Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không kết hợp bấc thấm và đắp cát gia tải trước tại dự án Saigon sport city-Tp. Hồ Chí Minh

TỔNG QUAN PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT HÚT CHÂN KHÔNG 4 1.1 Nền Đất Yếu

Lịch sử hình thành và phát triển của phương pháp VCM

Công nghệ bơm hút chân không xử lý nền đất yếu lần đầu tiên được giới thiệu vào năm 1952 bởi tiến sĩ W Kjellman Sau đó bài toán cố kết hút chân không được nghiên cứu bởi giáo sư J.M Cognon với một số nguyên tắc lý thuyết cơ bản mới Đến những năm 70, VCM được ứng dụng rộng rãi ở Nga và Nhật, nhưng ở giai đoạn này VCM được bao bởi tường chống thấm quanh khu vực xử lý Năm 1989, Công ty xây dựng Menard (Pháp) dựa trên các kết quả nghiên cứu và phát minh của giáo sư J.M Cognon lần đầu tiên áp dụng biện pháp hút chân không có màn kín khí cho diện tích

390 m2 của một trường huấn luyện phi công ở Ambes Từ đó về sau phương pháp này được áp dụng rộng rãi ở nhiều nước trên thế giới (Nguyễn Chiến et al., 2011)

Hình 1.1 a) Mô hình chuyển vị ngang nền gia tải bằng đất đắp; b) Mô hình chuyển vị ngang của nền gia tải bằng hút chân không (H Griffin and O’Kelly, 2013)

Trái ngược với biện pháp gia tải bằng đất đắp làm cho nền thay đổi thể tích theo hướng chuyển vị ra khỏi vùng xử lý, gây ra mất ổn định cao Gia tải bằng hút chân không nền có xu hướng chuyển bị vào bên trong vùng xử lý, không làm gia tăng ứng suất tổng trong nền nên không gây ra ứng suất cắt phá hoại nền.

Các phương pháp cố kế hút chân không

2.2.1 Phương pháp hút chân không có màng kín khí

Hình 1.2 Mặt cắt ngang điển hình giải pháp VCM có màng kín khí

Phương pháp VCM có màng được áp dụng phổ biến ở Việt Nam và các quốc gia trên thế giới Màng kín khí thông thường là lớp địa kỹ thuật PE được phủ kín toàn vùng xử lý Bên dưới lớp màng theo trình tự là lớp vỉa địa kỹ thuật bảo vệ, lớp cát hạt trung và các băng thấm ngang để hỗ trợ thoát nước ngang Để đảm bảo vùng xử lý được kín khí, lớp màn thường được chôn sâu xuống lớp đất bùn sét từ 1.0m đến 1.5m Trong quá trình bơm hút, mực nước ngầm hạ xuống, nước và không khí sẽ được rút ra khỏi nền Trong quá trình bơm hút có thể gia tải bổ sung để gia tăng tốc độ cố kết, giảm thời gian thi công hoặc không cần gia tải bổ Áp lực hút của giải pháp này có thể đạt từ -60 kPa đến -90kPa Đối với các địa chất phức tạp có xen lẫn các tầng đất có hệ số thấm cao như cát, có thế sử dụng tường kín để xử lý Qúa trình thi công có thể kéo dài từ 3 đến 7 tháng Tuy nhiên khi thi công theo phương pháp này cần chú ý các yêu cầu sau:

- Luôn kiểm tra và đo áp lực hút bên dưới lớp màng nhằm đảm bảo áp lực luôn được duy trì trong suốt quá trình bơm hút

- Kiểm tra sự rò rỉ của màng, đảm bảm rằng màng được chôn và giữa chặt ở lớp đất có hệ số thấm thấp (bùn sét)

- Luôn giữ cho lớp đất phía dưới lớp màng không bảo hoà nước đặt biệt khi thi công VCM trên lớp nền đã được san lấp bằng cát trước đó

- Giữa kín kín toàn diện tích xử lý, kiểm tra sự rò rỉ tại vị trí tiếp nối giữa màng và ống máy bơm, với các thiết bj quan trắc lún cũng như các thiết bị quan trắc khác

- Hạn chế dòng thống ngầm đi qua vùng xử lý bằng các tường kín khí

2.2.2 Phương pháp hút chân không không có màng kín khí Được cải tiến từ phương pháp hút chân không có màng nhằm để tiết kiệm chi phí thi công và tận dụng vật liệu có hệ số thấm thấp (đất sét dẻo) có sẳn tại chỗ Các nhà khoa học đã cho ra đời giản pháp hút chân không không có màng kín khí (Fujii, 2002; Chai, 2008) Ở giải pháp này các màng kín khí được bỏ đi và thay vào đó lớp đất kín khí, các đầu bấc thấm sẽ được kết nối với nhau bằng các ống dẫn thông qua mũ chụp trên đỉnh bấc, sau đó được kết nối đến máy bơm chân không

Hình 1.3 Sơ đồ giải pháp hút chân không không có màng kín khí (internet)

Trình tự thi công bấc thấm hút chân không

Tạo một thảm cát dày khoảng (50 - 80) cm trên nền đất bão hoà để tạo mặt bằng thi công Toàn bộ mặt bằng phải có cao độ lớn hơn cao độ ngập nước tại khu vực thi công ít nhất 1m

2.3.2 Công tác cắm bấc thấm

- Bấc thấm này đóng vai trò là giếng giảm áp

- Sau công tác khảo sát định vị, tất cả các vị trí bấc thấm được định vị, lúc này độ lệch được quy định dao động trong khoảng 10mm

Hình 1.4 Cấu tạo bấc thấm và thiết bị neo

- Đưa giàn khoan bấc thấm đến những điểm đánh dấu Bấc được kéo ra khỏi cuộn bấc và đánh dấu vị trí mỗi 1m để phục vụ cho công tác kiểm tra sau này

- Tiếp theo đến công tác khoan thử, hiệu chỉnh máy giám sát và chiều sâu khoan thực tế

- Tiếp tục khoan thử để kiểm tra chiều dày xử lý, khoan thử được tiến hành ở mỗi vị trí lưới, kích thước lưới phụ thuộc vào tính chất phức tạp của địa tầng

- Cắt bấc chừa lại trên mặt đất trên mặt đất là 15cm để tránh hở khí

- Trên công trường có thể có nhiều máy thi công cùng một lúc, các máy thi công được bố trí di chuyển tịnh tiến, tránh di chuyển cùng pha vì các máy có chiều cao rất lớn, không đảm bảo an toàn trong quá trình thi công, khoảng cách giữa các máy phải lớn hơn chiều cao của dàn công tác

- Máy di chuyển theo hướng lùi dần để tránh đè lên các vị trí bấc thấm đã được ép trước đó, mỗi vệt máy di chuyển có thể ép được nhiều hàng

- Nối bấc bằng mối nối măng sông, phần măng sông là 30cm và được kẹp lại chắc chắn bằng ghim bấm

Hình 1.5 Thi công bấc thấm tại công trường

2.3.3 Đào rãnh và bể chứa máy bơm

Sau khi thi công bấc thấm, tiến hành đào rãnh chiều sâu khoảng 30cm từ nền tạo phẳng, dùng cát hoặc đá dăm làm lớp đệm cho ống thoát nước, ống thoát nước này dẫn nước từ hệ thống thoát nước ngang và dọc đến máy bơm

Hình 1.6 Thi công rãnh thoát nước

2.3.4 Thoát nước ngang và thoát nước dọc

Thường được dùng là bấc thấm, được nối với nhau bằng ghim bịt đầu, nằm giữa chiều dày đệm cát

Hình 1.7 Thi công bấc thấm ngang

2.3.5 Lắp đặt ống thoát nước và máy bơm

Sau khi thi công đào rãnh, lắp đặt ống thoát nước có đục lỗ được bao quanh bởi tấm lọc, và đầu nối ống nước Trạm bơm chân không được thiết kế với loại máy bơm chân không chỉ cho phép hút khí và cả loại máy bơm hút cả nước và khí

Hình 1.8 Thi công bấc thấm ngang và máy bơm

2.3.6 Lắp đặt tấm bảo vệ

Sau khi lấp cát đắp, tấm bảo vệ được lắp đặt phủ toàn bộ khu vực được xử lý Tấm bảo vệ này thường là vải địa kỹ thuật

2.3.7 Tấm kín khí Được lắp đặt ngay sau tấm bảo vệ, để nối các tấm kín khí sử dụng mối nối chồng mí từ 50 – 100mm, hàn bằng máy hàn điện

Hình 1.9 Thi công vải Địa kỹ thuật và màng kín khí

Sau khi lắp đặt màng kín khí, mép của màng được xử lý chôn sâu và đắp bằng đất sét để ngăn chặn rò rỉ Hoặc có thể xử lý bằng cách đào một con mương xung quanh vùng gia cố nền với chiều sâu trung bình khoảng 50cm bên dưới mực nước ngầm và cho đầy vữa Bentonite để làm kín chỗ giáp nối giữa đất nền và lớp màng phủ bên trên

Hình 1.10 Thi công chôn lấp mép màng kín khí

Vận hành bơm được bắt đầu sau khi thiết bị quan trắc được lắp đặt và hiệu chỉnh, bơm thử diễn ra khoảng 15 ngày để kiểm tra và sửa chữa kín khí, thời gian này còn phụ thuộc cả vào điều kiện thời tiết Sau khi máy chạy đạt công suất ổn định, tiến hành xử lý chân không.

