Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Ứng dụng giải pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước để xử lý nền đất yếu Nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

---------------------------

PHẠM ĐÀO VIỆT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP. HCM

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1

TỈNH HẬU GIANG

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình dân dụng và công nghiệp

Mã số ngành: 60580208

TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 03 năm 2017

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

---------------------------

PHẠM ĐÀO VIỆT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP. HCM

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 TỈNH HẬU GIANG

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Chuyên ngành : Kỹ thuật xây dựng công trình dân dụng và công nghiệp

Mã số ngành: 60580208

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: PGS.TS VÕ PHÁN

TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 03 năm 2017

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP. HCM

Cán bộ hướng dẫn khoa học: PGS.TS. VÕ PHÁN

(Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị và chữ ký)

PGS.TS. VÕ PHÁN

Luận văn Thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Công nghệ TP. HCM

ngày 03 tháng 05 năm 2017

Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn Thạc sĩ gồm: (Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị của Hội đồng chấm bảo vệ Luận văn Thạc sĩ)

PGS.TS Dương Hồ ng Thẩm

TT Họ và tên 1 TS. Khổ ng Tro ̣ng Toàn 2 3 TS. Trần Tuấn Nam 4 TS. Trương Quang Thành 5 TS. Nguyễn Văn Giang Chức danh Hội đồng Chủ tịch Phản biện 1 Phản biện 2 Ủy viên 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 LV TS. KHỔ NG TRỌNG TOÀ N

TRƯỜNG ĐH CÔNG NGHỆ TP. HCM PHÒNG QLKH – ĐTSĐH CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc lập – Tự do – Hạnh phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP. HCM, ngày.… tháng…..năm 2017

Họ tên học viên : PHẠM ĐÀO VIÊT Giới tính: Nam

Ngày, tháng, năm sinh: 24/07/1986 Nơi sinh: Hà Tĩnh

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình DD và CN MSHV:1441870021

I. TÊN ĐỀ TÀI:

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ

XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 – TỈNH HẬU

GIANG

II. NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP GIA TẢI TRƯỚC CÓ SỬ DỤNG BẤC THẤM

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BÂC THẤM TRONG ĐIỀU KIỆN GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH BIẾN DẠNG NỀN ĐẤT YẾU KHI SỬ DỤNG BẤC THẤM CÓ GIA TẢI TRƯỚC BẰNG CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH KHÁC NHAU CHO CÔNG TRÌNH NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 – TỈNH HẬU GIANG.

CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG KHI THAY ĐỔI CHIỀU SÂU VÀ KHOẢNG CÁCH CẮM BẤC THẤM ĐẾN MỨC ĐỘ CỐ KẾT CỦA NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN.

III. NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: ……………………………………………………..

IV. NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: ....................................................................

V. CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS. VÕ PHÁN

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN KHOA QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH

PGS.TS. VÕ PHÁN

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. 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.

Tôi xin cam đoan rằng mọi sự giúp đỡ cho việc thực hiện Luận văn này

đã được cảm ơn và các thông tin trích dẫn trong Luận văn đã được chỉ rõ nguồn gốc.

Học viên thực hiện Luận văn

Phạm Đào Việt

LỜI CÁM ƠN

Tôi xin được cảm ơn Quý Thấy (Cô) trong khoa Xây dựng trường Đại học Kỹ Thuật

Công Nghệ, đã truyển đạt cho tôi những kiến thức quý báu và tâm huyết trong suốt 3 học

kỳ vừa qua. Đó là những kiến thức nền tảng cho tôi hoàn thành cuốn luận văn này.

Tôi xin chân thành cảm ơn Thầy PGS.TS. Võ Phán, người thầy đã tận tình hướng

dẫn, từ những bước đi sơ khai ban đầu, đến những kiến thức chuyên nghành đầy vô giá.

Để rồi từ đó tôi bắt đầu sơ lược và kết nối những kiến thức đó lại với nhau để hoàn thành

nên nội dung chính của đề tài mà tôi đã thực hiện. Một lần nữa xin cảm ơn người Thầy

đầy tâm huyết và tâm lý đã thường xuyên đôn đốc, nhắc nhở nhiều điều cho tôi, người

Thầy không những truyền đạt những kiến thức trong sách vở mà còn cả những bài học

cuộc sống. Những điều đó đã tạo động lực giúp tôi hoàn thành luận văn này một cách tốt

nhất.

Xin cảm ơn các Thầy, Cô, Anh, Chị nhân viên của Phòng Quản Lý Khoa học – Đào

tạo Sau Đại học đã giúp đỡ và tạo mọi điều kiện thuận lợi cho tôi trong suốt quá trình học

tập.

Một lần nữa xin gửi đến Quý Thầy, Cô và Gia đình lời biết ơn sâu sắc nhất.

Tôi xin chân thành cảm ơn.

Học Viên Thực Hiên Luận Văn

Phạm Đào Việt

iii

TÓM TẮT

Hiê ̣n nay, có nhiều phương pháp xử lý nền đất yếu đã được nghiên cứ u và ứ ng dựng thành công ta ̣i Viê ̣t Nam, trong đó gia tải trướ c kết hợp với bấc thấm là mô ̣t phương pháp được áp du ̣ng phổ biến nhất ở nước ta vớ i nhiều ưu điểm nổi bâ ̣t mà các phương pháp khác không đáp ứng được.

Bằ ng các nghiên cứ u, tổ ng hợp các tài liê ̣u tác giả trı̀nh bày tổ ng quan về nguyên lý cấu ta ̣o, cơ chế hoạt đô ̣ng của phương pháp, trình tự thi công, cơ sở lý thuyết tı́nh toán đô ̣ lú n củ a nền dướ i tác dụng củ a việc gia tải trướ c kết hợp bấc thấm.

Dựa trên số liê ̣u đầu vào củ a công trı̀nh thực tế, tác giả sử du ̣ng phần mềm Plaxis 2D mô phỏ ng bà toán gia tải trước kết hợp bấc thấm theo phương pháp quy đổ i tương đương vùng đất có bấc thấm và phương pháp sử du ̣ng phần tử Drain mô phỏ ng sự làm viê ̣c nền đất yếu có cắm bấc thấm. Đồng thờ i phân tı́ch ứ ng xử của nền đất yếu cho các trường hợp cắ m bấc thấm theo các đô ̣ sâu và khoảng cách cắ m bấc thấm khác nhau.

ABSTRACT

In recent times, there are many methods of treatment soft soil has been studied and

successfully applied in Viet Nam, surcharge preloading method in combination of used

prefabricated vertical drain (PVD) is almost applied in our country with many advantages

others cannot meet.

In study, synthetic material the author presents an overview of principles of techniques,

mechanism of method, order construction, the theoretical basis of calculating the ground

settlement under the influence simultanneous fill load and set prefabricated vertical drains.

With geologic data of real contruction, I will use Plaxis 2D softwaer to simulate the

problem of surcharge preloading with PVD by two methods: equivalence conversion of

soil area that have PVD method and drains cell method to emulate behavior of soft with

PVD. In addition, I will analyse the respond of soft soil with different depth of in sert

PVD distance in accordance with different preloading.

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN LỜI CÁM ƠN TÓM TẮT MỞ ĐẦU ...................................................................................................... 1 I. ĐẶT VẤN ĐỀ ............................................................................................ 1 II. MỤC ĐÍCH NGHIÊN CỨU ......................................................................... 2 III. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU ................................................................ 3 IV. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIẾN ..................................................... 3 V. PHẠM VI NGHIÊN CỨU VÀ HẠN CHẾ: ..................................................... 3 CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP

GIA TẢI TRƯỚC CÓ SỬ DỤNG BẤC THẤM ............................................. 4 1.1 CÁC ĐẶC TRUNG CƠ BẢN ĐẤT YẾU MIỀN NAM VIỆT NAM .................. 4 1.1.1. Khái niệm và phân loại đất yếu ................................................................ 4 1.1.2. Đặc trưng và trạng thái vật lý đất yếu miền Nam Việt Nam. .................... 4 1.1.3. Đặc điểm cơ lý của đất yếu: ..................................................................... 7

1.2. TỔNG QUAN VỀ PHƯƠNG PHÁP GIA TẢI TRƯỚC CÓ SỬ DỤNG BẤC

THẤM. ................................................................................................... 8 1.2.1. Giới thiệu. ............................................................................................... 8 1.2.2. Nguyên lý tổng quát của phương pháp gia tải đất đắp .............................. 8 1.2.3. Ưu nhược điểm của phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm. ........ 9 1.3. TỔNG QUAN VỀ BẤC THẤM ............................................................... 10 1.3.1. Lịch sử phát triển: .................................................................................. 10 1.3.2. Tác dụng................................................................................................ 13 1.3.3. Nhược điểm. .......................................................................................... 13 1.3.4. Phương pháp thi công. ........................................................................... 16 1.4. CÁC ĐẶC TRƯNG CỦA PVD ................................................................ 18 1.4.1. Một số yêu cầu đối với bấc thấm. .......................................................... 18 1.4.2. Tiêu chuẩn đối với bộ lọc ...................................................................... 19 1.4.3. Kích thước lỗ rỗng của bộ lọc. ............................................................... 19 1.4.4. Tiêu chuẩn về độ bền bấc thấm. ............................................................. 20 1.5. CẤU TẠO HỆ BẤC THẤM..................................................................... 20 1.6. CẤU TẠO TẦNG ĐỆM CÁT THOÁT NƯỚC VÀ CHỊU LỰC. .................... 22 1.6.1. Vai trò của tầng đệm cát thoát nước:...................................................... 22 1.6.2. Yêu cầu chiều dày tầng đệm cát. ............................................................ 22 1.6.3. Yêu cầu đối với vật liệu làm tầng đệm cát. ............................................ 22

1.7. ẢNH HƯỞNG BIẾN DẠNG CỦA BẤC THẤM ĐẾN MỨC ĐỘ CỐ KẾT

CỦA . ................................................................................................... 23

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BẤC THẤM TRONG ĐIỀU

KIỆN GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU .................................. 25 2.1. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM .................. 25 2.1.1. Các giả thiết của bài toán cố kết ............................................................ 25 2.1.2. Bài toán cố kết cơ bản ........................................................................... 25 2.2. LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BẤC THẤM ................................................... 27 2.2.1 Khái niệm cơ bản: .................................................................................. 27 2.2.2. Lý thuyết lực căng đứng cân bằng thích hợp (Hansbo. 1981) ................. 30 2.2.3. Chiều sâu cắm bấc thấm ........................................................................ 33 2.2.4. Nguyên tắc tính toán gia tải đất đắp ....................................................... 34

2.3. ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN ĐỂ PHÂN TÍCH BÀI

TOÁN GIA TẢI TRƯỚC. ........................................................................ 38 2.3.1. Lịch sử hình thành phương pháp phần tử hữu hạn. ................................ 38 2.3.2. Giới thiệu phương pháp phần tữ hữu hạn. .............................................. 38 2.3.3. Mô phỏng bấc thấm trong phương pháp phần tử hữu hạn ...................... 39 2.3.4. Điều kiện biên trong phương pháp phần tửu hữu hạn ............................. 42 2.4. NHẬN XÉT CHƯƠNG 2. ....................................................................... 42 CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH BIẾN DẠNG NỀN ĐẤT YẾU KHI SỬ DỤNG BẤC THẤM CÓ GIA TẢI TRƯỚC BẰNG CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH KHÁC NHAU CHO CÔNG TRÌNH NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 – HẬU GIANG ................................................................................................. 44 3.1. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH. ................................................................... 44 3.1.1. Giới thiệu chung. ................................................................................... 44 3.1.2. Quy mô và các thông số kỹ thuật liên quan đến công trình. ................... 44 3.2. CÁC THÔNG SỐ ĐƯA VÀO BÀI TOÁN. ................................................ 46 3.3. TÍNH TOÁN PHÂN TÍCH CÔNG TRÌNH BẰNG CHƯƠNG TRÌNH

PLAXIS 2D V8.5 ................................................................................... 47 3.3.1. Mô phỏng theo phương hướng 2 (quy đổi tương đương vùng đất có bấc thấm) ......................................................................................................................... 47 3.3.2. Mô phỏng bài toán theo phương hướng 1 (bấc thấm được mô phỏng như phần tử với vật liệu đàn hồi thoát nước). .................................................................... 54 3.4. TÍNH TOÁN LÚN CỦA ĐẤT NỀN THEO TCVN: 9355- 2012. .................... 61 3.4.1. Tính độ lún cố kết Sc (Khi nền đất chưa có bấc thấm) ........................... 61 3.4.2. Xét trong trường hợp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước. ......................................................................................................................... 64 3.4.3. Tính toán độ lún theo thời gian khi sử dụng bấc thấm. ........................... 66 3.5. TỔNG HỢP SO SÁNH KẾT QUẢ TÍNH TOÁN. ........................................ 67 3.6. NHẬN XÉT CHƯƠNG 3. ....................................................................... 67

vii

CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG KHI THAY ĐỔI KHOẢNG CÁCH VÀ CHIỀU SÂU CẮM BẤC THẤM ĐẾN MỨC ĐỘ CỐ KẾT CỦA NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP ................................................. 68

4.1. TƯƠNG QUAN GIỮA KHOẢNG CÁCH BẤC THẤM VÀ TỐC ĐỘ CỐ

KẾT ..................................................................................................... 68 4.1.1. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc thấm là 1.0m .......................................................................................................................... 70 4.1.2. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc thấm là 1,5m .......................................................................................................................... 72 4.1.3. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc thấm là 2.0m .......................................................................................................................... 74 4.1.4. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc thấm là 2,5m .......................................................................................................................... 76 4.1.5. Tổng hợp kết quả tính toán .................................................................... 78 4.2.TƯƠNG QUAN GIỮA CHIỀU SÂU BẤC THẤM VÀ ĐỘ CỐ KẾT .............. 78 4.2.1. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắm bấc thấm là 8m (các thông số gia tải giố ng như trên) .................................................................... 79 4.2.2 Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắm bấc thấm là 10m (các thông số gia tải giố ng như trên) .................................................................. 81 4.2.3. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắm bấc thấm là 12m (các thông số gia tải giố ng như trên) .................................................................. 83 4.2.4. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắm bấc thấm là 14m (các thông số gia tải giố ng như trên) .................................................................. 85 4.2.5. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắm bấc thấm là 17m (các thông số gia tải giố ng như trên) .................................................................. 87 4.2.6. Kết quả phân tích độ lún theo thời gian ................................................. 89 4.3. NHẬN XÉT CHƯƠNG 4 ........................................................................ 89 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ......................................................................... 90 I. KẾT LUẬN. ............................................................................................. 90 II. KIẾN NGHỊ VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO ................................. 90 TÀI LIỆU THAM KHẢO .............................................................................. 91

viii

DANH MỤC BẢNG

Bảng 1.1. Phân loại dộ chặt của đất cát theo hệ số rỗng e ......................................... 6

Bảng 1.2. Phân loại đất dính theo IP ....................................................................... 7

Bảng 1.3. Đánh giá trạng thái đất dính theo độ nhão IL............................................. 7

Bảng 1.4. Một số loại bấc thấm đã được sử dụng ( Bo et al. 2003) ......................... 11

Bảng 1.5 Kı́ch thướ c củ a mô ̣t số kiếm cắ m dù ng trong thi công .............................. 17 Bảng 3.1 Bảng chỉ tiêu cơ lý của đất. ................................................................... 46

Bảng 3.2 Thông số kỹ thuâ ̣t củ a bấc thấm. ............................................................ 46

Bảng 3.3 Các thông số khai báo trong mô hình các lớp đất. .................................... 48

Bảng 3.4 Các thông số khai báo trong mô hình các lớp cát. ................................... 49

lớp đất thứ 1 ............................................... 55

Bảng 3.5. Kết quả tính toán kwp và khp

lớp đất thứ 2 ............................................... 56

Bảng 3.6. Kết quả tính toán kwp và khp

Bảng 3.7. Các thông số trong mô phỏng phương hướng 1. ..................................... 56

vU đạt được tùy thuộc vào nhân tố thời gian

vT ....................... 63

Bảng 3.8 Độ cố kết

Bảng 3.9. Kết quả tính toán độ cố kết chung U và độ lún theo thời gian St ............... 65

Bảng 3.10. Tổng hợp kết quả tính lún nền đất bằng các phương pháp tính toán khác

nhau. ................................................................................................................. 67

Bảng 4.1. Các trường hợp thay đổi khoảng cách bấc thấm ...................................... 68

Bảng 4.2. Hệ số thấm ngang trong mô hình phẳng ................................................. 69

Bảng 4.3. Hệ số thấm đứng trong mô hình phẳng .................................................. 69

Bảng 4.4. Kết quả tính toán lún nền đất cho các trường hợp khoảng cách cắm bấc

thấm khác nhau: ................................................................................................. 78

Bảng 4.5 Các trường hợp thay đổi chiều sâu cắm bấc thấm .................................... 78

Bảng 4.6. Kết quả tính toán lún nền đất cho các trường họp chiều sâu cắm bấc thấm

khác nhau. ......................................................................................................... 89

DANH MỤC HÌNH

Hình 1.1. Các loại bấc thấm. ..................................................................................... 12 Hình 1.2. Thi công bấc thấm ..................................................................................... 12 Hình 1.3 Hệ thống cẩu (Rig system) tại hiện trường .................................................. 15 Hình 1.4. Thi công bấc thấm dùng hệ thống cẩu (Rig system) ở hiện trường. ............ 15 Hình 1.5. Một số loại tiết diện kiếm cắm (Mandrel) [8] ............................................ 17 Hình 1.6. Quy trình thi công bấc thấm. ...................................................................... 18 Hình 2.1 Mặt cắt điển hình của băng thoát nước (Theo Holtz và cộng sự, 1991) ...... 29 Hình 2.2 Kiểu bố trí bấc thấm trên mặt bằng ............................................................. 30 Hình 2.3 Vật thoát nước đứng gồm vùng xáo trộn và vùng tăng sức cản. .................. 30 Hình 2.4 Đặc trưng vùng xáo trộn ( Rujikiatkamjorn and Indraratna 2007) .............. 32 Hình 2.5 Chiều sâu cắm bấc thấm nhỏ hơn chiều sâu vùng tính lún........................... 34 Hình 2.6. Mô hình chuyển đổi các thông số từ mô hình đối xứng (ĐXT) sang mô hình phẳng(MHP) ........................................................................................................... 41 Hình 3.1. Nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1. ............................................................... 44 Hình 3.2 Mặt bằng tổng thể khu nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1- Hậu Giang. .......... 45 Hình 3.3 Mặt cắt địa chất khu vực tính toán .............................................................. 47 Hình 3.4. Mô phỏng khối đất quy đổi vùng tương đương bấc thấm. .......................... 50 Hình 3.5. Chia lưới phần tử trong mô hình. ............................................................... 51 Hình 3.6. Biến dạng lún của đất nền sau khi kết thúc thời gian chất tải. .................... 51 Hình 3.7. Biến dạng lún của đất nền tại mỗi khu vực................................................. 52 Hình 3.8. Chuyển vị của các vị trí trên mặt cắt A- A’. .............................................. 52 Hình 3.9. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng trong nền đất. ........................................... 53 Hình 3.10. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư trong nền. ................................ 53 Hình 3.11 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu theo phương đứng...................................... 54 Hình 3.12 Mô phỏng bấc thấm bằng vật liệu đàn hồi thoát nước Drain. .................... 57 Hình 3.13 Chia lưới phần tử mô hình. ....................................................................... 57 Hình 3.14 Biến dạng lún nền đất khi cố kết hoàn toàn .............................................. 58 Hình 3.15 Chuyển vị cụ thể của đất tại cac khu vực khác nhau. ................................. 58 Hình 3.16 Biến dạng của các vị trí theo phương ngang. ............................................. 59 Hình 3.17 Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư trong nền sau 270 ngày chất tải. 59 Hình 3.18 Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư. ................................................. 60 Hình 3.19 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng. ........................... 60 Hình 3.21 Toán đồ Osterberg . ................................................................................. 62 Hình 3.20 Biểu đồ cố kết theo thời gian sau 270 ngày .............................................. 66 Hình 3.21 Biểu đồ độ lún theo thời gian sau 270 ngày.............................................. 66 Hình 4.1 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm là 1m ......................................... 70 Hình 4.2 Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm 1.0m ................................. 70 Hình 4.2a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm 1.0m .......................... 71

