.00
63.67
61.83
16.83
14.00
9.33
9.33
8.50
7.67
7.67
6.33
7.17
7.17
7.17 2.91
2.54
2.23
5.03
7.38
13.38
6.94
6.56
7.44
14.60
20.25
31.12
36.19
51.66
53.72
61.38
63.68
61.94
60.34
58.86 0.23
0.26
0.29
0.3
0.31
0.32
0.33
0.33
0.34
0.29
0.29
0.29
0.29
0.29
0.31
0.31
0.31
0.31
0.31 0.03
0.03
0.02
0.05
0.07
0.13
0.07
0.07
0.07
0.15
0.20
0.31
0.36
0.52
0.54
0.61
0.64
0.62
0.60
0.59 1
0.11
0.09
0.17
0.25
0.43
0.22
0.2
0.23
0.43
0.7
1.07 Không hóa lỏng
1.25 Không hóa lỏng
1.78 Không hóa lỏng
1.85 Không hóa lỏng
1.98 Không hóa lỏng
2.05 Không hóa lỏng
Không hóa lỏng
1.95 Không hóa lỏng
1.9 Không hóa lỏng 9.81
14.7
19.65
24.6
29.66
34.63
39.58
44.54
49.75
46.81
51.19
55.58
59.91
64.32
71.67
76.23
80.8
85.38
89.95 99 Bảng 5.2: Đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo tiêu chuẩn Nhật bản. N L Ghi chú C1 C2 N1 Na RL Cw R rd FL FC
(%) Ứng suất hữu
hiệu (kN/m2) Chiề
u sâu
(m) 1.8 1.00 32.89 32.89 1.65 9.94 GW
L 3 1.00 54.81 43.04 1.50 9.43 Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng 4.5 1.00 82.13 55.64 1.35 8.85 Hóa lỏng 6 2.50 68.54 3.07 7.5 4.00 81.52 4.49 11.9
7
12.5
5 Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng 9 7.83 95.07 8.06 6.17 Hóa lỏng 10.5 4.33 4.13 12 4.33 3.85 13.5 5.17 4.31 12.0
9
11.3
7
11.8
9 Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng 15 8.31 1.54 Hóa lỏng 16.5 1.13 Hóa lỏng 88.0
0
88.0
0
87.3
3
74.6
7
62.8
3
38.5
0
64.0
0
63.6
7
61.8
3
16.8
3
14.0
0 18 9.33 3.4
0
3.4
0
3.3
7
2.7
3
2.1
4
0.5
7
2.2
0
2.1
8
2.0
9
0.1
4
0.0
8
1.0
0 4.3
3
4.3
3
4.3
0
3.5
9
2.9
4
1.5
8
3.0
0
2.9
8
2.8
8
0.3
8
0.2
2
0.0
0 10.6
7
15.5
0
24.8
3 109.7
5
137.4
4
165.7
0
193.4
4
221.1
2
248.8
1
277.9
0
306.9
4
335.7
1 11.3
2
17.1
0 17.1
0 108.0
9
121.0
5
134.0
3
148.4
0
162.7
3
176.7
9 0.2
1
0.2
1
0.2
0
0.2
3
0.2
4
0.1
7
0.2
4
0.2
3
0.2
3
0.0
8
0.0
7
0.2
8 1.3
6
1.3
6
1.3
3
1.4
3
1.4
6
1.2
3
1.4
6
1.4
3
1.4
3
1.0
0
1.0
0
1.5
9 0.2
9
0.2
9
0.2
7
0.3
3
0.3
5
0.2
1
0.3
5
0.3
3
0.3
3
0.0
8
0.0
7
0.4
5 0.9
7
0.9
6
0.9
3
0.9
1
0.8
9
0.8
7
0.8
4
0.8
2
0.8
0
0.7
8
0.7
5
0.7
3 0.2
0
0.2
5
0.2
8
0.3
0
0.3
1
0.3
1
0.3
1
0.3
1
0.3
0
0.3
0
0.2
9
0.2
8 1.4
5
1.1
6
0.9
6
1.1
0
1.1
3
0.6
8
1.1
3
1.0
6
1.1
0
0.2
7
0.2
4
1.6
1 Không hóa
lỏng 100 19.5 9.33 21 8.50 22.5 7.67 24 7.67 25.5 6.33 27 7.17 28.5 7.17 30 7.17 19.5
5
27.4
5
28.0
7
31.5
5
32.2
2
30.8
5
29.6
0
28.4
4 19.5
5
27.4
5
28.0
7
31.5
5
32.2
2
30.8
5
29.6
0
28.4
4 0.3
0
0.5
5
0.5
9
1.0
2
1.1
4
0.9
1
0.7
4
0.6
3 1.6
6
2.0
0
2.0
0
2.0
0
2.0
0
2.0
0
2.0
0
2.0
0 0.5
0
1.1
0
1.1
8
2.0
4
2.2
8
1.8
2
1.4
8
1.2
6 0.7
1
0.6
9
0.6
6
0.6
4
0.6
2
0.6
0
0.5
7
0.5
5 0.2
8
0.2
7
0.2
6
0.2
5
0.2
5
0.2
4
0.2
3
0.2
2 1.7
9
4.0
7
4.5
4
8.1
6
9.1
2
7.5
8
6.4
3
5.7
3 Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng
Không hóa
lỏng 1.0
0
1.0
0
1.0
0
1.0
0
1.0
0
1.0
0
1.0
0
1.0
0 0.0
0
0.0
0
0.0
0
0.0
0
0.0
0
0.0
0
0.0
0
0.0
0 30.0
0
44.3
3
47.6
7
56.1
7
60.0
0
60.0
0
60.0
0
60.0
0 364.4
8
392.9
1
421.8
2
450.4
4
479.0
8
507.8
2
536.5
6
565.3
0 190.8
5
204.5
6
218.7
5
232.6
6
246.5
8
260.6
1
274.6
4
288.6
7 101 Bảng 5.3: Đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất nền theo Marcuson. α β Nm CN CE CB CR CS N1(60) (N1)60cs CRR Chiều sâu
(m) Ứng suất hữu hiệu
σvo (kN/m2) σ'vo (kN/m2) GWL 0.09
0.08
0.1
0.11
0.15
0.11
0.11
0.11
0.12
0.14
0.18
0.21
0.33
0.37
0.64
1.05
0.61
0.52 32.89
43.04
55.64
68.54
81.52
95.07
108.09
121.05
134.03
148.40
162.73
176.79
190.85
204.56
218.75
232.66
246.58
260.61
274.64 1.00 1.32 1.2 1
1.00 1.08 1.2 1
2.50 0.93 1.2 1
4.00 0.84 1.2 1
7.83 0.76 1.2 1
4.33 0.70 1.2 1
4.33 0.66 1.2 1
5.17 0.62 1.2 1
10.67 0.59 1.2 1
15.50 0.56 1.2 1
24.83 0.53 1.2 1
30.00 0.51 1.2 1
44.33 0.49 1.2 1
47.67 0.48 1.2 1
56.17 0.46 1.2 1
60.00 0.45 1.2 1
60.00 0.43 1.2 1
60.00 0.42 1.2 1 1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1 1.58
1.2
5
1
1.30
1.2
5
1
2.79
1.2
5
1
4.03
1.2
5
1
7.14
1.2
5
1
3.64
1.2
5
1
3.43
1.2
5
1
3.85
1.2
5
1
7.55 2.97 1.06
1
1 10.42 2.2 1.04
1 15.79 0.66 1.02
1 18.36 0.66 1.02
1 26.07 0.42 1.01
1 27.46 0.23 1.01
1 31.01 0.23 1.01
1 32.40 0.05 1.01
1 30.96 0.14 1.01
1 30.24 0.14 1.01 6.90
6.56
8.35
9.84
13.57
9.37
9.12
9.62
10.97
13.04
16.77
19.39
26.75
27.96
31.55
32.77
31.41
30.68 32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56 1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5 1 288.67 60.00 0.41 1.2 1 1 29.52 0.14 1.01 29.96 0.46 565.30 30 102 Ứng suất hữu hiệu Ghi chú rd amax MSF CSR CRR ru FSL Chiều
sâu (m) σvo (kN/m2) σ'vo (kN/m2) GWL Không hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng
Hóa lỏng 0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2
0.2 1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
1 0.16
0.19
0.2
0.21
0.21
0.21
0.2
0.2
0.19
0.17
0.17
0.16
0.15
0.14
0.14
0.14
0.13
0.13
0.13 0.09
0.08
0.1
0.11
0.15
0.11
0.11
0.11
0.12
0.14
0.18
0.21
0.33
0.37
0.64
1.05
0.61
0.52
0.46 1
1
1
1
1
1
1
1
1
1
0.2
0.05
0
0
0
0
0
0
0 0.56
0.42
0.50
0.52
0.71
0.52
0.55
0.55
0.63
0.82
1.06
1.31
2.20 Không hóa lỏng
2.64 Không hóa lỏng
4.57 Không hóa lỏng
7.50 Không hóa lỏng
4.69 Không hóa lỏng
4.00 Không hóa lỏng
3.54 Không hóa lỏng 1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5
30 0.98
0.97
0.96
0.94
0.92
0.89
0.86
0.81
0.76
0.71
0.67
0.63
0.6
0.57
0.55
0.54
0.52
0.51
0.5 32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30 32.89
43.04
55.64
68.54
81.52
95.07
108.09
121.05
134.03
148.40
162.73
176.79
190.85
204.56
218.75
232.66
246.58
260.61
274.64
288.67 103 Nhận xét - Theo TCVN 10304 lớp đất hoá lỏng từ 1.8m đến 16.5m. Theo JRA lớp đất hoá lỏng là lớp đất từ 3m đến 4.5 m và 7,5 đến 9m và 15m đến 16,5m. Theo Marcuson lớp đất hoá lỏng là lớp đất từ 1.8m đến 19.5m. 5.4. Phân tích sức chịu tải của cọc. Xét một cọc khoan nhồi với đường kính d=0.8m và d=1.2m, dài 30m, xuyên qua các lớp địa chất ở mục 4.2. Áp dụng mục 4.3 phân tích sức chịu tải của cọc trong các điều kiện: không hóa lỏng, hóa lỏng do động đất cấp VII. 104 Bảng 5.4: Kết quả tính toán sức chịu tải của cọc D =0.8m và so sánh kết quả tính toán. 6.2
3.7
2.5
6.2
3.7
2.5
5.2
1.8
3.4
9.6
5.1
4.5
7.1
2.4
4.7
14.4
7.0
7.4
10.7
3.8
6.9
23.1
10.9
12.2
15.7
5.6
10.1
35.5
16.1
19.4
27.6
12.1
15.5
66.2
34.7
31.5
28.4
8.0
20.4
65.1
22.9
42.2
34.7
9.0
25.7
79.7
25.6
54.1
42.8
10.9
31.9
99.1
31.2
67.9
71.3
29.3
42
90.4
174.2
83.8
92.9
39.4
53.5
115.7 112.7 228.4
144.6 168.8 313.4
82.4 168.8 251.2
175.8 182.1 357.9 113.5 182.1 295.6
209.7 298.9 508.6 147.5 298.9 446.4
246.0 319.7 565.7 183.7 319.7 503.4
284.3 428.5 712.8 222.1 428.5 650.6
324.8 509.0 833.8 262.5 509.0 771.5
367.5 537.9 905.4 305.3 538.0 843.3
412.5 566.8 979.3 350.3 566.8 917.1
459.8 595.7 1055.5 397.5 595.7 993.2 6.2
3.7
2.5
9.6
5.1
4.5
7.7
2.3
5.4
21.2
10.9
10.3
33.6
16.1
17.5
33.1
11.6
21.5
55.1
22.9
32.2
69.7
25.6
44.1
89.1
31.2
57.9
93.3
27.9
65.4
111.5
37.6
73.9
102.8 168.8 271.6
133.9 182.1 316.0
167.9 298.9 466.8
204.1 319.7 523.8
242.5 428.5 671.0
282.9 509.0 791.9