Tổng quan các yếu tố ảnh hưởng đến mô phỏng hút chân không

1.2.1 Ảnh hưởng của cách thức áp tải hút chân không

Các phương pháp áp tải hút chân không trong mô hình số để tính toán VCM thường được áp dụng như sau:

- Tải chân không được quy đổi thành tải phân bố hoặc là lớp đất đắp tương đương Phương pháp này không phản ánh được chuyển vị ngang và trạng thái ứng suất trong nền cố kết (Nguyễn Thành Đạt et al., 2018)

Hình 1.11 Tải chân không được quy đổi thành tải phân bố trong mô phỏng VCM bởi phần mềm Plaxis

- Tải chân không được thực hiện bằng cách hạ mực nước ngầm trong toàn nền xử lý Phương pháp này không phản ánh được trạng thái ứng xuất trong nền cũng như thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trong nền Theo kết quả nghiên cứu trong phòng thí nghiệm của B Indraratna et al (2004) sự phân bố áp lực hút là chạy dọc và giảm dần theo lõi bấc thấm, nên việc mô hình hóa hạ mực nước ngầm toàn vùng nền xử lý là chưa hợp lý với điều kiện thực tế

Hình 1.12 Áp lực hút chân không được khai báo thay đổi dọc lõi bấc thấm bằng phần mềm ABAQUS (B Indraratna et al., 2004)

- Trong những năm gần đây với sự phát triển và cải tiến không ngừng của phần mềm Plaxis Tải chân không có thể thực hiện một cách đơn giản bằng cách hạ mực nước trực tiếp chạy dọc phần tử Drain Phương pháp này đã khẳng định được sự tối ưu, phản ánh được sự chuyển vị ngang, chuyển vị đứng và sự thay đổi ứng suất trong nền phù hợp với các số liệu quan trắc thực tế thi công (Ngô Nữ Qùynh Trâm 2020)

Hình 1.13 Phần tử drain được khai báo bằng phần mềm Plaxis 3D

1.2.2 Ảnh hưởng của mô hình bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng

Mô hình bấc thấm lý tưởng là mô hình là ở đó áp lực hút chân không trong lõi bấc thấm là hằng số không đổi theo độ sâu Mô hình bấc thấm không lý tưởng là mô hình mà ở đó áp lực trong lõi bấc thấm được khai báo thay đổi theo độ sâu Tùy theo việc áp dụng công nghệ thi công tốt hay không mà ảnh hưởng đến áp lực hút trong lõi bấc thấm Với các kết quả phân tích của Lê Bá Vinh (2015) cho thấy rằng mô hình bấc thấm lý tưởng phù hợp với các công nghệ thi công tốt và đối với những công trình áp dụng các công nghệ thiết bị không thật sự tốt thì mô hình bấc thấm không lý tưởng là phù hợp

1.2.3 Ảnh hưởng của mô hình 2D và mô hình 3D

Việc lựa chọn mô hình 3D hay 2D để áp dụng trong phân tích bài toán VCM được các kỹ sư quan tâm hiện nay Tuy nhiên chưa có phân tích cụ thể nào bằng phần mềm Plaxis để đánh giá về vấn đề này ở nước ta Theo kết quả nghiên cứu của C Rujikiatkamjorn et al (2008) cho thấy mô hình 2D và 3D là cho kết quả phân tích tương tự nhau Tuy nhiên, các kết quả nghiên cứu của Nguyen Trong Nghia (2019) cho thấy các kết quả phần tích mô hình 2D và 3D là không tương đồng nhau và cần được hiệu chỉnh thông qua giá trị tỉ số thấm Rs=kh/ks khác nhau, tương ứng với từng mô hình.

CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Giới thiệu

Chương này giới thiệu về nguyên lý cơ chế của giải pháp và các cơ sở lý thuyết được áp dụng để nghiên cứu, tính toán trong luận văn.

Nguyên lý và cơ chế của giải pháp hút chân không

Nguyên lý và cơ chế của phương pháp cố kết chân không được diễn giải đầy đủ và rõ ràng trong các bài viết của Kjellman (1952), Bergado và cộng sự (1998), Chu và các công sự (2000), Indraratna và các cộng sự (2005)

Quá trình cố kết của đất dưới sự gia tải đã được tìm hiểu kỹ càng và dùng mô hình lò xo để mô tả như trong Hình 2.1-a Để tiện lợi trong việc giải thích vấn đề này, áp suất trong Hình 2.1 là một giá trị tuyệt đối và pa là áp suất khí quyển Như trong Hình 2.1-a, trường hợp khi gia tải p, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư chịu tải đó

Vì thế, với đất bão hòa, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ban đầu u 0 bằng với tải p Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán dần dần và tải trọng gia tải chuyển từ nước sang lò xo (lò xo như là cốt của đất) trong mô hình trong Hình 2.1-a Lượng gia tăng ứng suất hữu hiệu sẽ bằng với lượng áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán    p u (Hình 2.1-a) Khi kết thúc quá trình cố kết thì  u 0 và tổng lượng gia tăng của ứng suất hữu hiệu bằng với tải  p (Hình 2.1-a) Nên chú ý rằng quá trình trên không bị ảnh hưởng bởi áp suất khí quyển pa

Cơ cấu của gia tải chân không có thể được mô tả bằng cách tương tự là dùng lò xo như trong Hình 2.1-b Khi tải chân không được đặt vào hệ thống như trong Hình 2.1-b, áp lực nước lỗ rỗng trong đất giảm xuống Ứng suất tổng không đổi, ứng suất hữu hiệu tăng lên Khi gia tải chân không, u, áp lực nước lỗ rỗng trong đất vẫn là pa Áp lực nước lỗ rỗng dần tiêu tán và lò xo bắt đầu bị nén lại, ứng suất hữu hiệu trong đất bắt đầu gia tăng Lượng gia tăng ứng suất hữu hiệu bằng với lượng áp lực nước lỗ rỗng giảm đi  u , nhưng không vượt quá áp suất khí quyển pa

Hình 2.1 Mô hình lò xo cho quá trình cố kết (a) Gia tải đất đắp, (b) Gia tải chân không

Có thể hiểu rằng khi hút tạo áp lực chân không, thông qua hệ thống lõi thấm đứng, áp lực nước lỗ rỗng của các điểm trong nền đất sẽ chịu lực hút chân không Nước trong đất sẽ thấm ra ngoài theo hệ thống lõi thấm đứng và các ống dẫn để thoát ra khỏi nền Khi đó nền đất sẽ được cố kết

Hình 2.2 minh họa dưới dạng biểu đồ so sánh ứng suất thẳng đứng giữa điều kiện đất có tải chân không (đạt 100% hiệu suất) với điều kiện ban đầu và điều kiện gia tải đơn thuần

Trong đó:  '- ứng suất hữu hiệu thẳng đứng

- ứng suất tổng thẳng đứng u - áp lực nước lỗ rỗng

Pa - áp suất khí quyển , w

  -khối lượng riêng của đất và nước h- chiều sâu lớp đất a) b) c) Hình 2.2 a) trạng thái ban đầu; b) gia tải đất đắp; c) gia tải chân không

Hình 2.2-b khi gia tải bằng đất đắp làm tăng ứng suất tổng từ đó tăng ứng suất hữu hiệu trong đất Hình 2.2-c khi gia tải bằng chân không làm giảm áp lực nước lỗ rỗng từ đó tăng ứng suất hữu hiệu mà không tăng ứng suất tổng.

Lộ trình ứng suất cho trường hợp cố kết chân không và gia tải đất đắp

Trong quá trình gia tải trước trong nền đất, lộ trình ứng suất của một điểm trong nền được biểu diễn trên biểu đồ (p’,q’) như Hình 2.3

Với ứng suất hữu hiệu p’

Total vertical stress: Ứng suất tổng phương đứng

Effective vertical stress: Ứng suất hữu hiệu phương đứng

Pore water pressure: Áp lực nước lỗ rỗng

Trong đó  1 ' ,  3 ' là các ứng suất chính

Hình 2.3 Lộ trình ứng suất trên mặt p’-q

Trong trường hợp gia tải trước bằng đất đắp, tải trọng sẽ làm phát sinh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong đất, lộ trình AB tiến gần đến đường phá hoại Kf, ta phải chờ đến khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán thì ứng suất có hiệu trong đất sẽ gia tăng theo đường BC Lộ trình ứng suất có hiệu (ABC) của một phân tố đất chịu tác dụng của gia tải như Hình 2.3 Trong trường hợp cố kết chân không, ứng suất tổng không gia tăng mà phát sinh áp lực nước lỗ rỗng âm trong đất Lộ trình ứng suất có hiệu trong trường hợp này là đường AE

So sánh 2 lộ trình ứng suất ABC và AE ứng với 2 trường hợp trên ta thấy đường AE có ưu điểm hơn vì ngày càng xa đường phá hoại Kf, còn lộ trình theo đường ABC ở giai đoạn đắp đất, đường con AB có khuynh hướng tiến vào đường Kf nên sẽ hạn chế về tải trọng để tránh phá hoại Biện pháp khắc phục là phải phân nhỏ lớp đất đắp thành nhiều lớp, vừa đắp vừa chờ đất cố kết theo đường BC

Kỹ thuật hút chân không phù hợp nhất cho các loại đất yếu có mực nước ngầm cao và dễ mất ổn định cũng như tốt độ thi công bị hạn chế Vì phương pháp này tạo được sự cố kết đẳng hướng cho nên tránh được rủi ro do phá hoại trượt Điều nay cho phép gia tải gần như tức thời lên đất yếu mà nền vẫn ổn định Kinh nghiệm cho thấy chỉ cần sau vài ngày hút chân không là có thể cho chất tải Cố kết chân không thường

Cố kết gia tải được kết hợp với phương pháp gia tải trước bằng đất đắp trong trường hợp áp lực gia tải cần thiết vượt quá áp lực chân không có thể tạo ra.