Hình 4.3 Ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm 1m ....................................... 71 Hình 4.4 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm l,5m ........................................ 72 Hình 4.5 Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm l,5m ................................ 72 Hình 4.5a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm l,5m ......................... 73 Hình 4.6. Ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm l,5m ................................. 73 Hình 4.7 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm 2.0m .......................................... 74 Hình 4.8 Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm 2.0m ................................. 74 Hình 4.8a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm 2.0m .......................... 75 Hình 4.9 ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm 2.0m ..................................... 75 Hình 4.10 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm 2,5m ........................................ 76 Hình 4.11. Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm 2,5m ............................... 77 Hình 4.11a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm 2,5m ......................... 77 Hình 4.12. ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm 2,5m .................................. 77 Hình 4.13 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 8m .................................. 79 Hình 4.14 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 8m ......................... 79 Hình 4.14a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 8m .................. 80 Hình 4.15 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 8m ............................ 80 Hình 4.16 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 10m ................................ 81 Hình 4.17 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 10m ....................... 81 Hình 4.17a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 10m ................ 82 Hình 4.18 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 10m .......................... 82 Hình 4.19 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 12m ................................ 83 Hình 4.20 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 12m ....................... 83 Hình 4.20a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 12m ................ 84 Hình 4.21 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 12m .......................... 84 Hình 4.22 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 14m ................................ 85 Hình 4.23 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 14m ....................... 85 Hình 4.23a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 14m ................ 86 Hình 4.24 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 14m .......................... 86 Hình 4.25 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 17m ................................ 87 Hình 4.26 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 17m ....................... 87 Hình 4.26a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 17m ................ 88 Hình 4.27 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 17m .......................... 88

MỘT SỐ KÍ HIỆU ĐƯỢC SỬ DỤNG TRONG LUẬN VĂN

Chỉ số nén;

Chỉ số nở;

Hệ số cố kết theo phương đứng;

Hệ số cố kết theo phương ngang;

Hệ số cố kết theo phương ngang hướng tâm;

Hệ số cố kết theo phương z phụ thuộc đặc tính của đất;

Đường kính ảnh hưởng của giếng cát;

Đường kính giếng cát;

Đường kính vùng bị xáo trộn;

Khoảng cách giữa các trục giếng cát; Hệ số rỗng; Hệ số rỗng ứng với thời điểm trước khi xây dựng;

va a (m2/kN) Hệ số nén; , 0a (m2/kN) Hệ số nén thể tích; c (kg/m2) Lực dính của đất; uc (kPa) Lực dính của đất nền trong điều kiện không thoát nước; cC sC vC hC rC vzC eD (m) wd (m) sd (m) L (m) e 0e ie 0

Hệ số rỗng của lớp đất thứ i ở trạng thái tự nhiên ban đầu;

(Chưa đắp nền bên trên) Hệ số rỗng khi có tải trọng ngoài;

Modul biến dạng; Chiều cao đắp nền;

Chiều dài đường thấm trong đất; Chiều dày lớp đất có giếng cát; Hệ số thấm theo phương đứng;

Hệ số thấm theo phương ngang;

Hệ số kinh nghiệm; Hệ số sức chịu tải;

Ứng suất hữu hiệu trung bình do trọng lượng bản thân gây ra;

Tải trọng giới hạn; pe E (kPa) ddh (m) h (m) H (m) vk (m/s) hk (m/s) m cN 0P (kPa) ghq (kPa)

Độ lún cố kết thấm;

Độ lún theo thời gian;

Độ lún tức thời;

cS (m) tS (m) iS (m) sS (m)

Độ lún cố kết thứ cấp – lún do từ biến;

xii

Độ lún ổn định;

Khoảng cách giữa các tim các; Sức chống cắt không thoát nước;

Độ xáo trộn; Nhân tố thời gian đối với sự thoát nước ngang trong trường hợp

S (m) S (m) uS (m) s hpT biến dạng phẳng; vT t u

Nhân tố thời gian;

(s) Thời gian; Áp lực trung bình của nước lỗ rỗng trong đất;

Áp lực lỗ rỗng dư trung bình tại thời điểm tính toán t;

Áp lực lỗ rỗng dư trung bình tại thời điểm ban đầu; Độ cố kết theo thời gian t;

Độ cố kết theo phương đứng;

Độ cố kết theo phương ngang;

Bán kính ảnh hưởng của giếng cát; Bán kính giếng; Bán kính giếng cát;

Bán kính vùng bị xáo trộn;

Độ ẩm; Giới hạn chảy;

0u tU vU hU R (m) r (m) wr (m) sr (m) W (%) LW (m) pW (m) w (kN/m3) Dung trọng của nước; dd (kN/m3) Dung trọng của khối đất đắp; 

Giới hạn dẻo;

Góc ma sát trong của đất;

aH ;

 bt (kN/m2) Ứng suất do trọng lượng bản thân các lớp đất phía trên gây ra ở độ sâu gl (kN/m2) Ứng suất do trọng tải trọng đắp gây ra ở độ sâu

(độ) (kN/m3) Dung trọng tự nhiên;

MỞ ĐẦU

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Sự phát triển của nền kinh tế nước ta những năm gần đây gắn liền với sự phát

triển nhah chóng của cơ sở hạ tầng. Vì vậy dòi hỏi cấp thiết đặt ra cho ngành xây dựng

là phải cải tiến phát triển cả về kỹ thuật lẫn công nghệ để đáp ứng chất lượng, thời gian

mà nhu cầu xã hội đặt ra.

Nước ta đang bước vào thời kỳ công nghiê ̣p hó a, hiện đa ̣i hó a các khu công nghiệp tâ ̣p trung, cơ sở ha ̣ tầng kỹ thuâ ̣t, khu đô thi ̣ mớ i… đang đươ ̣c xây dư ̣ng vớ i tố c độ ngày càng lớ n. Nền móng củ a các công trình xây dư ̣ng nhà ở , đườ ng sá, đê điều, đập chắn nướ c và mô ̣t số công trı̀nh khác trên nền đát yếu thườ ng đă ̣t ra hàng loa ̣t các vấn đề phải giải quyết như: Sứ c chi ̣u tải của đất nền thấp, độ lú n lớn và đô ̣ ổ n đi ̣nh củ a cả diện tích lớn. Việt Nam đươ ̣c biết đến là nơi có nhiều vù ng đất yếu, nhiều thành phố và thị trấn quan trọng đươ ̣c hı̀nh thành trên nền đất yếu vớ i những điều kiê ̣n rất phứ c ta ̣p củ a đất nền, dọc theo các con sông, kênh ra ̣ch…Thực tế này đò i hỏi phải hı̀nh thành và phát triển các công nghê ̣ thı́ch hợp và tiên tiến để xử lý nền đất yếu. Viê ̣c xử lý nền đất yếu là vấn đề bứ c thiết và quan tro ̣ng hàng đầu trong nghành xây dựng hiê ̣n đa ̣i.

Lún cố kết gây ra rất nhiều thiệt hại về kinh tế, gây cản trở giao thông và có thể

gây nguy hiểm tới tính mạng của người dân. Tuy nhên guyên nhân gây lún vẫn chưa

được nghiên cứu hệ thống hóa một cách đầy đủ các giải pháp bù lún, chờ lún, xử lý

phần nền của kết cấu công trình là những giải pháp gây mất thời gian, tốn kém và hiệu

quả không cao. Vì vậy vấn đề đặt ra là phải có giải pháp xử lý nhằm tăng độ ổn định

của nền đắp trên đất yếu, tăng nhanh độ lún cố kết và rút ngắn quá trình thi công, giảm

độ lún của nền trong quá trình khai thác.

Hiện nay có nhiều phương pháp để xử lý đất yếu: Phương pháp gia tải trước kết

hợp giếng cát; phương pháp gia tải trước kết hợp bấc thấm…Các phương pháp này

qua thử nghiệm đã có tác dụng tăng nhanh quá trình cố kết của nền đất yếu, tăng

nhanh quá trình lún của nền, tạo độ lún trước, rút ngắn thời gian thi công và tăng sức

chống cắt của đất từ đó làm tăng khả năng chịu tải của đất yếu.

Trong các phương pháp nêu trên thì phương pháp xử lý đất yếu bằng gia tải trước

kết hợp bấc thấm được dùng phổ biến tại Việt Nam và trên thế giới bởi nó chứa đựng

những ưu điểm.

Cố kết của sét yếu trong kỹ thuật nền móng là vấn đề rất phổ biến. Để rút ngắn

thời gian cố kết, gia tăng cường độ chống cắt trong đất có tính nén lún cao và hệ số

thấm bé, phương pháp sử dụng bấc thấm (PVD) cùng với gia tải trước mang lại lợi ích

đáng kể để cải tạo đất yếu có chiều dày lớn và độ ẩm cao. Nước trong đất thoát đến

PVD theo phương ngang sau đó thoát tự do dọc theo PVD theo phương đứng. Vì vậy,

PVD giảm được chiều dài đường thoát nước trong đất, tăng nhanh quá trình cố kết.

PVD tận dụng tính thấm trong đất sét theo phương ngang cao hơn phương đứng để

tăng độ cố kết và tăng độ ổn định của đất yếu. Ngoài ra, bấc thấm được sử dụng rộng

rãi vì thi công nhanh (tốc độ cắm khoảng 150-600 mm/s, (Rixner et al, 1986), cơ giớ

hóa cao, thân thiện với môi trường.

Tuy nhiên việc xử lý bằng phương pháp gia tải trước kết hơp bấc thấm còn một

số vấn đề tồn tại. Việc tính toán thiết kế bấc thấm bằng lời giải giả tích như vẫn đang

sử dụng hiện nay thì việc dự báo ứng xử qua thời gian là khó khăn mà mất nhiều thời

gian. Còn vấn đề mô phỏng nền đất yếu được xử lý bằng gia tỉa kết hợp bấc thấm bằng

các phần mềm chuyên dụng tại Việt Nam còn nhiều hạn chế và chưa được phổ biến

rộng rãi. Đối với nền đất yếu có bề dày lớn, việc xác định chiều sâu tắt lún, chiều sâu

cắm bấc thấm vẫn còn đang tồn tại nhiều ý kiến khác nhau. Việc xử lý bấc thấm đến

hết phạm vi gây lún có thể không kinh tế hoặc nhiều khi không thực hiện được. Nếu có

thể đưa ra một chiều sâu cắm bâc thấm hợp lý thì phải vừa giảm giá thành xây dựng

mà vẫn đảm bảo được các yếu tố kỹ thuật, thời gian, ổn định. Ngoài ra hiệu quả của

việc xử lý bấc thấm còn bị ảnh hưởng của các thông số tính toán (chiều sâu cắm bấc

thấm, khoảng cách cắm bấc thấm, chiều cao đắp tải…)

II. MỤC ĐÍCH NGHIÊN CỨU

Những vấn đề tồn tại được trình bày như trên cũng là mục đích nghiên cứu của đề

tài này. Do đó, trong đề tài này tác giả sẽ tập trung nghiên cứu những nô ̣i dung cu ̣ thể như sau:

- Phân tích ảnh hưởng khi thay đổi chiều sâu và khoảng cách cắm bấc thấm đến

tố c đô ̣ cố kết và tố c đô ̣ thoát nướ c lỗ rổ ng thẳng dư trong nền đất yếu.

- Phân tı́ch hiê ̣u quả của viê ̣c sử du ̣ng và không sử du ̣ng bấc thấm đến tố c đô ̣ cố

kết nền đất yếu.

- Tính toán với một công trı̀nh cu ̣ thể ở khu vư ̣c Thành phố Hồ Chı́ Minh hay lân

câ ̣n.

III. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

- Sử du ̣ng phương pháp phần tử hữu ha ̣n để mô phỏ ng bài toán gia tải trướ c kết

hơ ̣p bấc thấm.

- Sử du ̣ng bài toán mô phỏ ng Plaxis 2D để khảo sát khoảng cách giữa hai bấc

thấm và ảnh hưởng của chiều sâu cắm bấc thấm đến hiê ̣u quả sử du ̣ng bấc thấm.

- Sử du ̣ng bài toán mô phỏng Plaxis 2D để khảo sát tố c đô ̣ gia tải tố i đa để ổ n

đi ̣nh nền đất đắ p.

- Mô hình tính toán vâ ̣t liê ̣u theo Morh- coulomb để tı́nh lú n nền đất yếu sử du ̣ng

bấc thấm kết hợp gia tải.

IV. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIẾN

- Viê ̣c xử lý nền đất yếu bằng gia tải trướ c kết hơ ̣p cắm bấc thấm đã đươ ̣c sử dụng rộng rãi trong nước và trên thế giới. Có rất nhiều tác giả trong nướ c và trên thế giới nghiên cứ u về giải pháp gia cố nền đất yếu bằng gia tải kết hơ ̣p bấc thấm, tuy nhiên việc nghiên cứu chi tiết về hiệu quả kinh tế tố i ưu khi sử du ̣ng bấc thấm chưa

đươ ̣c quan tâm đú ng mứ c.

- Đề tài nghiên cứu này có thể tham khảo để nghiên cứ u những yếu tố khác ảnh hưở ng đến hiê ̣u quả kinh tế khi sử du ̣ng phương pháp gia tải đất đắp kết hơ ̣p cắ m bấc thấm xử lý nền đất yếu như: Chiều sâu cắm bấc thấm, tố c đô ̣ thoát nướ c cần thiết củ a bấc thấm, kỹ thuâ ̣t thi công bấc thấm….

- Thông qua đề tài nghiên cứ u này có thể gơ ̣i ra được những khía ca ̣nh chưa hơ ̣p lý trong lý thuyết tính toán cũng như trong quy trı̀nh quy phạm đang đươ ̣c sử du ̣ng tính toán thiết kế hiê ̣n nay ở Viê ̣t Nam để nghiên cứ u chỉnh sủ a cho phù hơ ̣p.

V. PHẠM VI NGHIÊN CỨU VÀ HẠN CHẾ:

- Chỉ sử dụng mô phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn với phần tử 2D

- Nghiên cứu này tập trung vào việc tìm ra được ảnh hưở ng khoảng cách giữa

hai bấc thấm đến đô ̣ cố kết củ a đất nền, tốc độ gia tải tối đa để ổn định nền đắp,

những ảnh hưởng của chiều sâu bấc thấm đến hiệu quả sử dụng bấc thấm.

- Áp dụng được cho vùng địa chất để tính toán và mô phỏng mà cụ thể là nền

nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1 – Tỉnh Hậu Giang.

- Phạm vi nghiên cứu của đề tài: Nghiên cứu về độ lún, chuyển vị ngang của đất

và mức độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư của nền đất.

TỔNG QUAN VỀ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP

GIA TẢI TRƯỚC CÓ SỬ DỤNG BẤC THẤM

CHƯƠNG 1

1.1 CÁC ĐẶC TRUNG CƠ BẢN ĐẤT YẾU MIỀN NAM VIỆT NAM

1.1.1. Khái niệm và phân loại đất yếu

1.1.1.1. Khái niệm đất yếu

Đất yếu là loại đất phải xử lý, gia cố mới có thể dùng làm nền cho móng công

trình. Các loại đất yếu thường gặp là bùn, đất loại sét (Sét, sét pha, cát pha) ở trạng

thái nhão. Những loại đất này thường có:

- Độ sệt lớn (IL>1)

100

- Hệ số rỗng lớn (e>1)

- Góc ma sát trong nhỏ ( )

- Lực dính theo kết quả cắt nhanh không thoát nươc c < 0,15daN/cm2

- Lực dính theo kết quả hiện trường cu < 0,35daN/cm2

- Sức chống mũi xuyên tĩnh qc < 0.1 Mpa

- Chỉ số xuyên tiêu chuẩn SPT là N < 5.

1.1.1.2. Phân loại đất yếu

Những kết quả nghiên cứu của các tác giả trước đây cho thấy bề mặt ở Đồng

bằng sông Cửu Long được bao phủ chủ yếu là các loại đất dính: sét, á sét, á cát trạng

thái cứng đến chảy dẻo và các loại bùn sét, bùn a sét. Ở điều kiện tự nhiên sức chịu tải

của chúng rất yếu, tùy theo từng thành phần vật chất, phương pháp và điều kiện hình

thành, vị trí trong không gian, điều kiện địa lý và khí hậu mà tồn tại các loại đất yếu

khác nhau như: đất sét mềm, cát hạt mịn, than bùn, các loại trầm tích.

1.1.2. Đặc trưng và trạng thái vật lý đất yếu miền Nam Việt Nam.

1.1.2.1. Đặc trưng vật lý:

Tầng trầm tích mới thuộc miền Nam Việt Nam là đối tượng nghiên cứu chủ yếu

về mặt địa chất công trình. Các lớp đất chính thường gặp là những loại đất sét hữu có

và sét không hữu cơ có trạng thái độ sệt khác nhau. Ngoài ra còn gặp những lớp cát,

sét bùn lẫn vỏ sò và sạn laterite. Ngay trong lớp đất sét còn gặp các vệt cát nhỏ.

Dựa vào hình trụ hố khoan trong phạn vi độ sâu 30m trở lại của những công trình

thủy lợi ở Tỉnh Long An, Tiền Giang, Hậu Giang, Cà Mau và Thành phố Hồ Chí Minh

có thể phân chia các lớp đất nền như sau:

+ Lớp đất ở trên mặt: Dày khoảng 0,5 – 1,5m, gồm những loại đất sét, hạt bụi

đến sét cát, có màu xám nhạt đến màu xám vàng. Có nơi là bùn sét hữu cơ màu xám

đen, lớp này nằm trên mực nước ngầm có nơi dưới mực nước ngầm.