325.7 538.0 863.7
370.7 566.8 937.5
417.9 595.7 1013.6 6.2
3.7
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
2.5
0.0
2.5
21.5 110.2 131.7
48.8 165.0 213.8
80.2 298.9 379.1
113.7 319.7 433.4
148.5 428.5 577.0
185.1 509.0 694.1
223.6 537.9 761.5
264.1 566.8 830.9
306.6 595.7 902.3 1.8
3.0
4.5
6.0
7.5
9.0
10.5
12.0
13.5
15.0
16.5
18.0
19.5
21.0
22.5
24.0
25.5
27.0
28.5
30.0 105 Bảng 5.5: Kết quả tính toán sức chịu tải của cọc D =1.2m và so sánh kết quả tính toán. 1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5
30 106 Hình 5.3 : a) Sức chịu tải của cọc khi đất nền không hóa lỏng. b) Sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng tính theo tiêu chuẩn Việt nam. c) Sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng tính theo tiêu chuẩn Nhật bản. 107 d) Sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng tính theo Marcuson.
(1) Sức chịu tải của cọc đường kính D=0.8m (2) Sức chịu tải của cọc đường kính D=1.2m Hình 5.4 Suy giảm sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng. (1)Suy giảm sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng tính theo tiêu chuẩn Nhật bản. (2)Suy giảm sức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng tính theo tiêu chuẩn Việt nam. (3)Suy giảmsức chịu tải của cọc khi đất nền hóa lỏng tính theo Marcuson. 108 Căn cứ vào kết quả tính tính sự suy giảm sức chịu tải có xét đến hiện tượng hóa lỏng dưới tác động của động đất, ta nhận thấy với điều kiện địa chất cụ thể này, khả năng sự giảm sức chịu tải cọc trong vùng có hóa lỏng là rất lớn. Nếu mũi cọc đặt trung vùng có nguy cơ hóa lỏng, sức chịu tải cọc có thể suy giảm dến 95%. Sức chịu tải của móng cọc khi kể đến sự hoá lỏng của đất nền giảm đáng kể so với khi không kể đến sự hoá lỏng của đất nền. Do vậy, khi thiết kế công trình móng cọc có kể đến động đất, cấn nghiên cứu khả năng xảy ra hoá lỏng của đất nền để đảm bảo an toàn. Tính theo TCVN 10304: lớp đất hoá lỏng từ 1.8m đến 16.5m. Sức chịu tải của cọc 0.8m giảm 61.6%, cọc 1.2m giảm 62.4% ở độ sâu 16.5m. Tính theo tiêu chuẩn JRA Nhật Bản: lớp đất hoá lỏng từ 3m đến 4.5m, 7.5m đến 9m và 15m đến 16.5m. Sức chịu tải của cọc 0.8m giảm 57.3%, cọc 1.2m giảm 59.7% ở độ sâu 16.5m. Tính theoMarcuson: lớp đất hoá lỏng từ 1.8m đến 19.5m. Sức chịu tải của cọc 0.8m giảm 99.3%, cọc 1.2m giảm 99.5% ở độ sâu 16.5m. Trong 3 phương pháp đánh giá hóa lỏng, sự suy giảm sức chịu tải cọc là nhỏ nhất theo TC Nhật Bản, lớn nhất là phương phương pháp của Marcuson và trung bình là theo TCVN. 109 Kết Luận Đất hóa lỏng là hiện tượng mà trong đó sức chịu tải của đất bị giảm đi do tải trọng động đất hoặc tải trọng tác động với thời gian rất nhanh và lặp lại nhiều lần. Khi sự hóa lỏng xảy ra, sức chịu tải và khả năng gánh đỡ móng của đất bị giảm đi làm cho công trình bị sụp đổ và hưhỏng nghiêm trọng. Qua thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp và ví dụ minh họa cụ thể tính toán sức chịu tải của cọc đơn trong nền cát hóa lỏng do động đất, có thể rút ra một số kết luận sau: - Việc đánh giá tiềm năng hóa lỏng trong TCVN, Nhật bản và Marcuson đều dựa trên tỉ số giữa: Sức kháng hóa lỏng của đất và tỉ số ứng suất tuần hoàn gây ra. -Sức chịu tải của cọc giảm đáng kể trong vùng đất hóa lỏng.vì vậy khi thiết kế cần phải tính toán khả năng hóa lỏng của đất nền để đảm bảo an toàn trong thiết kế. - Khi mũi cọc đặt trong vùng đất bị hóa long, độ suy giảm sức chịu tải của cọc tính theo phương pháp Marcuson là lớn nhất, đạt đến 99.5% lớn hơn độ suy giảm sức chịu tải của cọc theo tiệu chuẩn Việt nam 62.4% và tiêu chuẩn Nhật bản 61.6%. Vì vậy để đảm bảo an toàn trong thiết kế thì kiến nghị tính toán sức chịu tải của cọc có xét đến hóa lỏng theo phương pháp của Marcuson. - Để đánh giá khả năng hóa lỏng của đất nền bên cạnh việc tính toán theo tiêu chuẩn Việt nam, Tiêu chuẩn Nhật bản, Marcuson, kiến nghị sử dụng thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp theo tiêu chuẩn ASTM D5311 - M13 để đánh giá nguy cơ hóa lỏng với mục đích thiết kế tối ưu cho công trình. Kiến nghị. - Sau quá trình hóa lỏng, là quá trình cố kết của lớp đất bị hóa lỏng, quá trình này gây ra độ lún của các lớp đất bên trên làm xuất hiện hiện tượng ma sát âm cũng làm giảm sức chịu tải của cọc. Vấn đề này sẽ được nghiên cứu sau hơn để làm rõ ứng xử của cọc sau động đất. 110 - Lan truyền ngang là hậu quả của quá trình hóa lỏng tính lưu động chu kỳtrong các lớp đất dốc hoặc có mặt thoáng (bờ sông, bờ biển). Lúc này các lớp đất hóa lỏng sẽ bị chảy xuống dốc hay chảy về phía mặt thoáng. Sự dịch chuyển theo phương ngang của các lớp đất hóa lỏng, gây ra tác động ngang lớn lên cọc, có thể gây phá hủy cọc. Do đó trong các nghiên cứu tiếp theo, phân tích tác động lan truyền ngang của đất lên cọc và đánh giá khả năng chịu tải trọng ngang của cọc khi đất hóa lỏng là cần thiết trong thực hành tính toán công trình chịu tác động của động đất trong vùng đất có nguy cơ về hóa lỏng. 111 [1] Trần Hữu Hà (2006), Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, Nghiên cứu bài toán tương tác giữa cọc và nền dưới tác dụng của tải trọng, Đại học kiến trúc Hà Nội. [2] Đặng Huy Tú (2003), Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Nghiên cứu sự lan truyền của sóng chấn động trong môi trường đất khi hạ cọc, Học viện kỹ thuật quân sự. [3] Trần Hữu Hà (2006), Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, Nghiên cứu bài toán tương tác giữa cọc và nền dưới tác dụng của tải trọng, Đại học kiến trúc Hà Nội. . [4] Trần Hữu Hà (2006), Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, Nghiên cứu bài toán tương tác giữa cọc và nền dưới tác dụng của tải trọng, Đại học kiến trúc Hà Nội. [5] Timôsenkô X.P- X.Vôinôpxki-Krige (1971), Tấm và vỏ. Người dịch, Phạm Hồng Giang, Vũ Thành Hải, Đoàn Hữu Quang, Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật, Hà Nội. [6] Agarwal Pankaj, Manish Shrikhande (2006), Earthquake Resistant Design of Structure. PHI Learning Private Limited , New Delhi. [7] Gazetas. G, Fan. K, Amir Kaynia (1993), Dynamic response of pile groups with different configuration, Soil dynamics and Earthquake Engineering 12. [8] Gazetas. G(1984). Seismic Responses of End-Bearing Piles, International Journal of Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol.3,No.2. . [9] KRAMER, S.L. Geotechnical Earthquake Engineering. Prentice Hall , NJ, USA, 1996. [10] H. H. Hess, "History Of Ocean Basins" IN: Petrologic studies: a volume in honor of A. F. Buddington. A. E. J. Engel, Harold L. James, and B. F. Leonard, editors. [New York?]: Geological Society of America, 1962. pp. 599-620. [11] Seed, H. B., and Idriss, I. M. (1971). ‘‘Simplified procedure for evaluating soil liquefaction potential.’’ J. Geotech. Engrg. Div., ASCE, 97(9), 1249–1273. [12] Seed, H.B. & Booker, J.R. 1977. Stabilization of potentially li-quefiable sand deposits using gravel drains. Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE 103(GT7): 757-768 112 [13] Seed, R. B., and Harder, L. F., Jr. (1990). ‘‘SPT-based analysis of cyclic pore pressure generation and undrained residual strength.’’ Proc., H. Bolton Seed Memorial Symp., BiTech Publishers Ltd., Vancouver, 351– 376 [14] Tokimatsu, K., and Uchida, A. (1990). ‘‘Correlation between liquefaction resistance and shear wave velocity.’’ Soils and Found., Tokyo, 30(2), 33–42. [15] Robertson, P. K., Woeller, D. J., and Finn, W. D. (1992). ‘‘Seismic cone penetration test for evaluating liquefaction potential under cyclic loading.’’ Can. Geotech. J., Ottawa, 29, 686–695. [16] Robertson, P. K., and Wride, C. E. (1998). ‘‘Evaluating cyclic liquefaction potential using the cone penetration test.’’ Can. Geotech. J., Ottawa, 35(3), 442–459. [17] Kayen, R. E., Mitchell, J. K., Seed, R. B., Lodge, A., Nishio, S., and Coutinho, R. (1992). ‘‘Evaluation of SPT-, CPT-, and shear wave-based methods for liquefaction potential assessment using Loma Prieta data.’’ Proc., 4th Japan- U.S. Workshop on Earthquake-Resistant Des. of Lifeline Fac. and Countermeasures for Soil Liquefaction, Vol. 1, 177–204. [18] Andrus, R. D., and Stokoe, K. H., II. (1997). ‘‘Liquefaction resistance based on shear wave velocity.’’ Proc., NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils, Nat. Ctr. for Earthquake Engrg. Res., State Univ. of New York at Buffalo, 89–128. [19] Lee KL, Albaisa A (1974) Earthquake induced settlements in saturated sands. J Geotech Eng Div 100(GT4):387–406 [20] Dobry R, Ladd RS, Chang RM, Powell D (1982) Prediction of pore water pressure build up and liquefaction of sands during earthquakes by the cyclic strain method. NBS Building Sci Ser Wash DC 138:1–150 [21] DeAlba, P.,Chan, C. K., y Seed. H. B. Determination of Soil Liquefaction Characteristics by Large-Scale Laboratory Test. Erthquake Engineering Research Center. University of California, Berkeley. Report No. EERC 75-14, 1975. 113 [22] Stark, T. D. and Mesri, G. (1992). “Undrained Shear Strength of Liquefied Sands For Stability Analysis.” Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 118( 1 I), 1727- 1747. [23] Kramer SL (2009) Evaluation of liquefaction hazards in Washington state. Report No. WA-RD 668.1, Washington State Transportation Center, Seattle, Washington, 325 pp Thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp trên 12 mẫu bao gồm 6 mẫu cát và 6 mẫu bùn chịu những áp lực hữu hiệu khác nhau được thể hiện trọng mục 3.4 chương 3. a.Mẫu AS1 UD1. Trạng thái ban đầu. : 51.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 65 Giới hạn chảy (%) : 21 Chiều cao mẫu (mm) : 76 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 144.85 : 1134.1 : 86192.7 : 16.8 : 48.8 : 11.3 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.373 Hệ số rỗng, eo : 95.3 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 144.07 Trọng lượng đất khô (g) : 97.35 : 48 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 342 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 410 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 60 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 60 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 60 Biến dạng dọc trục (%) : 2.27 Biến dạng thể tích (%) : 3.57 : 74.3 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2): 1134.1 Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 17.3 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 1.288 Độ bão hoà (%) : 100.0 - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 10.8 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 0.18 Số chu kỳ để phá hoại : 6 Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =6.0 kPa (CSR=0.1) và =9.0 kPa (CSR=0.15) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =12 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1006 là =10.5 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.5%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1006. Số lượng chu kỳ b. Mẫu AS1 UD2. Trạng thái ban đầu. : 33.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 16 Giới hạn chảy (%) : 34 Chiều cao mẫu (mm) : 79 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 153.46 : 1134.1 : 89595.1 : 17.1 : 28.4 : 13.3 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.009 Hệ số rỗng, eo : 75.2 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 160.99 Trọng lượng đất khô (g) : 119.52 : 34.7 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 382 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.96 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 460 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 60 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 60 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 60 Biến dạng dọc trục (%) : 2.34 Biến dạng thể tích (%) : 3.98 :77.2 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2):1104.0
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.7 : 0.929 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 15.4 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.27 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 4 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =6.0 kPa(CSR=0.1) và =12.0kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn). % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =18 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1004 là =15.4 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 14%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1004. Số lượng chu kỳ c. Mẫu AS1 UD3. Trạng thái ban đầu. : 40.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 17 Giới hạn chảy (%) : 51 Chiều cao mẫu (mm) : 76 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 149.23 : 1134.1 : 86192 : 17.3 : 35.1 : 12.8 : 2.65 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.068 Hệ số rỗng, eo : 87.1 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 153.21 Trọng lượng đất khô (g) : 110.46 : 38.7 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 329 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 475 Áp lực ngược (kPa) : 349 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 126 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 126 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 126 Biến dạng dọc trục (%) : 1.86 Biến dạng thể tích (%) : 2.26 :74.6 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2): 117.0