Cơ sở lý thuyết bài toán cố kết một chiều

Khảo sát 1 phân tố đất dxdydz tại điểm (x, y, z) trong khối đất Vận tốc thấm v được phân tích thành 3 thành phần vx, vy, vz Theo định luật bảo toàn khối lượng thì độ chênh lệch của lượng nước vào và ra bằng độ thay đổi thể tích của phân tố đất

    (2.4) Định luật thấm Darcy tổng quát có dạng:

Vi phân (2.5) thay vào (2.4) và biến đổi ta được:

  - gọi là hệ số cố kết, chúng ta được phương trình vi phân cố kết thấm ba chiều:

Với hệ tọa độ trụ, phương trình (2.7) có dạng:

Phương trình (2.8) ta có thể phân thành 2 thành phần:

      - Phần thấm xuyên tâm và

  - Phần thấm thẳng đứng Nếu bài toán chỉ xem xét trong điều kiện thấm thẳng đứng thì phương trình thấm một chiều có dang:

Phương trình (2.9) là phương trình vi phân cố kết thấm một chiều theo lý thuyết cố kết của Terzaghi

Dạng lời giải của phương trình này còn tùy thuộc vào điều kiện ban đầu và điều kiện biên thoát nước của lớp đất cố kết Điều kiện cố kết như sau:

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

- Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ban đầu tại mỗi điểm trong lớp đất bằng với gia tăng ứng suất ngoài lên lớp đất

Giải phương trình (2.9) ta được giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại thời điểm t ở độ sâu z:

 H ; Trong đó, H chiều dài đường thoát nước Độ cố kết ở thời điểm t của cả bề dày lớp đất là:

Cơ sở lý thuyết bài toán cố kết ba chiều

Bài toán gia tải trước có sử dụng bấc thấm thoát nước thẳng đứng là bài toán cố kết ba chiều gồm thấm đứng và thấm xuyên tâm Phương trình vi phân có dạng:

Trong đó: t – Thời gian sau khi áp tải r – Khoảng cách hướng tâm từ điểm đang xét đến tâm vật thoát nước u – Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở bán kính r và ở độ sâu z

Ch – Hệ số thấm ngang

Nếu chỉ xét cố kết theo phương ngang, phương trình (2.12) có dạng:

Hình 2.4 Mô hình thoát nước và các thông số cơ bản

Phương trình (2.12) được Carillo giải năm 1942, cho độ cố kết tổng hợp như sau:

Uv – Độ cố kết theo phương đứng, theo Hansbo:

Uh – Độ cố kết theo phương xuyên tâm về phía bấc thấm (phương ngang)

Barron (1948) giải tìm Uh với hai điều kiện biên (cho kết quả đáng tin cậy):

- Ứng suất không đều nhưng biến dạng đứng đồng đều hoặc biến dạng đứng không đều nhưng ứng suất tương ứng đều

Và ông tìm được với điều kiện lý tưởng, đất nền xung quanh bấc thấm không bị xáo trộn và không có sức cản thấm trong bấc thấm, thì độ cố kết xuyên tâm là:

 d - hệ số khoảng cách thoát nước

De = 2R – đường kính hình trụ, bằng khoảng cách giữa các bấc thấm dw = 2rw – đường kính tương tương của bấc thấm (theo Rixner):

( ) w 2 d  a b a – bề rộng bấc thấm b – bề dày bấc thấm

Hệ số cố kết theo phương ngang được tính theo công thức:

w – dung trọng của nước; av – hệ số nén lún; kh – hệ số thấm ngang của đất; e – hệ số rỗng của đất

Khi xét đến ảnh hưởng của vùng đất bị xáo trộn quanh bấc thấm và sức cản thấm của bấc thấm thì biểu thức áp lực nước lỗ rỗng được Barron phát triển từ bài toán biến dạng đều như sau:

       (2.17) Ở đây, nhân tố xáo trộn được tính như sau:

 r - hệ số xét đến độ xáo trộn rs – bán kính vùng xáo trộn ks – hệ số thấm trong vùng xáo trộn

Và độ cố kết trung bình có xét đến sự xáo trộn xung quanh bấc thấm được tính theo công thức sau:

Các phương pháp dự đoán độ lún cuối cùng

Có rất nhiều các phương pháp tính toán độ cố kết theo công thức kinh nghiệm đã được nghiên cứu, ở đây chỉ xét các phương pháp sau:

- Độ cố kết theo phương pháp Asaoka (Asaoka, 1978)

- Độ cố kết theo phương pháp Hyperbolic (Tan và Chew, 1996)

- Độ cố kết theo áp lực nước lỗ rỗng

2.6.1 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo phương pháp Asaoka (Asaoka, 1978) Theo phương pháp này thì việc tính toán cần thực hiện theo các bước sau:

- Chọn đường cong quan trắc lún sau khi kết thúc quá trình gia tải đắp và chia nó theo các khoảng thời gian Δt bằng nhau tương ứng với các giá trị lún S1, S2,

- Vẽ đồ thị các điểm có trục tung là trị số độ lún Si và trục hoành là trị số độ lún Si-1

- Nối các điểm có tọa độ (Si-1, Si) bằng đường thẳng sao cho gần các điểm đó nhất Đường thẳng này sẽ cắt đường phân giác của hệ trục tọa độ (45 0 ) tại điểm M (Hình 2.5) , và điểm M có S i  1  S i  S  (độ lún cuối cùng) a) Đoạn đường cong lún theo thời gian b) Đồ thị Si=f(Si-1)

Hình 2.5 Dự đoán độ lún cuối cùng theo phương pháp Asaoka

Biết độ lún cuối cùng S  và độ lún tại thời điểm t là St, ta có thể tính được độ cố kết trung bình U tại thời điểm t Độ dốc đường β1 của đường thẳng được sử dụng tính hệ số cố kết trung bình của lớp đất theo công thức của Asaoka:

Trong đó: De – đường kính vùng ảnh hưởng của giếng thấm n =De/dw

Lưu ý: Phương pháp Asaoka không áp dụng được cho trường hợp nền xử lý nhiều lớp không đồng nhất và cần thận trọng khi phân tích loại đất có độ lún thứ cấp lớn

2.6.2 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo phương pháp Hyperbolic (Tan và Chew,

Với giả thuyết này trị số độ lún cố kết St ở thời điểm t sau khi đường cong lún đã đi vào ổn định được xác định theo biểu thức dưới đây

𝑆 là độ lún đo được ở thời điểm kết thúc đắp nền, xem như 𝑆 tương ứng với

𝑡 = 0 t là quảng thời gian duy trì tải trọng đắp kể từ khi đắp xong α,β là hai thông số được xác định theo đường cong quan trắc lún thực tế bằng cách sau đây:

Từ đường cong quan trắc lún thực đoạn đã ổn định cứ với một trị số t bất kỳ ta xác định được một trị số tương ứng Với nhiều điểm đo lún có t khác nhau vẽ một đồ thị các điểm có trục tung là và trục hoành là t như hình 2.3 ta sẽ xác định được thông số α, β như hình 2.3

Trên Hình 2.5 các điểm có ký hiệu là x biểu diễn kết quả đo lún thực trên tọa độ ( ) t o f t t

 Với α, β được xác định theo đồ thị sau:

Thay trị số α, β xác định trên đồ thị Hình 2.6 vào công thức (2.22) ta sẽ được phương trình tính được độ lún St ở thời điểm bất kỳ và dự đoán được độ lún cuối cùng

Với β vừa tìm được ta xác định được hệ số cố kết trung bình theo công thức:

2.7 Phương pháp mô phỏng mô hình bấc thấm

Hansbo (1979) đề nghị đường kính tương đương bấc thấm có thể xác định theo công thức sau:

Hình 2.7 Đường kính tương đương của bấc thấm

Mục đích của việc sử dụng bấc thấm là làm tiêu tán nhanh áp lực nước lỗ rỗng và tháo nước lỗ rỗng trong nền đất yếu ra ngoài Vì vậy khả năng thoát nước của bấc thấm càng cao thì hiệu quả của bấc thấm càng lớn

2.7.3 Vùng ảnh hưởng của giếng thấm

Thời gian để đạt được độ cố kết là hàm số phụ thuộc vào bình phương đường kính có hiệu de của giếng thấm Thông số này có thể được khống chế theo ý muốn vì nó phụ thuộc vào khoảng cách giữa các giếng thấm và sơ đồ bố trí giếng thấm Giếng thấm thường được bố trí theo sơ đồ lưới hình vuông hoặc tam giác đều

Hình 2 8 Sơ đồ bố trí bấc thấm trong nền Đường kính vùng ảnh hưởng của giếng thấm được xác định như sau:

 de = 1.05S lưới tam giác với S – là khoảng cách giữa các giếng thấm

Một yếu tố cần được xét đến trong quá trình tính toán sự làm việc của bấc thấm, đó là ảnh hưởng của vùng xáo trộn trong công tác thi công bấc thấm Vùng xáo trộn (smear zone) này sẽ gây ảnh hưởng đến quá trình thoát nước do làm thay đổi hệ số thấm nguyên thủy của đất, dẫn đến thay đổi độ cố kết của nền Thông thường bấc thấm được thi công bởi một ống thép chuyên dùng, ống thép được thiết kế sao cho giảm tối đa sự xáo trộn cho nền đất

Với mục đích thiết kế, Jamiolkowski và Lancellotta (1981) đưa ra công thức tính đường kính vùng xáo trộn như sau:

Trong đó:𝑑 = 𝑤𝑙 là đường kính tương đương của ống thép

Với w- bề rộng ống thép; l- bề dài của ống thép

Hình 2.9 Vùng đất bị xáo trộn xung quanh ống Mandrel (Bergado, 1996)

2.7.5 Phương pháp khối đất tương đương

Các bấc thấm (PVD) được lắp đặt vào vùng đất cần gia cố có hệ số thấm đứng lớn giúp cho nước có thể thoát ra dưới tác dụng của tải ngoài, như vậy sẽ tăng tính thấm đứng của vùng đất yếu Do đó có thể thiết lập giá trị thấm đứng tương đương cho đất bằng công thức kết hợp giá trị thấm đứng của đất tự nhiên và thấm ngang đối với các PVD, để mô phỏng vùng đất có bấc thấm bằng vùng đất có hệ số thấm tương đương Chai và Miura (2001) đã đưa ra công thức tính hệ số thấm tương đương dựa trên giả thiết sau đây:

 Sự cố kết của đất nền có bấc thấm là đẳng hướng Như vậy, lý thuyết cố kết đẳng hướng có thể được sử dụng để thể hiện sự cố kết theo phương đứng và các lý thuyết của Hansbo (1979) thể hiện cố kết hướng tâm được sử dụng

 Độ cố kết chung kết hợp giữa cố kết hướng đứng và cố kết hướng tâm được tính theo Scott (1963) Để có được một biểu thức một chiều cho thấm dọc tương đương, một công thức gần đúng để tính độ cố kết theo hướng thẳng đứng được đề xuất như sau:

Và hệ số thấm đứng tương đương được tính như sau:

      kh – Là hệ số thấm ngang của đất tự nhiên (không bị xáo trộn) kv – Là hệ số thấm đứng của đất tự nhiên ks – Là hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn l – Là chiều dài đường thoát nước; qw – Là lưu lượng thấm de – Là đường kính vùng ảnh hưởng bấc thấm ds – Là đường kính vùng xáo trộn bấc thấm dw – Là đường kính tương đương của bấc thấm

2.7.6 Phương pháp bài toán đối xứng trục

Hệ số thấm ngang tương đương được Lin và công sự, (2000), đưa ra như sau ln ln ln e h he e h s s s k r k r r k r r k r

Mô hình mô phỏng áp lực hút chân không

Các máy bơm hút kết nối trực tiếp với bấc thấm và truyền áp lực chân không vào trong bấc thấm Có 2 cách khai báo các phần tử bấc thấm:

1) Khai báo bấc thấm có tính chất như đất nền xung quanh nhưng được gán áp lực nước lỗ rỗng âm tại đỉnh và có hệ số thấm khác

2) Khai báo trực tiếp phần tử bấc thấm như một biên thoát nước trực tiếp với áp lực lỗ rỗng âm.

Mô hình Harderning Soil (HS) trong phân tích tính toán

Mô hình tăng bền đẳng hướng Hardening Soil (HS) là mô hình đất nâng cao dùng để mô phỏng ứng xử của nhiều loại đất khác nhau, dành cho cả đất mềm và đất cứng (Schanz, 1998)

Khác với mô hình đàn dẻo lý tưởng MC, mặt ngưỡng dẻo của mô hình HS không cố định trong không gian ứng suất chính mà có thể mở rộng ra tùy thuộc vào mức độ biến dạng dẻo của đất Mô hình HS tích hợp cả 2 loại ứng xử tăng bền của đất nền, đó là tăng bền chống cắt và tăng bền chống nén

Tăng bền chống cắt dùng để mô phỏng các biến dạng không hồi phục của đất nền khi chịu ứng suất lệch (ứng suất cắt) ban đầu Tăng bền chống nén dùng để mô phỏng các biến dạng không hồi phục của đất nền khi chịu tải nén 1 trục ban đầu (nén cố kết hay nén đẳng hướng)

Trong thí nghiệm nén 3 trục thoát nước, mối quan hệ giữa biến dạng dọc trục và ứng suất lệch có dạng hyperbolic (Kondner, 1963) và về sau đã được ứng dụng trong mô hình hyperbolic nổi tiếng của Duncan và Chang (1970) Tuy nhiên, mô hình HS đã vượt xa mô hình hyperbolic vì mô hình này xây dựng trên cơ sở lý thuyết dẻo thay vì lý thuyết đàn hồi và thêm nữa mô hình HS có xét đến góc giãn nở của đất và đưa ra mặt dẻo hình chỏm

Trong mô hình HS, độ cứng của đất nền được mô tả chính xác hơn mô hình MC vì sử dụng 3 loại độ cứng khác nhau cho đất nền, bao gồm:

 Độ cứng khi chất tải trong thí nghiệm nén 3 trục thoát nước: E50 ref

 Độ cứng khi gia tải hoặc dở tải: Eur ref

 Độ cứng trong thí nghiệm nén cố kết: Eoed ref Ý tưởng cơ bản của việc thành lập mô hình HS là mối quan hệ dạng hyperbolic giữa biến dạng dọc trục ε1 và ứng suất lệch q trong thí nghiệm nén 3 trục thoát nước Các đường cong dẻo trong thí nghiệm 3 trục thoát nước được biểu diễn như sau:

Trong đó qa là giá trị tiệm cận của sức chống cắt Giá trị E50 là mô đun độ cứng phụ thuộc vào ứng suất nén trong lần chất tải đầu tiên và được xác định bởi phương trình sau:

Trong đó E50 ref là mô đun biến dạng tham chiếu trong thí nghiệm nén 3 trục ứng với áp lực nén tham chiếu là pref , số mũ m thể hiện sự thay đổi phi tuyến của mô đun biến dạng E50 theo E50 ref (với 0.5 ≤ m ≤ 1 tùy theo loại đất nền) Ứng suất lệch tới hạn qf và giá trị qa được xác định như sau:

Khi q = qf , trạng thái phá hoại sẽ xảy ra và đạt tới ngưỡng dẻo

Hình 2 10 Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng theo hàm Hyperbolic trong thí nghiệm nén 3 trục thoát nước Đối với lộ trình ứng suất lúc dở tải và gia tải, một mô đun độ cứng khác phụ thuộc vào ứng suất được sử dụng:

Trong đó Eurref là mô đun Young tham chiếu trong trường hợp dở tải và gia tải của thí nghiệm nén 3 trục ứng với áp lực nén tham chiếu là pref

Với thông số tăng bền p là hằng số, điều kiện chảy dẻo f = 0 sẽ thông qua các đường cong dẻo trong mặt phẳng (p'-q) Và các đường cong dẻo này phụ thuộc vào

E50 và Eur, do đó hình dạng đường cong dẻo sẽ phụ thuộc vào số mũ m Khi m =1 (đất yếu), các đường cong dẻo trở thành đường thẳng, còn với các giá trị m < 1 thì đường chảy dẻo hơi cong Hình 3.6 trình bày hình dạng đường cong dẻo ứng với các giá trị khác nhau của thông số tăng bền p khi m = 0.5 (đất cứng)

Hình 2.11 Các đường cong dẻo ứng với các giá trị p khác nhau

Các mặt dẻo khi chịu cắt trong hình trên không giải thích được biến dạng thể tích dẻo trong quá trình chịu nén đẳng hướng Do đó một loại mặt dẻo thứ hai được đưa ra để giới hạn miền đàn hồi theo phương trục p