+ Lớp sét hữu cơ: Nằm dưới lớp mặt là lớp sét hữu cơ có chiều dày thay đổi từ

3m – 4m vùng Long An từ 9m - 10m vùng Thạch An - Hậu Giang từ 18m – 20m, vùng

Long Phú – Hậu Giang chiều dày tăng dần về phía biển, từng có màu xám đen, xám

nhạt hoặc vàng nhạt có các đặc trưng vật lý sau:

Hàm lượng sét chiếm từ 40% đến 70%

Hàm lượng hữu cơ thường gặp là 2% đến 8%

Độ ẩm tự nhiên: W=50% - 100% có nơi W>100%

Độ ẩm giới hạn chảy: WL = 50% đến 100%

Độ ẩm giới hạn dẻo: Wp = 20% đến 70%

Chỉ số dẻo: A=20% - 60%

Hệ số rỗng: eo = 1,2 đến 3,0 có nơi >3.0

Dung trọng tự nhiên: w = 13,5 đến 16,5 (kN/m3)

Dung trọng khô: k = 6,4 đến 9,5 (kN/m3)

+ Lớp sét cát lẫn ít sạn, mảnh vụn laterite và vỏ sò hoặc lớp cát: Lớp này dày

khoảng 3.0m – 5.0m, thường nằm chuyển tiếp giữa các lớp sét hữu cơ vơi lớp sét

không hữu cơ có đặc trưng vật lý như sau:

Độ ẩm tự nhiên: W= 32% - 35%

Dung trọng tự nhiên: w = 16,9 đến 17,5 (kN/m3)

= 290 đến 300

Góc ma sát trong:

+ Lớp sét không lẫn hữu cơ: Lớp đất sét này khá dày xuất hiện ở những độ sâu

khác nhau. Lớp đất ở trạng thái dẻo mền, dẻo chảy. Đất chưa được nén chặt, hệ số

rỗng lớn, dung trọng nhỏ, sức chống cắt thấp, có màu xám vàng hoặc vàng nhạt các

chỉ tiêu vật lý của nó thay đổi trong phạm vi sau:

Độ ẩm tự nhiên: W=25% đến 55%

Độ ẩm giới hạn chảy: WL = 40% đến 65%

Độ ẩm giới hạn dẻo: Wp = 20% đến 30%

Chỉ số dẻo: A=17% - 45%

Hệ số rỗng: eo = 0,7 đến 1,5

Dung trọng tự nhiên: w = 16,5 đến 19,5 (kN/m3)

Dung trọng khô: k = 6,4 đến 9,5 (kN/m3)

1.1.2.2. Trạng thái vật lý:

Trong đất rời, theo [2] trạng thái của đất cát tự nhiên được phân thành chặt, chặt

vừa và xốp như bảng 1.1 sau:

)

e m



Bảng 1.1. Phân loại độ chặt của đất cát theo hệ số rỗng e

(

)

( e m

 ax e  min

Độ chặt Id Loại đất

0, 55

0.55

0, 7

e 

e 

e 

Chặt Chặt vừa Xốp

0, 6

0.6

0, 75

e 

e 

e 

Cát sạn, cát tơi và cát vừa

0, 6

0.6

0,8

0, 8

e 

e 

e 

Cát nhỏ

Cát mịn

Trạng thái vật lý của đất dính:

+ Tùy thuộc vào lượng nước trong lỗ rỗng của các hạt sét mà đất có thể ở trạng

thái chảy, dẻo, nửa cứng hoặc cứng. Độ ẩm tương ứng giữa các trạng thái của đất gọi

là độ ẩm giới hạn (các giới hạn Atterberg): giới hạn chảy WL, giới hạn dẻo Wp (còn

gọi giới hạn lăn). Để đánh giá tính dẻo của đất người ta dùng chỉ số dẻo Ip

IP= WL- WP

+ Theo [2], chỉ số dẻo IP được dùng làm chỉ tiêu phân loại đất dính; dùng độ nhão

IL làm chỉ tiêu đánh giá trạng thái của đất dính theo bảng 1.2 và 1.3

Bảng 1.2. Phân loại đất dính theo IP

Tên đất Chỉ số dẻo IP

 7

PI

A cát



PI

A sét

PI 

Sét

Bảng 1.3. Đánh giá trạng thái đất dính theo độ nhão IL

Trạng thái đất Độ nhão IL

A cát

LI  0

Rắn

 1LI

Dẻo

LI  1

Chảy

A sét và Sét

LI  0

Rắn

0, 25



LI

Nửa rắn

0, 25

0,5



LI

Dẻo cứng

0,5

0,75



LI

Dẻo mềm

0, 75

 1LI

Dẻo chảy

LI  1

Chảy

1.1.3. Đặc điểm cơ lý của đất yếu:

Đất miền Nam Việt Nam được phân chia thành 7 lớp đất (6 lớp thuộc Haloxen và

1 lớp thuộc trầm tích Pleistoxen muộn), trong đó có 3 dạng bùn mền đất yếu.

+ Lớp 1: Sét màu nâu, có chổ xám vàng, CL,CH.

+ Lớp 2: Bùn sét (hoặc bùn á sét chứa hữu cơ) màu đen, xám nhạt hoặc vàng

nhạt MH (OH).

+ Lớp 3: Bùn á sét (hoặc bùn á sét chứa hữu cơ) màu đen, xám nhạt hoặc vàng

nhạt ML (OL).

+ Lớp 4: Bùn á cát (hoặc bùn á cát chứa hữu cơ) màu đen, xám nhạt CL (ML).

+ Lớp 5: Đất sét chặt màu loang lổ đỏ vàng, có chổ màu vàng trắng CL.

+ Lớp 6: Á cát xám xám SP.

+ Lớp 7: Cát hạt bụi màu xám sậm, xám tối có khi vàng nhạt SW.

1.2. TỔNG QUAN VỀ PHƯƠNG PHÁP GIA TẢI TRƯỚC CÓ SỬ DỤNG BẤC

THẤM.

1.2.1. Giới thiệu.

Lún cố kết gây ra nhiều vấn đề đối với nền móng công trình, hệ số thấm của sét

yếu rất nhỏ cho nên độ lún cố kết chỉ kết thúc sau một thời gian khá lâu. Để rút ngăn

thời gian cố kết người ta dùng kỹ thuật bấc thấm kết hợp với phương pháp gia tải

trước, dưới tác dụng của tải trọng gia tải, gradient thủy lực của nước trong lỗ rỗng gia

tăng làm cho nước theo phương ngang vào bấc thám và sau đó di chuyển tự do một

cách nhanh chóng theo bấc thấm lên trên bề mặt. Như vậy dùng bấc thâm sẽ rút ngắn

chiều dài đường thấm nên thời gian cố kết cũng rút ngăn một cách đáng kể. Hơn nữa

hệ số thấm theo phương ngang lớn hơn hệ số thấm theo phương đứng vì vậy thời gian

cố kết sẽ rất nhanh.

1.2.2. Nguyên lý tổng quát của phương pháp gia tải đất đắp

Tiến hành chất tải phân bố đều trên bề mặt của nền đất trước khi thi công công

trình. Việc gia tải sẽ ảnh hưởng đến các yếu tố sau:

- Độ lún cố kết sơ cấp

- Độ lún cố kết thứ cấp

- Sức chống cắt khuôn thoát nước của đất.

Kỹ thuật gia tải trước có hai dạng

- Chất tải trước với tải trọng lớn hơn tải trọng công trình

- Chất tải trước theo từng cấp tải trọng

Trường hợp chất tải trước với gia tải lớn hơn tải trọng công trình thì gia tải sẽ

được dỡ đi khi độ lún còn lại của nền dưới tải trọng của công trình bằng không hoặc

không đáng kể. Ở công trường, hình thức gia tải có thể có nhiều dạng có thể chính là

tải trọng của đất đắp hoặc của bồn chứa.

Trường hợp chất tải nhiều đợt thì theo thời gian nền sẽ cố kết và sức chống cắt

gia tăng để chịu được cấp tải trọng lớn hơn sau đó, trong khi đó nếu chất tải một lần thì

nền sẽ bị phá hoại

Tải trọng dùng để gia tải trước có 3 dạng

- Đất đắp (Phương pháp truyền thống)

- Bể chứa nước

- Hút chân không

1.2.3. Ưu nhược điểm của phương pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm.

1.2.3.1 Ưu điểm:

- Tốc độ thi công bấc thấm rất nhanh, mỗi máy có thể cắm bấc thấm 5000m/ngày

và số cọc bấc thấm cắm được trong 1 giờ trung bình là 300 cái.

- Trong quá trình lắp đặt bấc thấm sẽ không xẩy ra hiện tượng đứt bấc thấm như

đối với giếng cát;

- Trong quá trình cố kết, bấc thấm đặt trong nền đất yếu sẽ không xẩy ra hiện

tượng bị cắt trượt do lún cố kết gây ra.

- Bấc thấm có khả năng thấm nước cao, hệ số trung bình đạt từ 30 x 10-6 đến

9x10-6 m3/s

- Khi thi công bấc thấm phạm vi gây nên sự vấy bẩn và phá hoại kết cấu nền nhỏ

hơn so với thi công cọc cát, giếng cát, hay là cọc đất gia cố xi măng.

- Không yêu cầu nước khi thi công

- Chiều sâu cắm bấc thấm có thể rất sâu, có khi đạt đến 40m

- Dễ dàng kiểm tra chất lượng

- Thoát nước tốt trong các điều kiện khác nhau. Không bị ảnh hưởng bởi nhiều

điều kiện khác.

- Bấc thấm là sản phẩm được chế tạo trong nhà máy công nghệ và chất lượng ổn

định.

1.2.3.2 Nhược điểm

- Mất nhiều thời gian để đạt đến độ cố kết yêu cầu và có ít có dự án nào có thể

chờ đợi trong thời gian dài

- Biến dạng của bấc thấm, vùng xáo trộn,…gây ảnh hưởng đến chất lượng thi

công của phương pháp gia tải trước kết hợp bấc thấm.

1.3. TỔNG QUAN VỀ BẤC THẤM

1.3.1. Lịch sử phát triển:

Bấc thấm đầu tiên được làm bằng giấy các-tông tại Thụy Điển và được biết đến

như bấc thấm các-tông, nhưng loại bấc thấm này nhanh chóng bị hư hại do áp lực đất

và hệ số thấm của nó thấp. Vào năm 1972, Oleg Wager – cộng sự của Kjellman giới

thiệu một loại bấc thấm mới có lõi bằng nhựa tổng hợp bao quanh bởi giấy thấm gọi là

Geodrain. Geodrain sau đó được sử dụng rộng rãi, đặc biệt là ở Châu Âu và Nhật Bản.

Sau đó một thời gian có một loại bấc thấm khác có tên là Alidrain được sử dụng ở Mỹ

vào giữa cuối thập kỷ &0 và ngày càng phát triển. Các nghiên cứu về giải pháp xử lý

đất yếu bấc thấm cho các công trình đường cao tốc ở Bangkok Thái Lan, Đường cao

tốc ở Malaysia, sân bay Changi Singapore, sân bay Kobe của Nhật…Cho thấy sử dụng

phương pháp này rất hiệu quả

Ở Việt Nam bấc thấm được sử dụng vào thập niên 90, hiện nay được áp dụng

rộng rãi để xử lý nền đất yếu cho các vùng đất yếu của Việt Nam đó là vùng đồng

bằng châu thổ Sông Hồng, các khu vực ven biển và khu vực Đồng bằng sông Cửu

Long. Các dự án sử dụng xử lý đất nền bằng phương pháp bấc thấm đang được triển

khai như cao tốc Cầu giẽ - Ninh Bình, cao tốc Sài Gòn – Long Thành – Dầu Giây,

Nhiệt Điện Long Phú Sóc Trăng, Nhiệt điện Duyên Hải Trà Vinh….

Bảng 1.4. Một số loại bấc thấm đã được sử dụng ( Bo et al. 2003)

Hình 1.1. Các loại bấc thấm.

Hình 1.2. Thi công bấc thấm

1.3.2. Tác dụng.

Dưới tác dụng gia tải, áp lực nước lỗ rỗng của đất tăng cao tạo chênh lệch cột áp

(i- gradient thủy lực) nước sẽ chảy từ nơi có áp lực cao đến nơi có áp lực thấp. Do đó,

nước trong đất sẽ thoát đến PVD theo phương ngang (cự ly PVD thường từ 1,2 – 3,5

theo[6]) nhỏ hơn rất nhiều so với chiều dày của lớp đất yếu (thường >10m). Sau đó

nước thoát tự do dọc theo PVD theo phương đứng đến đệm cát dưới nền đường và

thoát ra ngoài, tăng nhanh quá trình thoát nước trong các lỗ rỗng của đất yếu, làm giãm

độ rỗng, độ ẩm, tăng dung trọng. Kết quả là làm tăng nhanh quá trình cố kết của nền

đất yếu, tăng sức chịu tải và làm cho nền đất đạt đến độ lún quy định trong thời gian

cho phép. Ngoài ra, bấc thấm còn mang lại nhiều ưu điểm như bảo vệ môi trường, thi

công nhanh, giá vật liệu rẻ và nguồn cung cấp vật liệu ổn định. Do bấc thấm được sản

xuất từ vật liệu tổng hợp nên ổn định về chất lượng, không có tác dộng xấu đến môi

trường khi thi công xong và giá rẻ hơn so với các vật liệu khác như thi công giếng cát.

Thiết bị thi công đơn giản và thi công tốc độ rất nhanh (150 – 600mm/s, [9]).

1.3.3. Nhược điểm.

Vùng xáo trộn, một trong những nguyên nhân cơ bản, làm ảnh hưởng đến tốc độ

cố kết của đất. Bấc thấm cắm vào đất bởi kiếm cắm (mandrel) hình thành vùng xáo

trộn xung quanh bấc thấm. Mức độ xáo trộn tùy thuộc vào loại đất, độ nhạy, và cấu

trúc vĩ mô của nó. Hai thông số quan trọng mô tả vùng xáo trộn là kích thước vùng

xáo trộn ds và hệ số thấm của nó ks

s= ds/dw: hệ số xáo trộn, được báo cáo từ 1,5 đên 5 căn cứ trên nghiên cứu lý

thuyết, thí nghiệm trong phòng và nghiên cứu tính toán ngược từ thí nghiệm hiện

= kh/ks: tỉ số thấm vùng xáo trộn, cũng được báo cáo với thay đổi lớn từ 1,0 đến

trường [3];

11,1[3].

Căn cứ vào [3] thì Holtz và Holm (1972) và Akagi (1977) đường kính vùng xáo

trộn ds=2dm, trong đó dm: đường kính kiếm cắm. Jamiolkowski et al. (1981) cho rằng

ds = (2,5 – 3)dm. Hansbo (1997,1981) cho rằng ds = (1,5 – 3)dw. Theo nghiên cứu

thiw nghiệm và phân tích ngược kết quả của Bergado et al. (1991) ds = 2dw. Nghiên

cứu của Indraratna và Redana (1998) cho kết quả ds = (3 – 4)dw. Theo kết quả của

Barron (1948), Hansbo (1981), Hird et al. (1992), Oncue (1991) thì hệ số thấm vùng

xáo trộn, ks=kh/3, Xiao(2000) cho rằng ks=kh/1,3 (theo nguồn từ Indraratna & Chu

2005).

Khả năng thoát nước của bấc thấm là thông số quan trọng nhất quyết định khả

năng làm việc của bấc thấm. Theo [6] khả năng của bấc thấm phụ thuộc vào những

biến dạng của bấc thấm trong quá trình làm việc. Lỏi của bấc thấm được làm từ nhựa

cứng khi đất cố kết làm cho lỏi bấc thấm bị uốn cong hoặc gấp khúc có thể gây giảm

khả năng thoát nước 1 phần hoặc toàn bộ[3].

Khả năng thoát nước của bấc thấm phụ thuộc vào độ cứng của bấc thấm, tùy từng

loại bấc thấm mà khả năng thoát nước khác nhau [9]. Chiều sâu cắm bấc thấm càng

lớn thì khả năng thoát nước giảm theo nghiên cứu của Jamiolkowski et al. (1983). Sự

tích đọng bùn sét quanh bấc thấm ảnh hưởng đến hiệu quả sử dụng bấc thấm, kết quả

nghiên cứu của Vreeken et al. (1983) đã đưa ra kết luận: Sự tích đọng lớp sét quanh

bấc thấm, sự tồn tại bọt khí ở dòng chảy trong bấc thấm. Áp lực ngang, hình thành do

gia tải thẳng đứng, ảnh hưởng đến lớn đến khả năng thoát nước của PVD do hai nhân

tố chính là giảm tiết diện ngang thoát nước và biến dạng từ biến. Có nhiều nghiên cứu

về ảnh hưởng áp lực ngang đến khả năng thoát nước và thống nhất kết luận rằng khả

năng thoát nước của PVD giảm khi áp lực ngang tăng theo [3].

Hình 1.3 Hệ thống cẩu (Rig system) tại hiện trường

Hình 1.4. Thi công bấc thấm dùng hệ thống cẩu (Rig system) ở hiện trường.

Khoảng cách và cách bố trí của bấc thấm ảnh hưởng đến khả năng làm việc của

bấc thấm. Khi thiết kế bấc thấm phải chọn khoảng cách giữa hai bấc thấm sao cho khả

năng thoát nước là tối ưu nhất, có nghĩa là lưu lượng nước trong đất chảy về bấc thấm

là nhiều nhất. Theo [6] khoảng cách giữa hai bấc thấm s tiêu biểu từ 1,2 đến 3,5m. Bố

trí bấc thấm theo lưới tam giác cân tạo ra vùng ảnh hưởng thoát nước,De = 1,05.S, nhỏ

hơn bố trí lưới hình vuông De = 1,13.S do vậy bố trí theo lưới tam giác cân sẽ tạo ra

cự ly thoát ngắn hơn. Tuy nhiên thi công theo lưới tam giác cân sẽ khó hơn là lưới

hình vuông.

1.3.4. Phương pháp thi công.

Bấc thấm thường được thi công bằng hệ thống cẩu (Rig system) mang kiếm cắm

(mandrel) (hình 1.3) có tiết diện rỗng đa dạng như hình chữ nhật, hình vuông, hình

tròn hay hình thoi bằng thép (Hình 1.5).

Kiếm cắm mang bấc thấm bên trong và được hệ thống cẩu cắm vào đất bằng hệ

thống thủy lực (tĩnh) hay rung (động). Kết quả nghiên cứu của Hansbo (1981) cho thấy

cả hai hệ thống tĩnh và động koong ảnh hưởng đáng kể đến tốc độ cố kết mặc dù áp

lực nước lỗ rỗng của jai trường hợp trên xuất hiện khác biệt trong quá trình thi công.

Kiếm cắm phải đủ cường độ để đảm bảo độ chính xác trong quá trình cắm bấc thấm

đến độ sâu cần thiết và đủ nhỏ để giảm độ xáo trộn tự nhiên xung quang PVD. Theo

[8], kiếm cắm dạng hình thoi giảm thiểu độ xáo trộn trong quá trình thi công.

Hình 1.5. Một số loại tiết diện kiếm cắm (Mandrel) [8]

Một số đặc trưng của kiếm cắm được thể hiện trong bảng 1.5

Bả ng 1.5 Kı́ch thướ c củ a mô ̣t số kiếm cắ m dù ng trong thi công

Kích thước ngoài Hình dạng Tài liệu tham khảo Đường kính Dài(mm) Rộng(mm) Quy đổi(mm)

Chữ nhật 150 45

Chữ nhật Chữ nhật Thoi Thoi Chữ nhật Chữ nhật Thoi Thoi 120 140 130 175 136 150 150 162 60 80 60 90 76 60 115 102 97,5 96 100 90 110 95 132,5 106 105 132,5 132 Begardo et al. 1990, 1996 Torstensson 1984, Hansbo 2004 Hansbo 1997,2004 Bo et al. 2000 Bo et al. 2003 Bo et al. 2003 Bo et al. 2003 Bo et al. 2003 Bo et al. 2003 Bo et al. 2003 Bo et al. 2003

Quá trình thi công bấc thấm được thực hiện như sau (Hình 1.6)

Định vị tất cả các điểm sẽ cắm bấc thấm bằng máy đo đạc thông thường theo

hàng dọc và hàng ngang theo đúng thiết kế, đánh dấu vị trí định vị. Đưa máy cắm bấc

thấm vào vị trí theo đúng hành trình đã vạch trước. Xác định vách xuất phát trên trục

tâm để tính chiều dài bấc thấm để cắm được vào đất, kiểm tra độ thẳng đứng bằng dây

dọi hoặc bằng thiết bị con lắc đặt trên giá máy ép.

Lắp bấc thấm vào trục tâm và điều khiển máy đưa đầu trục tâm đến vị trí cắm bấc

thấm. Găn đầu neo vào đầu bấc thấm với chiều dài bấc thấm được gấp lại tối thiểu

0,3m và được ghim bằng ghim thép.

Cắm trục tâm đã được lắp bấc thấm đến độ sâu thiết kế với tốc độ đều trong

phạm vi 0,2 – 0,6 m/giây. Sau khi cắm bấc thấm xong kéo trục tâm lên (lúc này đầu

neo giữ bấc thấm lại trong lòng đất).Khi trục tâm đã được kéo lên hết, dùng kéo cắt

đứt bấc thấm sao cho còn lại 0,2m đầu bấc thấm nhô lên trên lớp đệm cát và quá trình

lại bắt đầu với vị trí cắm bấc thấm tiếp theo.

Hình 1.6. Quy trình thi công bấc thấm.

Bấc thấm được cắt ở cao trình mặt đất. Chú ý rằng chiều dài của bấc thấm trên

mặt đất được neo vào đệm cát. Tốc độ thi công của hệ thống cẩu trung bình khoảng

150 – 600mm/s [9].

1.4. CÁC ĐẶC TRƯNG CỦA PVD

Để tìm giải pháp cấu tạo hợp lý cho bấc thấm trong điều kiện địa chất của Việt

1.4.1. Một số yêu cầu đối với bấc thấm.

Nam thì cần phải thí nghiệm trong phòng và hiện trường với các loại bấc thấm khác

nhau. Trên cơ sở đó rút ra được các loại bấc thấm và giải pháp cấu tạo hợp lý trong

điều kiện địa chất Việt Nam. Trên cơ sở kinh nhiệm của các tác giả nước ngoài và

thông số của của một số loại bấc thấm thì về nguyên tắc các chỉ tiêu: đường kính

tương đương dw, khả năng chuyển nước qw, tính thấm của bộ lọc, cường độ phải thỏa

mãn một số yêu cầu nhất định. Dựa trên cá tiêu chuẩn này ta sẻ lựa chọn các loại bấc

thấm thích hợp nhất. Đồng thời dựa vào lý thuyết về cố kết về cố kết để xác định được

khoảng cách hợp lý giữa lý giữa các bấc thấm.