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.2 : 1.021 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 28.2 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.22 Hệ số ứng suất tuần hoàn Số chu kỳ để phá hoại : 19 Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =12.5 kPa (CSR=0.1), =18.9kPa (CSR=0.15)và =25 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1500 là =31.5 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1519 là =28.2 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.5%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1519. Số lượng chu kỳ d. Mẫu AS2 UD1X. Trạng thái ban đầu. : 29.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 32 Giới hạn chảy (%) : 17 Chiều cao mẫu (mm) : 76 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 154.66 : 1134.1 : 86192.7 : 17.9 : 28.1 : 14.0 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.913 Hệ số rỗng, eo : 82.5 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 158.64 Trọng lượng đất khô (g) : 120.73 : 31.4 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 399 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 387 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 490 Áp lực ngược (kPa) : 401 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 89 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 89 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 89 Biến dạng dọc trục (%) : 2.48 Biến dạng thể tích (%) : 3.74 : 74.1 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1105.8
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.1 : 0.842 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 24.2 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.27 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 9 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =9.0 kPa (CSR=0.1) và =18.0 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =27 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1009 là =24.2 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.4%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1009. Số lượng chu kỳ e. Mẫu AS2 UD2. Trạng thái ban đầu. : 40.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 47 Giới hạn chảy (%) : 16 Chiều cao mẫu (mm) : 76 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 150.85 : 1134.1 : 86192.7 : 17.5 : 36.4 : 13.1 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.089 Hệ số rỗng, eo : 89.6 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 152.84 Trọng lượng đất khô (g) : 110.59 : 38.2 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 390 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 490 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 90 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 90 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 90 Biến dạng dọc trục (%) : 2.02 Biến dạng thể tích (%) : 3.16 : 74.5 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1110.2
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.3 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 1.023 Độ bão hoà (%) : 100.0 - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 24.1 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 0.27 Số chu kỳ để phá hoại : 6 Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =9.0 kPa (CSR=0.1) và =18.0 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =27 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1006 là =24.1 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.7%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1006. Số lượng chu kỳ f. Mẫu AS3 UD3. Trạng thái ban đầu. : 34.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 19 Giới hạn chảy (%) : 52 Chiều cao mẫu (mm) : 75 Đường kính ban đầu (mm) : 38 Trọng lượng đất ẩm (g) : 149.95 : 1134.1 : 85058.6 : 17.6 : 26.2 : 14.0 : 2.65 Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.897 Hệ số rỗng, eo : 77.4 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 156.60 Trọng lượng đất khô (g) : 118.82 : 31.8 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 389 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 525 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 125 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 125 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 125 Biến dạng dọc trục (%) : 2.08 Biến dạng thể tích (%) : 2.84 : 73.4 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1112.6
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.9 : 0.843 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 31.3 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.25 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 72 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =12.5 kPa (CSR=0.1) và =25.0 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =37.5 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1072 là =31.3 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 16.5%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1072. Số lượng chu kỳ g. Mẫu AS3 UD4. Trạng thái ban đầu. : 23.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 15 Giới hạn chảy (%) : 28 Chiều cao mẫu (mm) : 75.5 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 160.58 : 1134.1 : 85625.7 : 18.8 : 18.9 : 15.8 : 2.65 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.623 Hệ số rỗng, eo : 73.6 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 166.79 Trọng lượng đất khô (g) : 135.05 : 23.5 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 392 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 580 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 180 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 180 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 180 Biến dạng dọc trục (%) : 2.24 Biến dạng thể tích (%) : 3.39 : 73.8 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1108.5
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 20.2 : 0.623 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 45.2 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.26 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 16 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =18.0 kPa (CSR=0.1) và =36 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =54 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1016 là =45.2 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 16.3%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1016. Số lượng chu kỳ h. Mẫu AS4 UD1. Trạng thái ban đầu. : 34.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 16 Giới hạn chảy (%) : 39 Chiều cao mẫu (mm) : 76.5 Đường kính ban đầu (mm) : 38 : 152.17 : 1134.1 : 86750.8 : 17.5 : 26.8 : 13.8 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.938 Hệ số rỗng, eo : 76.6 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 158.65 Trọng lượng đất khô (g) : 120.01 : 32.2 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 335 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 490 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 140 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 140 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 140 Biến dạng dọc trục (%) : 2.72 Biến dạng thể tích (%) : 3.96 : 74.4 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1104.2