Mô đun biến dạng E ref 50 và E ref ur chủ yếu kiểm soát độ lớn của biến dạng dẻo ứng với mặt dẻo khi chịu cắt, trong khi mô đun E ref oed được sử dụng để kiểm soát độ lớn của biến dạng dẻo xuất phát từ chỏm dẻo

Hình 2.12 Định nghĩa mô đun Eoed ref trong thí nghiệm nén cố kết

Mặt dẻo hình chỏm có phương trình như sau: Độ lớn của chỏm dẻo phụ thuộc vào áp lực tiền cố kết pp Quy luật tăng bền diễn tả mối quan hệ giữa áp lực tiền cố kết Pp và biến dạng thể tích trên chỏm mũ

Hình 2 13 Mặt dẻo trong không gian ứng suất chính của mô hình HS

Hình 2.14 Mặt dẻo trong không gian ứng suất chính của mô hình HS

NGHIÊN CỨU SỰ KHÁC BIỆT GIỮA MÔ HÌNH 3D VÀ MÔ HÌNH 2D

Giới Thiệu

Nghiên cứu này nhằm đánh giá sự khác biệt giữa mô hình 3D và mô hình 2D khi vận dụng tính toán xử lý nền đất yếu bằng hút chân không kết hợp đắp gia tải bổ sung Khẳng định được mô hình nào là hợp lý và phản ánh đúng độ lún, sự thay đổi áp lực nước lỗ rộng, và chuyển vị ngang của nền thông qua đối chiếu với số liệu quan trắc thu được từ hiện trường.

Giới thiệu vị trí khảo sát đánh giá trong dự án Sai Gon Sport City

Hình 3.1 Sơ họa vị trí khảo sát đánh giá CẦU K1

VỊ TRÍ ĐÁNH GIÁ Đoạn nền đất yếu đã được xử lý tại đường đầu cầu Cầu K1 thuộc khu II-Dự án Sai Gon Sport City được xem xét khảo sát đánh giá Các số liệu quan trắc lún bề mặt, lún sâu, chuyển vị ngang, áp lực nước lỗ rỗng, được thu thập, đánh giá so sánh với mô phỏng bằng Plaxis

Hình 3.2 Mặt bằng cao độ hiện trạng trước khi xử lý nền

Hình 3.3 Các mặt cắt quan trắc

Hình 3.4 Bình đồ quan trắc và trắc dọc địa chất

Hình 3.5 Mặt cắt điển hình bố trí thiết bị quan trắc

- Bấc thấm được thiết kế bố trí theo lưới tam giác Khoảng cách giữa các bấc thấm là 1.3m, được cấm sâu đến cao độ -8.00m và -8.20m Các số liệu quan trắc tại mặt cắt 1 được xem xét đánh giá trong nghiên cứu này

Bảng 1 Thông số địa chất

Cao độ đỉnh lớp đất m 0.50 -4.00 -9.50 -16.50

Cao độ đáy lớp đất m -4.0 -9.5 -16.5 -39.5 e 1 2.677 2.204 0.683 0.680

Hình 3.6 Thông số cơ lý của lớp đất yếu theo độ sâu Trình tự thi công được khai báo thông qua các số liệu được quan trắc và ghi nhận trong nhật ký thi công, được thống kê như bảng sau:

Hệ số thấm được tổng hợp và lấy giá trị trung bình tương ứng với khoảng áp lực mà lớp đất bùn sét 1A, 1B, và 2 hiện hữu đang chịu như Hình 3.7, Hình 3.8, và Hình 3.9

Hình 3.7 Tương quan hệ số thấm đứng và áp lực của Lớp bùn sét 1A

Hình 3.8 Tương quan hệ số thấm đứng và áp lực của Lớp bùn sét 1B

Hình 3.9 Tương quan hệ số thấm đứng và áp lực của Lớp 2

Bảng 2: Thông số PVD và kiếm cấm được dùng trong dự án

STT Thông số Ký hiệu Đơn vị Giá trị

3 Đường kính tương đương của bấc thấm dw m 0.066

6 Đường kính tương đương của kiếm cấm dm m 0.096

Trình tự thi công được mô phỏng đúng với các số liệu quan trắc thu được tại mặt cắt 1-1, được thể hiện cụ thể như bảng sau:

Bảng 3: Trình tự thi công tại mặt cắt 1-1

Thời gian lưu tải(ngày) Áp lực hút trong bấc thấm (kPa)

Số ngày tính từ bắt đầu hút chân không (ngày)

Chiều dày lớp đất đắp gia tăng (m)

168 3.500 - - - - Áp lực hút chân không theo thời gian được lấy trung bình trong các khoảng thời gian tiến hành gia tải hút chân không

Hình 3.10 Biểu đồ áp lực hút chân không theo thời gian

Hình 3.11 Cao độ đắp cát gia tải theo thời gian

Phương pháp thực hiện

Phần mềm Plaxis V.20 được sử dụng để mô phỏng tính toán

- Áp lực hút cho các mô hình khai báo bằng phần tử Drain là áp lực hút không lý tưởng (áp lực hút theo thực tế thi công) được trình bày như sơ đồ Hình 3.12 Áp lực hút giảm dần theo độ sâu và thay đổi theo từng thời điểm quan trắc được chi bày chi tiết ở Phụ Lục B

Hình 3.12 Sơ đồ quy đổi áp lực hút chân không cho bấc thấm không lý tưởng

- Áp lực hút đối với các mô hình áp vùng nền tương đương thì được khai báo bởi một biên thấm có áp lực âm tại cao độ đỉnh bấc thấm

- Các mô hình vùng nền không quy đổi thì được khai báo vùng xáo trộn xung quanh lõi bấc thấm như Hình 3.13

Hình 3.13 Bấc thấm được bao quanh bởi vùng xáo trộn

Mô hình 3D được mô phỏng theo 3 cách để đánh giá so sánh với số liệu quan trắc hiện trường

- Mụ hỡnh 3D.A: Mụ hỡnh được mụ phỏng ẵ chiều rộng nền, với dóy rộng 25m (gồm 15 hàng bấc thấm) Bấc thấm bố trí theo lưới tam giác với khoảng cách 1.3m Bấc thấm không lý tưởng được khai báo bằng phần tử Drain với áp lực hút thay đổi theo chiều sâu, vùng xáo trộn và vùng nền xử lý được qui đổi thành vùng nền tương đương, có hệ số thấm ngang tương đương khe (Hình 3.14; Hình 3.15)

- Mô hình 3D.B: Vùng đất yếu được xử lý được khai báo thay thế bởi vùng nền tương đương có hệ số thấm đứng tương đương là kve Áp lực hút chân không được khai báo bằng một mặt phẳng biên thấm ngay tại cao độ đỉnh bấc thấm (Hình 3.16; Hình 3.17)

- Mụ hỡnh 3D.C: Mụ hỡnh được mụ phỏng ẵ chiều rộng nền với dóy rộng 5.6m (gồm 4 hàng bấc thấm) Bấc thấm bố trí theo lưới tam giác với khoảng cách 1.3m Bấc thấm không lý tưởng được khai báo bằng phần tử Drain với áp lực hút thay đổi theo chiều sâu Vùng xáo trộn có kích thước 0.22x0.22 (m²) được khai báo bao quanh bấc thấm có hệ số thấm ks (Hình 3.19; Hình 3.20)

Hình 3.15 Mesh lưới của mô hình 3D.A

Hệ số thấm ngang tương đương khe của mô hình 3D.A được tính toán như các bảng sau:

Bảng 4: Hệ số thấm ngang tương đương của lớp 1A (mô hình 3D.A)

1 Hệ số thấm đứng kv m/ngày 5.50E-05

2 Tỉ số hệ số thấm ngang/hệ số thấm đứng kh/kv 2

3 Hệ số thấm ngang kh m/ngày 1.10E-04

4 Tỉ số hệ số thấm ngang/hệ số thấm của vùng xáo trộn kh/ks 10

5 Hệ số thấm của vùng xáo trộn ks (ks,ax) m/ngày 1.10E-05

8 Đường kính vùng xáo trộn ds m 0.25

10 Khoảng cách giữa các bấc thấm S m 1.3

11 Đường kính vùng ảnh hưởng của PVD, bố trí tam giác De m 1.365

15 Hệ số thấm ngang tương đương của vùng xử lý khe m/ngày 2.22E-05 Bảng 5: Hệ số thấm ngang tương đương của lớp 1B (mô hình 3D.A)

15 Hệ số thấm ngang tương đương của vùng xử lý khe m/ngày 1.41E-05

Hình 3.17 Mesh lưới của mô hình 3D.B

Hệ số thấm đứng tương đương kve của mô hình 3D.B được tính toán như các bảng sau:

Bảng 6: Hệ số thấm đứng tương đương của lớp 1A (mô hình 3D.B)

9 Chiều dài PVD trong vùng đất yếu LPVD m 8.5

12 Hệ số khoảng cách PVD n 20.682

13 Tỉ số vùng xáo trộn s 3.788

14 Hệ số ảnh hưởng của vùng xáo trộn và khả năng thoát nước của PVD à 1.43E+01

15 Hệ số thấm đứng tương đương của vùng xử lý kve m/ngày 8.02E-04

Bảng 7: Hệ số thấm đứng tương đương của lớp 1B (mô hình 3D.B)