1.4.2. Tiêu chuẩn đối với bộ lọc

Bộ lọc phải ngăn chặn sự tắc nghẽn gây ra bởi các hạt đất nhưng phải đảm bảo

khả năng thấm tốt. Bộ lọc vải địa cơ phải đạt yêu cầu cơ bản của tiêu chuẩn thấm là có

độ thấm cao hơn đất kề nó.

Hiện nay các nhà sản xuất bấc thấm do cạnh tranh nhau để giảm giá thành sản

phẩm, họ thường sản xuất bấc thấm có bộ lọc tương đối nhẹ bằng cách cán tráng bộ

phận lọc (Nấu chảy sợi của bộ phận lọc ở đường kính nhỏ vây quanh bề mặt bộ lọc) để

đạt tiêu chuẩn O95 kết quả của quá trình này làm giảm tính thấm bề mặt của bộ phận

lọc, vì vậy yêu cầu với bộ phận lọc phải đảm bảo Kvỏ bọc ≥ (3-10) Kđất kề nó >

15.10-3m/s.

1.4.3. Kích thước lỗ rỗng của bộ lọc.

Theo phân tích trên bộ lọc bằng vỉa địa cơ phỉa có kích thước lỗ lọc lớn hơn

nhưng vẫn phỉa chắn giữ được đất, tức là các hạt đất mang bởi dòng chảy không làm

ghẹt bộ lọc hay là bị tích tụ lại ở các rãnh thiết bị thoát nước. Để đánh giá chính xác

khả năng chắn giữ đất của bộ lọc cần căn cứ vào các yếu tố: Lực điện hóa của vải địa

cơ, tính chất hóa học của hợp chất cấu trúc sợi, thành phần của đất. Tuy nhiên do việc

xác định các yếu tố này rất phức tạp, không thể làm được. Vì vậy dựa vào các kết quả

thực tế các tác giả đã đưa ra các số liệu theo kinh nghiệm:

O95/D50 < 1,7 – 3 ( Schober và Teindl, 1979)

O95/D85 < 2,0 – 3 ( Calhoun, 1972)

O95/D85 < 1,3 – 1,8 ( Chen và Chen, 1986)

O95/D50 < 10 – 12 ( Chen và Chen, 1986)

O95/D90 < 2,0 ( Tiêu chuẩn NEM 5168 – Hà Lan)

Trong đó:

O95,O90,O50 là đường kính lỗ bộ lọc có diện tích chiếm 95%, 90%,50% diện tích

toàn bộ lọc.

D90,D85,D50 là đường kính hạt đất ứng với hàm lượng tích lũy 90%, 85%,50% .

Thông thường dùng O95 vì có thể đo được chính xác bằng phương pháp thủy

ngân (Chen và Chen, 1986) còn để xác định O95 phỉa dùng phương pháp sàng khô với

những hạt thủy tinh theo AMTS D4751. Phương pháp này không chính xác, cùng với

một số loại vải lọc thì giá trị O95 xác định theo phương pháp sàng ướt ≤ 50% so với

sàng khô. Mặt khác các kiểu nghiên cứu ASTM chỉ cho phép đo đến cỡ 75µm vì dưới

tác dụng của tịnh điện trên các hạt thủy tinh sẽ dẫn đến các kết quả khác nhau khá lớn.

Kamer (1983) phát hiện là các hạt sét nhỏ được kết tập lại có đường kính trung

bình từ 50÷60µm. Do đó kích thước lỗ rỗng trung bình của bộ phận lọc ≤ 50µm thì bộ

phận lọc không bị tắc (đối với đất sét yếu như bùn thì O95 < 80µm). Như vậy muốn

lựa chọn loại bấc thấm thích hợp phải căn cứ vào các phân tích ở trên và hiệu quả của

một số loại bấc thấm đã được sủ dụng trên thế giới cũng như ở Việt Nam, kiến nghị:

O95/D85 < 2, O90 < 80µm.

1.4.4. Tiêu chuẩn về độ bền bấc thấm.

Trong khi lắp đặt bấc thấm có thể xuất hiện các lực kéo trong bấc thấm (khi lõi

ấn di chuyển từ lớp đất cứng sang lớp đất mềm hơn). Vì vậy lõi và bộ phận lọc phải

đảm bảo không bị vỡ khi chịu ứng suất trong quá trình vận chuyển và lắp đặt. Đồng

thời trong quá trình cố kết vải lọc không bị dính chặt vào các rãnh dẫn nước tức là lõi

phải trượt tự do trong vải lọc nhằm làm giảm nguy cơ bị kẹt đất. Để đảm bảo các yêu

cầu đó theo [1] trong gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm thoát nước, thì bấc thấm phải

đạt các chỉ tiêu cơ lý sau:

- Cường độ chịu kéo (cặp hết chiều rộng bấc thấm) >1.6kN;

- Độ giãn dài (cặp hết chiều rộng bấc thấm) >20%;

- Khả năng thoát nước dưới áp lực 10kN/m2, gardien thủy lực i = 0.5 là (80 –

140)x10-6 (m3/sec);

- Khả năng thoát nước dưới áp lực 400kN/m2, gardien thủy lực i = 0,5 là ( 60 -

1.5. CẤU TẠO HỆ BẤC THẤM

80)x10-6 (m3/sec);

Nền đất có cắm bấc thấm dưới tác dụng của tải trọng sẽ cố kết theo sơ đồ bài

toán đối xứng trục. Áp lực nước lỗ rỗng và độ cố kết U biến đổi theo thời gian t tùy

thuộc vào khoảng cách bấc thấm S và các tính chất cơ lý của đất

Tính toán bấc thấm phải xuất phát từ yêu cầu đối với độ cố kết đạt được hoặc độ

lún dự báo còn lại trước khi xây dựng.

Tính toán bấc thấm theo nguyên tắc thử dần với các cự ly bấc thấm khác nhau.

Để không làm xáo trộn đất quá lớn khoảng cách giữa các bấc thấm theo quy định tối

thiểu 1,3m. Để đảm bảo hiệu quả làm việc của mạng lưới bấc thấm, khoảng cách lớn

nhất giữa các bấc thấm không quá 2,2m [4]. Theo [6] khoảng cách tiêu bản từ 1,2m

đến 3,5.

Xác định chiều sâu cắm bấc thấm: chiều dài cắm bấc thấm phải bố trí hết chiều

sâu nén cự hạn, dưới tải trọng công trình hoặc bề dày lớp đát yếu. Phhair căn cứ vào

việc phân tích biểu đồ phân bố áp lực tiền cố kết và áp lực có hiệu trong các lớp đất

yếu theo chiều sâu để sao cho bấc thấm đạt hiệu quả.

1) Phần đắp gia tải nén trước 5) Nền đất yếu

2) Nền đắp 6) Vải địa kỹ thuật

3) Đệm cát 7) Mốc đo lún

4) Bấc thấm 8) Thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng

Hình 1.7. Cấu tạo xử lý nền bằng bấc thấm kết hợp gia tải

1.6. CẤU TẠO TẦNG ĐỆM CÁT THOÁT NƯỚC VÀ CHỊU LỰC.

1.6.1. Vai trò của tầng đệm cát thoát nước:

Tầng đệm cát được bố trí giữa đất yếu và nền đắp để tăng nhanh khả năng thoát

nước cố kết từ phía dưới đất yếu qua bấc thấm lên mặt đất tự nhiên và được dẫn ra

khỏi phạm vi nền đường dưới tác dụng của tải trọng nền đắp.

Tầng đệm cát tạo mặt bằng cho xe cơ giới đi lại phục vụ cho việc thi công và

chịu lực cho lớp đất yếu trên mặt nền có sức chịu tải nhỏ, mà phải chịu các ứng suất

của xe cơ giới thi công lớn hơn rất nhiều so với khả năng chịu tải của đất yếu.

Tầng đệm cát cũng là một bộ phận của nền công trình nên nó cũng tham gia chịu

tải trong quá trình khai thác công trình. Vì vậy chất lượng tầng đệm cát không cao thì

có thể làm giảm hiệu quả của việc gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm.

1.6.2. Yêu cầu chiều dày tầng đệm cát.

Để đảm bảo thoát nước tốt từ nền đất yếu qua bấc thấm lên trên thì tầng đệm cát

phải có đủ chiều dày cần thiết, mặt khác do đệm cát thường có hệ số thấm lớn

(k >8.64 m/ngày) và tải trọng gia tải lại tạo ra gradien lớn nên vận tốc nước chảy

trong đệm cát lớn. Theo [1] thì tầng đệm cát có chiều dày tối thiểu là 50cm và phải lớn

hơn độ lún dự báo (0,2m đến 0,4m).

Nếu xét đến sự xâm thực của đất bùn vào đệm cát sẽ làm giảm chiều dày thoát

nước của đệm cát. Tuy nhiên việc chọn chiều dày đệm cát theo cách thức trên chưa

tính đến trường hợp đất nền là nền đất yếu bỏa hòa nước có chỉ số CBR nhỏ thì sự xâm

nhập của các hạt mịn (đất bùn) vòa đệm cát rất lớn do đó sẽ làm giảm chiều dày đệm

cát đi rất nhiều thậm chí làm mất hẳn chiều dày tầng đẹm cát.

Theo kết quả nghiên cứu của hãng Polyfelt cung cấp thì khi đất nền có trị số

CBR < 0,5m thì lượng vật liệu mất đi có thể lên đến 100%. Đồng thời theo quy trình

công nghệ thi công bấc thấm phía trên tầng đệm cát phải có lớp phủ dày 0.2cm.

1.6.3. Yêu cầu đối với vật liệu làm tầng đệm cát.

Xuất phát từ yêu cầu đối với tầng đệm cát: thoát nước và chịu lực tốt, đồng thời

giảm thiểu được hạt mịn từ nền đất yếu chui vào tầng đệm cát, phù hợp độ chặt yêu

cầu trong kết cấu nền đắp. Theo quy định [1] thì cát để làm tầng đệm cát phải là cát

thô hoặc trung, đạt yêu cầu sau:

+ Tỉ lệ cỡ hạt lơn hơn 0,5mm phải chiếm trên 50%,

+ Tỉ lệ cỡ hạt nhỏ hơn 0,14mm không quá 10%,

+ Hàm lượng hữu cơ không quá 5%.

1.7. ẢNH HƯỞNG BIẾN DẠNG CỦA BẤC THẤM ĐẾN MỨC ĐỘ CỐ KẾT

CỦA .

Những biến dạng của bấc thấm như: gấp nếp, uốn cong, sự cong vênh, xoắn, hay

gấp mép do quá trình đất nền lún cố kết lớn sẽ giảm đáng kể khả năng thoát nước của

bấc thấm [3]. Mức độ và đặc trưng biến dạng của bấc thấm là phụ thuộc vào sức chống

biến dạng của bấc thấm, loại bấc thấm, tính nén lún của đất và tải trọng đứng lên nền

đất. Mặc dù đã có nhiều nghiên cứu về biến dạng của bấc thấm, nhưng ảnh hưởng của

biến dạng lên khả năng thoát nước của bấc thấm vẫn chưa được xác định rõ ràng [3].

Có hai phương pháp được sử dụng rộng rãi để nghiên cứu ảnh hưởng biến dạng

của bấc thấm lên khả năng thoát nước của nó. Phương pháp thứ nhất là biến dạng nhân

tạo của bấc thấm được gấp nếp sẵn với hình thù mong muốn và thí nghiệm khả năng

thoát nước của nó bằng cách đặt vào đất hay màng ngăn áp lực ngang. Phương pháp

thứ hai là bấc thấm được để biến dạng tự nhiên khi đất lún cố kết và khả năng thoát

nước được do khi bấc thấm biến dạng đặt trong đất.

Khả năng thoát nước của bấc thấm biến dạng nhân tạo khác nhau tùy thuộc vào

loại bấc thấm và hình dạng của biến dạng. Lawerence và Koerner (1988) nghiên cứu

khả năng thoát nước của một số loại bấc thấm với độ dốc thuỷ lực i=1.0 với biến dạng

xoắn thì khả năng thoát nước của bấc thấm giảm từ 9% đến 72% với góc xoắn là 900.

Holtz et al. (1989) cho rằng khả năng thoát nước của bấc thấm với độ dốc thủy lực i=

1.0 và biến dạng hình sin giảm 20%. Chang et al. (2004) sử dụng thiết bị thí nghiệm

nén ba trục để đo khả năng thoát nước của PVD với biến dạng chữ U hay V với áp tối

đa 294 kPa, khả năng thoát nước của 6 mẫu PVD được thí nghiệm với độ dốc thủy lực

là: i= 0.46, i=0.87, i=1.31, i=1.74 thay đổi từ 20% đến 92%. Cline và Burns (2003) sử

dụng các thiết bị đơn giản để tạo góc biến dạng thấm 900, với i=1.0, khả năng thoát

nước của bấc thấm thay đổi từ 17% đến 34%.

Với bấc thấm biến dạng tự nhiên thì những ảnh hưởng của nó đến khả năng thoát

nước vẫn khác nhau, mặc dù số lượng các nhà nghiên cứu cho rằng khả năng thoát

nước giãm đáng kể khi biến dạng đứng lớn hơn 15%, Sasaki (1981) và Hansbo (1983)

ghi nhận sự cong vênh của bấc thấm ứng với biến dạng đứng của PVD là 15% thông

qua thí nghiệm trong phòng thì không ảnh hưởng đến khả năng thoát nước của bấc

thấm. Muira et al (1998) ghi nhận độ cong vênh của bấc thấm không ảnh hưởng đến

khả năng thoát nước khi biến dạng đứng lên đến 20%. Ngược lại với những nghiên

cứu trên, Kremer et al (1982), Kremer (1983) và Ostven (1984) cho rằng độ cong vênh

của bấc thấm do biến dạng đứng làm giảm đáng kể khả năng thoát nước. Kremer

(1983) cho rằng những PVD có độ cong vênh lớn có thể mất luôn khả năng thoát

nước.

Việc giảm đáng kể khả năng thoát nước do biến dạng cố kết đứng vượt quá 15%

được ghi nhận nhiều. Ali (1991) sử dụng khối đất cố kết mẫu Kaolinite (d=0.5m) với

chiều cao 0,5 m để tìm khả năng thoát nước của bấc thấm biến dạng tưng tự nhiên do

lún cố kết. Sau đó ông này thấy rằng khả năng thoát nước của các bấc thấm đó với

i=0,5 dưới áp lực đứng lag 120kPa thực chất giảm từ 47% đến 99%, ứng với độ cứng

khác nhau của PVD. Màng chắn của PVD càng cứng, thì khả năng thoát nước của nó

càng cao. Aboshi (2001) sử dụng phân nửa mẫu đất cố kết có đường kính trong là

0,3m, với PVD đặt ở giữa mẫu đất để thí nghiệm mẫu đất không phá hoại. Kết quả thu

được là sự cong vênh hay biến dạng xoắn của PVD làm mất hoàn toàn khả năng thoát

nước của bấc thấm. Kim et al. (2003) sử dụng mẫu đất có đường kính 0,5m với

gradient thủy lực i = 0,6 thì khả năng thoát nước của PVD giảm 89% so với lưu lượng

ban đầu của bấc thấm khi chịu tải thẳng đứng là 245 kPa, nhưng ông không ghi nhận là

mẫu đất bị biến dạng bao nhiêu phần trăm. Chu et al. (2006) sử dụng mẫu đất cố kết có

đường kính là 495mm, PVD được dặt trong mẫu đất chịu áp lực đứng 110 kPa, khả

năng thoát nước của PVD giảm đến 84% khi mẫu đất biến dạng đứng là 46% khi kết

thúc quá trình cố kết với i=0,5. Mẫu PVD của Chu và cộng sự bị cong hoàn toàn

nhưng không bị xoắn khi kết thúc thí nghiệm. Chu và cộng sự đã kết luận rằng với

biến dạng đứng từ 20% trở lên khả năng thoát nước của bấc thấm bị ảnh hưởng đáng

kể.

CHƯƠNG 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BẤC THẤM TRONG ĐIỀU KIỆN GIA

TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

2.1. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM

2.1.1. Các giả thiết của bài toán cố kết

Dựa vào bài toán lún cố kết một chiều của Terzaghi, thiết lập phương trình cố kết

thấm dựa vào các giả thiết sau:

- Đất đồng nhất và bảo hòa nước, hạt đất và nước lỗ rỗng không bị nén;

- Độ thay đổi thể tích  V của phân tố đất là bé so với thể tích ban đầu của đất;

- Sự thấm của đất tuân theo định luật Darcy

- Hệ số thấm là hằng số trong suốt quá trình cố kết

- Từ biến không xuất hiện trong quá trình lún

- Đất đẳng hướng thấm theo các trục x, y, z

- Gia tải P được đặt tức thời

2.1.2. Bài toán cố kết cơ bản

Khảo sát một phan tố dx, dy, dz tại điểm (x, y, z) trong khối đất. Vận tốc thấm v

được phân tích thành phần Vx, Vy, Vz. Theo định luật bỏa toàn khối lượng thì độ chênh

v 

(

)

dxdydz





V  t 

v  x x 

y y 

lệch của lượng nước vào và ra bằng độ thay đổi thể tích của phân tố đất:

v  z z  v 

)(

)

(1  



e  t 

v  x x 

v  z z 

y y 

(2.1)

;



Định luật Darcy tổng quát có dạng:

 

k  w

 w

k  w

(2.2)

(

)





Vi phân (2.2) thay vào (2.1) sau khi biến đổi ta được:

u  t 

u  2 x 

u  2 y 

u  2 z 

1 e  a  w w

(2.3)

)



C v

(1  a  w v

Đặt - gọi là hệ số cố kết, chúng ta tìm được phương trình vi phân





cố kết thấm ba chiều

u  2 z 

u  t 

u  2 x 

u  2 y 

)



(2.4)

C vy

C vz

(1  a  v w

k x a  w o

k z a  o w

y a  w o

Với: ; ;

Với hệ tọa độ trụ, phương trình (2.4) trở thành

(

)





u 2 r

1 r

u 2 z

u  t 

 

u  r 

 

(2.5)

Phương trình có thể được phân thành hai thành phần:

)

(





u 2 z

1 r

u  t 

 

u  r 

Phần xuyên tâm : (2.6)



u 2 z

u  t 

 

Phần thấm thẳng đứng: (2.7)

Nếu bài toán thấm xem xét trong điều kiện chỉ có thấm đứng, phương trình một

chiều có dạng:



u 2 z

u  t 

 

(2.8)

Phương trình (2.8) là phương trình vi phân cố kết thấm một chiều theo lý thuyết

cố kết của Terzaghi (1943).

Dạng lời giải của phương trình này tùy thuộc vào điều kiện ban đầu và điều kiện

biên thoát nước của lớp đất cố kết.

Trong sơ đồ cố kết có các điều kiện sau

- Tải phân bố đều kín khắp gây ra gia tăng ứng suất không đổi theo chiều sâu;

- Áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư ban đầu tại mọi thời điểm trong lớp đất bằng với

gia tăng ứng suât bên ngoài lớp đất

Khi giải phương trình (2.8) ta sẽ giải được giá trị áp lực lỗ rỗng thẳng dư tại thời

điểm t ở độ sâu Z là:



.exp(

)

sin





2 M T v

z t ( , )

(2.9)



2 u i M

M z H

1 

 1)

 2

Với: M= (2

vC t Và nhân tố thời gian Tv= 2 H

; Trong đó H- Là chiều dài đường thoát nước.