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.0 : 0.861 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 36.3 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.26 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 9 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =14.0 kPa (CSR=0.1) và =28 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =42 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1009 là =36.3 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 13.6%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1009. Số lượng chu kỳ i. Mẫu AS4 UD2. Trạng thái ban đầu. : 29.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 18 Giới hạn chảy (%) : 42 Chiều cao mẫu (mm) : 76.0 Đường kính ban đầu (mm) : 38.0 : 162.17 : 1134.1 : 86192.7 : 18.8 : 26.5 : 14.9 : 2.68 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.802 Hệ số rỗng, eo : 88.6 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 163.32 Trọng lượng đất khô (g) : 128.20 : 27.4 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 349 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 333 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 490 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 140 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 140 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 140 Biến dạng dọc trục (%) : 2.96 Biến dạng thể tích (%) : 3.82 : 73.8 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1105.2
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.7 : 0.733 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 36.0 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.26 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 9 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =14.0 kPa (CSR=0.1) và =28 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1000 là =42 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1009 là =36 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 14.3%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1009. Số lượng chu kỳ j. Mẫu AS5 UD2. Trạng thái ban đầu. : 33.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 17 Giới hạn chảy (%) : 36 Chiều cao mẫu (mm) : 79.0 Đường kính ban đầu (mm) : 38.0 Trọng lượng đất ẩm (g) : 157.86 : 1134.1 : 89595.1 : 17.6 : 27.8 : 14.5 : 2.65 Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.922 Hệ số rỗng, eo : 79.9 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết Trọng lượng đất ẩm (g) : 163.42 Trọng lượng đất khô (g) : 123.52 : 32.3 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 400 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 387 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.96 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 580 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 180 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 180 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 180 Biến dạng dọc trục (%) : 2.34 Biến dạng thể tích (%) : 3.42 : 77.2 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1108.2
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.9 : 0.856 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 48.6 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.27 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 10 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =18.0 kPa (CSR=0.1), =27.0 kPa (CSR=0.15), =36.0 kPa (CSR=0.2) và =45 kPa (CSR=0.25) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 2000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 2000 là =54 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 2010 là =48.6 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 2010. Số lượng chu kỳ k. Mẫu AS5 UD3. Trạng thái ban đầu. : 43.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 59 Giới hạn chảy (%) : 23 Chiều cao mẫu (mm) : 78.0 Đường kính ban đầu (mm) : 38.0 : 148.81 : 1134.1 : 88461.0 : 16.8 : 38.4 : 12.2 : 2.65 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2)
Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 1.18 Hệ số rỗng, eo : 86.2 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 150.75 Trọng lượng đất khô (g) : 107.52 : 40.2 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 349 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 340 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 584 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 234 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 234 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 234 Biến dạng dọc trục (%) : 3.92 Biến dạng thể tích (%) : 5.26 : 74.9 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1094.3
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 18.9 : 1.066 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 87.1 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.37 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 9 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =23.5 kPa (CSR=0.1), =47.0 kPa (CSR=0.2) và =70.5 kPa (CSR=0.3) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1500 là =94 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1509 là =84.6 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1509. Số lượng chu kỳ l. Mẫu AS5 UD4. Trạng thái ban đầu. : 30.0 Độ ẩm tự nhiên, wo(%) Giới hạn dẻo (%) : 15 Giới hạn chảy (%) : 28 Chiều cao mẫu (mm) : 76.0 Đường kính ban đầu (mm) : 38.0 : 158.19 Trọng lượng đất ẩm (g)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm2) : 1134.1 : 86192.7 : 18.4 : 25.9 : 14.6 : 2.65 Thể tích của mẫu (mm3)
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3)
Độ ẩm ban đầu, wi(%)
Khối lượng thể tích khô, (kN/m3)
Tỷ trọng, Gs : 0.818 Hệ số rỗng, eo : 83.9 Độ bão hoà, Sr (%) Trạng thái sau khi cố kết. Trọng lượng đất ẩm (g) : 159.71 Trọng lượng đất khô (g) : 125.65 : 27.1 Độ ẩm, wf (%) Phương pháp kiểm tra. - Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Trước khi thí nghiệm Sau khi thí nghiệm - Giai đoạn bão hoà. Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 347 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97 - Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng. Áp lực buồng (kPa) : 585 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 235 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 235 K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 235 Biến dạng dọc trục (%) : 3.75 Biến dạng thể tích (%) : 5.57 : 73.2 Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm)
Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm2) : 1092.0
Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m3) : 19.6 : 0.717 Hệ số rỗng sau khi cố kết : 100.0 Độ bão hoà (%) - Giai đoạn cắt theo chu kỳ. : 84.4 Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 0.36 Hệ số ứng suất tuần hoàn : 29 Số chu kỳ để phá hoại Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =23.5 kPa (CSR=0.1), =47.0 kPa (CSR=0.2) và =70.5 kPa (CSR=0.3) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn) % Số lượng chu kỳ % Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1500 là =94 kPa, ứng suất cắt tuần hoàn tại chu kỳ 1529 là = 84.4 kPa. Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.2%. Như vậy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì 10% trong 500 chu kỳ. Mẩu bị phá hoại tại chu kỳ 1529. Số lượng chu kỳ Phụ lục 2. Số liệu địa chất công trình. Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Chỉ số