14 Hệ số ảnh hưởng của vùng xáo trộn và khả năng thoỏt nước của PVD à 1.43E+01

Hình 3.18 Mặt bằng bố trí bấc thấm của mô hình 3D.C

Hình 3.20 Mesh lưới của mô hình 3D.C

 Điều kiện biên trong mô hình 3D

- Điều kiện biên chuyển vị và thấm được thể hiện như hình sau: a) b) Hình 3.21 a) Điều kiện biên chuyển vị; b) Điều kiện biên thấm

3.3.2 Mô hình 2D Để có thể mô phỏng cố kết xử lý nền đất yếu bằng VCM cần phải quy đổi tương đương các giá trị hệ số thấm của đất và của vùng xáo trộn từ mô hình đối xứng trục (3D) về mô hình phẳng 2D Hai mô hình 2D được thục hiện mô phỏng cho 2 cách quy đổi đã được trình bày ở Chương 2

- Mô hình 2D.A: Vùng đất xử lý được khai báo thay thế bởi vùng nền tương đường có hệ số thấm đứng tương đương là kve (Bảng 8; Bảng 9) Áp lực hút chân không được khai báo bằng một mặt phẳng biên thấm ngay tại cao độ đỉnh bấc thấm (Hình 3.22 và Hình 3.23)

- Mô hình 2D.B: Các hệ số thấm ngang phẳng của vùng đất được xử lý kh,ps và hệ số thấm ngang phẳng của vùng xáo trộn ks,ps Bấc thấm được khai báo bằng phần tử Drain theo thay đổi áp lực hút theo độ sâu, có khoảng cách S = 1.3m Vùng xáo trộn có bề rộng 2xbs=ds = 0.25m bao quanh bấc thấm (Hình 3.24 và Hình 3.25), và có các hệ số thấm được trình bày như Bảng 10 và Bảng 11

Hình 3.23 Mesh lưới của mô hình 2D.A

Bảng 8: Hệ số thấm ngang của đất và vùng xáo trộn của lớp 1A (mô hình 2D.A)

14 Hệ số ảnh hưởng của vùng xáo trộn và khả năng thoát nước của PVD à 1.43E+01

Bảng 9: Hệ số thấm ngang của đất và vùng xáo trộn của lớp 1B (mô hình 2D.A)

14 Hệ số ảnh hưởng của vùng xáo trộn và khả năng thoỏt nước của PVD à 1.43E+01

Hình 3.25 Mesh lưới của mô hình 2D.B

Hệ số thấm ngang của đất và vùng xáo trộn của mô hình 2D.B được trình bày ở các bảng sau:

Bảng 10: Hệ số thấm ngang của đất và vùng xáo trộn của lớp 1A (mô hình 2D.B)

3 Hệ số thấm ngang kh (kh,ax) m/ngày 1.10E-04

16 Hệ số thấm ngang mô hình 2D của đất kh,ps m/ngày 2.93E-05

17 Hệ số thấm ngang mô hình 2D của vùng đất xáo trộn ks,ps m/ngày 1.90E-06

Bảng 11: Hệ số thấm ngang của đất và vùng xáo trộn của lớp 1B (mô hình 2D.B)

3 Hệ số thấm ngang kh (kh,ax) m/ngày 7.00E-05

16 Hệ số thấm ngang mô hình 2D của đất kh,ps m/ngày 1.86E-05

17 Hệ số thấm ngang mô hình 2D của vùng đất xáo trộn ks,ps m/ngày 1.21E-06

Kết quả và thảo luận

3.4.1 Kết quả độ lún theo thời gian của mô hình 3D

Trước khi tiến hành bơm hút chân không, nền đất yếu đã lún -11.7cm bởi tải trọng san lấp Vì thế, để tương đồng với kết quả lún từ hồ sơ quan trắc Các độ lún theo thời gian tại thời điểm 0 sẽ bắt đầu tại độ lún -11.7cm Các mô hình 2D và 3D sẽ được đánh giá so sánh với nhau, cụ thể như sau:

Kết quả độ lún bề mặt theo thời gian tại tim đường của mô hình 3D.A là tương đồng với độ lún quan trắc (Hình 3.26), ở các độ sâu quan trắc Trong khi đó mô hình 3D.B và 3D.C cho thấy sự sai khác độ lún so với số liệu quan trắc khá lớn (Hình 3.27 và 3.28), sự sai khác được trình bày cụ thể ở Bảng 3.1

Hình 3.26 Độ lún theo thời gian của mô hình 3D.A

Hình 3.27 Độ lún theo thời gian của mô hình 3D.B

Hình 3.28 Độ lún theo thời gian của mô hình 3D.C

3.4.2 Kết quả độ lún theo thời gian của mô hình 2D

Tương tự như thế, độ lún của mô hình 2D.A và 2D.B

Hình 3.29 Độ lún theo thời gian của mô hình 2D.A

Hình 3.30 Độ lún theo thời gian của mô hình 2D.B

Bảng 12: Chênh lệch độ lún giữa các mô hình với số liệu quan trắc

(tại thời điểm 105 ngày) STT

3.4.3 Kết quả áp lực nước lỗ rỗng Áp lực nước lỗ rỗng tại thời điểm t được quan trắc tại hiện trường là áp lực nước lỗ rỗng được khấu trừ giữa quá trình hút (tạo ra áp lực âm) và quá trình đắp (tạo ra áp lực dương) diễn ra đồng thời Tuy nhiên, khi được phân tích bằng phần Plaxis, thì sự thay đổi áp lực lỗ rỗng gây ra do áp lực hút được xác định bởi sự thay đổi giá trị của áp lực nước tĩnh (P_steady) tại thời điểm t và sự thay đổi áp lực lỗ rỗng gây ra do tải trọng đắp được xác định bởi sự thay đổi giá trị của áp lực nước lỗ rỗng hoạt động (P_active) Chính vì thế áp lực lỗ rỗng tại thời điểm t: ut=P_steady-ΔP_active

Hình 3.31 Tương quan áp lực nước lỗ rỗng của mô hình 3D.A so với kết quả quan trắc

Hình 3.32 Tương quan áp lực nước lỗ rỗng của mô hình 2D.B so với kết quả quan trắc

Các mô hình 3D và 2D sử dụng phần tử Drain để mô phỏng bấc thấm và áp lực hút chân không cho thấy kết quả tương đồng với kết quả quan trắc tại giữa lớp đất xử lý (tại z=-4m) Tuy nhiên, áp lực nước lỗ rỗng từ kết quả mô phỏng lớn hơn so với kết quả quan trắc tại điểm đầu (tại z=-1m) và cuối lớp đất xử lý (tại z=-7m) lần lược là 26% và 47% Có thể do sự biến đổi nhiều của áp lực lỗ rỗng tại điểm đầu bấc thấm và những lỗi thiết bị xảy ra trong quá trình quan trắc tại điểm cuối vùng xử lý

3.4.4 Kết quả chuyển vị ngang

Kết quả chuyển vị ngang của biên vùng xử lý của các mô hình có hướng chuyển vị tương đồng với kết quả quan trắc, nhưng có sự sai khác về giá trị cụ thể như sau:

- Tại mặt san lấp (z=2.4m): nền chuyển vị vào bên trong vùng xử lý Sự sai lệch của các mô hình 2D nhỏ hơn với quan trắc khoảng 30% và các mô hình 3D cho kết quả nhỏ hơn 50% so với quan trắc

- Tại độ sâu (z=-2.5m): nền chuyền vị ra phía ngoài vùng xử lý Các mô hình cho thấy sự sai khác nhỏ hơn 30% so với kết quả quan trắc

Việc mô phỏng chính xác chuyển vị ngang của vùng nền chính xác so kết quả quan trắc là một vấn đề cần được nghiên cứu nhiều Tuy nhiên, qua quá trình mô phỏng đã thể hiện được xu hướng chuyển vị của vùng nền bên trong và bên ngoài vùng xử lý, và ước lượng được mức độ chuyển vị Nhằm có giải pháp gia cố tránh ảnh hưởng đến các công trình lân cận trong quá trình xử lý hút chân không

Hình 3.33 Kết quả chuyển vị ngang

Nhận xét

- Các kết quả phân tích lún cho thấy mô hình 3D.A, các bấc thấm được khai báo bằng phần tử Drain có áp lực hút thay đổi theo độ sâu trùng khớp với kết quả quan trắc, độ chênh lệch độ lún ở tất cả độ sâu nhỏ hơn 2.5% Các mô hình 3D và 2D còn lại cho thấy chênh lệch độ lún lớn ở các độ sâu từ 7% đến dưới 70%

- Các mô hình 2D và 3D, ở đó các áp lực hút được khai báo bằng phần tử Drain thì cho thấy áp lực nước lỗ rỗng khá tương đồng so với kết quả quan trắc tại vị trí giữa lớp đất Các mô hình 2D và 3D được khai báo bằng phương pháp quy đổi nền tương đương thì không phản ảnh đúng áp lực nước lỗ rỗng theo kết quả thực tế thi công

- Hướng chuyển vị ngang của vùng nền từ kết quả mô phỏng phản ánh được kết quả thực tế thi công Tuy nhiên, các giá trị nhận được từ mô phỏng cho thấy sự sai khác khá lớn từ 30% đến 50%

- Từ các kết quả mô phỏng cho thấy mô hình 3D.A phản ánh đúng kết quả thực tế thi công nhất so với các mô hình còn lại Vậy để tính toán thiết kế bằng phương pháp số chúng ta nên dùng mô hình 3D có nhiều dãy bấc thấm được bố trí theo đúng thực tế thi công, và các bấc thấm được khai báo cụ thể bằng phần tử Drain với áp lực hút thay đổi theo độ sâu.