2  4



1  

Và độ cố kết ở thời điểm t của cả bề dày lớp cố kết là:

tS S

8 2 



(2.10)

2.2. LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN BẤC THẤM

2.2.1 Khái niệm cơ bản:

Bấc thấm làm tăng nhanh quá trình cố kết của đất yếu bằng cách rút ngăn cự ly

thoát nước trong đất yếu do chuyển thoát nước đứng trong đất khi không có bấc thấm

và thoát nước ngang khi có bấc thấm. Lý thuyết cố kết được ứng dụng cho bài toán cố

kết đất yếu với bấc thấm. Phương trình cố kết tổng quát xét đến cố kết theo hai phương

đứng và ngang được Biot (1941) đề xuất dựa trên lý thuyết cố kết đơn giản theo hai

phương thẳng đứng của Terzaghi (1925) và Rendulic (1937).

(

)





u 2 z

2 U 2 r

1 r

U  t 

 

U  r 

(2.11)

U= U (r, z, t) – Áp lực nước lỗ rỗng

Cv, Ch – hệ số cố kết đứng, ngang

z – Chiều sâu theo phương đứng

r – Khoảng cách hướng tâm của điểm đang xét, từ tâm của trụ đất tiêu nước

t – Thời gian sau một độ tăng tức thời của tổng ứng suất thẳng đứng.

Barron (1948) đã đưa ra lời giải đầu tiên cho bài toán cố kết của trụ đất có chứa

một giếng cát ở trung tâm. Lý thuyết của ông dựa trên việc đơn giản hóa các giả thiết

của lý thuyết cố kết một hướng Terzaghi (1943). Lý thuyết của Barron có khả năng

giải quyết bài toán cố kết với hai điều kiện (Theo nguồn từ Bergado 1996):

- Giả thiết biến dạng thẳng đứng là tự do, cho nên ứng suất bề mặt thẳng đứng là

hằng số và chuyển dịch bề mặt là không đồng nhất trong quá trình cố kết.

- Giả thiết biến dạng thẳng đứng là bằng nhau, nên ứng suất bề mặt thẳng đứng

không đồng nhất

Trong trường hợp bến dạng bằng nhau, phương trình vi phân trong quá trình cố

kết có dạng:

(

)





2 U 2 r

1 r

U  t 

 

U  r 

(2.12)

Barron (1948) là người đầu tiên trình bày lời giải phương trình (2.12) cho bài

toán thoát nước ngang với bấc thấm với các giả thiết sau:

- Đất đồng nhất và bảo hòa

- Nước và hạt đất không thể nén được

- Dòng nước lưu thông trong đất tuân theo định luật Darcy hay chảy tầng

- Tất cả tải trọng đứng truyền toàn bộ và áp lực nước lỗ rỗng, uo, ở thời điểm ban

đầu

- Tất cả biến dạng đứng trong đất chỉ xẩy ra theo phương thẳng đứng

- Vùng ảnh hưởng của bấc thấm có hình trụ tròn De (Hình 2.3), và biên vùng ảnh

hưởng không thấm.

- Không có áp lực nước gia tăng trong bấc thấm, hay bấc thấm có hệ số thấm vô

hạn

- Tải trọng phân bố đều trên toàn bộ vùng ảnh hưởng De

Lời giải của Barron áp dụng cho giếng cát có tiết diện hình tròn, trong khi bấc

thấm với tiết diện hình chữ nhật. Vì vậy, để ứng dụng lời giải này, tiết diện của bấc

)

thấm được quy đổi thành hình tròn tương đương. Hansbo (1979) đầu tiên đề xuất



r w

a  

đường kính quy đổi cho bấc thấm theo phương trình (Với: a -

Chiều dài lõi thấm; b- Chiều rộng lõi thấm)

Hình 2.1 Mặt cắt điển hình của băng thoát nước (Theo Holtz và cộng sự, 1991)

Tuy nhiên [9] đề nghị xác định đường kính quy đổi bấc thấm theo phương trình

(



(2.13) căn cứ trên nghiên cứu sự tương đương về cố kết.

a b )  

(2.13)

Với điều kiện lý tưởng (Không bị xáo động và không có sức cản của vật thoát

nước), độ cố kết trung bình:

1 exp(

 



8. T 



(2.14)

T h

. t C h 2 D e

n .ln( )







n 2

n 4

 2 n



: Hệ số thời gian cố kết

de: Bán kính tương của trụ đất;



dw: Bán kính tương đương vật thoát nước

ed d

: Hệ số cự ly bấc thấm

(de = 1,13xS : khi bấc thấm bố trí theo kiểu hình vuông; de = 1,05xS: Khi bấc

thấm bố trí theo kiểu tam giác)



C h

k h m w. v

S- Khoảng cách giữa các tim bấc thấm;

Hình 2.2 Kiểu bố trí bấc thấm trên mặt bằng

2.2.2. Lý thuyết lực căng đứng cân bằng thích hợp (Hansbo. 1981)

Hansbo đã cải tiến từ lý thuyết cố kết của Barron cho cả hai trường hợp vùng

biến động làm giảm tính thấm và tăng sức cản.

Hình 2.3 Vật thoát nước đứng gồm vùng xáo trộn và vùng tăng sức cản.

1 exp(

 



8. T )h 

ln(

)

(

l . .(2 z







).ln( ) 0,75 







Độ cố kết trung bình :

n s

k k

k q w

Với: F=Fn+Fs+Fr = (2.15)

F(n): Hệ số phụ thuộc vào khoảng cách giữa các vật thoát nước

Fs: Hệ số vùng ảnh hưởng;

Fr: Hệ số sức cản của vật thoát nước

kh: Hệ số thấm theo phương ngang

(

)

(

)



kw: Hệ số giảm tính thấm do vùng xáo trộn

d d

r s r w

s: tỉ số : Hệ số xáo trộn

(



).ln( ) 0,75 

Nơi chỉ có vùng xáo trộn:

n ln( ) s

hk k

F=Fn+Fs = (2.16)

n 

Trường hợp vật thoát nước lý tưởng:

(2.17) F = Fn = ln( ) 0,75

a. Ảnh hưởng của khoảng cách giữa các vật thoát nước (bấc thấm)

n .ln( )





ln( ) 0, 75; 

n 2

n 3 4

 n



F=Fn = (2.18)

b. Ảnh hưởng của vùng xáo trộn

Trong quá trình thi công bấc thấm, vùng xung quanh của màng ngoài bấc thấm bị

xáo trộn mạnh và làm giảm khả năng thấm nước. Mức độ xáo trộn tùy thuộc vào loại

đất, độ nhạy, cấu trúc vĩ mô của nó (Rowe 1968).

Hai thông số quan trọng mô tả vùng xáo trộn là:

- Độ mở rộng hay kích thước vùng xáo trộn xung quanh bấc thấm: ds

- Hệ số thấm của nó: ks

Hình 2.4 Đặc trưng vùng xáo trộn ( Rujikiatkamjorn and Indraratna 2007)

a. Thi công bấc thấm theo lưới tam giác

b. Thi công bấc thấm theo lưới hình vuông

c. Đặc điểm vùng xáo trộn rs(ds) và vùng ảnh hưởng thoát nước re(de)

Một cách tổng quát ks thường nhỏ hơn kh - hệ số thấm ngang đất nguyên dạng,

dẫn đến gia tăng thời gian cố kết và giảm tốc độ cố kết ngang gọi là ảnh hưởng vùng

xáo trộn

Việc xác định hai thông số ds và ks của Smear zone vẫn tồn tại nhiều khác biệt

giữa các nhà nghiên cứu. Hai thông số này bị ảnh hưởng lớn bởi kích thước và hình

dạng của manderl, loại đât, lịch sử và trạng thái đất và có thể tốc độ xuyên của

manderl.

s = (1,5-5) căn cứ trên các nghiên cứu lý thuyết, thí nghiệm trong phòng và



(1,0 11,1) 



nghiên cứu tính toán ngược từ thí nghiệm hiện trường.

k h k

: Tỉ số thấm vùng xáo trộn ( ) (2.19)

Đề xuất vùng ảnh hưởng vùng xáo trộn đến tốc độ cố kết một cách lý thuyết,

(

1).ln(

)





Barron (1948) và Hansbo (1981) đề nghị điều chỉnh hệ số Fn thành Fs

F s

k h k

d d

(2.20)

ks: Là hệ số thấm của đất trong vùng bị xáo đông trong quá trình cắm bấc thấm

ds: là đường kính tương đương của vùng phá hoại xung quanh bấc thấm

Quan hệ giữa ds với kích thước tiết diện ngang của trụ dùng khi thiết kế được xác



định như sau:

(5 6)  2

d 2

+ Theo Jamiolkowski(1981):



(3 4) 

+ Theo Hansbo(1981) :

+ Theo Indraratna và Redana (1997) :

dm là đường kính của trụ xuyên

c. Ảnh hưởng khả năng thoát nước hữu hạn của bấc thấm.

Hansbo (1981) xét đến khả năng thoát nước của bấc thấm, qw và chiều sâu cắm

bấc thấm H.

F r

2 H .  3

k q w

(2.21)

Trong đó: H chiều dài bấc thấm khi thoát nước một phía và bằng nửa chiều dài

nếu thoát nước hai phía;

qw: khả năng thoát nước của bấc thấm tương đương một đơn vị thủy lực;

Trên thực tế, qw thay đổi rất lớn trong quá trình khai thác do nhiều nhân tố khác

nhau như áp lực ngang của đât, biến dạng của bấc thấm do độ lún cố kết lớn, tích từ

hạt đất mịn ở lõi PVD, khả năng thoát nước hữu hiệu cảu bấc thấm.

2.2.3. Chiều sâu cắm bấc thấm

Với nền đất yếu có chiều dày nhỏ (L< 25m), ta có thể quyết định ngay chiều sâu

cắm bấc thấm bằng với chiều sâu của nền lớp đất yếu. Nếu chiều sâu lớp đất yếu lớn

thì chiều sâu cắm bấc thấm được xác định theo 22TCN 262 -2000:

Ta có chiều dày vùng hoạt động nén chặt dưới tác dụng của tải đất đắp xác định

theo điều kiện.

 z

0, 01  zv

(2.22)

:z Ứng suất thẳng đứng do tải trọng đắp gây ra ở độ sâu z.

:zv Là ứng suất nén thẳng đứng do tải trọng bản thân các lớp đất tự nhiên.

Trong đó:

Bấc thấm có thể được cắm hết chiều sâu gây lún. Theo [4] thì:

(2.23) U= 1- (1-Uh)(1-Uv)

Với: U là độ cố kết trung bình theo phương ngang và phương thẳng đứng trong

phạm vi gây lún Za.

Tuy nhiên khi chiều sâu xử lý bấc thấm L nhỏ hơn vùng gây lún Za như hình vẽ.

)(1

)

1 (1   



Hình 2.5 Chiều sâu cắm bấc thấm nhỏ hơn chiều sâu vùng tính lún.

S 1 S

(2.24)

2.2.4. Nguyên tắc tính toán gia tải đất đắp

a) Phân bố ứng suất trong đất nền khi gia tải đất đắp

Ứng suất tính toán trong đất là ứng suất hữu hiệu, ứng suất hữu hiệu trong đất ở

(

h . )

(

h . )

 

  









trạng thái ban đầu như sau:

P a

 w

(2.25)

Pa: Áp suất khí quyển

h: Chiều dày lớp đất

Trong trường hợp gia tải truyền thống, ứng suất hữu hiệu tăng lên do phần tải

trọng thêm vào, do đó ứng suất hữu hiệu sẽ tăng lên tương ứng, ngược lại áp lực nước

lổ rỗng còn lại không thay đổi. Trong trường hợp gia tải chân không, ứng suất tổng

không tăng và ứng suất hữu hiệu tăng là do áp lực nước lỗ rỗng giãm, do tác dụng của

ứng suất âm.

Trong trường hợp đó, trạng thái ứng suất có thể mô tả không gian ba chiều với

' 1

ứng suất hữu hiệu p’ và độ lệch ứng suất q được định nghĩa như sau:

;



' '    1 3

' 2    3 3

(2.26)

b) Độ lún tổng cộng của nền

Độ lún tổng cộng của nền đất đường bao gồm: độ lún tức thời, độ lún cố kết sơ

cấp và độ lún cố kết thứ cấp

c) Lún tức thời:

Độ lún tức thời tính theo kinh nghiệm: Si=(m-1)xSc ( với m= 1,1-1,4)

Nếu có các biện pháp hạn chế đất yếu bọ đẩy trồi sang ngang dưới tải trọng

đắp (như có đắp phản áp hoặc rải vải địa kỹ thuật…) thì chọn m= 1,1, ngoài ra chiều

cao đắp càng lớn và đất càng yếu thì chọn trị số m càng lớn.

d)Lún cố kết sơ cấp

Xác định theo phương pháp tổng độ lún của các lớp phân tố. Từ thí nghiệm nền

đất không nở hông trong phòng thí nghiệm, độ lún nền đất được xác định như sau:



- Công thức tính lún:

C [

lg(

)

lg(

]





i r

i C c

1 

H  i i 1 e 0

i  pz i  vz

i i    pz vz i  pz

(2.27)

)

i (    pz

i vz

P c . h 



)

C .

lg(



- Đất ở trạng thái cố kết thường OCR = 1= :

i r

1 

H  i i 1 e 0

i  pz i  vz

)

(2.28)

i   pz

i vz





- Đất quá cố kết ( :

i i    vz pz

i z



C [

lg(

)

lg(

]





i r

i C c

1 

H  i i 1 e 0

i  pz i  vz

i i    vz pz i  pz





(2.29)

i i    pz vz

i z



)

C .

lg(



i r

1 

H  i i 1 e 0

i  pz i  vz

(2.30)

Trong đó:

0 :i Chiều dày, độ rỗng ban đầu của phân tố thứ i

cC Chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún

cC Chỉ số nén lún hồi phục khi dỡ tải, hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún

Hi: Chiều dày tính lún lớp thứ i

i   pz

i z

pz Áp lực tiền cố kết ở lớp thứ i

vz Áp lực do trọng lượng bản thân của các lớp đất tự nhiên nằm bên trên tiền

trong phạm vi

z Ứng suất do tải trọng ngoài gây ra ở trọng tâm lớp thứ i

lớp đất thứ i

Độ lún tổng cộng theo tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô được dự đoán: S=mSc

Trong đó lấy m = (1,1- 1,4)

e) Lún cố kết thứ cấp

Độ lún này do hiện tượng từ biến trong đất gây nên. Theo Mesri (1973), độ lún

này có thể được xác định như sau:

)



Theo Mesri (1973), độ lún này có thể được xác định như sau:

log ( 10

C H .  

t 2 t 1

(2.31)

C : Hằng số vật lý, nó được xác định từ thí nghiệm cố kết 1 chiều tiếp ngay sau

Trong đó:

H : Chiều dày tầng đất bắt đầu cố kết thứ cấp bằng H-Sc;

khi kết thúc cố kết ban đầu với số gia tải trọng phù hợp;

t1: Thời gian bắt đầu xuất hiện lún thứ cấp (đôi khi dùng thời gian tương ứng với

90% hay 100% cố kết ban đầu)

t2: Thời gian phát sinh độ lún thứ cấp.

f).Tính toán lún theo thời gian

Độ lún cố kết trên đất yếu sau thời gian t được xác định như sau: St=Sc.U

.(1

)

S  



Độ lún cố kết còn lại nền đắp trên đất yếu sau thời gian t được xác định như sau:

(2.32)

Trong đó:

Sc- độ lún cố kết sơ cấp

U- độ cố kết của đất yếu đạt được sau thời gian t

Thiết lập phương trình cố kết thấm của Terzaghi dựa trên các giả thiết sau:

- Đất bảo hòa nước

- Hạt đất và nước lỏ rỗng không bị nén

- Độ thay đổi thể tích  V của phân tố đất là bé so với thể tich ban đầu của đất;

- Sự chảy trong cố kết thấm tuân theo định luật Darcy

- Đất đẳng hướng thấm theo các trục x, y, z

- Gia tải P được đặt tức thời

2.3. ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN ĐỂ PHÂN TÍCH BÀI

TOÁN GIA TẢI TRƯỚC.

2.3.1. Lịch sử hình thành phương pháp phần tử hữu hạn.

Phương pháp phần tử hữu hạn được bắt nguồn từ những yêu cầu giải các bài toán

phức tạp về lý thuyết đàn hồi, phân tích kết cấu trong xây dựng và kỹ thuật hàng

không. Nó được phát triển bắt dầu bởi Alexander Hrennikoff (1941) và Richard

Courant (1942). Mặc dù hướng tiếp cận của những người đi tiên phong là khác nhau

nhưng đều có một quan điểm chung đó là chia những miền liên tục thành những miền

con rời rạc. Hrennikoff rời rạc những miền liên tục bằng cách sử dụng lưới tương tự,

trong khi Courant chia những miền liên tục thnahf những miền có hình tam giác cho

cách giải thứ hai cho phương trình vi phân từng phần Elliptic, xuất hiện từ các bài toán

về xoắn của phần tử thanh hình trụ. Sự đóng góp của Courant là phát triển, thu hút một

số người nhanh chóng đưa ra kết quả cho phương trình vi phân toàn phần Elliptic được

phát triển bởi Rayleigh, Ritz và Galerkin. Sự phát triển chính thức của phương pháp

phần tử hữu hạn được bắt đầu vào nửa sau những năm 1950 trong việc phân tích kết

cấu khung máy bay và công trình xây dựng. Phương pháp này được cung cấp trên nền

tảng toán học chặt chẽ vào năm 1973 với việc xuất bản cuốn “Strang” và tổng kết

trong “An Analysis of the Finite element Method” và kể từ đó phương pháp phần tử

hữu hạn được tổng quát hóa thành một ngành toán ứng dụng, một mô hình số học cho

các hệ thống tự nhiên được ứng dụng rộng rãi trong kỹ thuật ví dụ như điện từ học,

động lực học chất lỏng.

Sự phát triển phương pháp phần tữ hữu hạn trong cơ học kết cấu đặt cơ sở cho

nguyên lý năng lượng ví dụ như: nguyên lý công khả dĩ. Phương pháp phần tử hữu hạn

cung cấp một cơ số tổng quát mang tính trực quan theo quy luật tự nhiên, đó là một

yêu cầu lớn đối với những kỹ sư kết cấu.

2.3.2. Giới thiệu phương pháp phần tữ hữu hạn.

Phương pháp phần tử hữu hạn thường được dùng trong các bài toán cơ học (Cơ

học kết cấu, cơ học môi trường liên tục, cơ học đất….) để xác định từng ứng suất và

biến dạng của vật thể.

Trong những năm 1960 – 1970 cơ học truyền thống chia ra những bài toán làm

hai nhóm, nhóm thứ nhất bao gồm những bài toán xác định khả năng chịu tải của

móng, ổn định của mái dốc, của khối đất đắp của các hầm và bể ngầm và áp lực lên

tường chắn, nhóm thứ hai bao gồm những bài toán tính lún của nền đất dưới tác dụng

của tải trọng ngoài và các công trình khác trong đó có kể đến cố kết thấm, bài toán tiếp

xúc về tác dụng tương hỗ giữa công trình và đất.

Phép giải toán nhóm thứ hai dựa trên giả thuyết về mối liên hệ tuyến tính giữa

ứng suất và biến dạng trong đất, điều đó tạo cơ sở vận dụng các phương pháp của lý

thuyết đàn hồi khi phân tích biến dạng của đất dưới tác dụng của tải trọng. Do rất kho

thu được lời giải đàn hồi, các bài toán biến dạng của cơ học đất thường được thực hiện

với nhiều giả thiết đơn giản hóa, điều đó cho phép vận dụng lời giải đã biết của các bài

toán đơn giản nhất, bỏ qua một số thành phần của ten – sơ ứng suất khi tính biến dạng.

Khi giải các bài toán nhóm thứ nhất, biến dạng của đất không được xét đến và

được giả thiết là vừa đủ để huy động toàn bộ sức kháng. Ở nhóm bài toán thứ hai, ứng

suất và biến dạng được giả thiết là nhỏ, vùng trạng thái giới hạn còn chưa hình thành

hoặc nhỏ đến mức có thể bỏ qua. Khi độ lớn vùng dẻo nhỏ thì người ta bỏ qua chúng

và coi bài toán là đàn hồi. Khi biến dạng dẻo phát triển đáng kể thì thì cần phải kể đến

phương pháp phần tử hữu hạn.