dẻo Tỉ
trọng Giới
hạn
dẻo (m) (%) Trung bình
2mm đến
0.425 mm Mịn 0.425
mm đến
0.075 mm Sỏi nhỏ
7.5mm
đến 4.75
mm Giớ
hạn
chảy
(%) (%) Thô
4.75
mm đến
2mm Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm S - 1 3 2.75 54 45 99 49.60 31.12 18.48 1 0 0 0 Đất sét và Bùn màu
nâu xám, có một ít cát 4,5 2.67 1 58 41 99 49.60 26.30 23.30 0 0 0 Đất sét và Bùn màu
nâu xám, có một ít cát Cát bùn màu nâu xám 2.67 74 25 25 NL NP NI 0 0 0 1 Cát bùn màu nâu 2.64 77 20 20 NL NP NI 0 0 0 3 Cát nâu, một ít bùn 2.64 84 11 11 NL NP NI 0 0 0 5 2.64 88 8 8 NL NP NI 0 0 0 4 Cát nâu, một chút ít
bùn 6
7,5
9
10,5
12
13,5
15
16,5
18
19,5 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Chỉ số
dẻo (m) Giới
hạn
dẻo (%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến 4.75
mm Giới
hạn
chảy
(%) Trung bình
2mm đến
0.425 mm Mịn 0.425
mm đến
0.075 mm (%) Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005
mm Hạt sét
nhỏ hơn
0.005
mm
m Thô
4.75
mm đến
2mm Hạt
mịn
trừ đi
ray số
200
(%) S - 1 21 2.64 0 0 10 85 5 0 5 NL NP NI Cát nâu, một chút ít
bùn 22,5 24 2.64 0 0 12 86 2 0 2 NL NP NI Cát nâu, một chút ít
bùn 25,5 27 28,5 2.64 0 0 9 82 9 0 9 NL NP NI Cát nâu, một chút ít
bùn 30 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến 4.75
mm Giới
hạn
chảy
(%) Trung bình
2mm đến
0.425 mm Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Thô
4.75
mm
đến
2mm S - 2 3 2.75 Hạt
sét
nhỏ
hơn
0.005
m
m
42 99 48.10 29.00 19.10 Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm
1 57 0 0 0 Đất sét và Bùn màu
nâu xám, có một ít cát 2.75 48 95 50.30 27.97 22.30 5 47 0 0 0 nâu xám, có một ít cát 4,5 Đất sét và Bùn màu
6 7,5 Cát bùn màu xám 2.67 0 24 NL NP NI 73 24 0 0 3 9 2.75 39 87 51.90 51.90 24.90 13 48 0 0 0 Đất sét và bùn màu
xám, một ít cát 10,5 Cát bùn xám 2.67 74 25 25 NL NP NI 0 0 0 1 12 13,5 Cát bùn xám 2.67 76 23 23 NL NP NI 0 0 0 1 15 16,5 18 2.64 82 9 0 9 NL NP NI 0 0 9 Cát nâu, có một chút
ít bùn 19,5 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến 4.75
mm Giới
hạn
chảy
(%) Thô 4.75
mm đến
2mm Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005m
m Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Trung
bình 2mm
đến 0.425
mm Mịn
0.425
mm đến
0.075
mm Hạt
bụi
0.075
mm
đến
0.005
mm S - 2 21 22,5 0 0 11 81 8 0 8 NL NP NI Cát nâu, có một chút
ít bùn 2.6
4 24 25,5 27 28,5 0 0 12 82 6 0 6 NL NP NI Cát nâu, có một chút
ít bùn 2.6
4 30 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Giới
hạn
chảy
(%) Thô 4.75
mm đến
2mm Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005
mm Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm S - 3 3 4,5 2.75 0 0 0 7 46 47 93 57.70 35.76 21.94 6 Đất sét và Bùn màu
nâu xám, có một ít
cát 7,5 9 Đất sét và Bùn màu 2.75 0 3 51 46 97 56.00 29.04 26.96 0 0 10,5 nâu xám, có một ít
cát 12 Đất sét và Bùn màu 2.75 0 5 54 41 95 64.80 28.09 36.71 0 0 13,5 nâu xám, có một ít
cát 0 2.64 0 6 82 12 0 12 NL NP NI 15 Cát màu xám, có
một ít bùn 16,5 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Giới
hạn
chảy
(%) Thô 4.75
mm đến
2mm Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005m
m Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005m
m Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) S - 3 18 Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm 2.64 0 0 9 80 11 0 11 NL NP NI 19,5 Cát màu nâu
xám,một ít bùn 21 22,5 2.64 0 0 8 81 11 0 11 NL NP NI Cát màu nâu,một ít
bùn 24 25,5 27 2.64 0 0 10 87 3 0 3 NL NP NI Cát màu nâu
xám,một chút ít bùn 28,5 30 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Chỉ số
dẻo (m) Giới
hạn
dẻo (%) Giới
hạn
chảy
(%) (%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Thô
4.75
mm
đến
2mm Mịn
0.425
mm đến
0.075
mm Hạt
bụi
0.075
mm
đến
0.005
mm Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm 0 0 2.75 0 4 56 40 96 51.20 26.25 24.95 Đất sét và Bùn màu nâu
xám, có một ít cát S - 4 3
4,5
6
7,5 9 2.64 0 3 0 78 19 0 19 NL NP NI Cát màu xám, có một ít
bùn 2.75 0 0 0 4 48 48 96 66.00 32.17 33.83 Đất sét và Bùn màu nâu
xám, có một ít cát 2.64 0 0 19 72 9 0 9 NL NP NI chút ít bùn 10,5
12
13,5
15 Cát màu nâu xám, có một
16,5 2.64 0 0 12 85 3 0 3 NL NP NI chút ít bùn 18 Cát màu nâu xám, có một
19,5 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Hạt mịn
trừ đi ray
số 200
(%) Giới
hạn
chảy
(%) Thô 4.75
mm đến
2mm Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt
sét
nhỏ
hơn
0.005
m Hạt bụi
0.075m
m
đến
0.005
mm m Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm S - 4 21 2.64 0 0 15 84 1 0 1 NL NP NI Cát màu nâu xám, có
một chút ít bùn 22,5 24 25,5 2.64 0 0 11 82 7 0 7 NL NP NI 27 Cát màu nâu, có một
chút ít bùn 28,5 30 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Giới
hạn
chảy
(%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005m
m Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Thô
4.75
mm
đến
2mm Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm S - 5 2 48 50 98 61.40 36.31 25.09 2.75 0 0 0 4 41 55 96 48.30 29.54 18.76 2.75 0 0 0 3
4,5
6
7,5 82 15 0 15 NL NP NI 9 2.64 0 0 3 Bùn và đất sét màu nâu
xám,có một chút ít bùn
Bùn và đất sét màu nâu
xám,có một chút ít bùn
Cát màu nâu xám, có
một ít bùn 2.75 0 4 42 54 96 61.60 34.13 27.47 0 0 Cát màu nâu xám, có
một ít cát 80 16 16 NL NP NI 0 2.64 0 0 4 một ít bùn 78 18 18 NL NP NI 0 2.64 0 0 4 một ít bùn 10,5
12
13,5
15 Cát màu nâu xám, có
16,5
18 Cát màu nâu xám, có
19,5 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Giới
hạn
chảy
(%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt bụi
0.075
mm đến
0.005m
m Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Thô
4.75
mm
đến
2mm Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm S - 5 21 2.64 0 0 4 78 18 0 18 NL NP NI Cát màu nâu xám, có
một ít bùn 22,5 24 25,5 27 2.64 0 0 7 80 13 0 13 NL NP NI 28,5 Cát màu nâu xám, có
một ít bùn 30 21 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Giới
hạn
chảy
(%) Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Sỏi
nhỏ
7.5m
m đến
4.75
mm Hạt bụi
0.075m
m
đến
0.005
mm Thô
4.75
mm
đến
2mm Cát
Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm S - 6 2.75 0 0 1 51 48 99 52.60 24.87 27.73 0 Bùn và đất sét màu nâu
xám,có một chút ít bùn. 3
4,5
6
7,5 9 2 0 2.64 0 86 12 0 12 NL NP NI 0 0 2.75 0 2 60 38 98 47.30 34.52 12.78 Cát màu xám, có một ít
bùn.
Đất sét và bùn mầu xám,
có một chút ít cát. 10,5
12
13,5 15 Cát bùn màu xám, có một 3 0 2.68 0 58 27 12 39 20.20 11.32 8.88 ít bùn. 16,5 6 0 2.64 0 84 10 0 10 NL NP NI ít bùn. 18 Cát màu nâu xám,có một
19,5 Kết quả phân tích thí nghiệm Giới hạn Atterberg Cát Chiều
sâu Mô tả đất Lỗ
khoan Tỉ
trọng Giới
hạn dẻo Chỉ số
dẻo (m) (%) (%) Giới
hạn
chảy
(%) Sỏi nhỏ
7.5mm
đến
4.75
mm Hạt sét
nhỏ
hơn
0.005
mm Hạt
mịn trừ
đi ray
số 200
(%) Hạt bụi
0.075
mm
đến
0.005
mm Thô
4.75
mm
đến
2mm S - 6 21 Cát màu nâu xám, có một Trung
bình
2mm
đến
0.425
mm
7 Mịn
0.425
mm
đến
0.075
mm
85 2.64 0 0 8 0 8 NL NP NI 22,5 chút ít bùn 24 25,5 27 2.64 0 0 5 90 5 0 5 NL NP NI Cát màu nâu xám, có một
chút ít bùn 28,5 30 Sức chịu tải của cọc khi kể đến hóa lỏng được tính toán theo công thức trong mục 4.3 chương 4. Bảng PL1 : Tính toán sức chịu tải khi kể đến hóa lỏng tính theo tiêu chuẩn Việt nam. 1
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
0.45
1
1
1
1
1
1
1
1
1 2° 48'
2° 48'
2° 48'
5° 15'
7° 42'
13° 4'
7° 49'
7° 56'
8° 31'
17° 23'
19° 1'
22° 52'
22° 52'
26° 1'
26° 15'
28° 28'
29° 17'
29° 24'
29° 24'
29° 24' 0.07
0.07
0.07
0.13
0.19
0.32
0.19
0.20
0.21
0.42
0.46
0.54
0.54
0.60
0.61
0.65
0.67
0.67
0.67
0.67 0.05
0.05
0.05
0.09
0.14
0.24
0.14
0.14
0.15
0.32
0.36
0.45
0.45
0.53
0.54
0.60
0.63
0.63
0.63
0.63 Nq Nc Nγ γeq1 Chiều
sâu (m) Lực dính
Ca (kN/m2) Ứng suất
hữu hiệu
(kN/m2) Qpeq
(0.8m)
(kN) Qpe
(1.2m)
(kN) Queq
(0.8m)
(T) Queq
(1.2m)
(T) 0.2 6.3 1.347 GWL 1.8
3.0
4.5
6.0
7.5
9.0
10.5
12.0
13.5
15.0
16.5
18.0
19.5
21.0
22.5
24.0
25.5
27.0
28.5
30.0 1
0.35
0.35
0.35
0.35
0.35
0.35
0.35
0.35
0.35
0.35
1
1
1
1
1
1
1
1
1 32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30 4.02
4.02
4.02
4.02
4.02
5.20
6.89
6.84
6.84
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40 Dung
trọng tự
nhiên
(kN/m3)
18.27
18.27
18.21
18.41
18.46
18.84
18.49
18.45
18.46
19.39
19.36
19.18
19.18
18.95
19.27
19.08
19.09
19.16
19.16
19.16 83.7
41.0
55.5
87.4
128.8
278.8
182.5
204.2
248.4
670.6
899.5
3867.1
4166.2
6816.4
7285.6
9794.9
11623.2
12274.6
12924.0
13573.5 6.2
5.2
7.1
10.7
15.7
27.7
28.4
34.7
42.9
71.4
92.9
251.2
295.6
446.3
503.4
650.6
771.6
843.2
917.1
993.2 12.1
9.2
12.6
19
28
51.2
48.8
59
72.7
130.1
170.2
510.3
586.9
902.8
1004.2
1312.6
1556.1
1685.4
1817.8
1953.6 36.4
18
0.2
6.3
1.347
24.4
0.2
6.3
1.347
38.2
0.5
7.337
1.642
56.2
0.8
8.151
2.001
121.4
1.9
11.41
3.634
80.1
0.8
8.151
2.001
89.7
8.151
0.8
2.001
109.3
2.209
8.602 0.86
293.3
5.415 14.559 3.5
394.3
4
6.701 16.558
1687.9
8
20.272
9.19
1820.8
8
20.272
9.19
14.21 27.085 10.7 2988.7
14.21 27.085 10.7 3196.6
17.808 31.612 17.7 4285.4
19.981 34.242 19.7 5090.2
19.981 34.242 19.7 5379.5
19.981 34.242 19.7 5668.1
19.981 34.242 19.7 5956.8 Bảng PL2 : Tính toán sức chịu tải khi kể đến hóa lỏng tính theo tiêu chuẩn Nhật bản. Sin tan DE a Chiều sâu
(m) Lực dính C
(kN/m2) Qseq (0.8m)
(kN) Qseq (1.2m)
(kN) Ứng suất
hữu hiệu
(kN/m2) GWL 1
1
0.33
1
1
0.33
1
1
1
0.33
0.33
1
1
1
1
1
1
1
1
1 32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30 1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5
30 2° 48'
2° 48'
2° 48'
5° 15'
7° 42'
13° 4'
7° 49'
7° 56'
8° 31'
17° 23'
19° 1'
22° 52'
22° 52'
26° 1'
26° 15'
28° 28'
29° 17'
29° 24'
29° 24'
29° 24' 0.069
0.069
0.069
0.130
0.191
0.320
0.194
0.196
0.211
0.420
0.457
0.540
0.540
0.604
0.608
0.652
0.667
0.669
0.669
0.669 0.049
0.049
0.049
0.092
0.136
0.237
0.138
0.140
0.151
0.324
0.359
0.449
0.449
0.531
0.537
0.601
0.627
0.630
0.630
0.630 4.022
4.022
4.022
4.022
4.022
5.200
6.893
6.838
6.838
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396 25.0
45.0
55.0
103.0
176.0
216.0
324.0
445.0
583.0
658.0
743.0
1032.0
1344.0
1683.0
2045.0
2427.0
2832.0
3259.0
3709.0
4181.0 38.0
68.0
83.0
155.0
264.0
324.0
486.0
667.0
874.0
986.0
1113.0
1547.0
2014.0
2523.0
3066.0
3639.0
4246.0
4887.0
5562.0
6271.0 GWL 4.0
4.0
4.0
4.0
4.0
5.2
6.9
6.8
6.8
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4
7.4 83.6
116.9
52.9
249.5
367.9
265.6
521.5
583.1
709.3
638.6
856.6
3867.1
4166.2
6816.4
7285.6
9794.9
11623.2
12274.6
12924.0
13573.5 6.2
9.6
7.7
21.2
33.5
33.0
55.1
69.8
89.1
93.3
111.4
271.6
316.0
466.7
523.8
671.0
792.0
863.6
937.5
1013.6 12.1
18.4
13.4
40.3
63.0
58.8
100.4
124.5
157.8
162.0
196.5
540.9
617.5
933.4
1034.7
1343.2
1586.7
1716.0
1848.4
1984.2 1.8
3.0
4.5
6.0
7.5
9.0
10.5
12.0
13.5
15.0
16.5
18.0
19.5
21.0
22.5
24.0
25.5
27.0
28.5
30.0 1
1
0.33
1
1
0.33
1
1
1
0.33
0.33
1
1
1
1
1
1
1
1
1 32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30 18.27
18.27
18.21
18.41
18.46
18.84
18.49
18.45
18.46
19.39
19.36
19.18
19.18
18.95
19.27
19.08
19.09
19.16
19.16
19.16 36.4
0.2
6.3
1.347
51.3
0.2
6.3
1.347
23.2
0.2
6.3
1.347
109.0
0.5
7.337
1.642
160.5
0.8
8.151
2.001
115.6
1.9
11.41
3.634
228.8
0.8
8.151
2.001
256.2
8.151
0.8
2.001
312.0
8.602 0.86
2.209
279.3
5.415 14.559 3.5
375.5
4
6.701 16.558
1687.9
8
20.272
9.19
1820.8
9.19
8
20.272
14.21 27.085 10.7 2988.7
14.21 27.085 10.7 3196.6
17.808 31.612 17.7 4285.4
19.981 34.242 19.7 5090.2
19.981 34.242 19.7 5379.5
19.981 34.242 19.7 5668.1
19.981 34.242 19.7 5956.8 Bảng PL3 : Tính toán sức chịu tải khi kể đến hóa lỏng tính theo Marcuson. Sin tan a Chiều
sâu (m) Ứng suất hữu
hiệu (kN/m2) Lực dính C
(kN /m2) Qseq (0.8m)
(kN) Qseq (1.2m)
(kN) GWL 1.8
3.0
4.5
6.0
7.5
9.0
10.5
12.0
13.5
15.0
16.5
18.0
19.5
21.0
22.5
24.0
25.5
27.0
28.5
30.0 32.89
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
268.57
346.26
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30 4° 00'
4° 00'
4° 00'
7° 30'
11° 00'
18° 40'
11° 10'
11° 20'
12° 10'
24° 50'
27° 10'
32° 40'
32° 40'
37° 10'
37° 30'
40° 40'
41° 50'
42° 00'
42° 00'
42° 00' 2° 48'
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
19°12'
22° 10'
26° 1'
26° 15'
28° 28'
29° 17'
29° 24'
29° 24'
29° 24' 0.069
0.069
0.069
0.130
0.191
0.320
0.194
0.196
0.211
0.420
0.457
0.540
0.540
0.604
0.608
0.652
0.667
0.669
0.669
0.669 0.049
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.348
0.407
0.488
0.493
0.542
0.561
0.563
0.563
0.563 3.854
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
0.000
5.917
7.027
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396 25.10
25.00
25.00
25.00
25.00
25.00
25.00
25.00
25.00
25.00
25.00
208.00
479.00
793.00
1127.00
1476.00
1840.00
2225.00
2630.00
3055.00 37.70
38.00
38.00
38.00
38.00
38.00
38.00
38.00
38.00
38.00
38.00
313.00
720.00
1191.00
1692.00
2216.00
2763.00
3340.00
3947.00
4584.00 Chiều Ứng suất hữu Lực Dung trọng tự Nq Nc Nγ Qp (0.8 Qp (1.2 Qu Qu sâu (m) hiệu (KN/m2) nhiên(kN/m3) GWL 6.3
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0 0.2
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0 1.347
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0 m)
(kN)
36.5
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0 dính C
(kN /m2)
4.02
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
0.00
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40
7.40 (0,8m)
(T)
6.1
2.5
2.5
2.5
2.5
2.5
2.5
2.5
2.5
2.5
2.5
131.7
213.7
379.0
433.4
577.1
694.1
761.5
830.9
902.3 (1.2m)
(T)
12.1
3.7
3.7
3.7
3.7
3.7
3.7
3.7
3.7
3.7
3.7
286.0
451.3
802.3
899.6
1203.1
1440.8
1563.7
1689.4
1818.2 32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30 m)
(kN)
83.8
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
2538.1
7.352 16.218 6.400 1102.2
3781.4
8.731 19.258 7.600 1649.8
6820.8
2988.7
14.21 27.085 10.7
7290.1
3196.5
14.21 27.085 10.7
4285.3
17.808 31.612 17.7
9802.5
5090.2 11631.6
19.981 34.242 19.7
5379.4 12282.9
19.981 34.242 19.7
5668
19.981 34.242 19.7
12932.5
5956.7 13581.9
19.981 34.242 19.7 18.27
18.27
18.21
18.41
18.46
18.84
18.49
18.45
18.46
19.39
19.36
19.18
19.18
18.95
19.27
19.08
19.09
19.16
19.16
19.16 1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5
30CHƯƠNG 3: THÍ NGHIỆM NÉN 3 TRỤC CHỊU TẢI TRỌNG
LẶP ĐÁNH GIÁ TIỀM NĂNG HOÁ LỎNG CỦA ĐẤT
3.1. Mục đích thí nghiệm.
3.2. Nội dung phương pháp thí nghiệm.
3.3. Thiết bị, dụng cụ thí nghiệm.
3.3. Cách tiến hành.
3.4. Ví dụ.
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
CHƯƠNG 4. SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG NỀN CÁT
HÓA LỎNG DO ĐỘNG ĐẤT
4.4. Nhận xét chương 4.
CHƯƠNG 5. ĐÁNH GIÁ TIỀM NĂNG HÓA LỎNGVÀ TÍNH
TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG NỀN HÓA
LỎNGKHU VỰC QUẬN PABEDAN, THÀNH PHỐ YANGON
Ứng suất hữu hiệu
α
N
S
Ghi chú
Fhl
N1(60)
(τe/σ'vo)
Đồ thị
FC
(%)
Chiều
sâu
(m)
1
-
O
N
σvo
(kN/m2)
32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30
σ'vo
(kN/m2)
32.89
43.04
55.64
68.54
81.52
95.07
108.09
121.05
134.03
148.40
162.73
176.79
190.85
204.56
218.75
232.66
246.58
260.61
274.64
288.67
1
-
O
N
1
-
O
N
1
-
O
N
Không hoá lỏng
Tính theo TCVN 10304
Tính theo JRA
Tính theo Marcuson
Chiều sâu
(m)
Qs
(T)
Qp
(T)
Qu
(T)
Qs
(T)
Qp
(T)
Qu
(T)
Qs
(T)
Qp
(T)
Qu
(T)
Qs
(T)
Qp
(T)
Qu
(T)
Giảm
Qu
(%)
0.0
45.8
50.7
53.7
55.8
58.3
56.4
56.5
56.8
59.1
59.3
19.8
17.4
12.2
11.0
8.7
7.5
6.9
6.4
5.9
Giảm
Qu
(%)
0.0
0.0
46.5
8.2
5.4
50.0
15.4
12.5
10.1
46.4
51.2
13.3
11.7
8.2
7.4
5.9
5.0
4.6
4.3
4.0
Giảm
Qu
(%)
0.0
74.0
82.6
89.2
93.0
96.2
96.2
96.9
97.5
98.6
98.9
58.0
40.3
25.5
23.4
19.1
16.8
15.9
15.2
14.5
Không hoá lỏng
Tính theo TCVN 10304
Tính theo JRA
Tính theo Marcuson
Chiều
sâu
(m)
Qp
Qs
Qu
(T)
(T)
(T)
8.4
3.7
12.1
4.1
5.1
18.4
5.6
7
27.0
8.7
10.3
43.3
12.9
15.2
65.9
27.9
23.3
126.9
18.3
30.5
115.4
20.4
38.6
139.6
24.8
47.9
172.9
67.1
63.1
327.2
430.6
90.0
80.2
603.7 123.6 386.7
680.3 170.3 416.6
996.2 221.2 681.6
Qu
Qp
Qs
(T)
(T)
(T)
12.1
8.4
3.7
9.2
11.7
6.7
12.6
15.9
11.1
19.0
25.0
18.3
28.1
36.8
29.1
51.2
79.7
47.2
48.8
52.1
63.3
59.0
58.4
81.2
72.7
71.0
101.9
130.2
135.6 191.6
170.2
173.6 257.0
510.3
217.0 386.7
586.9
263.7 416.6
314.6 681.6
902.8
369.0 728.6 1097.6 275.6 728.6 1004.2
426.5 979.5 1406.0 333.1 979.5 1312.6
487.2 1162.3 1649.5 393.8 1162.3 1556.1
551.3 1227.4 1778.7 457.9 1227.5 1685.4
618.8 1292.4 1911.2 525.4 1292.4 1817.8
689.6 1357.3 2046.9 596.3 1357.4 1953.7
Giảm
Qu(%)
0.0
50.0
53.3
56.1
57.4
59.7
57.7
57.7
58.0
60.2
60.5
15.5
13.7
9.4
8.5
6.6
5.7
5.2
4.9
4.6
Qu
Qp
Qs
(T)
(T)
(T)
12.1
8.4
3.7
18.4
11.7
6.7
13.4
5.3
8.1
40.4
25.0
15.4
63.0
36.8
26.2
58.8
26.6
32.2
100.5
52.2
48.3
124.5
58.3
66.2
157.8
70.9
86.9
162.0
63.9
98.1
196.5
110.8
85.7
540.9
154.2 386.7
617.5
200.9 416.6
251.8 681.6
933.4
306.2 728.6 1034.8
363.7 979.5 1343.2
424.4 1162.3 1586.7
488.5 1227.5 1716.0
556.0 1292.4 1848.4
626.9 1357.4 1984.3
Giảm
Qu(%)
0.0
0.0
50.4
6.7
4.4
53.7
12.9
10.8
8.7
50.5
54.4
10.4
9.2
6.3
5.7
4.5
3.8
3.5
3.3
3.1
Qu
Qp
Qs
(T)
(T)
(T)
12.1
8.4
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
3.7
0.0
3.7
286.0
253.8
32.2
451.2
73.1
378.1
802.4
120.3 682.1
899.6
170.6 729.0
222.8 980.3 1203.1
277.6 1163.2 1440.8
335.4 1228.3 1563.7
396.2 1293.3 1689.5
460.0 1358.2 1818.2
Giảm
Qu(%)
0.0
79.9
86.3
91.5
94.4
97.1
96.8
97.3
97.9
98.9
99.1
52.6
33.7
19.5
18.0
14.4
12.7
12.1
11.6
11.2
So sánh sức chịu tải cọc theo độ sâu khi có và không có xét đến hóa lỏng
So sánh sức chịu tải cọc theo độ sâu khi có và không có xét đến hóa lỏng
5.5. Nhận xét chương 5.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
TÀI LIỆU THAM KHẢO
PHẦN PHỤ LỤC
Phụ lục 1. Kết quả thí nghiệm nén ba trục chịu tải trọng lặp.
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
p
Á
)
(
c
u
r
t
c
ọ
d
g
n
ạ
d
n
ế
i
B
)
(
t
ắ
c
t
ấ
u
s
g
n
Ứ
g
n
ỗ
r
ỗ
l
c
ớ
ư
n
c
ự
l
Phụ lục 3. Tính toán sức chịu tải của cọc.
Sin
tan
γeq2
GWL
1
-
O
N
Chiều sâu
(m)
1.8
3
4.5
6
7.5
9
10.5
12
13.5
15
16.5
18
19.5
21
22.5
24
25.5
27
28.5
30
Ứng suất hữu hiệu
(kN/m2)
32.89
54.81
82.13
109.75
137.44
165.70
193.44
221.12
248.81
277.90
306.94
335.71
364.48
392.91
421.82
450.44
479.08
507.82
536.56
565.30
Lực dính Ca
(kN/m2)
4.022
4.022
4.022
4.022
4.022
5.200
6.893
6.838
6.838
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
7.396
Qseq (0.8m)
(kN)
25.0
34.0
48
69
102
156
205
259
321
422
536
825
1137
1476
1838
2220
2625
3052
3502
3974
Qseq (1.2m)
(kN)
38
52
72
104
153
234
307
388
481
632
803
1237
1704
2213
2756
3329
3936
4577
5252
5961
1
-
O
N
1
-
O
N
Nq
Nc
Nγ
DE
Chiều
sâu (m)
Lực dính
C (kN/m2)
Dung trọng tự
nhiên(kN/m3)
Ứng suất
hữu hiệu
(kN/m2)
Qpeq
(0.8m)
(kN)
Qu
(0,8m)
(T)
Qu
(1.2m)
(T)
Qpeq
(1.2m)
(kN)
1
-
O
N
1
-
O
N
1
-
O
N