NGHIÊN CỨU SỰ KHÁC BIỆT GIỮA MÔ HÌNH BẤC THẤM LÝ TƯỞNG VÀ KHÔNG LÝ TƯỞNG VÀ CHIỀU SÂU TỐI ƯU CỦA MŨI BẤC THẤM

Giới Thiệu

Nghiên cứu này được thực hiện nhằm hiểu rõ sự khác biệt giữa mô hình bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng khi mô phỏng hút chân không Từ đó, khẳng định mô hình tính toán nào là phù hợp khi thực hiện mô phỏng tính toán hút chân không cho nền đất yếu tại Quận 2, Thành phố Hồ Chí Minh

Nghiên cứu chiều sâu cắm bấc thấm trong giải pháp xử lý nền bằng bấc thấm hút chân không, trong trường hợp ngay bên dưới nền xử lý là lớp cát thoát nước tốt

Từ đó, đưa ra được chiều sâu cắm bấc thấm tối ưu cho trường hợp ngay bên dưới vùng nền đất yếu được xử lý là lớp cát.

Phương pháp thực hiện

Mô phỏng được thực hiện bằng phần mềm Plaxis

Mụ hỡnh 3D mụ phỏng ẵ chiều rộng nền, với dóy rộng 25m (gồm 15 hàng bấc thấm) Bấc thấm bố trí theo lưới tam giác với khoảng cách 1.3m Vùng xáo trộn và vùng nền xử lý được qui đổi thành vùng nền tương đương, có hệ số thấm ngang tương đương khe (Hình 4.1 và Hình 4.2) Các bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng lần được được khai báo như sau:

- Bấc thấm lý tưởng được khai báo bằng phần tử Drain liên lục hết chiều sâu vùng xử lý, có giá trị áp lực hút được giả định không đổi theo độ sâu và bằng áp lực quan trắc được tại đỉnh bấc thấm (Hình 4.3)

- Bấc thấm không lý tưởng được khai báo bằng phần tử Drain thành những đoạn dài 2m riêng lẻ từ trên xuống Giá trị áp lực hút chân không khác nhau sẽ được gán nhau cho từng đoạn (Hình 4.4)

Hình 4.2 Mesh lưới của mô hình 3D

Hình 4.3 Sơ đồ áp lực hút chân không cho bấc thấm lý tưởng

Hình 4.4 Sơ đồ quy đổi áp lực hút chân không cho bấc thấm không lý tưởng Đối với nghiên cứu chiều sâu tối ưu cắm bấc thấm Cao độ mũi bấc thấm được cắm cách đáy lớp đất yếu (cách đỉnh lớp cát) một giá trị hc (chiều dày vùng không xử lý bên dưới mũi bấc thấm) Giá trị hc thay đổi lần lược là 2.0m; 1.5m; 1m; 0.5m; 0.0m, tương ứng lần lượt với các mô hình được đặt tên là 3D-2m; 3D-1.5m; 3D-1.0m; 3D- 0.5m; 3D-0.0m Bấc thấm được mô phỏng theo mô hình bấc thấm lý tưởng Các thông số địa chất được lấy theo Bảng 1 (Chương 3) Tuy nhiên lớp địa chất sét dẻo cứng (Lớp số 2) được thay thế bằng lớp cát (Lớp số 3)

Hình 4.5 sơ đồ thay đổi chiều sâu cắm bấc thấm Các điều kiện biên chuyển vị và thấm tương tự như mô hình 3D được trình bày ở Chương 3, cụ thể như sau: a) b)

Hình 4.6 a) Điều kiện biên chuyển vị; b) Điều kiện biên thấm

Kết quả

4.3.1 Kết quả độ lún theo thời gian

Kết quả phân tích bởi phương pháp số cho thấy mô hình bấc thấm lý tưởng cho kết quả độ lún lớn hơn bấc thấm không lý tưởng ở các độ sâu quan trắc là 6% đến 7%, như được trình bày ở Bảng 13

Bảng 13: Chênh lệch độ lún giữa bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng

STT Nội Dung Độ lún tại cao độ Z (m)

2 Bấc thấm không lý tưởng -38.91 -59.14 -75.84

Kết quả độ lún theo thời gian Hình 4.7 cho thấy khi thời gian hút chân không cố kết nền đất yếu càng kéo dài thì sự chênh lệch độ lún giữa mô hình bấc thấm lý tưởng và bấc thấm không lý tưởng càng lớn

Hình 4.7 Biểu đồ lún của bấc thấm lý tưởng, không lý tưởng, và kết quả quan trắc

4.3.2 Kết quả áp lực nước lỗ rỗng Ở mọi độ sâu quan trắc, áp lực nước lỗ rỗng ở mô hình bấc thấm lý tưởng càng ngày càng nhỏ hơn ở mô hình bấc thấm không lý tưởng, cho đến khi kết thúc quá trình hút chân không, được thể hiện như Hình 4.8 và các bảng sau:

Bảng 14 Chênh lệch áp lực nước lỗ rỗng giữa mô hình bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng tại độ sâu quan trắc Z=-1.0m

STT Nội Dung Áp lực nước lỗ rỗng tại thời điểm t (kPa)

1 Bấc thấm không lý tưởng 29.64 40.23 42.06

Hình 4.8 Áp lực nước lỗ rỗng trong đất của mô hình bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng theo thời gian

Mô hình bấc thấm lý tưởng cho kết quả áp lực nước lỗ rỗng nhỏ hơn mô hình bấc thấm không lý tưởng là do áp lực hút được tạo ra từ mô hình lý tưởng lớn hơn trong khi tải trọng đất đắp của hai mô hình là không đổi Đây chính là nguyên nhân chính dẫn đến áp lực nước lỗ rỗng ở mô hình bấc thấm lý tưởng nhỏ hơn so với mô hình bấc thấm không lý tưởng

4.3.3 Kết quả chuyển vị ngang

Hướng chuyển vị ngang của mô hình bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng là tương đồng với kết quả quan trắc Tại bề mặt hút chân không (cao độ Z=+2.02m), mô hình lý tưởng cho kết quả khá trùng khớp với kết quả quan trắc, trong khi đó ở mô hình bấc thấm không lý tưởng cho thấy chuyển vị nhỏ hơn khoảng 30% Sự sai khác xảy ra ở mô hình bấc thấm không lý tưởng có thể bị ảnh hưởng bởi sự quy đổi áp lực hút giảm dần theo độ sâu như được trình bày ở Hình 4.9

Hình 4.9 Chuyển vị ngang của mô hình bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng

Tại các độ sâu khác từ 0m đến -8.0m chuyển vị của mô hình lý tưởng đều cho giá trị nhỏ hơn mô hình không ý tưởng Vấn đề này được giải thích là do áp lực hút ở các độ sâu trên ở mô hình bấc thấm lý tưởng là không đổi và có giá trị lớn hơn mô hình bấc thấm không lý tưởng

4.3.4 Kết quả độ lún của các mô hình thay đổi chiều sâu cắm bấc thấm

Kết quả lún bề mặt (cao độ z=+2.02 m) của các mô hình 3D-2.0 m; 3D-1.5 m; 3D-1.0 m; 3D-0.5 m; 3D-0.0 m tại thời điểm dừng hút chân không (105 ngày) lần lượt là: 61.05 cm; 64.78 cm; 68.4cm; 68.98cm; 86.5cm (Hình 4.10)

Hình 4.10 Độ lún theo thời gian khi chiều sâu cắm bấc thấm thay đổi Độ lún lớn bất thường khi bấc thấm cấm chạm vào đỉnh lớp cát, không phản ánh được hiện tượng tổn thất cột áp hút chân không khi dùng phần tử Drain để mô phỏng bấc thấm hút chân không Được giải thích là do phần tử Drain được khai báo với một áp lực hút cố định và có giá trị không đổi trong mọi điều kiện địa chất

Từ kết quả lún bề mặt như Hình 4.10 cho thấy chiều cao vùng không xử lý tối ưu bên dưới mũi bấc thấm nên có giá trị từ 0.5m đến 1.0m.

Nhận xét

Độ lún nhận được từ mô hình bấc thấm lý tưởng lớn hơn từ 6%-7% so với mô hình bấc thấm không lý tưởng ở mọi độ sâu Thời gian hút càng lâu thì chênh lệch độ lún giữa hai mô hình tính toán càng lớn Áp lực nước lỗ rỗng trong đất ở mô hình bấc thấm lý tưởng nhỏ hơn từ 33% đến 89% so với mô hình không lý tưởng tại thời điểm hút 105 ngày Khi thời gian hút tăng thì sự chênh lệch áp lực nước lỗ rỗng giữa hai mô hình tăng ở mọi độ sâu quan trắc

Hướng chuyển vị ngang của hai mô hình lý tưởng và không lý tưởng là tương đồng với số liệu quan trắc Giá trị chuyển vị ngang của mô hình lý tưởng là nhỏ hơn mô hình không lý tưởng tại mọi độ trong thuộc cùng nền xử lý

Từng những kết quả trên cho thấy: Để phản ánh đúng thực tế độ lún hiện trường thi công Nên sử dụng mô hình bấc thấm không lý tưởng để thực hiện tính toán mô phỏng xử lý nền đất yếu bằng giải pháp hút chân không kết hợp bấc thấm và gia tải trước

Chiều cao vùng không xử lý của lớp đất yếu bên dưới mũi bấc thấm càng lớn thì độ lún tổng của nền càng giảm Chiều sâu tối ưu của vùng không xử lý nên là 0.5m đến 1.0m Trong thực tế thi công nên chọn 1.0m nhằm đảm bảo bấc thấm khi cắm vào lớp cát

Mô hình hút chân không dùng phần tử Drain chưa phản ánh được sự tổn thất áp lực hút khi bấc thấm cắm vào lớp cát.

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA PHƯƠNG PHÁP KHAI BÁO TẢI TRỌNG HÚT CHÂN KHÔNG

Giới Thiệu

Nghiên cứu này nhằm tìm ra giải pháp khai báo tải hút chân không phù hợp cho việc tính toán xử lý nền đất yếu bằng giải pháp hút chân không Nghiên cứu sự khác nhau về độ lún và chuyển vị ngang, áp lực nước lỗ rỗng ứng với những cách khai báo tải trọng hút chân không khác nhau.

Phương thức thực hiện

Mụ hỡnh 3D mụ phỏng ẵ chiều rộng nền, với dóy rộng 25 m (gồm 20 hàng bấc thấm) Bấc thấm bố trí theo lưới tam giác với khoảng cách 1.3m, chiều sâu cắm bấc là 10m Vùng xáo trộn và vùng nền xử lý được qui đổi thành vùng nền tương đương, có hệ số thấm ngang tương đương khe Hai mô hình được khai báo ứng với hai phương thức gán tải hút chân không khác nhau:

- Mô hình 3D.Drain: Lực hút chân không được khai báo bằng cách gán áp lực âm không đổi trong phần tử Drain (Hình 5.1)

- Mô hình 3D.QDT: Lực hút chân không được qua đổi thành tải trọng phân bố đều gán trực tiếp trên bề mặt xử lý (Hình 5.2)

Một lớp địa chất bùn sét yếu được xem xét đánh giá có thông số địa chất như bảng sau:

Bảng 17 Thông số địa chất lớp đất thí nghiệm

(kN/m³) PI Cc Cs Pc

Sét dẻo cao lẫn sát thực vật màu xám xanh, xám đen

(kN/m²) φ' (độ) K0 nc kx =ky

Hình 5.1 Mô hình 3D.Drain-Lực hút được khai báo trực tiếp trong phần tử Drain

Hình 5.2 Mô hình 3D.QDT – Lực hút được quy đổi thành tải phân bố

Hệ số thấm ngang tương đương keh của vùng xử lý được tính toán như bảng sau:

Bảng 18 Hệ số thấm ngang tương đương của lớp 1A

15 Hệ số thấm ngang tương đương của vùng xử lý khe m/ngày 2.22E-05 Thời gian thi công hút chân không thường được tiến hành từ 3 tháng đến 7 tháng (Nguyễn Chiến et al., 2011) và các cấp áp lực hút phổ biến được áp dụng là: 60kPa, 70kPa, 80kPa, và 90kPa Chính vì thế các mô hình sẽ được khảo sát tính toán cố kết ở các khoảng thời gian 3 tháng; 4 tháng; 5 tháng; 6 tháng; và 7 tháng ứng với từng cấp áp lực trên.

Kết quả và thảo luận

Kết quả phân tích lún cho thấy độ lún mô hình 3D.Drain luôn nhỏ hơn mô hình 3D.QDT ở cùng cấp áp lực hút và tỉ số độ lún giữa hai mô hình giao động từ 0.35 đến 0.56, như được trình bày ở Hình 5.3 và các Bảng 19; Bảng 20; Bảng 21; Bảng 22 Khi hút chân không được khai báo và phân tích cố kết bởi phần tử Drain, các phân tố đất có xu hướng co lại, cố kết theo phương ngang vào phía bên trong vùng xử lý làm và giảm đi lún theo phương đứng Trong khi đó, khi tải hút chân không được quy đổi thành tải phân đó trên bề mặt đã làm cho các phân tố đất trượt và phình trồi ra phía ngoài vùng xử lý, là nguyên nhân gây ra độ lún theo phương đứng tăng lên so với thực tế và nguyên lý của giải pháp hút chân không cố kết nền (Hình 5.4)

Hình 5.3 Biểu đồ lún theo thời gian của các mô hình 3D.Drain và 3D.QDT

Bảng 19: Độ lún và tỉ số độ lún giữa mô hình 3D.Drain/ mô hình 3D.QDT theo thời gian ở áp lực hút 60kPa

Tên Mô Hình Drain60 QDT60 Tỉ số

Hình 5.4 Sự chuyển vị của nền bởi các phương thức khai báo tải hút chân không

(Imai, 2005) a) Tải hút được quy đổi thành tải phân bố b) Tải hút được khai báo trực tiếp bởi lực hút trong đất

Hình 5.5 Chuyển vị của mô hình 3D.Drain

Hình 5.6 Chuyển vị của mô hình 3D.QDT

Hình 5.7 Chuyển vị ngang uy của mô hình 3D.Drain

Hình 5.8 Chuyển vị ngang uy của mô hình 3D.QDT

Hình 5.9 Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của mô hình 3D.Drain

Hình 5.10 Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của mô hình 3D.QDT

Hình 5.11 Ứng suất tổng của mô hình 3D.Drain

Hình 5.12 Ứng suất hữu hiệu của mô hình 3D.Drain

Hình 5.13 Ứng suất tổng của mô hình 3D.QDT

Hình 5.14 Ứng suất hữu hiệu của mô hình 3D.QDT

Sự thay đổi ứng suất trong nền giữa hai phương pháp mô phỏng cũng cho thấy sự khác biệt rõ rệt

- Đối với mô hình 3D.Drain: Sự gia tăng ứng suất có hiệu (Hình 5.12) gây ra bởi sự giảm áp lực nước lỗ rỗng ở vùng xử lý một đại lượng Δu (Hình 5.9) trong khi đó ứng suất tổng là không đổi (Hình 5.11)

- Đối với mô hình 3D.QDT: cho thấy ứng suất tổng gia tăng một đại lượng Δu tại thời điểm bắt đầu gia tải (Hình 5.13) và ứng suất có hiệu gia tăng (Hình 5.14) khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư Δu (Hình 5.10) tiêu tán từ từ theo thời gian.

Nhận xét

Phương pháp khai báo áp lực hút chân không có tác dụng đáng kể đến độ lún, chuyển vị, cũng như lộ trình ứng suất trong nền đất được xử lý, cụ thể như sau:

- Khi lực hút được gán trực tiếp bằng cách tạo áp lực âm trong phần tử Drain cho thấy độ lún nhỏ hơn 0.35 đến 0.52 lần so với áp lực hút được quy đổi thành tải phân bố đều trên bề mặt xử lý Chính vì thế, độ lún khi tính toán nhanh bằng phương pháp quy đổi tải hút chân không về tải phân bố cho nền đất ở Q2 -Thành phố Hồ Chí Minh cần nhân một hệ số triết giảm từ 0.35 đến 0.52

- Chuyển vị ngang của mô hình 3D.Drain hướng vào phía trong nền xử lý phản ánh đúng thực tế của quá trình hút chân không Trong khi đó, mô hình 3D.QDT cho chuyển vị hướng ra ngoài vùng xử lý

- Lộ trình thay đổi ứng suất tổng, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư và sự gia tăng ứng suất có hiệu trong nền của mô hình 3D.Drain phù hợp với thực tế thi công.

Tiêu đề	Nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không kết hợp bấc thấm và đắp cát gia tải trước tại dự án Saigon sport city-Tp. Hồ Chí Minh
Tác giả	Nguyễn Thanh Tâm
Người hướng dẫn	PGS.TS. Lê Bá Vinh
Trường học	Đại học Quốc gia Tp.HCM
Chuyên ngành	Địa Kỹ Thuật Xây Dựng
Thể loại	Luận văn thạc sĩ
Năm xuất bản	2021
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	134
Dung lượng	8,5 MB