Ngày nay, phương pháp phần tử hữu hạn viết cho cơ học đất với nhiều mô hình

khác nhau: Mô hình đàn hồi Morh – Coulomb, Cam – clay…. Nên rất thích hợp để

phân tích bài toán cơ học đất với việc sử dụng thích hợp các mô hình tùy theo các laoij

đất khác nhau. Trong nội dung của luận văn này sử dụng chương trình Plaxis để mô

phỏng bài toán gia tải kết hợp bấc thấm.

2.3.3. Mô phỏng bấc thấm trong phương pháp phần tử hữu hạn

Trong các phần mềm tính toán sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn được sử

dụng hiện nay đều không có các phần tử thoát nước đặc biệt để mô phỏng bấc thấm

một cách chính xác nhất, nên trong quá trình tính toán nhiều tác giả đã đề nghị các

phương pháp mô phỏng khac nhau. Sau đây là hai phương hướng sử dụng hiện nay:

- Phương hướng 1

Do tác dụng của bấc thấm chủ yếu là dùng để thoát nước và bấc thấm có tính

chất là một vật liệu đàn hồi nên khi mô phỏng trong phương pháp phần tử hữu hạn, với

bài toán phẳng 2D người ta có thể mô phỏng bấc thấm bằng các phần tử vật liệu đàn

hồi thoát nước và có hệ số thấm nước theo phương thẳng đứng như tốc độ thấm của

bấc thấm

Trên thực tế thì bấc thấm hoạt động theo mô hình đối xứng trục nhưng khi mô

phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D là mô hình phẳng cho nên cần phải tính toán lại khp

và kwp tương ướng là hệ số thấm ngang và đứng trong mô phỏng. Công thức quy đổi

hệ số thấm từ đối xứng trục qua mô hình 2D như sau:

+ Xác định hệ số thấm ngang trong mô hình phẳng



2 3

B R

ln(

)

.ln

s a

k 3   4

k k

n a s

(2.35)

kha và ksa: tương ứng là hệ số thấm ngang trong vùng không xáo trộn và vùng

h a

xáo trộn mô hình ĐXT, theo [4];



k k

s a

Với : .

2B = S: Là khoảng cách mô phỏng bấc thấm trong MHP;

R-0,5de : Bán kính vùng ảnh hưởng thoát nước của bấc thấm trong mô hình



R r



ĐXT, ; rw: bán kính quy đổi PVD.

r r

w a

; sa: Độ xáo trộn,

rs= 3rm: bán kính vùng xáo trộn;



rm: bán kính kiếm cắm (mandrel)

p w

q w p b w2.

+ Xác định hệ số thấm đứng trong mô hình phẳng: (2.36)



2.B.q 2 R .

qwp: Khả năng thoát nước bấc thấm trong MHP;

qwa: Khả năng thoát nước của bấc thấm trong mô hình ĐXT;

kwa: hệ số thấm của bấc thấm trong mô hình ĐXT.

bw= rw: bề dày bấc thấm trong MHP;

a. Mô hình đối xứng trục b. Mô hình phẳng

Hình 2.6. Mô hình chuyển đổi các thông số từ mô hình đối xứng (ĐXT) sang mô hình

phẳng(MHP)

- Phương hướng 2

Các bấc thấm được cắm vào trong đất làm tăng nhanh quá trình cố kết thoát nước

bên trong nền đất nên có thể xem vùng có PVD là vùng tương đương. Có thể coi vùng

có PVD như vùng đất bình thường nhưng có hệ số thấm đứng tương đương là kve rất

lớn so với hệ số thấm đứng kv của đất bình thường. Hệ số thấm đứng kv được tính dựa

trên sự cân bằng mức độ cố kết với các giả thiết sau:

+ Dạng biến dạng của nền đất được xử lý bằng PVD gần như là một phương. Vì

vậy lý thuyết cố kết cố kết theo một phương đang được sử dụng trong tính toán cố kết

theo phương đứng và lý thuyết của Hansbo trong tính toán cố kết theo phương ngang

vẫn được sử dụng.

+ Mức độ cố kết tổng là sự kết hợp của mức độ cố kết theo phương đứng và

phương ngang theo quan hệ đã được đề nghị của Scoott (1963).

Để có được sự diễn tả cho hệ số thấm đứng tương đương kve, phương trình cân

 

bằng mức độ cố kết theo phương đứng được đề nghị như sau:

1 exp( 3,54). T  v

(2.37)

Uv: Mức độ cố kết theo phương đứng

Tv: Hệ số thời gian không thứ nguyên

)

(1  

Hệ số thấm tương đương kve được tính như sau (Theo chai và cô ̣ng sư ̣ ,2001):

k h k

l 2,5. 2 F d . e

(2.38)

kh ,kv: hệ số thấm ngang và đứng : F=Fn+Fs+Fr

de: Đường kính vùng ảnh hưởng bấc thấm

2.3.4. Điều kiện biên trong phương pháp phần tửu hữu hạn

Điều kiện biên trong phương pháp phần tử hữu hạn trong bài toán xử lý nền đất

yếu bằng phương pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước.

- Điều kiện biên chuyển vị nút phần tử

- Mực nước ngầm

- Biên áp lực nước lỗ rỗng.

2.4. NHẬN XÉT CHƯƠNG 2.

1. Giá trị tính toán độ lún của đất nền theo giải tích thường cao hơn trong thực tế thi công vì có hệ số an toàn cao, ngoài ra còn do các thông số đưa vào tính toán dựa vào số liệu thí nghiệm trong phòng với các mẫu đất đã không còn nguyên dạng.

2. Giá trị đường kính tương đương của bấc thấm không chỉ phụ thuộc vào các loại kích thước hình học của nó mà còn phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác: loại đất, đặc điểm cơ lý của đất, sự xáo trộn của đất khi thực hiện thi công.

3. Có thể căn cứ vào 3 yếu tố sau để đánh giá hiệu quả gia cố nền đất yếu bằng bắc thấm kết hợp gia tải trước: độ lún, chuyển vị ngang và hiện tượng trồi phồng đất xung quanh, lượng nước thoát ra.

- Nếu độ lún thực tế gần với độ lún tính toán thì việc sử dụng bấc thấm là đúng

và có hiệu quả.

- Căn cứ chuyển vị ngang và hiện tượng nén phồng trồi đất xung quanh (ổn định nền đất công trình) để đánh giá việc đắp gia tải có phù hợp hay không. Nếu đất bị nén lún phồng trồi hoặc bị trượt thì phải có biện pháp xử lý kịp thời.

Căn cứ lượng nước thoát ra và áp lực nước lỗ rỗng để đánh giá hiệu quả của việc gia tải. Nếu lượng nước ép thoát nước lỗ rỗng càng nhiều thì sự dụng bấc thấm càng hiệu quả.

CHƯƠNG 3

PHÂN TÍCH BIẾN DẠNG NỀN ĐẤT YẾU KHI SỬ DỤNG BẤC THẤM CÓ GIA TẢI TRƯỚC BẰNG CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH KHÁC NHAU CHO CÔNG TRÌNH NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 – HẬU GIANG

3.1. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH.

3.1.1. Giới thiệu chung.

Hình 3.1. Nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1.

3.1.2. Quy mô và các thông số kỹ thuật liên quan đến công trình.

3.1.2.1 Một số thông tin về công trình.

- Chủ đầu tư: Tập đoàn Dầu khí Việt Nam (Petrovietnam)

- Tổng thầu EPC: Tổng Công ty Lắp máy Việt Nam (Lilama)

- Tổng vốn đầu tư: Nhà máy Nhiệt điện Sông Hậu l khoảng 43.043 tỷ đồng tương

đương với 2,046 tỷ USD. Nguồn vốn của dự án với 30% vốn chủ sỡ hữu, 70% vốn vay

tín dụng khẩu ECA và vay thương mại khác

- Công suất lắp đặt: Nhà máy có tổng công suất 1.200 MW gồm 2 tổ máy

(2x600MW)

- Diện tích xây dựng: 115ha

- Địa điểm: Ấp Phú Xuân, Thị trấn Mái Dầm, Huyện Châu Thành, Tỉnh Hậu

Giang

- Diện tích đất nền cần xử lý đất yếu: 37 ha

- Phương pháp xử lý nền: Sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước.

- Nhà thầu tthi công xử lý nền đất yếu: Công ty Cổ phần Địa kỹ thuật Việt Nam

(GeoVietnam)

Hình 3.2 Mặt bằng tổng thể khu nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1- Hậu Giang.

3.1.2.2 Điều kiện địa chất công trình

a. Mô tả địa chất công trình:

Lớp 1: Đất sét, màu xám xanh, nâu vàng, Trạng thái dẻo mềm

Lớp 2a: Đất sét, màu xám đen, xanh xám, xanh xám, Trạng thái dẻo mềm.

Lớp L1: Đất sét pha cát, màu nâu xám, xám xanh, Trạng thái chảy dẻo

Lớp này phân bố ở tất cả các lỗ khoan trừ BH-26, BH-32, BH-39. bề dầy lớp

thay đổi từ 0.20m (BH-07) để 2.60m (BH-13)

Lớp 2b: Sét pha cát, màu xám đen, xám xanh, xám xanh, Trạng thái dẻo mềm

Lớp 3a: Sét, màu xám xanh, nâu vàng, Trạng thái nửa cứng

b.Thông số kỹ thuật của từng lớp đất:

Lớp 1

Lớp 2a

Lớp 2b

Lớp 3a

Bảng 3.1 Bảng chỉ tiêu cơ lý của đất.

Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị

Dung trọng tự nhiên kN/m3 15,30 15,30 16,68 17,27 γunsat

Dung trọng bảo hòa kN/m3 15,53 15,53 16,77 17,43 γsat

Hệ số rỗng - 1,86 1,959 1,78 1,51 eo

Hệ số thấm đứng m/day 0,64 10-4 0,64 10-4 0,66 10-4 0,41 10-4 kv

Hệ số thấm ngang m/day 1,43 10-4 1,41 10-4 1,45 10-4 0,89 10-4 kh

Mô đun biến dạng kN/m2 634,52 846,44 1667,58 4850,59 Eref

Hệ số cố kết đứng m2/day 8,14 10-3 8,14 10-3 9,5 10-3 1,7 10-2 Cv

Hệ số nở hông - 0,3 0,3 0,3 0,3 υ

17o23

18o03

Lực dính kN/m2 14,46 18,15 19,12 19,12 C’

Góc ma sát trong độ(o) Φ’

Trong đó c’ và Φ’ xác định theo phương pháp nén 3 tru ̣c cố kết không thoát nướ c (CU)

c. Chiều cao gia tải:

- Nền gia tải cao 3,6m

- Lớp đệm cát dày 0,6m

3.1.2.3 Thông số kỹ thuật bấc thấm.

Bảng 3.2 Thông số kỹ thuâ ̣t củ a bấc thấm.

Đặc điểm Ký hiệu Đơn vị

Loại bấc thấm Chiều dày Chiều rộng Đường kính tương đương Lưới bấc thấm Khả năng thoát nước Hệ số thấm m m m m 10-6m/s 10-4m/s Giá trị 0,003 0,1 0,066 1,3 60-75 1 A7 a b dw S qw kwa

3.2. CÁC THÔNG SỐ ĐƯA VÀO BÀI TOÁN.

Khu vực đưa vào tính toán trong phần này là khu vực nhà máy chính tại công

trình xây dựng nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1- Hậu Giang.

 Hố khoan khảo sát: BH26

 Chiều sâu khảo sát: 40m

 Chiều sâu cắm bấc thấm: 16m

 Hình thức cắm bấc thấm: Theo lưới hình vuông

 Khoảng cách cắm bấc thấm: 1,3m

 Cát đắp thêm dày: 0,6m

Cần xuyên dùng để đóng bấc thấm là loại cần thép hình thoi có kích thước

150x80 mm. Lớp thép dày 5mm, Vậy đường kính tương đương của cần xuyên là

dm=124mm

Việc thi công san lấp lớp đệm cát có trải lớp vải địa chất loại Terram T1500 với

sức kháng kéo là 12,5 kN/m có tác dụng phân cách với đất nền và dễ dàng thi công

đầm lèn phần đất đắp bên trên.

Hình 3.3 Mặt cắt địa chất khu vực tính toán

3.3. TÍNH TOÁN PHÂN TÍCH CÔNG TRÌNH BẰNG CHƯƠNG TRÌNH

PLAXIS 2D V8.5

3.3.1. Mô phỏng theo phương hướng 2 (quy đổi tương đương vùng đất có

bấc thấm)

3.3.1.1 Lý thuyết tính toán:

)

(1  

k h k

2,5. l 2 F d . e

Theo công thức (2.38), ta có:

  ks=0,76x10-9 (m/s)

k k

Theo Hansbo (1987) và Bergado (1991)

Với số liệu địa chất công trình ta có:

De= 1,13 x S = 1.469 m

ds= 2 x dm = 248 mm

(

22, 26)



F= F(n)+ Fs+ Fr

ed d

(

1).ln(

)





Trong đó: F(n)= ln(n)- 0,75 = 2,35;

F s

k h k

d d

= 0,14;

F r

2 .  3

k q w

= 1,67 10-3

9 

x 2, 26 16

9 

) x 0, 75 x10

(1  

Vì vậy F= F(n)+ Fs+ Fr= 2,35+0,14+ 1,6710-3= 2,49.

9 

x 1,66 10 2 x 2, 49.1, 469 0,75 10

= 1,62*10-7 (m/s) = 1,4* 10-2 ⟹

(m/day)

Chọn khe= kh= 1,68*10-9 (m/s) = 1,45*10-4 (m/day)

3.3.1.2. Bài toán mô phỏng.

Việc mô phỏng được tiến hành trong mô hình Morh – Coulomb, toàn bộ nền đất

sẽ được mô phỏng giống như tự nhiên, chỉ riêng vùng đất có cắm bấc thấm sẽ được

quy đổi tương đương thành vùng địa chất có hệ số thấm đứng lớn: kve= 1,4 *10-2

(m/day); khe= 1,45 10-4( m/day).

Các thông số của mô hình:

Lớp 1

Lớp 2b

Lớp 3a

Bảng 3.3 Các thông số khai báo trong mô hình các lớp đất.

Lớp 2a

Các chỉ tiêu

Ký hiệu Đơn vị

trọng tự 15.30 15.30 16.68 17.27 γunsat kN/m3 Dung nhiên

trọng bảo kN/m3 15.53 15.53 16.77 17.43 γsat Dung hòa

Hệ số thấm đứng 0,64 10-4 0,64 10-4 0,66 10-4 0,41 10-4 kv m/day

Hệ số thấm ngang kh m/day 1,43 10-4 1,41 10-4 1,45 10-4 0,89 10-4

1,4 10-2 1,4 10-2 1,4 10-2 1,4 10-2 kve m/day

Hệ số thấm đứng trong vùng quy đổi

1,45 10-4 1,45 10-4 1,45 10-4 1,45 10-4 khe m/day

Hệ số thấm ngang trong vùng quy đổi

Mô đun biến dạng Eref kN/m2 634,52 846,44 1667,58 4850,59

Hệ số nở hông - 0,3 0,3 0,3 0,3 υ

17o23

18o03

Lực dính kN/m2 14,46 18,15 19,12 19,12 cref

Góc ma sát trong độ(o) Φ’

Góc trượt độ(o) ψ

Cát lấp

Bảng 3.4 Các thông số khai báo trong mô hình các lớp cát.

Các chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị

Cát lót 18

Dung trọng tự nhiên kN/m3 18 γunsat

Dung trọng bảo hòa kN/m3 19.5 19.5 γsat

Hệ số thấm đứng m/day 1 1 kv

Hệ số thấm ngang kh m/day 1 1

Mô đun biến dạng kN/m2 7500 7500 Eref

Hệ số nở hông - 0,3 0,3 υ

Lực dính C’ kN/m2 1 1

Góc ma sát trong độ(o) 30 30 Φ’

Góc trượt độ(o) 0 0 ψ

Bài toán được tính toán theo 12 bước dựa trên thực tế thi công của công trình:

 Bước 1: Trải vải địa kỹ thuật và thi công tầng đệm cát.( 5 ngày)

 Bước 2: Chờ lún cố kết (5 ngày)

 Bước 3: Thi công bấc thấm. tiến hành thay đổi vùng địa chất xung quanh

bấc thấm thành vùng địa chất quy đổi. (15 ngày)

 Bước 4: Chờ lún cố kết.(5 ngày)

 Bước 5: Thi công lớp cát đắp lần 1 (15 ngày)

 Bước 6: Chờ lún cố kết (45 ngày)

 Bước 7: Thi công lắp cát đắp lần 2 (15 ngày)

 Bước 8: Chờ lún cố kết. (45 ngày)

 Bước 9: Thi công lớp cát đắp lần 3 (15 ngày)

 Bước 10: Chờ lún cố kết (45 ngày)

 Bước 11: Thi công lắp cát đắp lần 4 (15 ngày)

 Bước 12: Chờ lún cố kết. Kết thúc quan trắc vào cuối giai đoạn này (45

ngày)

Tổng thời gian xử lý nền : 270 ngày.

Bài toán được mô phỏng thực hiện trong hệ tọa độ phẳng (plane strain) với phần

tử 15 nút (15-node- element), do tính đối xứng của mô hình nên ta chỉ tiến hành mô

phỏng theo ½ mô hình với chiều sâu là toàn bộ lớp đất yếu.

Mô hình mô phỏng bài toán:

Hình 3.4. Mô phỏng khối đất quy đổi vùng tương đương bấc thấm.

Hình 3.5. Chia lưới phần tử trong mô hình.

3.3.1.3. Kết quả tính toán. a./ Độ lún nền đất.

Hình 3.6. Biến dạng lún của đất nền sau khi kết thúc thời gian chất tải.

Hình 3.7. Biến dạng lún của đất nền tại mỗi khu vực.

b./ Chuyển vị ngang của nền đất.

Hình 3.8. Chuyển vị của các vị trí trên mặt cắt A- A’.

c./ Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng.

Hình 3.9. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng trong nền đất. d/ Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng dư trong nền đất.

Hình 3.10. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư trong nền.

e./ Sự phân bố ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng.

Hình 3.11 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu theo phương đứng.

3.3.2. Mô phỏng bài toán theo phương hướng 1 (bấc thấm được mô phỏng

như phần tử với vật liệu đàn hồi thoát nước).

3.3.2.1. Lý thuyết tính toán.

Đối với các chương trình Plaxis 2D phiên bnar từ 8.x trở lên, phần tử drain (drain

element) được đưa vào chương trình nhằm định nghĩa các vị trí mà áp lực nước lỗ rỗng

thẳng dư bằng không. Vì vậy nó có thể được sử dụng nhằm mô phỏng cho bấc thấm

(PVD), bởi trên lý thuyết trường hợp không có sức cản giếng thì bấc thấm có thể coi

như một đường thấm lý tưởng (do khả năng thoát nước rất lớn nên nước nằm trong bấc

thấm được coi là thoát ngay lập tức).

Ta tiến hành phân tích cả nần đất gia tải có xử lý bấc thấm theo bài toán phẳng

(plane strain). Bấc thấm sẽ được mô phỏng bằng phần tử drain. Trong bài toán này,

vùng ảnh hưởng về thoát nước xung quanh PVD sẽ được quy thành vùng địa chất

tương đương có chỉ tiêu cơ lý như đất tự nhiên và có hệ số thấm được xác định như

công thức (2.35).

Xác định hệ số thấm ngang trong MHP.



2 3

B R

ln(

)

.ln

s a

k 3   4

k k

n a s

kha và ksa: tương ứng là hệ số thấm ngang trong vùng không xáo trộn và vùng

h a

xáo trộn mô hình ĐXT, theo [4];



k k

s a

Với : .

2B = S: Là khoảng cách mô phỏng bấc thấm trong MHP;

R-0,5de : Bán kính vùng ảnh hưởng thoát nước của bấc thấm trong mô hình



R r



ĐXT, ; rw: bán kính quy đổi PVD.

r r

w a

; sa: Độ xáo trộn,

rs= 3rm: bán kính vùng xáo trộn;



rm: bán kính kiếm cắm (mandrel)

q w p b w2.

+ Xác định hệ số thấm đứng trong mô hình phẳng:



2.B.q 2 R .

qwp: Khả năng thoát nước bấc thấm trong MHP;

qwa: Khả năng thoát nước của bấc thấm trong mô hình ĐXT;

lớp đất thứ 1

bw= rw: bề dày bấc thấm trong MHP

Bảng 3.5. Kết quả tính toán kwp và khp

B =S/2 R = 0.5de kha =2 ksa ksa na =R/r sa =rs/rw na/sa ln(na/sa) ln(sa) kha/ksa rwa kw qw 0,650 0,735 1,63E-09 8,15E-10 22,258 5,636 3,949 1,373 1,729 2,000 0,033 1,00E-04 7,50E-05 qwp de dw S rs = 3rm rm kwp(m/s) kwp(m/day) khp(m/s) khp(m/day) bw qwa kwa 2,62E-06 1,469 0,066 1,300 0,186 0,062 3,976E-06 0,34352 2,085E-10 1,801E-05 0,033 3,42E-06 1,00E-03

lớp đất thứ 2

Bảng 3.6. Kết quả tính toán kwp và khp

0,650 0,735 1,68E-09 8,40E-10 22,258 5,636 3,949 2,62E-06 1,469 0,066 1,300 0,186 0,062 3,976E-05 B =S/2 R = 0.5de kha =2 ksa ksa na =R/r sa =rs/rw na/sa

1,373 1,729 2,000 0,033 1,00E-04 7,50E-05 qwp de dw S rs = 3rm rm kwp(m/s) kwp(m/day) khp(m/s) khp(m/day) bw qwa kwa 3,43524 2,149E-10 1,857E-05 0,033 3,42E-06 1,00E-03 ln(na/sa) ln(sa) kha/ksa rwa kw qw 3.3.2.2. Bài toán mô phỏng.

Việc tính toán được thực hiện trên mô hình Mohr – Coloumb. Hiện nay, mặc dù đã xuất hiện nhiều loại mô hình tính toán hiện đại hơn nhưng việc tiếp cận và đặc biệt đưa vào sử dụng trong thực tế vẫn còn nhiều khó khăn. Vì vậy tác giả sẽ thực hiện bài toán trong mô hình Mohr – Coulomb quen thuộc.

Lớp 1

Lớp 2b

Lớp 3a

Bảng 3.7. Các thông số trong mô phỏng phương hướng 1.

Lớp 2a

Các chỉ tiêu

Ký hiệu Đơn vị

trọng tự 15.30 15.30 16.68 17.27 γunsat kN/m3 Dung nhiên

Dung trọng bảo hòa kN/m3 15.53 15.53 16.77 17.43 γsat

Hệ số thấm đứng m/day 0,64 10-4 0,64 10-4 0,66 10-4 0,41 10-4 kv

Hệ số thấm ngang m/day 1,43 10-4 1,41 10-4 1,45 10-4 0,89 10-4 kh

kwp m/day 0.34 0.34 3.43 3.43 Hệ số thấm đứng trong vùng quy đổi

1.8 10-5 1.8 10-5 1.86 10-5 1.86 10-5 khp m/day Hệ số thấm ngang trong vùng quy đổi

Mô đun biến dạng kN/m2 634,52 846,44 1667,58 4850,59 Eref

Hệ số nở hông - 0,3 0,3 0,3 0,3 υ

17o23

18o03

Lực dính cref kN/m2 14,55 18,147 19,119 19,119

Góc ma sát trong độ(o) Φ’

Góc trượt độ(o) ψ

Các thông số của các lớp cát lót và cát đắp sử dụng lại trong bảng (3.3) và bảng

(3.4).

Bài toán được tính toán theo 12 bước dựa trên thực tế thi công của công trình

cũng giống như trường hợp mô phỏng ở phương hướng 2.

Mô hình bài toán.

Hình 3.12 Mô phỏng bấc thấm bằng vật liệu đàn hồi thoát nước Drain.

Hình 3.13 Chia lưới phần tử mô hình.

3.3.2.3. Kết quả tính toán.

a./ Độ lún của nến đất:

Hình 3.14 Biến dạng lún nền đất khi cố kết hoàn toàn

Hình 3.15 Chuyển vị cụ thể của đất tại cac khu vực khác nhau.

b./ Chuyển vị của nền đất:

Hình 3.16 Biến dạng của các vị trí theo phương ngang.

c./ Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng trong nền đất:

Hình 3.17 Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư trong nền sau 270 ngày chất tải.

d./ Sự phân bố áp lực nước thẳng dư trong nền đất:

Hình 3.18 Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thẳng dư.

e./ Sự phân bố ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng:

Hình 3.19 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng.

3.4. TÍNH TOÁN LÚN CỦA ĐẤT NỀN THEO TCVN: 9355- 2012.

3.4.1. Tính độ lún cố kết Sc (Khi nền đất chưa có bấc thấm)

Độ lún Sc được tính theo phương pháp tổng độ lún các lớp phân tố theo công



C [

lg(

)

lg(

]





i r

i c

1 

i  pz i  vz

i i    pz vz i  pz

H  i i 1 e 0

thức:

Trong đó:

0 :i Chiều dày, độ rỗng ban đầu của phân tố thứ i

cC Chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún

cC Chỉ số nén lún hồi phục khi dỡ tải, hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún

Hi: Chiều dày tính lún lớp thứ i

i   pz

i z

pz Áp lực tiền cố kết ở lớp thứ i

vz Áp lực do trọng lượng bản thân của các lớp đất tự nhiên nằm bên trên tiền

trong phạm vi

z Ứng suất do tải trọng ngoài gây ra ở trọng tâm lớp thứ i

lớp đất thứ i

- Chia lớp để tính lún: Chia theo mặt phân giới của các lớp đất, sau đó trong mỗi

lớp đất đó nếu bề dày lớn hơn 2 mét thì lại chia ra thành các lớp nhỏ hơn.

- Áp lực do trọng lượng bản thân của các lớp đất tự nhiên nằm bên trên lớp đất

vz ) được tính như sau:

i   vz i

thứ i (

:i Dung trọng lớp đất thứ I ở phía trên lớp đất tính toán.

Trong đó:

hi: bề dày lớp đất thứ i ở phía trên lớp đất tính toán.

z ) được xác định theo toán đồ



Ứng suất do nền đắp gây ra ở trọng tâm thứ i(

i  z

I H  i i

Osterberg, như sau:

Ii: hệ số ảnh hưởng xét đến sự phân bố thực tế của tải trọng ngoài trong lớp đất

đó;

Ii: được xác định bằng toán đồ Osterberg phụ thuộc vào các tỷ số a/z và b/z.

Theo tiêu chuẩn, TCVN 9355- 2012, đối với nhà và công trình thì chiều sâu chịu

i  z

0,1  vz

nén cực hạn Ha kết thúc khi:

Hình 3.21 Toán đồ Osterberg .

Theo kết quả tính toán tại các PL1, PL2 và PL3, Tổng độ lún: Sc = 1.31m

1.4 1.31 1.834

S  





Độ lún tổng cộng được xác định theo quan hệ kinh nghiệm như sau:

1.834

S = m.Sc. Trong đó: m=1.1÷1.4 Chọn m = 1.4



Độ lún toàn phần tính toán được là

iS được tính theo quan hệ sau:

(

(1.4 1) 1.834 0.7336







 



Độ lún tức thời

Dự tính độ lún cố kết theo thời gian trong trường hợp thoát nước một chiều và

theo phương đứng:

Trong trường hợp này độ cố kết U của đất yếu đạt được sau thời gian 1 năm kể từ



lúc đắp xong nền đường thiết kế và đắp xong phần đắp gia tải trước (nếu có) được xác

T v

vT (

t 2 .

tb C v H

định tùy thuộc vào nhân tố thời gian )

vC : hệ số cố kết trung bình theo phương thẳng đứng của các lớp đất



Trong đó:

tb v

)

(



2 H a h i C vi

yếu trong phạm vi chịu nén cực hạn Ha :

:viC hệ số cố kết theo phương thẳng đứng của lớp đất thứ i

hi: Chiều dày các lớp đất yếu nằm trong phạm vi chịu nén Ha

H: Chiều sâu thoát nước cố kết theo phương thẳng đúng



x 9, 2 10



Ha: Chiều sâu vùng chịu nén Ha=24(m) (theo bảng 3.9)

tb v

((

))



(

)



4.5 2.927 / 365

19.5 3.465 / 365

2 H a h i C vi

365 0.0058



t  





(m2/ngày)

T v

tb C v H

 9.2 10 2 24

Ta có:

vU đạt được tùy thuộc vào nhân tố thời gian

Bảng 3.8 Độ cố kết

Tv 0,004 0,008 0,012 0,020 0,028 0,036 0,048

0,080 0,104 0,125 0,160 0,189 0,214 0,247 Uv

0,060 0,072 0,100 0,125 0,167 0,200 0,250 Tv

Uv 0,276 0,303 0,357 0,399 0,461 0,504 0,562

Tv 0,300 0,350 0,400 0,500 0,600 0,800 1,000

0,631 0,650 0,698 0,764 0,816 0,887 0,931 Uv

2,000 Tv

0.08

Uv 0,994

vU 

Có Tv = 0.0058 tra (Bảng 3.8) ta được độ cố kết

S U

1.834 0.08 0.146

 





1.834 0.146 1.688





Độ lún cố kết của nền đất sau thời gian t :

Độ lún dư:

0.92



Để nền lún ổn định thì độ cố kết U cần đạt là:

dS S

1.688 1.834

0.973

tương ứng với U= 92%

vT 

Tra (Bảng 3.8) ta được nhân tố thời gian

Tính thời gian để nền lún hết độ lún còn lại là :

2 a

60.918, 26



0,973 24  3  9, 2 10 x

T H  v C v

ngày = 167 năm

Như vậy, cần hơn 167 năm đất nền mới kết thúc lún dưới tải trọng của nền đắp,

thời gian này là quá dài so vơí thời gian thi công công trình. Vì vậy, cần có giải pháp

xử lý để tăng tốc độ cố kết của nền, rút ngắn thời gian cố kết.

3.4.2. Xét trong trường hợp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải

trước.

Các thông số của bấc thấm được lấy theo (Bảng 3.5) và (Bảng 3.6)



 1   



 1v

Độ cố kết U được xác định theo công thức :

vU - Độ cố kết theo phương thẳng đứng

vU - Độ cố kết theo phương ngang do tác dụng của giếng cát

1 exp

 



8 T  h   F F n  s

F r

    

    

Trong đó:



Trong đó:

T h

C h 2 D

; - hT là nhân tố thời gian theo phương ngang:

- Với D là đường kính ảnh hưởng của bấc thấm

hC (cm2/s) cũng có thể được xác định thông

- Hệ số cố kết theo phương ngang

qua thí nghiệm nén lún không nở hông đối với các mẫu nguyên dạng lấy theo phương

nằm ngang theo TCVN 4200-2012. Nếu vùng đất yếu cố kết gồm nhiều lớp đất có

hC trung bình gia quyền theo bề dày các

khác nhau thì trị số dùng để tính toán là trị số

lớp khác nhau đó. Ở giai đoạn lập dự án khả thi, cho phép dùng tạm quan hệ sau để

hC đưa vào tính toán như sau :

3 



2 5 

xác định trị số

C 2



18, 4 10 





C h

tb C v

tb v

Chọn (m2/ngày)

Bảng 3.9. Kết quả tính toán độ cố kết chung U và độ lún theo thời gian St

t ngày U Ch Th Uh Cv Tv Uv Sc St

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,0184 0,085 0,171 0,256 0,341 0,426 0,512 0,597 0,682 0,767 0,853 0,938 1,023 1,108 1,194 1,279 1,364 1,450 1,535 1,620 1,705 1,791 1,876 1,961 2,046 2,132 2,217 2,302 0,08 0,0092 0,0004 0,16 0,0092 0,0007 0,23 0,0092 0,0011 0,29 0,0092 0,0014 0,35 0,0092 0,0018 0,40 0,0092 0,0021 0,45 0,0092 0,0025 0,49 0,0092 0,0028 0,54 0,0092 0,0032 0,57 0,0092 0,0035 0,61 0,0092 0,0039 0,64 0,0092 0,0042 0,67 0,0092 0,0046 0,70 0,0092 0,0049 0,72 0,0092 0,0053 0,74 0,0092 0,0056 0,77 0,0092 0,0060 0,78 0,0092 0,0063 0,80 0,0092 0,0067 0,82 0,0092 0,0070 0,83 0,0092 0,0074 0,85 0,0092 0,0077 0,86 0,0092 0,0081 0,87 0,0092 0,0084 0,88 0,0092 0,0088 0,89 0,0092 0,0091 0,90 0,0092 0,0095 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,16 0,22 0,29 0,35 0,40 0,45 0,49 0,53 0,57 0,61 0,64 0,67 0,70 0,72 0,74 0,76 0,78 0,80 0,82 0,83 0,85 0,86 0,87 0,88 0,89 0,90 0,91 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 1,31 0,20 0,29 0,38 0,45 0,52 0,59 0,65 0,70 0,75 0,80 0,84 0,88 0,91 0,94 0,97 1,00 1,03 1,05 1,07 1,09 1,11 1,13 1,14 1,15 1,17 1,18 1,19

Từ (Bảng 3.9) ta vẽ được biểu đồ sau:

Hình 3.20 Biểu đồ cố kết theo thời gian sau 270 ngày

Hình 3.21 Biểu đồ độ lún theo thời gian sau 270 ngày

90%

U 

3.4.3. Tính toán độ lún theo thời gian khi sử dụng bấc thấm.

0.91 1.31 1.192





Thời gian để nền đất yếu đạt cố kết

1.31 1.192 0.1179

S  

S  





Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày:

Độ lún còn lại là :

Nhận xét

- Như vậy khi sử dụng giải pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước để xử lý nền đất

yếu thì chỉ trong vòng 270 ngày là đạt độ lún cố kết yêu cầu. Trong khi không sử dụng

bấc thấm phải mất 167 năm.

- Đây là một trong những giải pháp tốt để xử lý nền đất yếu

Hình thức tính toán

3.5. TỔNG HỢP SO SÁNH KẾT QUẢ TÍNH TOÁN. Bảng 3.10. Tổng hợp kết quả tính lún nền đất bằng các phương pháp tính toán khác nhau. Thời gian lún cố kết

Phương hướng 1 (Vật liệu đàn hồi) Phương hướng 2 (Vùng tương đương) Theo TCVN: 9355- 2012 Độ lún cố kết theo thời gian 1.28 m 1.39 m 1.31 m 270 ngày 270 ngày 270 ngày

3.6. NHẬN XÉT CHƯƠNG 3.

Khi sử dụng bấc thấm kết hợp với gia tải trước giúp cho nền rút ngắn thời gian

thi công so với nền không xử lý bằng bấc thấm.

Từ kết quả tính toán bằng phương pháp giải tích và phương pháp phần tử hữu

hạn ta thấy rằng: Trong mô hình 1 (Phương hướng 1) phương pháp mô phỏng này

làm việc của PVD trong phần tử hữu hạn tương đối gần với làm việc của PVD trong

thực tế nên kết quả phương pháp này gần với kết quả tính theo giải tích còn trong mô

hình 2 (Phương hướng 2) mô phỏng dựa vào lớp đất tương đương, có nghĩa là trong

phạm vi cắm PVD trong thực tế sẽ chuyển thành lớp đất tương đương trong phần tử

hữu hạn với hệ số thấm chuyển đổi Kve , theo mô phỏng áp lực nước lỗ rỗng phân bố

tương đối đều theo phương ngang nhưng thực tế áp lực nước lỗ rông xung quang PVD

gần bằng 0, do đó với việc mô phỏng cho sự cố kết theo phương ngang đều nhau sẽ

không đúng thực tế làm cho hệ số thấm lớn, kết quả lún lớn hơn so với theo mô hình 1.

Để có kết quả xử lý nền chính xác và hiệu quả, chúng ta cần phân tích thêm sự

thay đổi các thông số của giếng cát có ảnh hưởng như thế nào đến độ lún của nền.

CHƯƠNG 4

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG KHI THAY ĐỔI KHOẢNG CÁCH VÀ CHIỀU SÂU CẮM BẤC THẤM ĐẾN MỨC ĐỘ CỐ KẾT CỦA NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN

4.1. TƯƠNG QUAN GIỮA KHOẢNG CÁCH BẤC THẤM VÀ TỐC ĐỘ CỐ KẾT

Trong công tác xử lý nền đất yếu bằng giải pháp bấc thấm kết hợp gia tải

trước, khối lượng bấc thấm được sử dụng chiếm phần lớn kinh phí thực hiện.

Do đó khi tăng khoảng cách giữa các bấc thấm đồng nghĩa với việc giảm khối

lượng thi công bấc thấm đem lại hiệu quả kinh tế cho chủ đầu tư trong công tác

xử lý nền đất yếu và những trường hợp nào cần thiết phải tăng khoảng cách

giữa các bấc thấm là những vấn đề sẽ được tác giả nghiên cứu trong các phần

tính toán sau.

Trong phần này của luận văn, vấn đề về khoảng cách cắm bấc thấm vào

nền đất của công trình sẽ được thay đổi để tìm mối tương quan giữa khoảng

cách cắm bấc thấm và tốc độ cố kết của đất nền. Các trường hợp đặt ra để tính

toán được thể hiện trong bảng sau.

Bảng 4.1. Các trường hợp thay đổi khoảng cách bấc thấm

Các trường hợp thay đổi

Khoảng cách (m)

1.0

1.5

2.0

2.5

Khi khoảng cách giữa các bấc thấm thay đồi thì hệ số thấm của vùng chịu

ảnh hưởng về thoát nước xung quanh PVD sẽ được tính toán lại theo công thức

(2.36), (2.37), (2.38) và (2.39). Dữ liệu tính toán được thể hiện ở các bảng tính

Bảng 4.2. Hệ số thấm ngang trong mô hình phẳng

S(m) de (2B)2 R na sa kha Ln(sa) Ln(na/sa) khp

1.0 1.13 1 0.565 17.12 5.636 1.63e-9 1.729 1.11 1.93e-5

1.68e-9 1.98e-5

1.5 1.695 2.25 0.848 25.68 1.517 1.74e-5 1.63e-9

1.68e-9 1.79e-5

2.0 2.26 4 1.13 34.24 1.804 1.63e-5 1.63e-9

1.68e-9 1.68e-5

1.68e-9

1.60e-5

Bảng 4.3. Hệ số thấm đứng trong mô hình phẳng

2.5 2.825 6.25 1.413 42.08 2.027 1.55e-5 1.63e-9

qwa

qwp

Kwp

S(m) (2B)2 R de na

3.41e-6

4.46

1.13 1 0.565 17.12 1.0

3.27e-6

2.98

3.42e-6

1.695 2.25 0.848 25.68 1.5

1.71e-6

2.23

2.26 4 1.13 34.24 2.0

1.36e-6

1.79

Các thông số khác phục vụ cho việc tính toán vẫn được giữ nguyên theo

Chương III, các bước thi công cũng vẫn được tuân thủ theo đúng thực tế đã thi

công. Sau đây là các mô hình tính toán và kết quả thu được.

2.825 6.25 1.413 42.08 2.5

4.1.1. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc

thấm là 1.0m

4.1.1.1. Độ lún nền đất:

Hình 4.1 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm là 1m

4.1.1.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.2 Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm 1.0m

Hình 4.2a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm 1.0m

4. 1 1.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.3 Ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm 1m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1,3m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%





100% 99, 2% 



1,3 1,31

tS S 4.1.2. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc

thấm là 1,5m

4.1.2.1 Độ lún nền đất

Hình 4.4 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm l,5m

4.1.2.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.5 Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm l,5m

Hình 4.5a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm l,5m

4.1.2.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.6. Ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm l,5m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1,22m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 93,1% 

1, 22 1,31

tS S

4.1.3. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc

thấm là 2.0m

4.1.3.1. Độ lún nền đất

Hình 4.7 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm 2.0m

4.1.3.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.8 Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm 2.0m

Hình 4.8a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm 2.0m

4. 1.3.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.9 ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm 2.0m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1,16m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 88, 5% 

1,16 1,31

tS S

4.1.4. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp khoảng cách bấc

thấm là 2,5m

4.1.4. 1. Độ lún nền đất

Hình 4.10 Độ lún đất nền khi khoảng cách bấc thấm 2,5m

4.1.4.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.11. Áp lực nước lỗ rỗng khi khoảng cách bấc thấm 2,5m

Hình 4.11a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi khoảng cách bấc thấm 2,5m

4.1.4.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.12. ứng suất hữu hiệu khi khoảng cách bấc thấm 2,5m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1,08m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 82, 44% 

1, 08 1,31

tS S

4.1.5. Tổng hợp kết quả tính toán

Bảng 4.4. Kết quả tính toán lún nền đất cho các trường hợp khoảng cách

cắm bấc thấm khác nhau:

STT Khoảng cách bấc thấm (m)

Độ lún cố kết (m)

Thời gian (ngày)

270

1.3

270

1.28

1.5

270

1.22

270

1.16

2.5

270

1.08

4.2.TƯƠNG QUAN GIỮA CHIỀU SÂU BẤC THẤM VÀ ĐỘ CỐ KẾT

Bấc thấm có vai trò là đường thoát nước đứng nhằm đẩy nhanh tốc độ cố

kết cho nền đất yếu và tạo ra độ cố kết đồng đều hơn theo chiều sâu của nền.

Tuy nhiên chiều sâu cắm bấc thấm như thế nào là hợp lý và mức độ ảnh hưởng

của nó như thế nào trong hiệu quả sử dụng bấc thấm. Với một công cụ nghiên

cứu (phân tích phần tử hữu hạn), tác giả sẽ tiến hành mô phỏng các trường hợp

thay đổi chiều sâu cắm bấc thấm để xem xét biến dạng lún của đât nền (các

thông số khác để nhập vào mô hình Plaxis lấy theo số liệu khi khoảng cách cắm

bấc thấm là 1,3m)

Bảng 4.5 Các trường hợp thay đổi chiều sâu cắm bấc thấm

Các trường hợp thay đổi

Khoảng cách (m)

4.2.1. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắ m bấ c

thấ m là 8m (cá c thông số gia tả i giố ng như trên)

4.2.1.1 Độ lún nền đất

Hình 4.13 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 8m

4.2.1.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.14 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 8m

Hình 4.14a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 8m

4.2.1.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.15 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 8m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 0,93m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 71% 

0,93 1,31

tS S

4.2.2 Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắ m bấ c

thấ m là 10m (cá c thông số gia tả i giố ng như trên)

4.2.2.1 Độ lún nền đất

Hình 4.16 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 10m

4.2.2.2 Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.17 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 10m

Hình 4.17a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 10m

4.2.2.3 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.18 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 10m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1.02m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

100%









100% 78% 

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

1, 02 1,31

tS S

4.2.3. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắ m bấ c

thấ m là 12m (cá c thông số gia tả i giố ng như trên)

4.2.3.1 Độ lún nền đất

Hình 4.19 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 12m

4.2.3.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.20 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 12m

Hình 4.20a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 12m

4.2.3.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.21 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 12m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1.08m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 82, 44% 

1, 08 1,31

tS S

4.2.4. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắ m bấ c

thấ m là 14m (cá c thông số gia tả i giố ng như trên)

4.2.4.1. Độ lún nền đất

Hình 4.22 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 14m

4.2.4.2 Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.23 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 14m

Hình 4.23a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 14m 4.2.4.3 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.24 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 14m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1,15m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 88% 

1,15 1,31

tS S

4.2.5. Tính toán thời gian cố kết nền đất trường hợp chiều sâu cắ m bấ c

thấ m là 17m (cá c thông số gia tả i giố ng như trên)

4.2.5.1. Độ lún nền đất

Hình 4.25 Độ lún đất nền khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 17m

4.2.5.2. Sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng

Hình 4.26 Áp lực nước lỗ rỗng khi chiều sâu cắ m bấc thấ m là 17m

Hình 4.26a Áp lực nước lỗ rỗng dư khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 17m

4.2.5.3. Sự phân bố ứng suất hữu hiệu

Hình 4.27 Ứ ng suất hữu hiệu khi chiều sâu cắ m bấc thấm là 17m

1.31

Độ lún của nền đạt được sau 270 ngày : St= 1.31m

 

Độ lún ổn định của đất nền:

Độ lún cố kết của nền đạt được sau 270 ngày:

100%









100% 100% 

1,31 1,31

tS S

4.2.6. Kết quả phân tích độ lún theo thời gian

Bảng 4.6. Kết quả tính toán lún nền đất cho các trường họp chiều sâu cắm

bấc thấm khác nhau.

STT Chiều sâu cắm bấc thấm(m) Thời gian (ngày) Độ lún cố kết (m)

8 10 12 14 16 17

270 270 270 270 270 270

0.93 1.02 1.08 1.15 1.28 1.31

1 2 3 4 5 6

4.3. NHẬN XÉT CHƯƠNG 4

Nghiên cứu ảnh hưởng riêng rẽ của các tham số như chiều sâu cắm bấc

thấm (L = 8; 10; 12; 14; 16; 17m), khoảng cách cắm bấc thấm (S = 1; 1,3; 1,5; 2;

2,5) đối với công trình nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1 cho ta thấy:

+ Khi chiều sâu cắm bấc thấm tăng, tốc độ cố kết tăng. Tuy nhiên áp lực nước

lỗ rỗng dư lớn nhất trong nền giảm.

+ Khi khoảng cách cắm bấc thấm giãm thì độ lún của nền tăng không đáng kể,

tuy nhiên áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán nhanh.

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

I. KẾT LUẬN.

1. Phương pháp xử lý nền bằng vật liệu thoát nước thẳng đứng kết hợp vải địa kỹ

thuật gia cố mái đắp có thể làm tăng tốc độ lún, tăng ổn định tổng thể và đẩy nhanh

tiến độ xây dụng. Nghiên cứu bài toán thực tế xử lý nền đất yếu bằng bằng bấc thấm

kết hợp gia tải trước tại công trình nhà máy nhiệt điện sông Hậu 1 bằng các phương

pháp tính khác nhau cho ta thấy khi sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước thời gian

đạt độ lún cố kết yêu cầu là 270 ngày còn không sử dụng giải pháp bấc thấm thời gian

đạt độ lún cố kết yêu cầu là 167 năm.

2. Kết quả tính toán từ 2 phương pháp giải tích và phần tử hữu hạn (Phương

hướng 1) khi không xét đến ảnh hưởng của độ xáo trộn cho kết quả sai lệch không lớn

khoảng 2,34% vì vậy chúng ta có thể sử dụng hai phương pháp này để tính toán kiểm

chứng lẫn nhau.

3. Nghiên cứu ảnh hưởng riêng rẽ của các tham số như chiều sâu cắm bấc thấm (L

= 8; 10; 12; 14; 16; 17m), khoảng cách cắm bấc thấm (S = 1; 1,3; 1,5; 2; 2,5) đối với

công trình nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1 cho ta thấy:

+ Khi chiều sâu cắm bấc thấm tăng, tốc độ cố kết tăng. Tuy nhiên áp lực nước

lỗ rỗng dư lớn nhất trong nền giảm.

+ Khi khoảng cách cắm bấc thấm giãm thì độ lún của nền tăng không đáng kể,

tuy nhiên áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán nhanh.

4. Các kết quả mô phỏng trong nghiên cứu hiện tại cần được so sánh với các kết

quả đo đạc hiện trường để kiểm chứng tính chính xác kết quả phân tích

II. KIẾN NGHỊ VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

- Vì thời gian nghiên cứu còn ít nên chưa khai thác và phân tích các kết quả trong

bài toán bấc thấm một cách chi tiết và khái quát nên kết quả chỉ mang tính cục bộ.

- Trong quá trình thực hiện thiếu quan trắc lún từ công trình thực tế nên không có

số liệu hiện trường để so sánh với các phương pháp tính trong luận văn này.

- Hướng nghiên cứu tiếp theo của đề tài này, tác giả sẽ nghiên cứu cách mô phỏng bài toán xử lý nền đất yếu có sừ dụng bấc thấm kết hợp với bơm hút chân không bằng phần mềm.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] TCVN 9355-2012 "Gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm thoát nước",

[2] Võ Phán, Phan Lưu Minh Phượng - "Cơ học đất", Đại học Bách Khoa

TPHCM (2010),pp30;

[3] Trần Nguyễn Hoàng Hùng - "Thiết kế xử lý nền đường trên đất yếu dùng

bấc thấm ”, Đại học Bách Khoa TPHCM (2010);

[4] Bộ Giao Thông Vận Tải (2000), Quy Trình Khảo sát Thiết kế Nền đường ô

tô đắp trên đất yếu, 22TCN-262-2000, pp. 151 - 193;

[5] Trần Quang Hộ - "Công trình trên nền đất yếu" , Đại học Quốc gia

TPHCM (2004);

[6] Holtz, R. D., Jamiolkowski, M. B., Lancellotta, R., and Pedroni, R. (1991), “Prefabricated vertical drains: design and performance”, CIRIA Ground Engineering report: Ground improvement, Butterworth- Heinemann Ltd., London, PP'. 13;

[7] Bergado, D.T, Anderson, L.R., Miura, N., and Balasubramaniam (1996), A.s., Prefabricated vertical drains (PVD), “Soft ground improvement in lowland and other environments”, ASCE Press;

[8] Bo, M.W., Chu, J., Low, B.K., and Chao, V. (2003), " Soil Improvement: Prefabricated Vertical drain techniques, Thompson, Singapore, pp. 144;

[9] Rixner, J.J., Kraemer, S.R., and Smith, A.D. (1986), Prefabricated vertical drains, Technical report, Vol. I: Engineering guidelines, Federal Highway Administration Report FHWA/RD-86/168;

[10] Tran, T. A., and Mitachi, T. 2008, "Equivalent plane strain modeling of vertical drains in soft ground under embankment combined with vaccuum loading, Computers and Geotechnics J.,Vol.35, Issue 5;

[11] Indraratna, B. and Redna, I. W. (2000), "Numerical modeling of vertical drains with smear zone and well resistance installed in soft clay", Canadian Geotechnical J., Vol. 37, No.l;

PHỤ LỤC

PHỤ LỤC A

MỘT SỐ KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

PL1. Tính hệ số Ii theo toán đồ Osterberg

TT a/z b/z I a b

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 Chiều dày 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 Độ sâu ở cuối lớp 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10 10,5 11 11,5 12 12,5 13 13,5 14 14,5 15 15,5 16 16,5 17 17,5 18 18,5 19 19,5 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 16,00 8,00 5,33 4,00 3,20 2,67 2,29 2,00 1,78 1,60 1,45 1,33 1,23 1,14 1,07 1,00 0,94 0,89 0,84 0,80 0,76 0,73 0,70 0,67 0,64 0,62 0,59 0,57 0,55 0,53 0,52 0,50 0,48 0,47 0,46 0,44 0,43 0,42 0,41 28,00 14,00 9,33 7,00 5,60 4,67 4,00 3,50 3,11 2,80 2,55 2,33 2,15 2,00 1,87 1,75 1,65 1,56 1,47 1,40 1,33 1,27 1,22 1,17 1,12 1,08 1,04 1,00 0,97 0,93 0,90 0,88 0,85 0,82 0,80 0,78 0,76 0,74 0,72 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,497 0,485 0,484 0,481 0,475 0,475 0,475 0,472 0,471 0,458 0,448 0,435 0,432 0,431 0,43 0,428 0,428 0,428 0,428 0,397 0,395 0,387 0,382 0,381 0,38 0,375 0,362 0,278 0,25 0,241

40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 20 20,5 21 21,5 22 22,5 23 23,5 24 24,5 8 8 8 8 8 8 8 8 8 8 0,40 0,39 0,38 0,37 0,36 0,36 0,35 0,34 0,33 0,33 0,70 0,68 0,67 0,65 0,64 0,62 0,61 0,60 0,58 0,57 0,281 0,25 0,22 0,19 0,18 0,164 0,15 0,14 0,12 0,12 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14

PL2. Bảng xác định chiều sâu chịu ảnh hưởng của tải trọng đắp

TT I 2.I Chiều dày  KN/m3

1 1 1 1 1 1 1 1 1

0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 Độ sâu tính 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10 10,5 11 11,5 12 12,5 13 13,5 14 14,5 15 15,5 16 16,5 17 17,5 18 18,5 19 Độ sâu ở cuối lớp 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10 10,5 11 11,5 12 12,5 13 13,5 14 14,5 15 15,5 16 16,5 17 17,5 18 18,5 19 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,497 0,994 0,485 0,97 0,484 0,968 0,481 0,962 0,95 0,475 0,95 0,475 0,95 0,475 0,472 0,944 0,471 0,942 0,458 0,916 0,448 0,896 0,435 0,87 0,432 0,864 0,431 0,862 0,43 0,86 0,428 0,856 0,428 0,856 0,428 0,856 0,428 0,856 0,397 0,794 0,395 0,79 0,387 0,774 0,382 0,764 0,381 0,762 0,76 0,38 0,75 0,375 0,362 0,724 0,278 0,556 0,25 0,5 (kN/m2) 84 84 84 84 84 84 84 84 84 83,496 81,48 81,312 80,808 79,8 79,8 79,8 79,296 79,128 76,944 75,264 73,08 72,576 72,408 72,24 71,904 71,904 71,904 71,904 66,696 66,36 65,016 64,176 64,008 63,84 63 60,816 46,704 42 (kN/m2) 1,3375 4,0125 6,6875 9,3625 12,038 14,713 17,388 20,063 22,738 24,415 26,985 29,555 32,125 34,695 37,265 39,835 42,405 44,975 47,545 53,918 56,683 59,448 62,213 64,978 67,743 70,508 73,273 81,95 84,93 87,91 90,89 106,94 110,34 113,73 117,13 120,52 123,92 127,31 5,35 5,35 5,35 5,35 5,35 5,35 5,35 5,35 5,35 5,14 5,14 5,14 5,14 5,14 5,14 5,14 5,14 5,14 5,14 5,53 5,53 5,53 5,53 5,53 5,53 5,53 5,53 5,96 5,96 5,96 5,96 6,79 6,79 6,79 6,79 6,79 6,79 6,79 62,804 20,935 12,561 8,972 6,9782 5,7094 4,8311 4,1869 3,6943 3,4199 3,0195 2,7512 2,5154 2,3 2,1414 2,0033 1,87 1,7594 1,6183 1,3959 1,2893 1,2208 1,1639 1,1118 1,0614 1,0198 0,9813 0,8774 0,7853 0,7549 0,7153 0,6001 0,5801 0,5613 0,5379 0,5046 0,3769 0,3299

39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 19,5 20 20,5 21 21,5 22 22,5 23 23,5 24 24,5 19,5 20 20,5 21 21,5 22 22,5 23 23,5 24 24,5 9,4 9,4 9,4 9,4 9,4 9,4 9,4 9,4 9,4 8,52 8,52 0,241 0,482 0,281 0,562 0,5 0,25 0,44 0,22 0,38 0,19 0,18 0,36 0,164 0,328 0,15 0,14 0,12 0,12 0,3 0,28 0,24 0,24 40,488 47,208 42 36,96 31,92 30,24 27,552 25,2 23,52 20,16 20,16 180,95 185,65 190,35 195,05 199,75 204,45 209,15 213,85 218,55 202,35 206,61 0,2238 0,2543 0,2206 0,1895 0,1598 0,1479 0,1317 0,1178 0,1076 0,0996 0,0976

PL3. Kết quả tính lún cố kết theo phương pháp tổng lún các lớp phân tố.

pz

vz

z

cS (m)

H STT (m) (m) (kN/m2) (kN/m2) (kN/m2)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 0,50 0,5 1,00 0,5 1,50 0,5 2,00 0,5 2,50 0,5 3,00 0,5 3,50 0,5 4,00 0,5 4,50 0,5 5,00 0,5 5,50 0,5 6,00 0,5 6,50 0,5 7,00 0,5 7,50 0,5 8,00 0,5 8,50 0,5 9,00 0,5 9,50 0,5 0,5 10,00 0,5 10,50 0,5 11,00 0,5 11,50 0,5 12,00 0,5 12,50 0,5 13,00 0,5 13,50 0,5 14,00 0,5 14,50 0,5 15,00 0,5 15,50 0,5 16,00 0,5 16,50 0,5 17,00 0,5 17,50 0,5 18,00 0,5 18,50 0,5 19,00 1,3375 4,0125 6,6875 9,3625 12,038 14,713 17,388 20,063 22,738 24,415 26,985 29,555 32,125 34,695 37,265 39,835 42,405 44,975 47,545 53,918 56,683 59,448 62,213 64,978 67,743 70,508 73,273 81,95 84,93 87,91 90,89 106,94 110,34 113,73 117,13 120,52 123,92 127,31 84 84 84 84 84 84 84 84 84 83,49 81,48 81,31 80,81 79,8 79,8 79,8 79,29 79,13 76,94 75,26 73,08 72,57 72,41 72,24 71,90 71,90 71,90 71,90 66,69 66,36 65,01 64,17 64,01 63,84 63 60,81 46,70 42 1,86 81,3 1,86 81,3 1,86 81,3 1,86 81,3 1,86 81,3 1,86 81,3 1,86 81,3 1,86 81,3 81,3 1,86 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 81,3 1,959 1,78 81,3 1,78 81,3 1,78 81,3 1,78 81,3 1,78 81,3 1,78 81,3 1,78 81,3 81,3 1,78 81,3 1,581 81,3 1,581 81,3 1,581 123,8 1,581 123,8 1,303 123,8 1,303 123,8 1,303 123,8 1,303 123,8 1,303 123,8 1,303 123,8 1,303 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,85 0,079 0,6 0,045 0,6 0,045 0,6 0,045 0,6 0,045 0,6 0,045 0,6 0,045 0,6 0,045 0,6 0,045 0,038 0,037 0,037 0,034 0,031 0,030 0,024 0,024 0,025 0,025 0,025 0,025 0,026 0,026 0,027 0,038 0,039 0,030 0,030 0,033 0,033 0,034 0,035 0,036 0,037 0,038 0,042 0,046 0,045 0,046 0,028 0,019 0,020 0,021 0,021 0,022 0,018 0,018

0,5 19,50 0,5 20,00 0,5 20,50 0,5 21,00 0,5 21,50 0,5 22,00 0,5 22,50 0,5 23,00 0,5 23,50 0,5 24,00

39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 180,95 185,65 190,35 195,05 199,75 204,45 209,15 213,85 218,55 202,35 40,48 47,21 42 36,96 31,92 30,24 27,55 25,2 23,52 20,16 0,6 0,045 123,8 0,733 0,6 0,045 123,8 0,733 123,8 0,733 0,6 0,045 123,8 0,733 0,142 0,045 123,8 0,733 0,142 0,045 123,8 0,733 0,142 0,045 123,8 0,733 0,142 0,045 123,8 0,733 0,142 0,045 123,8 0,733 0,142 0,045 123,8 0,904 0,142 0,045 Tổng 0,022 0,023 0,021 0,011 0,011 0,011 0,012 0,012 0,012 0,009 1.31

PHỤ LỤC B

TÀI LIỆU ĐỊA CHẤT PHỤC VỤ TÍNH TOÁN

Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Ứng dụng giải pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước để xử lý nền đất yếu Nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1 – Tỉnh Hậu Giang

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1

TỈNH HẬU GIANG

LUẬN VĂN THẠC SĨ

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 TỈNH HẬU GIANG

LUẬN VĂN THẠC SĨ



PHỤ LỤC

Có thể bạn quan tâm

Tài liêu mới

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok

Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Ứng dụng giải pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước để xử lý nền đất yếu Nhà máy nhiệt điện Sông Hậu 1 – Tỉnh Hậu Giang

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1

TỈNH HẬU GIANG

LUẬN VĂN THẠC SĨ

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN SÔNG HẬU 1 TỈNH HẬU GIANG

LUẬN VĂN THẠC SĨ



PHỤ LỤC

Có thể bạn quan tâm

Tài liêu mới

AI tóm tắt

Giới thiệu tài liệu

Đối tượng sử dụng

Từ khoá chính

Nội dung tóm tắt

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok