Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Ứng dụng phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước để xử lý nền đất yếu khu vực huyện Nhà Bè

Thầy đã truyền đạt những kiến thức quý báu, đóng góp ý kiến, và hướng dẫn tận tình trong suốt thời gian hoàn thành luận văn này.- Tôi xin cảm ơn các thầy cô ở trường đại học Bách khoa TP

TÍNH C Ấ P THI Ế T C Ủ A ĐỀ TÀI

- Việc xử lý nền đất yếu là vấn đề bức thiết và quan trọng hàng đầu trong ngành xây dựng hiện đại nói chung và ở Việt Nam nói riêng Đối với địa bàn thành phố Hồ Chí Minh, Huyện Nhà Bè là một trong những khu vực có điều kiện địa chất rất yếu của thành phố

- Xử lý nền đất yếu nhằm mục đích làm tăng sức chịu tải của nền đất, cải thiện một số tính chất cơ lý của nền đất yếu như: Giảm hệ số rỗng, giảm tính nén lún, tăng độ chặt, tăng trị số modun biến dạng, tăng cường độ chống cắt của đất… đảm bảo điều kiện khai thác bình thường cho công trình

- Hiện nay có rất nhiều phương pháp để gia cố nền đất yếu như: đệm cát, cọc cát, cọc đất trộn ximăng khô hoặc ướt … Tuy nhiên, bơm hút chân không là một phương pháp hiện đại trong gia cố nền đất sét yếu, tính ưu việt của phương pháp này là hút nước trong đất bằng áp lực chân không so với phương pháp gia tải trước thông thường Kết quả xử lý sẽ tạo ra một tầng địa kỹ thuật có sức chịu tải đảm bảo ổn định cho các công trình xây dựng dân dụng, giao thông, công nghiệp…

- Việc phân tích ưu nhược điểm của phương pháp bơm hút chân cũng nhưđánh giá hiệu quả của phương pháp thông qua các công trình thực tếđã thi công Qua đó rút ra kết luận khả năng ứng dụng của bơm hút chân không kết hợp bấc thấm đối với nền đất yếu tại huyện Nhà Bè nói riêng và ởđồng bằng sông Cửu Long nói chung

- Vì vậy, đề tài “Ứng dụng phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước để xử lý đất yếu khu vực huyện Nhà Bè” là hết sức cần thiết.

M Ụ C Đ ÍCH C Ủ A ĐỀ TÀI

- Đưa ra những phân tích, đánh giá và so sánh các phương pháp tính toán khác nhau của phương pháp xử lý nền bằng bơm hút chân không kết hợp gia tải trước Bên cạnh đó, cũng phân tích các thông số thiết kế khác nhau để đánh giá cho một công trình cụ thể khu vực huyện Nhà Bè Cuối cùng, dựa vào đó rút ra kết luận và kiến nghị để có thể ứng dụng hiệu quả phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước với điều kiện địa chất khu vực huyện Nhà Bè.

N Ộ I DUNG NGHIÊN C Ứ U

- Nghiên cứu các phương pháp thi công bơm hút chân không kết hợp gia tải trước phổ biến trên thế giới hiện nay

- Nghiên cứu lý thuyết xây dựng bởi trường đại học Wollongong về cách tính toán độ lún cố kết của nền đất xử lý bằng phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước

- Nghiên cứu mô phỏng bài toán theo phần tử hữu hạn đối với phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước

- Nghiên cứu ảnh hưởng của các thông số thiết kế như : cách bố trí bấc thấm,chiều dài bấc, áp lực chân không đến sự hiểu quả của phương pháp xử lý.

PH ƯƠ NG PHÁP NGHIÊN C Ứ U

- Tính toán lại bài toán xử lý nền bằng bơm hút chân không theo một công trình có thật khu vực huyện Nhà Bè theo 2 phương pháp :

Lý thuyết tính toán xử lý nền bằng bơm hút chân không kết hợp gia tải trước do trường đại học Wollongong

Xây dựng mô hình mô phỏng từ phần mềm PLAXIS 2D

- So sánh lại kết quả tính toán được từ 2 phương pháp trên với phương pháp quy đổi áp lực chân không như áp lực gia tải (phương pháp tính toán do tư vấn thiết kế chọn)

- Phân tích sự ảnh hưởng các thông số thiết kế đến độ lún dư còn lại và độ cố kết bằng việc so sánh như sau :

Tương quan giữa cự ly cắm bấc và chiều dài cắm bấc;

Tương quan giữa áp lực bơm hút chân không và chiều cao đắp gia tải;

Mức độ tăng độ lún dư và độ cố kết theo cự ly bấc thấm;

TÍNH KHOA H Ọ C VÀ TH Ự C TI Ễ N C Ủ A ĐỀ TÀI

- Đề tài “Ứng dụng phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước để xử lý đất yếu khu vực huyện Nhà Bè” tìm hiểu và phân tích các nghiên cứu mới nhất hiện nay trên thế giới về phương pháp xử lý nền bằng bơm hút chân không thông qua so sánh cho một công trình cụ thể Từ đó, có thể đưa ra lý thuyết tính toán phù hợp với điều kiện đất yếu ở TP.HCM nói riêng và cả nước nói chung

- Giúp người thiết kế có thể đưa ra các giải pháp lựa chọn các thông số thiết kế phù hợp để tăng hiệu quả cho công tác xử lý nền đất yếu

- Ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn vào các bài toán tính toán địa kỹ thuật đang là xu hướng hiện nay, đề xuất mô hình hợp lý của phương pháp BHCK rất cần thiết trong giai đoạn hiện nay khi phương pháp phần tử hữu hạn đang được sử dụng nhiều hơn ngoài thực tế.

GI Ớ I H Ạ N PH Ạ M VI NGHIÊN C Ứ U

M Ộ T S Ố PH ƯƠ NG PHÁP PH Ổ BI Ế N

- Các phương pháp gia cố nền đất yếu đã được ứng dụng từ hàng ngàn năm trước bằng những phương pháp thô sơ như là dùng đầm tay nện đất hay đóng cọc tre ép đất nền chặt hơn Tuy nhiên việc nghiên cứu một cách khoa học, và có hệ thống chỉ bắt đầu từ thế kỷ trước, sau khi các cơ sở lý luận cơ bản của môn cơ học đất được hoàn thiện

Trải qua gần một thế kỷ nghiên cứu và phát triển, các nhà khoa học đã tìm ra nhiều phương pháp hiệu quả để cố kết đất yếu Về cơ bản, các phương pháp đó được chia thành bảy nhóm như sau :

+ Phương pháp thủy lực học;

- K ế t lu ậ n : Về nguyên tắc hoạt động của phương pháp BHCK kết hợp gia tải trước có thể xếp phương pháp xử lý nền đất yếu này vào nhóm phương pháp thủy lực học.

T Ổ NG QUAN V Ề PH ƯƠ NG PHÁP B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG

- Công nghệ BHCK xử lý nền đất yếu lần đầu tiên được giới thiệu là vào năm 1952 bởi tiến sĩ W Kjellman Sau đó bài toán cố kết hút chân không được nghiên cứu lại bởi giáo sư Cognon với một số nguyên tắc lý thuyết cơ bản mới Đến những năm 70, phương pháp BHCK được ứng dụng rộng rãi, đặc biệt là ở Nga và Nhật Vào thời điểm bấy giờ phương pháp BHCK được bổ sung một lớp tường chống thấm bao quanh khu vực xử lý nhằm hạn chế nước ngầm từ khu vực xung quanh, đồng thời gia tăng áp lực nén đứng của dòng thấm Tuy nhiên cách bố trí này sớm bộc lộ khuyết điểm là khá tốn kém

- Năm 1989 hãng xây dựng Menard (Pháp) dựa trên nghiên cứu và phát minh của giáo sư J.M Cognon lần đầu tiên áp dụng phương pháp cố kết MVC (Menard Vacuum Consolidation) trên diện tích 390 m 2 của một trường huấn luyện phi công ở Ambes, Pháp Việc bố trí tường chống thấm không còn nữa mà thay vào đó là lớp gia tải bằng đất và sự chênh lệch giữa áp suất khí quyển với áp suất chân không dưới màng kín khí bao phủ bề mặt diện tích xử lý Từ sau đó phương pháp này đã được ứng dụng rộng rãi ở nhiều nước trên thế giới

Hình 1.1 : S ơđồ nguyên lý ph ươ ng pháp MVC [4]

B ả ng 1.1 : M ộ t s ố công trình ứ ng d ụ ng ph ươ ng pháp MVC giai đ o ạ n 1989 – 2001

NĂM Tên công trình Nước Loại công trình Đơn vị tư vấn

2001 Hamburg Dức Kho hàng sân bay

2001 Bang Bo Thái Lan Đường vào nhà máy điện Seatac 30000

1999 Jangyoo STP Hàn Quốc Nhà máy xử lý nước thải KECC 70000

1996 Khimae PS Hàn Quốc Trạm bơm KECC 20000

1996 RN1 Pháp Đường vòng CETE Fort de France 6150

1995 Kuching Malaysia Cầu tàu ACER 12000

1995 Khimae SPT Hàn Quốc Nhà máy xử lý nước thải KECC 83580

1994 A837 phase 2 Pháp Đường cao tốc SCETAU

- Từ năm 1997 đến năm 2004, công ty xây dựng Cofra (Hà Lan) nghiên cứu cải tiến phương pháp hút chân công theo hướng giản hóa, bỏ đi lớp màng bảo vệ thi công phức tạp và dễ bị hư hại, tuy nhiên phải đắp thêm gia tải để bù cho sự chênh lệch áp suất khí quyển bị gỡ bỏ Hướng cải tiến mới này đã cho ra đời ba phương pháp bố trí mới, Ố NG THOÁT

N ƯỚ C NGANG Ố NG TRUY Ề N CHÂN KHÔNG

T ƯỜ NG BIÊN THOÁT N ƯỚ C Ố NG D Ẫ N KHÔNG KHÍ MÀN KÍN KHÍ ÁP SU Ấ T KHÍ QUY Ể N

THI Ế T B Ị Đ I Ề U CH Ỉ NH CHÂN KHÔNG

THOÁT N ƯỚ C nhanh chóng được chấp nhận và thi công tại nhiều công trình lớn trên thế giới

Hình 1.2 : S ơđồ nguyên lý ph ươ ng pháp Beaudrain – S [4]

B ả ng 1.2 : M ộ t s ố công trình ứ ng d ụ ng ph ươ ng pháp Beaudrain – S [4]

NĂM Tên công trình Nước PHẠM VI

2005 Parking Ikea Delft Hà Lan 3700

- Về bản chất, tính hiệu quả của các phương pháp MVC, Beaudrain, Beaudrain – S và các biện pháp thi công khác của hút chân không có thể coi là tương đương nhau Sự khác nhau tập trung chủ yếu vào thiết bị thi công, cách bố trí và thời gian cố kết

1.2.2 Giới thiệu nguyên lý một số phương pháp thi công bơm hút chân không :

- Hiện nay trên thế giới có rất nhiều công ty xây dựng triển khai hút chân không, mỗi một công ty lại có những cải tiến riêng, có những thiết bị riêng để phù hợp với các công trình xây dựng mà công ty đó thực hiện, chính vì vậy mà hiện nay có rất nhiều biện pháp thi công hút chân không Tuy nhiên các phương pháp này đều dùng gia tải để hỗ trợ quá trình rút nước khỏi nền để giảm hệ số rỗng Về bản chất có thể phân thành

Phương pháp thi công có màng kín khí

- Màng kín khí thông thường là màng địa kỹ thuật (geo-membrane) bao kín toàn bộ khu vực thi công Trong quá trình bơm hút, mực nước ngầm hạ xuống và không khí cũng được rút ra, tạo một vùng áp suất nhỏ hơn áp suất khí quyển trong lớp đất gia tải nằm dưới màng, từđó hình thành một gia tải phụ do sự chênh lệch về áp suất không khí ở trên và dưới màng kín khí (Hình 1.3) Gia tải phụ này có thểđạt tới 0,4 atm Quá trình bơm hút thông thường kéo dài khoảng 3÷7 tháng

- Khi thi công phương pháp MVC cần lưu ý các yêu cầu kỹ thuật sau :

Duy trì hệ thống thoát nước hoạt động có hiệu quả nằm dưới màng chống thấm để thoát nước và khí trong suốt quá trình bơm hút, không để tắc hoặc hở

Giữ cho vùng đất dưới màng kín khí không bão hòa nước

Giữổn định áp suất chân không dưới màng – không ít hơn -0,3 atm

Giữ kín khí trên toàn bộ diện tích màng phủ, đặc biệt đoạn nối máy bơm và màng

Neo giữ và kín khí toàn bộ hệ thống tại biên khu vực xử lý (hào bentonite)

Hạn chế dòng thấm của nước ngầm đi vào khu vực xử lý

- Nhìn chung, phương pháp MVC có ưu điểm là có thể giảm khối lượng gia tải, tuy nhiên thi công phức tạp, phải có hào vây để dém màng kín khí nên gây khó khăn cho việc thi công cuốn chiếu trên các công trình có chiều dài lớn

Hình 1.3 : S ơđồ b ơ m hút chân không s ử d ụ ng màng kín khí theo ph ươ ng pháp SPD

Phương pháp thi công không có màng kín khí

- Nguyên tắc của nhóm phương pháp thi công không có màng kín khí dựa trên “cải tiến lùi”, đem nguyên tắc MVC đơn giản hóa, bỏđi màng kín khí, cũng là bỏđi sự trợ giúp của áp suất khí quyển Thay vào đó, nhóm phương pháp này yêu cầu đắp lớp gia tải cao hơn để bù đắp sự thiếu hụt về áp lực gia tải Lớp gia tải có thể cao thêm tới 2m, tuy nhiên không phải thi công hào vây và màng kín khí Quá trình bơm hút thông thường kéo dài 3÷7 tháng

- Nhìn chung nhóm phương pháp này thi công đơn giản, nhưng khối lượng gia tải lại tương đối lớn

- K ế t lu ậ n : Để gia tăng hiệu quả BHCK trên diện rộng, cả hai nhóm phương pháp đều có thể áp dụng biện pháp cải tiến như nối ống kín trực tiếp với bấc Cải tiến này giúp áp suất chân không đạt tới độ sâu lớn hơn, tăng lưu lượng nước bơm hút được

1.2.3 Ứng dụng của công nghệ bơm hút chân không trong công trình giao thông : Điều kiện sử dụng công nghệ BHCK xử lý đất yếu ở Việt Nam :

- Ở Việt Nam, với sự phát triển mạnh của nền kinh tế đất nước, nhu cầu xây dựng các công trình ở khu vực đồng bằng ven biển là rất lớn Công nghệ BHCK xử lý nền đất yếu đã được ứng dụng trong xây dựng một số công trình công nghiệp, dân dụng và giao thông trong thời gian gần đây Cả hai loại công nghệ BHCK đều đã được sử dụng Hai đơn vị hàng đầu về thi công theo công nghệ này là:

Công ty FECON: Sử dụng công nghệ hút chân không có màng kín khí, có sự hợp tác với các đơn vị của Trung Quốc, đang từng bước nâng cao năng lực thiết bị và con người để có thể thi công độc lập ở Việt Nam

Công ty TEINCO: Sử dụng công nghệ hút chân không không có màng kín khí (phương pháp Beaudrain-S), có sự phối hợp với công ty Cofra (Hà Lan) Công nghệ này đòi hỏi hệ thống thiết bị tương đối hiện đại và đắt tiền, nhưng các công ty đều có thể trang bị được nếu có công trình để áp dụng, kiểu nhưđường cao tốc Long Thành – Dầu Giây Đặc điểm áp dụng phương pháp BHCK cho công trình giao thông :

- Do đặc tính của các công trình giao thông ở Việt Nam cần phải được đưa vào khai thác sớm để đảm bảo giải quyết tình trạng giao thông cấp bách trong khu vực, Vì vây, đối với các tuyến đường xây dựng trên nền đất yếu đòi hỏi thời gian chờ cố kết khá lâu gây nhiều khó khăn trong vấn đề giải quyết tình trạng giao thông ở khu vực huyện Nhà

Bè nói riêng và khu vực TP.HCM nói chung Các phương án xử lý nền đất yếu tiết kiệm chi phí và rút ngắn thời gian cố kết cũng đặc biệt được chú trọng trong giai đoạn triển khai dự án ban đầu

Lợi ích của phương pháp BHCK :

NH Ậ N XÉT

1 Cơ bản phương pháp bơm hút chân không nâng cao áp lực gia tải giúp tốc độ lún cố kết của nền đất đẩy nhanh hơn và giải quyết những điểm hạn chế của phương pháp gia tải trước thông thường như phải đắp nền theo từng giai đoạn kéo dài thời gian chờ lún hay giá thành sản phẩm tăng cao do vật liệu cát xây dựng

2 Đảm bảo áp lực chân không trong quá trình gia tải là điều hết sức quan trọng đối với phương pháp bơm hút chân không Vì thế nhiều phương pháp thi công và lắp đặt hệ thống bơm hút được đưa ra để giải quyết vấn đề này Bảng phía dưới liệt kê ưu khuyết điểm một số phương pháp thi công phổ biến hiện nay (kham thảo trang facebook public group Hội địa chất công trình và địa kỹ thuật) :

THIẾT BỊ BƠM HÚT CHÂN KHÔNG

NG Ă N ĐẤ T Y Ế U ỐNG CAO SU

B ể phân cách n ướ c và không khí (chính) Ố ng thoát n ướ c có đụ c l ỗ

Truy ề n áp su ấ t chân không d ướ i t ấ m th ả m cát

B ể phân cách n ướ c và không khí (ph ụ )

Truy ề n áp su ấ t chân không d ướ i t ấ m th ả m cát

Máy đ i ề u khi ể n Máy b ơ m áp su ấ t chân không Màng kín khí Ố ng n ướ c Ố ng thoát n ướ c Ố ng n ướ c

B ấ c th ấ m Rút n ướ c v ớ i áp su ấ t chân không cao

T ó m t ắ t H ệ t h ố n g th o á t n ướ c P h ạ m v i ứ n g d ụ n g Á p s u ấ t ch â n k h ô n g L ợ i íc h B ấ t l ợ i p h ươ n g p h á p S P D P h ươ n g p h á p G eo h a rb o u r ty p e H ìn h ả n h c h i ti ế t ・ C ác h t h ứ c lắ p đặ t P V D , k ế t n ố i P V D v ớ i th o át n ướ c n g an g ( P H D ) v à p h ủ b ằ n g 1 l ớ p m àn g k ín k h í, á p s u ấ t ch ân k h ô n g p h ía d ướ i s ẽ l àm t ă n g độ l ú n c ố k ế t v à s ứ c ch ố n g c ắ t c ủ a đấ t n ề n C ó t h ể g iả m m ấ t m át c h ân k h ô n g b ằ n g h ệ t h ố n g t ru y ề n t h ẳ n g v ào t ro n g h ệ t h ố n g h ố k h o an đố i v ó i á p l ự c c h ân k h ô n g c ao

・ C ác h t h ứ c lắ p đặ t P V D , th i cô n g l ớ p đệ m c át v à p h ủ b ằ n g 1 l ớ p m àn g k ín k h í k ế t h ợ p v ớ i v ả i đị a k ỹ t h u ậ t, á p s u ấ t ch ân k h ô n g p h ía d ướ i s ẽ l àm tă n g độ l ú n c ố k ế t v à s ứ c c h ố n g c ắ t c ủ a đấ t n ề n ・ T h u n ướ c từ P V D q u a P H D v ào c ác ố n g t h u n ướ c v à t h o át n ướ c ra n g o ài ・ Đặ t 1 ố n g t h u n ướ c b ê n t ro n g l ớ p đệ m c á t, t h u n ướ c t ừ P V D q u a th ả m cá t v ào ố n g v à t h o át n ướ c ra n g o ài ・ C ác c ô n g t rì n h d â n d ụ n g v à cá c cô n g t rì n h c h u y ề n n g h àn h đề u c ó t h ể t h ự c h iệ n ・ V ì c ầ n c át n ên p h ụ t h u ộ c v à o đ i ề u k i ệ n c u n g c ấ p v à v ậ n c h u y ể n c át ・ Á p s u ấ t ch ân k h ô n g t ừ 8 0 đế n 9 0 k P a, á p s u ấ t âm đạ t t ừ 7 0 t o 8 0 k P a ・ K h ả n ă n g b ơ m ： 2 5 0 0 ～ 3 0 0 0 m 2 /1 m áy ・ D ù n g m áy b ơ m c h ân k h ô n g c ủ a N h ậ t B ả n , h i ệ u s u ấ t v à độ t in c ậ y c ao h ơ n

・ Á p l ự c b ơ m l à 8 0 k P a ・ K h ả n ă n g b ơ m ： 1 0 0 0 ～ 1 5 0 0 m 2 /1 m áy ・ K ể t ừ k h i h ệ t h ố n g t h o át n ướ c đư ợ c s ử d ụ n g , có t h ể t rá n h đư ợ c rò r ỉ k h ô n g k h í, m ấ t áp s u ấ t, r ủ i ro c ân b ằ n g độ n l ú n ・ K h ô n g s ử d ụ n g c á t － ・ B ở i v ì ch ấ t l ượ n g c át k h ô n g đả m b ả o , có e n g ạ i v ề k h ả n ă n g h ạ n c h ế th o át n ướ c, s ự k h ác b i ệ t v ề độ l ú n ở g i ữ a v à b iê n n ề n đắ p c ó t h ể x ả y r a K in h t ế T h â n t h i ệ n T ố t T ố t B ìn h t h ườ n g T ố t V ừ a p h ả i V ừ a p h ả i A n t o à n H iệ u q u ả B ìn h t h ườ n g V ừ a p h ả i Đ á n h g iá A n t o à n H i ệ u q u ả K in h t ế T h â n t h iệ n Ứ n g d ụ n g Á p l ự c ch ân k h ô n g H i ệ u q u ả R ủ i ro

H iệ u q u ả K in h t ế T h â n t h iệ n T ố t T ố t B ìn h t h ườ n g V ừ a p h ả i V ừ a p h ả i V ừ a p h ả i B ìn h t h ườ n g T ố t A n t o à n H iệ u q u ả K in h t ế T h â n t h iệ n A n t o à n

・ B ở i v ì n ướ c đư ợ c x ả b ở i m áy b ơ m c h ìm n ên ( b ên t ro n g b ể t h o á t n ướ c ) n ên q u á tr ìn h d i ễ n r a h ầ u n h ư k h ô n g x ả y r a s ự s ụ t g i ả m á p s u ấ t ch ân k h ô n g

・ K h ô n g s ử d ụ n g c át ・ C ầ n c át để l àm t h ả m c át ・ D o s ự r ò r ĩ k h ô n g k h í v à câ n b ằ n g độ l ú n c á c v ị t rí k h á c n h a u , l ớ p b ề m ặ t th ườ n g k h ô n g d ượ c c ả i th i ệ n

・ T h o át n ướ c n g ầ m v à k h ô n g k h í t ừ m ộ t l ớ p đấ t m ề m q u a ố n g t h o á t n ướ c d ọ c, n g an g r , ố n g đụ c l ỗ , v à b ể t h o át n ướ c b ên t ro n g t ấ m k ín k h í.

・ S ử d ụ n g m ộ t l ớ p đấ t sé t b ề m ặ t h o ặ c d ướ i b ề m ặ t n h ư m ộ t l ớ p n iê m p h o n g k h ô n g k h í, S ử d ụ n g P V D v ớ i n ắ p , n ố i ố n g t h o á t n ướ c t ừ n ắ p đế n ố n g t h o át n ướ c tr ê n m ặ t đấ t v à th o á t n ướ c ra n g o ài ・ V ì c ầ n c át n ên p h ụ t h u ộ c v ào đ i ề u k i ệ n c u n g c ấ p v à v ậ n c h u y ể n c át ・ V ì n ó c ó t á c d ụ n g l ớ n đế n k h u v ự c x u n g q u an h n ề n x ử l ý n ê n k o đư ợ c s ử d ụ n g t ro n g c ác c ô n g t rì n h đư ờ n g ・ Á p l ự c b ơ m l à 7 0 -8 0 k P a (m a x 9 5 k P a) ・ K h ả n ă n g b ơ m ： 3 0 0 0 m 2 /1 m áy

・ Á p l ự c b ơ m l à 6 0 k P a p h ươ n g p h á p c ủ a M a ru y a m a p h ươ n g p h á p c ủ a C et ea u ・ C á ch t h ứ c l ắ p đặ t P V D s, b ao p h ủ b ằ n g 1 l ớ p m àn g k ín k h í, á p s u ấ t ch ân k h ô n g d ướ i k h u v ự c x ử l ý k ế t h ợ p v ớ i th i ế t b ị c h ân k h ô n g s ẽ l à m t ă n g độ l ú n c ố k ế t v à s ứ c ch ố n g c ắ t c ủ a đấ t n ề n

・ L ắ p đặ t ố n g t h o át n ướ c tr ự c ti ế p l ên đỉ n h c ủ a P V D s v à h ú t n ướ c lê n T ố t A n t o à n H i ệ u q u ả K in h t ế T h â n t h iệ n V ừ a p h ả i V ừ a p h ả i B ìn h t h ườ n g h ô n g s ử d ụ n g c át o s ự r ò r ĩ k h ô n g k h í v à c ân b ằ n g độ l ú n c ác v ị t rí k h ác n h au , l ớ p ặ t th ườ n g k h ô n g d ượ c c ả i th i ệ n ì n ó c ó t ác d ụ n g l ớ n đế n k h u v ự c x u n g q u a n h n ề n x ử l ý n ên g đư ợ c s ử d ụ n g t ro n g c ác c ô n g t rì n h đư ờ n g p l ự c b ơ m l à 4 0 ～ 6 0 k P a

P h ươ n g p h á p C a p P V D s ắ p đặ t ố n g t h o á t n ướ c tr ự c t i ế p l ên đỉ n h c ủ a P V D s v à h ú t n ướ c ử d ụ n g m ộ t l ớ p đấ t sé t b ề m ặ t h o ặ c d ướ i b ề m ặ t n h ư m ộ t l ớ p p h o n g k h ô n g k h í, S ử d ụ n g P V D v ớ i n ắ p , n ố i ố n g t h o át n ướ c ắ p đế n ố n g t h o át n ướ c tr ên m ặ t đấ t v à th o át n ướ c ra n g o ài Ứ n g d ụ n g Á p l ự c ch ân k h ô n g H i ệ u q u ả R ủ i ro

CH ƯƠ NG 2 : C Ơ S Ở LÝ THUY Ế T TÍNH TOÁN B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG K Ế T H Ợ P B Ấ C TH Ấ M VÀ GIA

C Ơ S Ở LÝ THUY Ế T TÍNH TOÁN LÚN C Ố K Ế T ĐỐ I V Ớ I BÀI TOÁN C Ắ M B Ấ C TH Ấ M :25

- Có 02 giai đoạn được xem xét đến, giai đoạn thứ nhất từ thời điểm bắt đầu cho đến kết thúc thi công xử lý nền khi mà đất nền đạt được độ cố kết yêu cầu Giai đoạn thứ 2 được tính kể từ khi kết thúc xử lý nền Đây là giai đoạn được dùng để tính toán lún dư, lún dưđó bao gồm lún cố kết còn lại do áp lực dỡ tải thi công/đặt lại tải khai thác

- Độ lún tính toán trên lý thuyết chỉ là dự báo, do đó quá trình cố kết nền phải được đánh giá theo số liệu quan trắc thực tế

- Đối với đất loại sét công thức dưới đây được dùng để tính toán lún cố kết của đất nền:

- Trong đó: ξ : Hệ số kinh nghiệm, được lấy từ 1.1~1.4 đối với phương pháp gia tải thông thường [được hiểu bao gồm lún tức thời của nền do tải trọng gia tải gây ra]

- Chiều sâu tắt lún cố kết dưới ảnh hưởng của tải trọng đắp được tính đến độ sâu mà tại đó thỏa mãn điều kiện σ vi ≤ 0.15 ' σ voi hoặc đã tính đến hết chiều sâu của lớp đất yếu

- Khi không có thoát nước thẳng đứng, nhân tố thời gian (T v ) sẽđược tính toán như sau:

- Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCXD245-2000 và 22TCN262-2000, quan hệ giữa độ ố ế ẳ đứ ố ờ đượ ể ệ ứ

- Trong trường hợp có thiết bị thoát nước thẳng đứng như PVD, giếng cát, cọc cát…được cắm vào đất nền, độ cố kết sẽđược tính toán theo biểu thức Carrillo như sau:

U h được tính toán theo phương pháp của Hansbo như dưới đây :

C h lấy theo thí nghiệm hoặc tính C h =(2~5) C v như tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9355:2012 (trường hợp không có số liệu TN); d e = 1.13L khi bố trí lưới ô vuông, d e = 1.05L khi bố trí lưới tam giác;

- Vùng ả nh h ưở ng : sự xáo động của đất phụ thuộc vào độ nhạy của đất và vỏ PVD

Sựảnh hưởng gây xáo động đất này gọi là vùng ảnh hưởng và được đưa vào tính toán lún qua thông số F s trong công thức 2.12 ở trên

- Tỷ số k h /k s theo số liệu thí nghiệm cho đất được xử lý bằng phương pháp cố kết chân không (hoặc theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN9355:2012 và 22TCN262-2000, giá trịđó khoảng từ 2~5 - trường hợp không có số liệu TN);

- d s /d w được chọn bằng 2.5 (theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN9355:2012 và 22TCN262-2000, giá trị đó khoảng từ 2~3)

2.1.3 Quy đổi kích thước bấc thấm

- Các công thức tính toán ở mục 2.1.2 được xây dựng trên hệ trục đối xứng, Vì vậy, đối với bấc thấm có dạng dẹt có thể áp dụng một số công thức chuyển đổi ngược ra đường kính tương đương như Hình sau :

Dựa trên công thức về chu vi Hansbo :

Theo phương pháp phần tử hữu hạn, Rixner đề nghị :

Long và Covo dựa trên sự mô phỏng điện – thấm xác định :

Hình 2.1 : Đườ ng kính chuy ể n đổ i c ủ a b ấ c th ấ m [4]

2.1.4 Đặc điểm lựa chọn bấc thấm phù hợp

- Theo Carroll, yêu cầu lọc của lớp phải thỏa mãn :

O 95 : Kích thước lỗ của lớp lọc (95% kích thước lỗ nhỏ hơn giá trị này), tính theo ASTM D4751

D 85 : Đường kính hạt sét với độ cấp phối 85%

- Khả năng lưu giữ hạt mịn của lớp lọc được đề nghị tính toán bằng điều kiện :

- Christopher cho rằng để hạn chế khả năng bị tắc bấc thấm thì phải thỏa mãn điều kiện sau :

- Hird cho rằng hai nhân tố chính để tính toán lưu lượng là khả năng thấm của bấc và khả năng hút thoát của ống Khả năng thấm của bấc phụ thuộc vào tính chất của lõi bấc, áp lực hông lên bấc, sự gấp, uốn và xoắn của bấc có thể xảy ra trong quá trình cố kết Chu đề nghị công thức tính lưu lượng yêu cầu q req cho bấc là :

F s : Hệ số có giá trị trong khoảng 4 ÷ 6;

Phạm vi bảo đảm thoát nước Theo Pradhan et al (1993)

B ấ c th ấ m l max : Chiều dài thoát nước thấm lớn nhất của bấc; k soil : Hệ số thấm của đất;

- Mặt khác, q req có thể tính toán bằng phương pháp của Barron

- Trong đó ε f : Độ lún cuối ứng với 25% chiều sâu bấc thấm;

U 10 : 10% giá trị độ cố kết tính toán;

- Bo cho rằng bấc thấm rộng 100mm nên có hệ số thấm 10 -6 ÷ 10 -5 w t c fc req q = F F F q (2.20)

F c : hệ số biến dạng bấc;

- Theo kết quả thí nghiệm trong phòng, giá trị của F i thường luôn nhỏ hơn 1,2 tuy nhiên trong các thiết kế của một số công ty vẫn lấy giá trị 1.25 Hệ số biến dạng bấc F c phụ thuộc vào các trạng thái gấp, uốn, xoắn của bấc, và được đề nghị giá trị trung bình là 2 tương ứng với độ suy giảm đo đạc được là 48% Hệ số mô phỏng sự tắc bấc thấm F fc do các hạt đất lấp đầy các lỗ rỗng, từđó làm giảm hệ số thấm của bấc, được xác định từ thí nghiệm thấm cho các giá trị từ 2.8 đến 4.2 và thường được lấy trong các thiết kế giá trị trung bình là 3.5 Rixner đã nghiên cứu các trường hợp bất lợi nhất với gradient thủy lực bằng đơn vị và nhận thấy rằng bấc thấm PVD có thể có lưu lượng thiết kế ban đầu là 500 ÷ 800 m 3 /năm nhưng giảm xuống chỉ còn 100 ÷ 300 m 3 /năm với một số áp lực hông tăng cường khác nhau

Bảng 2.1 : Lưu lượng ngắn hạn của PVD (m 3 /năm) thoát nước 8 nhánh trong phòng thí nghiệm : [4]

Kiểu vật thoát nước Áp lực hông (KPa)

- Đồ thị hình 2.2 thể hiện các biến dạng thường thấy ở PVD và mức độ giảm lưu lượng bấc thấm theo áp lực hông theo độ sâu một số loại bấc thấm phổ của các công ty nổi tiếng trên thế giới như : Mebradrain, Castel drain, Colbond v.v

Hình 2.2 : S ự suy gi ả m l ư u l ượ ng th ấ m c ủ a m ộ t s ố lo ạ i b ấ c th ấ m ph ổ bi ế n hi ệ n nay d ữ li ệ u t ừ Rixner et al., 1986 [9]

C Ở S Ở LÝ THUY Ế T TÍNH TOÁN B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG

2.2.1 Lời giải áp dụng trực tiếp cho bơm hút chân không :

- Bên cạnh lời giải cổ điển, rất nhiều nhà khoa học đã cố gắng tìm cách giải lại bài toán cố kết của Baron Tezaghi để áp dụng cho bài toán cố kết hút chân không Một trong sốđó có thể kểđến lời giải được tổng hợp bởi đại học tổng hợp Wollongong [11] Theo đó, giá trị trung bình áp lực nước lỗ rỗng tại thời điểm t xác định bằng công thức :

- Giỏ trị à được định nghĩa theo cụng thức sau :

- Giá trịđộ cố kết trung bình theo thời gian xác định theo công thức : ĐỘ D Ố C TH Ủ Y L Ự C = 1

- Từ (2.21) và (2.22) suy ra được độ cố kết trung bình :

Hình 2.3 : Bi ể u đồ quan h ệđộ c ố k ế t t ạ i m ặ t ph ẳ ng gi ữ a U v v ớ i T v [4]

K Ế T QU Ả NGHIÊN C Ứ U C Ủ A ĐẠ I H Ọ C WOLLONGONG

2.3.1 Một số giả thuyết và các giá trịđặc trưng xây dựng lý thuyết tính toán :

- Lý thuyết được nghiên cứu và tổng hợp bởi trung tâm Geomechanics and Railway Engineering thuộc trường đại học Wollongong của Úc được nêu trong báo cáo nghiên cứu khoa học “Recent Advances in Vertical Drains and Vacuum Preloading for Soft Ground Stabilisation” [9] giới thiệu tại hội thảo quốc tế lần thứ 19 về lý thuyết và ứng dụng trong địa kỹ thuật được tổ chức ở Seoul năm 2017

- Mohamedelhassan and Shang (2002) đã phát triển lý thuyết tính hệ số cố kết khi sử dụng BHCK kết hợp với gia tải trước được dề xuất dựa trên lý thuyết terzaghi 1 phương thể hiện trên Hình 2.4

Hình 2.4 : S ơđồ phân b ố áp l ự c gia t ả i và áp l ự c chân không [9]

- Công thức nghiên cứu ứng dụng :

- Gần đây, Indraratna et al (2004) đã làm nhiều thí nghiệm chứng minh được khi kết hợp PVD với hút chân không có thể làm ảnh hưởng đến hiệu suất chung của hệ thống truyền áp suất chân không vào trong đất nền, nếu bấc thấm có chiều dài lớn, ứng suất lớn tại vị trí sâu hơn có thển nén bấc thấm làm cản trở quá trình truyền áp suất chân ÁP L Ự C CHÂN KHÔNG ÁP L Ự C GIA T Ả I

TH Ấ M N ƯỚ C MÀNG KÍN KHÍ

TH Ấ M N ƯỚ C ÁP L Ự C CHÂN KHÔNG không, làm giảm khả năng thoát nước của bấc thấm, để định lượng việc giảm áp suất chân không dọc chiều dài PVD Indraratna et al đã để xuất sơđồ sau :

Hình 2.5 : S ơ đồ th ể hi ệ n phân b ốứ ng su ấ t d ọ c theo chi ề u dài PVD [9]

- Indraratna et al đưa ra giá trị R u =u o /∆p được tính như sau :

2.3.2 Lý thuyết tính toán độ lún chịu áp lực chân không và gia tải trước :

- Walker (2009) đã đề xuất ra 1 mô hình toán học toàn diện nhằm phục vụ tính toán Để xây dựng mô hình, Walker dẵ giả định tính chất của dất không thay đổi theo thời gian cũng như ảnh hưởng của các ứng suất ban đầu khác nhau theo độ sâu và sự thay đổi độ cứng của đất theo thời gian đến độ lún sẽ không được xem xét đến

Hình 2.6 : S ự gia t ă ng ứ ng su ấ t c ủ a l ớ p đấ t gi ữ a trong m ộ t l ớ p đấ t [8]

VÙNG KHÔNG Ả NH H ƯỞ NG

PHÂN B Ố ÁP L Ự C CHÂN KHÔNG VÙNG XÁO TRỘN

VÙNG KHÔNG Ả NH H ƯỞ NG

- Độ tắng ứng suất tổng dọc theo độ sâu như sau :

∆ = + σ − − (2.30) Đại học Wollongong để xuất đưa ra lý thuyết tính lún theo bơm hút chân không : Đặt A = 1 1

∆u được tính theo công thức ∆u = u o + p o ;

Khi σ vi ' > σ ' p : Giải tích phân

2.3.3 Lý thuyết tính toán độ cố kết trong phương pháp bơm hút chân không :

- Nghiên cứu của đại học Wollongong qua nhiều báo cáo khoa học đã đúc kết 1 số kết quả nghiên cứu [8] (2015) về tính toán độ cố kết của nền đất khi xử lý đất yếu bằng BHCK Giới hạn trong đề tài, xin phép tóm tắt lời giải tính toán như sau : (chi tiết có thể tham khảo tài liệu “Modelling vertical drains with vacuum preloading considering the soil structure characteristics”, University of Wollongong, 2015) Độ cố kết của nền đất dựa trên lý thuyết của Chu & Yan (2005) :

- Chu & Yan (2005) đã đề nghị công thức đặc trưng tính toán độ cố kết của nền đất với công thức nguyên mẫu như sau :

∫ ∫ v ớ i u s ( ) z = γ w z − p o (2.33) u z o ( ) : Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu tại vị trí z; u z s ( ) : Đại diện cho áp lực lỗ rỗng tối thiểu tại vị trí z có thểđạt được khi có BHCK; u z t ( ) : Áp lực nước lỗ rỗng tại vị trí z trong khoảng thời gian t nào đó;

- Phương pháp này có nhiều ưu điểm hơn phương pháp ước tính độ cố kết theo độ lún như sau :

Có thểđo trực tiếp áp lực nước lỗ rỗng ngoài hiện trường để dự tính chính xác độ cố kết thay vì dựđoán giá trị cố kết tính theo độ lún;

Có thể tính toán độ cố kết cuối cùng cũng như tính toán độ cố kết tại từng thời điểm;

Phương pháp có thể áp dụng đối với từng lớp riêng rẻ;

- Trong lý thuyết tính toán độ cố kết được đề xuất R u được định nghĩa :

- Dựa vào lý thuyết của Chu & Yan (2005) quy đổi về công thức tính toán độ cố kết đối với trường hợp bơm hút chân theo R u như sau :

Phân tích tính toán giá trị R u :

- Từ các chứng minh và thực nghiệm thu được từ nghiên cứu, báo cáo đã chứng minh được sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong xử lý bấc thấm kết hợp BHCK như sau :

R : Bán kính ảnh hưởng của bấc thấm PVD; à : Tương tự như chỳ thớch trong cụng thức 2.21d :

- Matharage Darshana Anuradha Perera đã đề xuất mối quan hệ giữa R u và T h :

Với P được định nghĩa như sau :

- Công thức trên thể hiện sự hợp nhất bấc thấm PVD với áp suất chân không dưới tải trọng của lực gia tải trước và áp suất chân không, trong đó sự thay đổi của lực nén và tính thấm của bấc thấm được tích hợp, Tuy nhiên, phương trình trên không có nghiệm chung và gíá trị P liên tục thay đổi theo R u , Trường hợp đất quá cố kết σ ' v ≤ σ ' p và

' v u o p o ' p σ + + > σ , giá trị R u sẽ thay đổi từ trạng thái quá cố kết

 đến giai đoạn cố kết thường ' '

 , giá trị trung bình của P sẽđược tính lại như sau :

Từ công thức 2.37 có thểđịnh nghĩa lại như sau :

Với nhân tố thời gian ho ho 2 e

= D và Hệ số cố kết ngang ho v w ho o k

Với nhân tố thời gian h i h i ( 2 i ) e

= − và Hệ số cố kết ngang hi v w hi i k

= γ Trong đó t i được tính theo công thức 2.41b;

- Giai đoạn t = 0, T ho = 0, tá có được R u o ' u ∆ σ

- Giai đoạn t = t i , T hi = 0, tá có được R u = ' '

- Giá trị R u trong 2 trường hợp được tính như sau :

- Với t i là thời gian để đất từ trạng thái quá cố kết sang trạng thái cố kết thường có thể tính toán từ công thức 2.40 khi thế giá trị R u = ' '

- Trường hợp đất quá cố kết σ ' v ≤ σ ' p và σ ' v + + u o p o ≤ σ ' p giá trị R u sẽ thay đổi từ trạng thái o ' u σ

∆ σ vào công thức 2.38 thu được giá trị R u theo công thức :

- Trong một số trường hợp đất chưa cố kết với σ ' v > σ ' p , giá trị R u sẽ thay đổi từ trạng thái o ' u σ

∆ σ vào công thức 2.38 thu được giá trị R u theo công thức :

2.3.4 Độ lún theo cố kết của nền đất yếu xử lý bằng phương pháp bơm hút chân không :

- Lý thuyết trường đại học Wollongong sử dụng phân tích độ lún của đất yếu theo phương pháp phân mảnh và kết quả tinh toán độ lún theo độ cố kết được tính theo công thức sau :

2.3.5 Thí nghiệm trong phòng ứng xử của nền đất yếu dùng bơm hút chân không :

- Hình 2.7 miêu tả sơ đồ bố trí thiết bị thí nghiệm do trường đại học Wollongong đề xuất [10] Có thểđiều chỉnh phạm vi ảnh hưởng của bấc thấm bằng 2 nửa tấm thép hình trụ được bắt vít kết nối với nhau (kích thước trong thí nghiệm lần lượt có đường kính 450mm và chiều cao 950mm), hệ thống gia tải trước có áp lực lớn nhất 1200 kN bởi hệ thống máy nén khí và áp lực chân không tối đa là 100kN truyền từ 1 lỗ của pít tông

Hình 2.7 : S ơđồ các thi ế t b ị thí nghi ệ m ứ ng x ử c ủ a đấ t [10]

- Thông sốđất yếu được thí nghiệm như Bảng 2.2

Bảng 2.2 : Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các mẫu đất thí nghiệm[10]

L ượ ng phù sa (%) 45 – 60 Độ ẩ m (%) 38

Dung tr ọ ng t ự nhiên (kN/m 3 ) 18.1

Tr ọ ng l ượ ng riêng G s 2.65

S ứ c kháng c ắ t không thoát n ướ c (kPa) 7.3

Ròng r ọ c Dây k ế t n ố i đế n tr ụ c tâm ròng r ọ c Ố ng thoát n ướ c trên Ố ng nh ỏ gi ọ t

Pít tông gia t ả i Thi ế t b ị đọ c chuy ể n v ị

B ấ c th ấ m Đấ t thí nghi ệ m Ố ng thoát n ướ c d ướ i Đ i ể m đ o áp l ự c l ỗ r ỗ ng

B ả n chuy ể n độ ng Đ i ề u ch ỉ nh áp su ấ t

Máy t ạ o áp su ấ t Máy đ o áp su ấ t

- Đểđánh giá ứng xử của đất khi kết hợp cùng lúc gia tải và áp lực chân không Các bước gia tăng áp lực trong thí nghiệm thể hiện ở Bảng 2.3 :

B ả ng 2.3 : Các giai đ o ạ n gia t ă ng áp l ự c [10]

Kí hi ệ u Áp l ự c b ơ m hút chân không (kPa) Áp l ự c gia t ả i tr ướ c (kPa) Áp l ự c ti ề n c ố k ế t (kPa)

- Các điểm đo áp lực nước lỗ rỗng bố trí như Hình 2.8

Hình 2.8 : V ị trí các đ i ể m đ o áp l ự c n ướ c l ỗ r ỗ ng [10]

Máy thay đổ i độ lún

Kết luận từ thí nghiệm :

Kết quả thí nghiệm cho thấy được sự hiểu quả khi kết hợp BHCK với gia tải trước Sự gia tăng áp lực lỗ rỗng và độ lún đáng mong đợi khi tăng tải trọng Áp suất chân không thay đổi tuyến tính cũng có thể được thể hiện bằng việc kiểm tra các kết quả của các đầu đo áp lực lỗ rỗng có thễ xác định sơ bộ khả năng lan truyền của áp lực chân không trong nền đất thực tế

Từ thí nghiệm cũng xác định được bán kính vùng xáo trộn gần bằng 3 lần so với r w : bán kính của bấc thấm PVD Độ thấm đất của nền đất cũng bằng 1.3 lần so với độ thấm trong vùng xáo trộn

TÍNH TOÁN CÁC THÔNG S Ố ĐẦ U VÀO CHO BÀI TOÁN GIA T Ả I TR ƯỚ C K Ế T H Ợ P

T Ả I TR ƯỚ C K Ế T H Ợ P B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG :

2.4.1 Chiều dày lớp kín khí :

- Trong trường hợp sử dụng phương pháp không có màng kín khí, chiều dày lớp gia tải kín khí được xác định theo công thức : o s air w a

K air : Hệ số thấm khí của lớp gia tải kín khí (m/s);

- Trong trường hợp sử dụng màng kín khí (Phương pháp MVC) thì không cần lớp gia tải kín khí, ngược lại dưới màng chống thấm cần bố trí lớp gia tải có hệ số thấm khí cao để gia tăng ứng suất chân không dưới lớp màng

- Việc xác định khoảng cách cắm bấc có thể dựa theo bài toán lý thuyết của Barron và Terzaghi, phụ thuộc vào thời gian gia cố cho phép và khối lượng gia tải Thông thường, với một thời gian gia cố dựđịnh trước, giả thiết một số giá trị khoảng cách bấc

Từ đó tính được U r theo công thức của Barron Nhờ giá trị này và giá trị U v theo terzaghi Tính được tải trọng cần thiết tương ứng với các giá trị khoảng cách bấc thấm

Dựa vào bài toán kinh tế trên tổng chiều dài bấc thấm và khối lượng gia tải để xác định khoảng cách cắm bấc hợp lý.(đã nêu ở mục 2.1)

- Mặt khác, Rujikiatkamjorn [3],[11] đề nghị quy trình tính toán thiết kế cho bấc thấm qua 12 bước như sau :

Bước 1 : Thí nghiệm hiện trưởng và thí nghiệm trong phòng để xác định các đặc tính thấm và nén của đất Xác định sơ bộ chiều sâu cắm bấc l và thời gian t cố kết

Bước 2 : Xác định độ cố kết U t trong trường hợp chỉ có gia tải trước

Bước 3 : Xác định áp suất chân không p o thiết kế, từ đó xác định độ cố kết mới dựa trên ứng suất :

+ Với σ p f + là áp lực gia tải khi sử chỉ phương pháp gia tải trước

Bước 4 : Dựa trên giá trị C v , t, l xác định được T v theo công thức

- Tính được giá trị u theo Hình 2.11 hoặc phương trình

Hình 2.11 : Đồ th ị quan h ệ u và T v [3], [11]

Bước 5 : Lựa chọn bấc thấm và tính toán đường kính tương đương theo mục

Bước 6 : Xác định nhân tố T’ v theo phương trình :

Bước 7 : Xác định tham sốγ cho trường hợp gia tải trước

+ Hoặc cho trường hợp gia tải trước kết hợp hút chân không

Bước 8 : Xác định đường kính và tính thấm của vùng ảnh hưởng xung quanh bấc thấm, kích thước lõi và loại đất

Bước 9 : Tính tham sốξ theo phương trình :

Bước 10 : Xác định hệ số n theo phương trình : exp( ln ) n = α γ β + (2.52) + α = 0.3938 9.505 10 − × − 4 ξ 1.5 + 0.03714 ξ 0.5 (2.52a)

Bước 11 : Xác định vùng ảnh hưởng d e = nd w

Bước 12 : Lựa chọn kiểu bấc và tính toán khoảng cách cắm bấc

2.4.3 Trường hợp nền đắp gia tải trước được đắp theo nhiều gian đoạn :

- Theo (Rujikiatkamjorn và Indraratna,2007), (Indraratna, 2009) [3],[11] các bước tính toán thiết kế nền đắp theo nhiều giai đoạn như sau :

Bước 1 : Xác định tải trọng đắp giới hạn (q max ) từ hệ số mái dốc và bề rộng nền đường đắp trên cơ sở phân tích ổn định mái dốc dựa vào sức kháng cắt không thoát nước (Ladd, 1991) Hệ số ổn định (K) khi thi công K ≥ 1,2 và hệ số ổn định trong giai đoạn khai thác K ≥ 1,4

Bước 2 : Xác định tải trọng gia tải q req để loại trừ cố kết thấm do tải trọng nền đắp (q f ) và bù cho cố kết từ biến trong quá trình sử dụng công trình

= − (2.53) t p : Thời gian kết thúc lún cố kết thấm

Hình 2.12 : Xác đị nh các giá tr ịσ ’ C và σ ’ M trên đồ th ị e –log p’ [3]

Bước 3 : Nếu q max > q req , đắp đường theo một giai đoạn Nếu tác dụng áp lực hút chân không p o và q max > q req - p o , việc đắp đường theo một giai đoạn cũng được thực hiện Khi q max < q req và q max > q req - p o , đắp đường theo nhiều giai đoạn

Bước 4 : Đối với giai đoạn 1, đắp tải trọng lớn nhất q max để đường ổn định Với thời gian thi công t, khoảng cách giữa các bấc thấm được xác định như đắp đường theo 1 giai đoạn ở mục 2.4.2 đã nêu Độ cố kết trung bình ở cuối giai đoạn 1 cần lựa chọn đểđạt khoảng 70%, nhằm tăng nhanh quá trình cố kết ở giai đoạn đầu

Bước 5 : Xác định độ tăng sức kháng cắt trung bình tại cuối giai đoạn đắp đầu tiên

Bước 6 : Hệ số an toàn cho giai đoạn 2 được tính toán dựa vào sức chống cắt ban đầu cộng với độ tăng ứng suất do đắp đường ở giai đoạn 1 Nếu hệ số an toàn nhỏ hơn 1,2 cho tải trọng q req , tiếp tục các bước (5) - (6) sẽ được lặp lại cho giai đoạn mới.

MÔ PH Ỏ NG B Ằ NG PH ƯƠ NG PHÁP PH Ầ N T Ử H Ữ U H Ạ N

2.5.1 Sơ lược lịch sử phát triển :

- Phương pháp phần tử hữu hạn bắt nguồn từ sự cần thiết phải giải quyết các bài toán phức tạp về lý thuyết đàn hồi, phân tích kết cấu trong xây dựng và kỹ thuật hàng không

Nó được bắt đầu và phát triển bởi A Hrennikoff và R Courant vào đầu những năm

1940 Một nhà tiên phong khác là Ioannis Argyris Ở Liên Xô, sự ra đời của ứng dụng thực tế của phương pháp này thường được nhắc đến với tên của Leonard Oganesyan Ở Trung Quốc, vào những năm 1950 và đầu những năm 1960, dựa trên tính toán các công trình đập, K Feng đã đề xuất một phương pháp số có hệ thống để giải các phương trình vi phân từng phần Phương pháp này được gọi là phương pháp sai phân hữu hạn dựa trên nguyên tắc biến đổi, đó là một phát minh độc lập khác của phương pháp phần tử hữu hạn Mặc dù các phương pháp tiếp cận được sử dụng bởi những người tiên phong này là khác nhau, họ đều có chung một quan điểm: chia lưới của một miền liên tục thành một tập hợp các tên miền con rời rạc, thường được gọi là các phần tử

- Phương pháp phần tử hữu hạn chính thức phát triển trong những năm 1960 và 1970 bởi sự mở rộng của JH Argyris với đồng nghiệp tại Đại học Stuttgart, RW Clough với đồng nghiệp tại UC Berkeley, OC Zienkiewicz với đồng nghiệp Ernest Hinton, Bruce Irons và những người khác tại Đại học Swansea, Philippe G Ciarlet tại Đại học Paris 6 và Richard Gallagher cùng với các đồng nghiệp tại Đại học Cornell Nhiều sự phát minh mới đã được đưa ra trong những năm này với sự có sẵn của những phần mềm mới có giá trị NASA tài trợ phiên bản gốc của NASTRAN, UC Berkeley triển khai Chương trình Phần tử hữu hạn SAP IV một cách rộng rãi Tại Na Uy, Det Norske Veritas (nay là DNV GL) đã phát triển Sesam vào năm 1969 để sử dụng trong phân tích tàu thủy

Một cơ sở toán học nghiêm ngặt cho phương pháp phần tử hữu hạn được cung cấp vào năm 1973 bằng việc xuất bản Strang và Fix Phương pháp này đã được khái quát hóa để mô hình hóa lượng lớn phương pháp vật lý trong nhiều ngành kỹ thuật khác nhau

- Trong lĩnh vực địa kỹ thuật xây dựng, phần mềm PLAXIS là phần mềm tiêu biểu cho việc sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn cho các bài toán địa kỹ thuật

- Từ năm 2000 đến năm 2007 bộ PM plaxis hiện nay gồm có 5 loại modul :

Plaxis V.8-2D : Phân tích biến dạng và ổn định cho các bài toán địa kỹ thuật theo PTHH – 2D, trường hợp này cho đất bão hòa và không bão hòa

Phân tích động lực học theo PTHH – 2D do tác động nhân tạo và động đất gây ra

Plaxis PlaxFlow V.1 : Phân tích thấm trong môi trường đất đá theo PTHH – 2D Bài toán thấm ổn định và không ổn định, môi trường đẳng hướng và bất đẳng hướng

Plaxis 3D Tunnel V.2 : Phân tích biến dạng và ổn định theo bài toán 3 chiều trong thiết kếđường hầm theo PTHH

Plaxis 3D Foundation V.1 : Phân tích biến dạng và ổn định các móng bè, móng cọc và các công trình biển theo PTHH

2.5.2 Các mô hình tính toán trong địa kỹ thuật xây dựng :

- Mô hình Mohr Coulomb là mô hình đàn hồi lý tưởng nhưng dẻo phá hoại (còn gọi là đàn hồi dẻo), mặt dẻo là mặt phá hoại, mô hình phá hoại dựa trên tiêu chuẩn Mohr- Coulomb với biểu thức τ = σ tan ϕ + c Nếu xét bài toán trong giai đoạn tức thời thì biểu thức chính là sức kháng cắt không thoát nước

- Đấy là mô hình tính toán đất nền được ứng dụng rộng rãi trong thực tế, với bộ thông sốđơn giản, dễ sử dụng và được xác định từ các thí nghiệm thực tế

- Phạm vi áp dụng : Đối với đất cát, đất cố kết trước thì mô hình Mohr Coulomb cho kết quả hợp lý hơn

- Ưu điểm : Mô hình đơn giản, dễ sử dụng

- Khuyết điểm : Chỉ có một giá trị module nên không diễn tả hết được trạng thái của đất

- Mô hình Hardening Soil là mô hình tăng bền, Mô hình phá hoại cũng dựa trên Mohr – Coulomb nhưng sau khi đạt đến trạng thái dẻo thì tái bền trở lại nên gọi là mô hình tăng bền Mặt khác, sau khi cố kết thì đi ngang qua Mohr – Coulomb

- Nếu xét hệ trục không gian, Mô hình cũng giống với mô hình Mohr – Coulomb, nhưng tại đỉnh có mặt dẻo hình thành từ module cố kết E oed

- Phạm vi áp dụng : phù hợp cho bài toán mô phỏng khi thiết kế hố đào sâu, tường vây

- Ưu điểm : diễn tảđầy đủđược trạng thái của đất thông qua module E

- Khuyết điểm : Mô hình phức tạp, khó sử dụng, mô phỏng bài toán thiết kế móng cọc không phù hợp như mô hình mohr – coulomb

Mô hình đất mềm – soft soil :

- Mô hình Soft Soil là loại mô hình đất sét (Cam - clay) được dùng chủ yếu cho các trường hợp cố kết của đất sét, than bùn Các thông số chủ yếu của mô hình Soft Soil gồm: chỉ số nén điều chỉnh; chỉ số trương nở điều chỉnh; lực dính c, góc ma sát trong φ; góc giản nởψ

- Một mô hình cải tiến của mô hình soft soil đó là mô hình soft soil creep

Mô hình Soft Soil Creep là mô hình được phát triển để phân tích các bài toán liên quan đến các vấn đề lún của móng Trong đó, có khả năng xét đến ảnh hưởng của các yếu tố như hiện tượng từ biến và giảm ứng suất trong quá trình làm việc của đất nền - vấn đề mà các mô hình trước đó như HS không thể xét đến Các thông số chủ yếu của mô hình SSC cũng giống như của mô hình SS: chỉ số nén điều chỉnh; chỉ số trương nở điều chỉnh; lực dính c, góc ma sát rong φ; góc giản nởψ

- Phạm vi áp dụng : phù hợp cho các bài toán xử lý nền đất yếu, xây dựng móng trên nền đất yếu

- Ưu điểm : diễn tảđầy đủđược trạng thái của đất yếu

- Khuyết điểm : Mô hình phức tạp, khó sử dụng.

NH Ậ N XÉT

1 Đểđơn giản, các bài toán tính cố kết cho phương pháp bơm hút chân không kết hợp gia tải trước thường quy đổi tác dụng của áp lực chân không tương tự như tác dụng của áp lực gia tải tác dụng vào đất nền và tính theo lý thuyết tính cố kết thông thường Phương pháp này chưa đánh giá chính xác ứng xử của nền đất Nghiên cứu mới của trường đại học Wollongong dựa vào ứng xử của nền đất khi chịu áp suất chân không để xây dựng lý thuyết tính toán sẽđánh giá chính xác hơn và đưa ra các kết quả tính toán sát với thực tế

2 Xác định các thông số thiết kế sơ bộ như cự ly bấc thấm, chiều cao đắp và áp lực chân không hợp lý cũng đóng vai trò quan trọng trong giai đoạn đầu Phương pháp do Rujikiatkamjorn đề xuất cho xử lý nền bằng áp lực chân không kết hợp gia tải trước giúp người thiết kế nhanh chóng đề xuất được sơ bộ các thông số này để có thể đánh giá mức độ hiệu quả so với các phương pháp khác trong giai đoạn dự án đầu tư

3 Mô hình soft soil được xem là phù hợp để có thể mô phỏng chính xác ứng xử của lớp đất yếu lớp đất yếu trong phương pháp phân tử hữu hạn

CH ƯƠ NG 3 : Ứ NG D Ụ NG PH ƯƠ NG PHÁP B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG TÍNH TOÁN CHO D Ự ÁN ĐƯỜ NG D Ẫ N

T Ổ NG QUAN V Ề D Ự ÁN : 46 1 Tên công trình : “Xây dựng tuyến đường nối từ nút giao thông cầu Bà Chiêm đến Khu công

3.1.1 Tên công trình : “Xây d ự ng tuy ế n đườ ng n ố i t ừ nút giao thông c ầ u Bà Chiêm đế n Khu công nghi ệ p Hi ệ p Ph ướ c, giai đ o ạ n 2, Huy ệ n Nhà Bè”

3.1.2 Phạm vi dự án : Đ i ể m đầ u tuy ế n : Nút giao thông bờ Nam cầu Bà Chiêm Đ i ể m cu ố i tuy ế n : Đường RD60-1, Khu công nghiệp Hiệp Phước

Di ệ n tích s ử d ụ ng : 55.386m 2 Đ i ể m đầ u tuy ế n Đ i ể m cu ố i tuy ế n

Hình 3.1 : V ị tri công trình tuy ế n đườ ng n ố i t ừ nút giao thông c ầ u Bà Chiêm đế n

Khu công nghi ệ p Hi ệ p Ph ướ c [1]

- Phạm vi thiết kế công trình “Xây dựng tuyến đường nối từ nút giao thông cầu Bà Chiêm đến Khu công nghiệp Hiệp Phước, giai đoạn 2, Huyện Nhà Bè” là phần bên phải tuyến đường hiện hữu có bề rộng mặt cắt ngang là 26,0m theo thiết kế (chưa tính phần mái taluy phía bên phải) Và được phân luồng giao thông một chiều, hướng xe chạy từ

Cầu Bà Chiêm (điểm đầu tuyến) đến Khu Công Nghiệp Hiệp Phước (điểm cuối tuyến)

3.1.3 Sơ lược về tuyến đường dẫn :

- Đường nội bộ Khu Công nghiệp Hiệp Phước gồm đường trục chính đoạn cuối của đường Bắc Nam nối từđường RD.60-1 đến bờ sông Đồng Điền Chiều dài đoạn tuyến khoảng 2Km, mặt đường đang khai thác rộng 2x15m với kết cấu áo đường bằng bê tông nhựa Ngoài ra, Khu Công nghiệp Hiệp Phước đã xây dựng đường ngang nối từ đường Nguyễn Văn Tạo vào trung tâm Khu Công nghiệp và các đường khu vực nội bộ phục vụ hoạt động của Khu Công nghiệp

- Trong thời gian gần đây, đã nhiều công trình giao thông được xây dựng để nối trung tâm Thành phố với huyện Nhà Bè, Khu Công nghiệp Hiệp Phước như đường

Huỳnh Tấn Phát, đường trục Bắc Nam, đường Lê Văn Lương, cầu Mương Chuối, cầu

Bà Chiêm, cầu Bá Sáu trên đường Nguyễn Bình, cầu Hiệp Phước trên đường Nguyễn

Văn Tạo, Tuy nhiên, hệ thống giao thông khu vực còn chưa đồng bộ, đường Nguyễn

Văn Tạo quy mô rộng trung bình 8-9m chưa thể thông xe có tải trọng lớn làm ảnh hưởng đến sức phát triển kinh tế của huyện Nhà Bè cũng như làm giảm sức thu hút đầu tư vào Khu Công nghiệp Hiệp Phước

- Tuyến đường dẫn từ nút giao Bà Chiêm đến khu công nghiệp Hiệp Phước với quy mô mặt cắt ngang rộng sẽ giảm tải được lưu lượng xe tải hạng nặng lưu thông các tuyến đường khác cũng như đáp ứng lưu lượng xe trong tương lai khi nhu cầu vận chuyển hàng hóa từ khu công nghiệp Hiệp Phước tăng trong giai đoạn phát triển kinh tế hiện nay của khu vực huyện Nhà Bè

3.1.4 Đặc điểm địa hình khu vực dự án :

- Đây là vùng đồng bằng trũng Nhìn chung, địa hình khu vực dọc tuyến tương đối bằng phẳng, cao độ bình quân thay đổi từ +1,00m ~ 1,80m

- Dọc theo tuyến địa hình bị chia cắt mạnh bởi nhiều sông, rạch tự nhiên

- Mật độ dân cư hai bên tuyến nói chung còn thưa thớt, chủ yếu tập trung đầu tuyến và cuối tuyến

- Nhà cửa trong khu vực tuyến đi qua chủ yếu là nhà dân quy mô đa số nhà tạm, nhà cấp 4; không có các công trình kiến trúc, văn hóa quy mô lớn

- Do tuyến xây dựng mới nên không có các đường dây điện trung và hạ thế, cáp quang cùng với đường dây điện thoại, chỉ có đường điện cao thếđi ngang qua tuyến.

PH ƯƠ NG ÁN THI Ế T K Ế B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG

- Theo thiết kế công trình được xử lý đất yếu bằng phương pháp BHCK kết hợp với bấc thấm và gia tải trước

- Biện pháp lắp đặp hệ thống trong quá trình thi công áp dụng là phương pháp có màng kín khí bố trí hệ thống truyền áp suất chân không theo nguyên tắc “geoharbour type” (Chương 1)

Hình 3.2 : M ặ t c ắ t ngang đ i ể n hình x ử lý n ề n k ế t h ợ p b ấ c th ấ m và BHCK [1]

Hình 3.3 : Phân đ o ạ n x ử lý n ề n k ế t h ợ p b ấ c th ấ m và BHCK [1]

- Công tác xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không bao gồm việc cắm PVD, chạy BHCK, gia tải (đắp nền và đắp bù lún) Trong thiết kế này, tất cả các thông số khoảng cách PVD, quy trình gia tải, chiều cao gia tải, quá trình cố kết nền… sẽ được tính toán thiết kếđểđảm bảo các tiêu chuẩn thiết kế sau :

- Theo Quy trình khảo sát – thiết kế nền đường ôtô đắp trên đất yếu 22 TCN 262-

2000 lún dư cho phép tại trục tim đường (lún dưới tải sử dụng sau khi nền được xử lý) (đường cao tốc và đường cấp 80) phải nhỏ hơn hoặc bằng 30 cm, vị trí tiếp giáp với mố cầu nhỏ hơn hoặc bằng 10 cm

Lún yêu cầu và độ cố kết nền:

- Đối với phương pháp xử lý nền bằng cố kết chân không, lún yêu cầu khi xử lý phải đạt điều kiện cố kết theo yêu cầu thiết kế và độ cố kết của lớp đất nền được xử lý phải lớn hơn 90 % ứng với tải khai thác

3.2.2 Hệ sốổn định cho phép:

- Theo Quy trình khảo sát – thiết kế nền đường ôtô đắp trên đất yếu 22 TCN 262-

2000, hệ số an toàn nhỏ nhất khi tính toán ổn định theo phương pháp phân mảnh cổ điển - Ordinary được quy định như sau:

- Hệ sốổn định yêu cầu: FS ≥ 1.2

- Với 1494.34 m chiều dài cần xử lý (trong đó 6m xử lý vào phạm vi sàn giảm tải của cầu Sa Sạp), tuyến đường nối từ nút giao cầu Bà Chiêm đến KCN Hiệp Phước giai đoạn 2 sẽ được chia ra 8 đoạn để thuận tiện cho công tác thi công xử lý nền Trong phạm vi xử lý có 2 vị trí đường điện băng ngang đường, trong quá trình thi công sẽ được cắt điện an toàn khi cắm bấc thấm

B ả ng 3.1 : Chia đ o ạ n thi công x ử lý n ề n đườ ng đấ t y ế u [1]

T ừ lý trình Đế n lý trình Chi ề u dài (m)

Chi ề u cao đắ p tính toán (m) Đ o ạ n 1 km0+37.22 km0+240.00 202.78 3.25 0.6 2.35 Đ o ạ n 2 km0+240.00 km0+510.00 270.00 3.18 0.8 2.08 Đ o ạ n 3 km0+510.00 km0+590.00 80.00 3.09 0.6 2.19 Đ o ạ n 4 km0+590.00 km0+810.00 220.00 3.38 0.8 2.28 Đ o ạ n 5 km0+810.00 Km1+70.00 260.00 3.38 0.8 2.28 Đ o ạ n 6 Km1+70.00 km1+250.00 180.00 3.22 0.8 2.12 Đ o ạ n 7 km1+250.00 km1+430.00 180.00 3.38 0.6 2.48 Đ o ạ n 8 km1+430.00 km1+531.56 110.00 3.34 0.6 1.91

- Với bề rộng phần nền đường cần xử lý trong giai đoạn 2 là 20m (gồm phần đường xe chạy, lề gia cố và phần đắp bảo vệ 0.5m hai bên), bề dày kết cấu áo đường hoàn thiện là 1.13m, chiều cao nền đắp thêm trung bình toàn tuyến là gần 1.0m, hệ số mái dốc ẵ Bề rộng phần nền đường đề xuất xử lý bằng cố kết chõn khụng được đưa ra là: 24.00 m~25.00m (đo ởđỉnh màng kín)

- Chiều dày lớp đất yếu cần xử lý (lớp 1) thay đổi từ 24.70m đến 33.50m Bấc thấm cần cắm xuyên qua lớp cát sàn thi công, lớp cát thay đất và xuyên vào lớp đất yếu Bề mặt được nạo vét bù cát nền và đắp cát đến cao độ mặt cát sàn thi công +1.80, độ sâu cắm bấc thấm đại diện của từng đoạn tính từ mặt cát sàn thi công được thể hiện trong bảng dưới đây :

Bảng 3.2 : Chiều sâu cắm bấc đại diện ở các đoạn thi công [1]

T ừ lý trình Đế n lý trình Chi ề u dài (m)

Chi ề u sâu c ắ m b ấ c t ừ m ặ t cát sàn thi công(m) Đ o ạ n 1 km0+37.22 km0+240.00 140.00 0.6 25.00~27.40 26.2 Đ o ạ n 2 km0+240.00 km0+510.00 280.00 0.8 25.00~25.70 25.20~24.20 Đ o ạ n 3 km0+510.00 km0+590.00 80.00 0.6 25.50~28.00 24.20~26.20 Đ o ạ n 4 km0+590.00 km0+810.00 220.00 0.8 28.00~30.80 26.20~29.20 Đ o ạ n 5 km0+810.00 Km1+70.00 120.00 0.8 24.70~33.00 28.20~29.20 Đ o ạ n 6 Km1+70.00 km1+250.00 240.00 0.8 30.00~33.50 29.20 Đ o ạ n 7 km1+250.00 km1+430.00 180.00 0.6 26.50~27.20 27.2~25.00 Đ o ạ n 8 km1+430.00 km1+525.56 110.00 0.6 26.50~24.70 24.00

- Theo tính toán phân tích đáp ứng tiến độ thi công và các yêu cầu thiết kế xử lý nền, bấc thấm được cắm theo lưới tam giác với khoảng cách được chọn là 1.0m

Hình 3.4 : S ơđồ b ố trí b ấ c th ấ m đứ ng và ố ng thoát n ướ c ngang

Vải địa kỹ thuật ngăn cách

- Để ngăn cách cát đắp nền và đất nền tự nhiên được trải lớp vải địa ngăn cách RKN/m Lớp vải địa được đặt trên nền tự nhiên sau khi đào vét hữu cơ tạo mặt bằng thi công, lớp vải địa 2 đầu được gấp vào khoảng 1m Cao độ đáy vét hữu cơ +0.6 và 0.8 tùy đoạn

- Màng kín khí tạo độ kín cùa khu vực cần xử lý khi gia tải hút chân không Màng kín khí đặt trên đỉnh lớp cát tạo mặt bằng cao độ +1.8m

- Bề rộng lớp màng kín khí đảm bảo bao hết phạm vi bấc thấm trên mặt cắt ngang, bề rộng màng khoảng 24~25m, vuốt hai bên độ dốc 1:1 và được ghim kín vào rãnh sét hai bên mỗi bên 1m

3.2.5 Cát đắp bù lún và gia tải thêm

- Sau khi hệ thống gia tải chân không hoạt động ổn định từ 7 ngày đến 10 ngày, tiến hành đắp lớp bù lún Vật liệu đắp lớp bù lún nằm trên lớp màng kín khí, sử dụng cát đắp nền đểđắp bù lún, độ chặt yêu cầu K90

- Số liệu quan trắc lún theo chiều thẳng đứng và quan trắc dịch chuyển ngang trên mặt của vùng đất yếu hai bên nền đắp trong quá trình đắp nền và đắp gia tải thêm phải không vượt quá trị số quy định dưới đây:

- Tốc độ lún ở đáy nền đắp tại trục tim của nền đường hoặc trong vùng xử lý không được vượt quá 10 mm/ngày đêm

- Tốc độ di chuyển ngang của các cọc đóng các mép nền đắp không được vượt quá 5 mm/ngày đêm.

L Ự A CH Ọ N PH Ạ M VI KH Ả O SÁT TÍNH TOÁN X Ử LÝ N Ề N ĐẤ T Y Ế U

- Bảng phân chia phạm vi tính toán nền đất yếu của dự án :

Bảng 3.3 : Chia đoạn thi công xử lý nền đường đất yếu [1]

Từ lý trình Đến lý trình Chiều dài (m)

Cao độ vét hữu cơ (m)

Chiều cao đắp tính toán (m) Đoạn 1 km0+37.22 km0+240.00 202.78 3.25 0.6 2.35 Đoạn 2 km0+240.00 km0+510.00 270.00 3.18 0.8 2.08 Đoạn 3 km0+510.00 km0+590.00 80.00 3.09 0.6 2.19 Đoạn 4 km0+590.00 km0+810.00 220.00 3.38 0.8 2.28 Đoạn 5 km0+810.00 Km1+70.00 260.00 3.38 0.8 2.28 Đoạn 6 Km1+70.00 km1+250.00 180.00 3.22 0.8 2.12 Đoạn 7 km1+250.00 km1+430.00 180.00 3.38 0.6 2.48 Đoạn 8 km1+430.00 km1+531.56 110.00 3.34 0.6 1.91

Bảng 3.4 : Số liệu hố khoan từng đoạn [1]

Hố khoan Lớp Đoạn 1 HK1 Đoạn 2 HK2&3&4 Đoạn 3 HK4 Đoạn 4 HK5-HK6 Đoạn 5 HK7-HK8 Đoạn 6 HK9-HK10 Đoạn 7 HK11 Đoạn 8 HK12

- Trong phạm vi luận văn, lấy phạm vi đoạn 7 từ Km1+250.00 đến Km1+430.00 làm số liệu thực hiện tính toán nghiên cứu phương pháp BHCK của dự án

3.3.1 Thông sốđịa chất phạm vi nghiên cứu :

- Lấy các thông số địa chất tính toán tại vị trí HK11 từ hồ sơ khảo sát địa chất “Tập II.1 : khảo sát địa chất phần tuyến km0+000 – Km1+525.56”do tư vấn lập như sau :

Hình 3.5 : M ặ t c ắ t d ọ c đị a ch ấ t t ừ km1+250.00 đế n km1+430.00 [2]

Hình 3.6 : M ặ t c ắ t d ọ c đị a ch ấ t t ừ km1+250.00 đế n km1+430.00 (ti ế p theo) [2]

Hình 3.7 : Chú gi ả i m ặ t c ắ t d ọ c đị a ch ấ t t ừ km1+250.00 đế n km1+430.00 [2]

TR AN G 5 4 g 3 5 : B ả n g t ổ n g h ợ p c h ỉ t iê u c ơ l ý cá c m ẫ u đấ t t ạ i H K 1 1 [2 ]

6 : B ả n g t ổ n g h ợ p c h ỉ t iê u c ơ l ý cá c m ẫ u đấ t t ạ i H K 1 1 ( ti ế p t h eo ) [2 ]

- Tải trọng của xe cộ được tính theo Quy trình khảo sát – thiết kế nền đường ôtô đắp trên đất yếu 22 TCN 262-2000 là tải trọng của số xe nặng tối đa cùng một lúc có thể dỗ kín khắp bề rộng nền đường (Hình 3.8) phân bố trên 1m chiều dài đường:

Hình 3.8 : Sơđồ xếp xe để xác định tải trọng xe cộ tác dụng trên đất yếu l B G q n ×

B= × + − × +n b n d e (3.2) q : Tải trọng xe cộ phân bố trên 1m chiều dài đường; n : Số xe tối đa có thể xếp được trên phạm vi bề rộng nền đường;

G : Trọng lượng một xe (chọn xe nặng nhất: 30 tấn);

L : Phạm vi phân bố trọng tải xe theo hướng dọc (lấy l= 6.6m cho xe có G= 30 tấn);

B : Bề rộng phân bố ngang của các xe;

B = 1.8m với các loại ôtô; d: khoảng cách ngang tối thiểu giữa các xe (thường lấy d= 1.3m); e: 0.5 bề rộng lốp đôi (e= 0.5 – 0.8m)

- Với bề rộng nền đường xử lý 20.00m, các thông số trên được đưa ra như sau:

- Vậy tải trọng xe cộ áp dụng cho dự án được quy đổi là P 1 = 15.32 kN/m 2

- Tải trọng lớp áo đường theo hồ sơ “Mặt đường và thoát nước Km0 + 37,22 -Km1

+ 525,56, kết cấu áo đường hoàn thiện bao gồm các lớp :

Bê tông nhựa C12.5 dày 5cm;

Tưới nhựa dính bám 0,5kg/m 2 ;

Bê tông nhựa C19 dày 10cm;

Tưới nhựa thấm bám 1 kg/m 2 ;

Cấp phối đá dăm gia cố xi măng 6% dày 18cm;

Cấp phối đá dăm dày 50cm;

Cấp phối đá mi dày 30cm;

- Các vật liệu của kết cấu áo đường thiết kế trên đây có khối lượng thể tích trung bình 2.3T/m 3 , tổng chiều dày kết cấu áo đường là 113cm Như vậy, tải trọng do kết cấu áo đường tác dụng lên nền được tính như sau:

- Tải trọng thêm do vét hữu cơ thay đất với chiều cao H = 30cm được quy đổi :

P 3 = 0.3 * 4.1= 1.23 kN/m 2 3.3.3 Phương án thiết kế tại đoạn 7 từ Km1+250.00 đến Km1+430.00 :

- Số liệu thiết kế được lấy để tính toán từ hồ sơ “thuyết minh tính toán xử lý nền đường” và “Thuyết minh thiết kế xử lý lún nền đường đoạn Km0+00 – KM1+525.56” do tư vấn lập như sau :

Mặt cắt ngang thiết kế :

Chiều sâu và khoảng cách cắm bấc thấm :

Bảng 3.7 : Chiều sâu cắm bấc đại diện ở các đoạn thi công thi công [1]

T ừ lý trình Đế n lý trình Chi ề u dài (m)

Chi ề u sâu c ắ m b ấ c t ừ m ặ t cát sàn thi công(m) Đoạn 7 km1+250.00 km1+430.00 180.00 0.6 26.50~27.20 27.2~25.00

- Theo tính toán phân tích đáp ứng tiến độ thi công và các yêu cầu thiết kế xử lý nền, bấc thấm được cắm theo lưới tam giác với khoảng cách được chọn là 1.0m

- Các thông số bấc thấm tính lún cố kết tại đoạn 7 từ Km1+250.00 đến Km1+430.00 :

+ L pvd = 27.5 m + d w = 6.5m + D e = 1.05*1 = 1.05 m + Hệ sốκ = k h /k s = 1.3 + Hệ số s = d s /d w = 2.5 + Hệ số n = d e /d w = 16.5

+ F r = 0 + F = F ( n ) + F s + F r = 2.32 Chiều cao dắp gia tải và bơm áp lực chân không :

- Bơm chân không sử dụng để thi công đảm bảo duy trì áp lực hút chân không theo thiết kế Áp lực bơm khi không tải không nhỏ hơn 85 kPa và lưu lượng của một máy bơm phải đủ lớn đểđạt yêu cầu tối thiểu xử lý nền với diện tích 1.000 m 2

- Thời gian tính gia tải khi áp lực chân không dưới màng duy trì ở mức ổn định

>85kPa và đồng hồđo áp trong nền giữa bấc có giá trị tính toán trên 65kPa

- Cao độđắp gia tải giai đoạn xử lý nên đất yếu thể hiện ở Bảng 3.8 :

Bảng 3.8 : Chiều sâu cắm bấc đại diện ở các đoạn thi công thi công [1]

Các giai đoạn tính toán xử lý nền

- Có 02 thời điểm chính cần được xem xét :

Thời điểm thứ 1 : Từ thời điểm bắt đầu cho đến kết thúc thi công xử lý nền khi mà đất nền đạt được độ cố kết yêu cầu

Thời điểm thứ 2 : Tính kể từ khi kết thúc xử lý nền Đây là giai đoạn được dùng để tính toán lún dư, lún dưđó bao gồm lún cố kết còn lại do áp lực dỡ tải thi công/đặt lại tải khai thác

- Thời gian cho từng giai đoạn thi công xử lý nền đất yếu như sau :

Giai đoạn 1 : Vét hữu cơ và đắp lớp đệm cát thi công bấc thấm : T = 45 ngày thi công chiều cao đệm cát 0.3m;

Giai đoạn 2 : Chạy thử BHCK : T = 20 ngày với p = 60 kN/m 2 ;

Giai đoạn 3 : Đắp gia tải bù lún : T = 30 ngày thi công nền đắp gia tải;

Giai đoạn 4 : Giai đoạn chờ lún : T = 235 ngày thi công hoàn thiện kêt cấu áo đường và bao gồm tải trọng xe tính toán;

TÍNH THEO QUY ĐỔ I ÁP SU Ấ T CHÂN KHÔNG THÀNH ÁP L Ự C TÁC ĐỘ NG

- Tính toán theo phương pháp lựa chọn của nhà thầu thiết kế : áp lực BHCK áp dụng đã trừ hao mất mát chân không là p = 60 kN/m 2 :

- Xem áp lực BHCK truyền vào nền đất yếu như áp lực σz = 60 kN/m 2 Sử dụng các lý thuyết tính lún theo TCN262 – 2000 đã nêu ở “chương 2 trang 18.19” để tính toán độ cố kết và lún dư cho phép của nền đất

- Quá trình thi công xử lý nền tuyến đường nối từ nút giao thông cầu Bà Chiêm đến khu công nghiệp Hiệp Phước bằng biện pháp bấc thấm kết hợp hút chân không (đoạn Km0+37,22 đến Km1+525,56) được thực hiện đạt kết quả như sau:

- Hệ sốổn định mái dốc theo phương pháp phân mãnh cổđiển : FS >1.2

- Độ lún dư còn lại thỏa mãn tiêu chuẩn hiện hành.không quá 30cm

3.4.1 Kết quả tính toán do tư vấn thiết lập

Bảng 3.9 : Kết quả tính toán của TVTK [1]

T ừ lý trình Đế n lý trình Lún d ự báo (m)

Lún x ử lý (m) độ c ố k ế t v ớ i t ả i thi công đạ t đượ c (U

%) độ c ố k ế t v ớ i t ả i khai thác đạ t đượ c (U %)

Lún d ư (cm) Đoạn 7 km1+250.00 km1+430.00 2.883 2.768 89.5 96.0 11.5

- Chi tiết tính toán tham khảo ở phụ lục D : phụ lục tính lún theo phương pháp quy đổi áp lực chân không thành áp lực gia tải trước

Hình 3.9 : Bi ể u đồ lún theo th ờ i gian ph ạ m vi t ừ km1+250.00 đế n km1+430.00

Bảng 3.10 : Bảng tổng hợp kết quả xử lý nền đường

Th ờ i gian thi công (ngày)

T ổ ng th ờ i gian thi công (ngày) Độ lún c ố k ế t t ổ ng Sc i

Lún c ố k ế t đạ t đượ c theo giai đ o ạ n (m)

T ổ ng lún đạ t đượ c ở cu ố i giai đ o ạ n này (m) Độ lún yêu c ầ u x ử lý 2.62

- Phương pháp BHCK là phương pháp cốt lỗi sử dụng áp suất từ BHCK làm giảm áp lực nước lỗ rỗng trong đất, từđó làm tăng ứng suất hữu hiệu vì thế cơ chế tính toán độ lún cũng nhưđộ cố kết của lý thuyết tính toán thông thường chưa thực sự phù hợp

- Trong phạm vi nghiên cứu của luận văn đề xuất thêm một số phương pháp mới theo những kết quả nghiên cứu gần đây nhằm đưa ra những đánh giá và kết luận trong việc lựa chọn phương pháp phù hợp với điều kiện địa chất khu vực huyện Nhà Bè.

TÍNH TOÁN BÀI TOÁN THEO LÝ THUY Ế T NGHIÊN C Ứ U C Ủ A TR ƯỜ NG ĐẠ I H Ọ C

TR ƯỜ NG ĐẠ I H Ọ C T Ổ NG H Ợ P WOLLONGONG :

3.5.1 Thông sốđầu vào cho bài toán :

- Sử dụng các thông sốđầu vào tương tự phương pháp tính toán do bên TVTK đề xuất;

- Do phương án thiết kế có sử dụng màng kín khí và áp suất chân không bên trong bấc thấm được đo thường xuyên để giữ ổn định áp suất > 65kPa nên mất mát chân không dọc bấc thấm theo chiều sâu xem như không đổi tức có nghĩa hệ số mất mát áp suất chân không lấy k 1 = 1 ứng với áp suất tính toán p o = 60 kPa

- Các kết quả thu được từ việc chuyển hóa công thức bài toán theo lý thuyết nghiên cứu của trường đại học tổng hợp Wollongong như sau :

- Định nghịa của các thông số trong công thức tương tự nhưđã nêu ở chương 2

- Xem hệ số cố kết ngang không thay đổi theo thời gian C ho = C hi

- Tiến hành phương pháp phân mảnh với chiều sâu phân mảnh có bề dày H = 0.5m để tính phân bốđộ lún cũng nhưđộ kêt của từng độ sâu phân mảnh

- Thông sốđầu vào lấy tương tự như tính toán theo mục 3.3 :

Chiều cao đắp thiết kế : H = 2.48m

+ Tải trọng khai thác : P = 15.322 kN/m 2 (mục 3.3.2) + Tải trọng kết cấu áo đường : P = 25.99 kN/m 2 (mục 3.3.2)

+ Tải trọng vét hữu cơ : P = 1.23 kN/m 2 (mục 3.3.2)

Sử dụng phương pháp quy đổi để đưa tải trọng ban đầu về chiều cao tương đương được tính như sau :

+ (1.13*(23-19)+15.322+1.23)/19 = 1.11 m Chiều cao đắp thiết kế tương đương H = 1.11+2.48 = 3.59

Bề rộng mặt đường thiết kế : B = 20m

Hệ số tớnh toỏn cố kết BHCK à = 2.18 (ỏp dụng cụng thức 2.36a)

Sử dụng phương pháp tính lặp bài toán tính lún bằng phần mềm excel để xác định chiều cao nền đắp có được sau khi xây dựng hoàn thiện công trình Hđắ pht 6.43 m tương ứng chiều dày bù lún H tv = 2.84m (chiều cao nền đắp bao gồm H quy đổ i = 1.11 đã tính ở trên) Kiểm tra giá trị tính được như sau :

+ Hđắ p – H bù lún – H quy đổ i - H tk = 6.43 – 2.84 – 1.11 – 2.48 = 0 OK

Hình 3.10 : B ả ng t ổ ng h ợ p các thông s ốđầ u vào ph ụ c v ụ tính toán n ề n đườ ng

- Các giai đoạn thi công nền đường thể hiện ở bảng bên dưới :

B ả ng 3.11 : B ả ng t ổ ng h ợ p chi ề u cao gia t ả i tr ướ c n ề n đườ ng

Giai đoạn chiều cao đắp thời gian thi công thời gian chờ lún

Chú thích : Do Chi ề u cao gia t ả i bù lún tính t ừ sàn thi công vì th ế

- Trong đó : H = 0.9m : Chiều cao lớp đệm cát thi công lắp đặt bấc thấm

- Chi tiết các giai đoạn xử lý nền có thể xem ở mục 3.2

- Để kể đến độ lún tức thời bên cạnh độ lún cố kết khi xử lý nền đường có thể sử dụng thông số m = 1.1 ÷ 1.4 nhân với độ lún cố kết của nền đất trên từng giai đoạn đắp gia tải

Trong phạm vi nghiên cứu, tạm thời sử dụng m = 1.1 để tính toán

3.5.2Kết quả tính toán : H ìn h 3 1 1 : B i ể u đồ l ú n t h eo t h ờ i g ia n v à k ế t q u ả l ú n d ư c ò n l ạ i sa u k h i x ử l ý p h ạ m v i t ừ k m 1 + 2 5 0 0 0 đế n k m 1 + 4 3 0 0 0

Kết quả tính toán độ lún cuối giai đoạn 1 và giai đoạn 2 :

- Kết quả tính toán có thể xem tham khảo ở phụ lục F : phụ lục tính lún theo phương pháp wollongong

Phương pháp tính toán lún đắp gia tải trong giai đoạn thi công nền dắp H =3.77m trong giai đoạn 3 :

- Nền đắp giai đoạn 3 được dựđoán thi công trong khoàng thời gian 30 ngày trước khi chờ lún là 235 ngày Do trong quá trình thi công vẫn tiếp tục quá trình BHCK Vì thếđể tính độ lún cố kết khi kết thúc giai đoạn 3 có xét đến thời gian thi công nền đắp t 1 có thể dùng nguyên lý tính lún sau :

- Bước 1 : Tinh độ lún cố kết trong khoảng thời gian t 1 của nền đắp gia tải chỉ bao gồm gia tải trước có kể đến trừđộ lún do nền đang được đắp trong khoảng thời gian thi công t 1 ; (với t 1 là thời gian thi công nền đắp t 1 = 30 ngày) : S 1

- Bước 2 : Tinh độ lún cố kết trong khoảng thời gian t 1 của nền đắp gia tải chỉ bao gồm gia tải trước chưa xét đến trừ hao nền đang được đắp trong khoảng thời gian thi công t 1 : S 2

- Bước 3 : Tính độ lún cố kết bao gồm gia tải trước và BHCK chưa xét đến trừ hao nền đang được đắp trong khoảng thời gian thi công t 1 : S 3 (với khoảng thời gian bất kỳ cần tính toán)

- Bước 4 : Độ lún cố kết có kểđến khấu hao thời gian thi công nền đắp gia tải

S = S − S − S (3.7) Độ lún dư còn lại của nền đường sau khi đã kết thúc quá trình chờ lún : luntp cholun

S luntp : Độ lún cuối cùng của nèn đường (m);

S cholun : Độ lún sau khi kết thúc chờ lún nền đường đã xử lý BHCK;

Thõa đ i ề u ki ệ n lún d ư cho phép sau khi x ử lý n ề n đườ ng là 30cm

- Kết quả xử lý nền đất yếu bằng phương pháp gia tải trước kết hợp bơm hút chân được tổng hợp trong Bảng 3.12 :

B ả ng 3.12 : B ả ng t ổ ng h ợ p k ế t qu ả x ử lý n ề n theo ph ươ ng pháp c ủ a tr ườ ng đạ i h ọ c Wollongong

Th ờ i gian thi công (ngày)

T ổ ng th ờ i gian thi công (ngày) Độ lún c ố k ế t t ổ ng Sc i (m)

Lún c ố k ế t đạ t đượ c theo giai đ o ạ n (m)

T ổ ng lún đạ t đượ c ở cu ố i giai đ o ạ n này (m) Độ c ố k ế t (%)

H G Đ (i-1) E – H (k ế t qu ả tính toán) H / E Độ lún yêu c ầ u x ử lý 2.58

- Độ lún cố kết là 2.539m lệch khá nhiều so với phương pháp quy đổi nêu ở mục

3.4 có độ lún là 2.771m, độ lún tại giai đoạn 1 và giai đoạn 2 lại gần giống nhau Qua đó có thể nhận xét rằng, phương pháp này có một số ưu điểm vượt trội hơn so với phương pháp quy đổi thông thường do xét đến ứng suất của đất đúng thực tế có được :

Sử dụng phương trình tính lún theo áp lực nước lỗ rỗng của Chu & Yan (công thức 2.33) đánh giá quá trình thay đổi áp lực nước lỗ rỗng của đất nền theo thời gian (thông qua giá trị R u )

Xét đến giá trị k 1 (giá trị thay đổi áp suất chân không theo độ sâu) đối với bài toán không sử dụng màng kín khi cũng như mất mát do lan truyền áp suất chân không trong bấc thâm theo chiều sâu.

TÍNH TOÁN THEO PH ƯƠ NG PHÁP PH Ầ N T Ử H Ữ U H Ạ N (PH Ầ N M Ề M PLAXIS 2D)

- Để kiểm tra các kết quả tính toán tại mục 3.4 và 3.5 bằng phương pháp phần tử hữu, sử dụng phần mềm PLAXIS 2D để mô phỏng và tính biến dạng và ổn định của nền đường thiết kế

3.6.1 Lý thuyết áp dụng lập mô hình bấc thấm tương đương cho PLAXIS 2D

- Chức năng bấc thấm có thể được mô hình hóa bằng phần tử thoát nước có độ thấm vô hạn Sử dụng công cụ drain trong PLAXIS 2D để khai báo bấc thấm xử lý nền đất yếu công cụ drain mục đích xem như áp lực nước lỗ rỗng thặng dư bằng 0 trong tất cả các nút thuộc phân tử drain Để ả ử ể đổ hoạt động của bấc thấm từ đối xứng trục trên thực tế thành theo phương mặt phẳng Hình 3.12 minh họa các thông số quy đổi của bấc thấm :

Hình 3.12 : Quy đổ i b ấ c th ấ m t ừđố i x ứ ng tr ụ c sang d ạ ng m ặ t ph ẳ ng [14]

- Hird er al (1995) [14] đã đề xuất cách tính quy đổi hệ số thấm sử dụng trong FEM

- Công thức quy đổi k pl quy đổi trong vùng bố trí bấc thấm theo Hird er al (1995) :

3 ln( ) ln( ) 3 / 4 ax ax pl s k k k k n s

- Trong đó : k pl : Hệ số thấm ngang của nền đất trong hệ mặt phẳng; k ax : Hệ số thấm ngang của nền đất trong hệ trục đối xứng;

- Theo đề xuất Gouw (2008) [13] có thể quy đổi nền đất trong khu vực bố trí bấc thấm PVD trong mô hình PLAXIS 2D theo các công thức sau :

' h h k = k (3.9b) k’ v : Hệ số thấm đứng của nền đất kết hợp PVD quy đổi trong PLAXIS 2D; k’ h : Hệ số thấm ngang của nền đất kết hợp PVD quy đổi trong PLAXIS 2D;

- Sử dụng công cụ drain trong PLAXIS 2D để khai báo bấc thấm xử lý nền đất yếu

- Khai báo áp suất chân không và tải trọng dắp theo Hình 3.13 xem áp lực BHCK tác động tại vị trí mép bấc thấm bố trí ngoài cùng

Hình 3.13 : Khai báo áp l ự c b ơ m hút chân không cho PLAXIS 2D [13]

3.6.2 Thông sốđầu vào cho phần mềm PLAXIS 2D :

Các thông số đầu vào bao gôm :

- Thi công đệm cát và cắm bấc thấm xử lý nền đường : H đệm cát = 0.9m

- Thi công nền đắp gia tải trước với chiều cao nền đắp : H nền đắp = 3.77m

- Chiều sâu vét hữu cơ : H vhc = 0.3m

- Khoảng cách bố trí các phân tử drain : D e = 1.05m

Tính toán các thông sốđịa chất nhập vào PLAXIS 2D :

- Phạm vi bố trí bấc thấm sẽ được thay đổi bằng một lớp đất tương đương có các thông số tương tự lớp đất số 1 Tuy nhiên, hệ số thấm ngang k h sẽđược tính lại theo công thức 3.8 như sau : n = 105/6.5 = 16.154 ; s = 2.5 ; k ax /k s = 1.3; k ax = 4.29E-05 m/ngày

3 ln( ) ln( ) 3 / 4 ax ax pl s k k k k n s

- Tính toán hệ số OCR và hệ số áp lực ngang K o đối với lớp đất số 1 như sau :

- Tính toán hệ số áp lực ngang K o đối với lớp đất số 2 như sau :

T ả i tr ọ ng gia t ả i tr ướ c T ả i tr ọ ng chân không

Hình 3.14 : B ả ng khai báo giá tr ị OCR và K o cho l ớ p s ố 1 trong ph ầ n m ề m PLAXIS 2D

Bảng 3.13 tổng hợp các thông số nhập vào phầm mềm PLAXIS :

Bảng 3.13 : Bảng thống kê các thông số mô hình đất khai báo vào phần mềm PLAXIS 2D Đặc trưng Lớp số 1 Lớp số 1 (quy đổi) Lớp số 2 Cát đắp

Mô hình Soft soil Soft soil Mohr-Coulomb Mohr-Coulomb material undrained Undrained drained Drained γ sat (kN/m 3 ) 14.9 14.9 20 19 γ unsat (kN/m 3 ) 14.8 14.8 16 19 kv (m/ngày) 3.3E-05 3.3E-05 1 1 kh (m/ngày) 4.29E-05 5.41E-06 1 1

Mô hình tính toán khai báo trong PLAXIS 2D

- Khai báo bề rộng nền đường đắp : B = 20m, chiều dài chân taluy : L = 5m (lấy theo Hình 3.15)

- Chiều cao nền đường H đắp1 = 0.9m, H đắp2 = 0.9 + 2.87 = 3.77m , H đắp3 = 5.32m

- Khai báo áp suất chân không p o = 60kN/m 2 bằng tải trọng phân bố đều trái, phải và phương đứng tác dụng lên phạm vi cắm bấc thấm

- Tải trọng đất thay hữu cơ p 1 = 1.23 kN/m 2 , tải trọng kết cấu áo đường và tải trọng khai thác p 2 = 19.84 kN/m 2 (theo mục 3.5.1)

- Cao độ mực nước ngầm = +0.00m

Hình 3.15 : Mô hình tính toán khai báo trong PLAXIS 2D

Các phân đoạn thi công khai báo trong PLAXIS 2D :

- Giai đoạn 1 (thi công đệm cát và bấc thấm) : Tải trọng gia tải H đắ p = 0.9m ; áp suất chân không p o = 0 kN/m 2

- Giai đoạn 2 (bơm áp suất chân không thử nghiệm 20 ngày) : Tải trọng gia tải

H đắp = 0.9 m ; áp suất chân không p o = 60 kN/m 2

- Giai đoạn 3 (thi công nền đắp gia tải trước kết hợp BHCK) : Tải trọng gia tải

H đắp = 3.77 m ; áp suất chân không p o = 60 kN/m 2

- Giai đoạn 4 (chờ lún) : Tải trọng gia tải H đắp = 3.77 m ; áp suất chân không p o 60 kN/m 2

Hình 3.16 : Các giai đ o ạ n tính toán khai báo trong PLAXIS 2D

3.6.3 Kết quả tính toán bơm hút chân không từ phần mềm PLAXIS 2D : Độ lún lớn nhất U y = -18.19E-3 m Hình 3.17 : K ế t qu ả tính lún giai đ o ạ n “Thi công l ớ p đệ m cát và b ấ c th ấ m” Độ lún lớn nhất U y = -396.33E-3 m Hình 3.18 : K ế t qu ả tính lún giai đ o ạ n “B ơ m th ử nghi ệ m áp l ự c chân không” Độ lún lớn nhất U y = -2.13m Hình 3.19 : K ế t qu ả t ổ ng lún giai đ o ạ n “B ơ m th ử nghi ệ m áp l ự c chân không” Độ lún lớn nhất U y = -1.18 m Hình 3.20 : K ế t qu ả tính lún giai đ o ạ n “thi công đấ t đắ p bù lún” Độ lún lớn nhất U y = -2.48m Hình 3.21 : K ế t qu ả tính lún giai đ o ạ n “k ế t thúc quá trình ch ờ lún” Độ lún lớn nhất U y = -2.73m Hình 3.22 : K ế t qu ả t ổ ng lún giai đ o ạ n “ đắ p t ả i bù lún” Độ lún lớn nhất U y = -2.38m Hình 3.23 : K ế t qu ả t ổ ng lún giai đ o ạ n “ đư a công trình vào s ử d ụ ng”

- Chú thích : Biểu đồ và kết quả chi tiết vềđộ lún và áp lực nước lỗ rỗng thặng dư có thể xem ở phần phụ lục E

Bảng 3.14 : Bảng tổng hợp kết quả

T ổ ng lún đạ t đượ c ở cu ố i giai đ o ạ n này (m)

Công th ứ c (k ế t qu ả tính toán)

(k ế t qu ả tính toán) Độ lún yêu c ầ u x ử lý 2.38 Giai đ o ạ n 1 0.05 0.015

B ả ng 3.15 : B ả ng t ổ ng h ợ p k ế t qu ả x ử lý n ề n đườ ng theo PLAXIS 2D (b ỏ qua lún t ứ c th ờ i)

Th ờ i gian thi công (ngày)

T ổ ng th ờ i gian thi công (ngày) Độ lún c ố k ế t t ổ ng Sc i (m)

Lún c ố k ế t đạ t đượ c theo giai đ o ạ n (m)

T ổ ng lún đạ t đượ c ở cu ố i giai đ o ạ n này (m) Độ c ố k ế t (%)

E – H (k ế t qu ả tính toán) H / E Độ lún yêu c ầ u x ử lý 2.16

- Độ lún dư còn lại của nền đường sau khi đã kết thúc quá trình chờ lún : luntp cholun

S = S − S = 2.38 – 2.48 = - 0.1 m < 0 Thõa đ i ề u ki ệ n lún d ư cho phép sau khi x ử lý n ề n đườ ng là 30cm

- Từ Kết quả tính toán có được theo phương pháp FEM từ phần mềm PLAXIS 2D : Giá trị lún dư < 0 cho thấy theo kết quả phần mềm PLAXIS 2D kết luận nền đường đã không còn độ lún dư sau quá trình chờ lún là 235 ngày

Kết quả mô phỏng từ phần mềm PLAXIS 2D cho kết quả lún cố kết sau thời gian chờ lún là 2.232m có kết quả nhỏ nhất so với 2 phương pháp giải tích tính từ lý thuyết do đại học Wollongong đề xuất và phương pháp quy đổi áp lực chân không thành áp lực gia tải.Tuy nhiên, độ cố kết của nền đường sau giai đoạn chờ lún là 100% lớn hơn kết quả tính toán từ phương pháp lý thuyết do đại học Wollongong đề xuất là 98.41%.

K Ế T LU Ậ N

1 Phương pháp tính toán do đại học Wollongong đề nghị cho ra kết quả lún cố kết từng giai đoạn lần lượt là 0.001m, 0.399m, 1.042m, 2.539m có % lệch so với phương pháp mô phỏng phần mềm PLAXIS lần lượt là 0.01m (90%), 0.2m (50%), 0.932m (10%) và 2.232m (12%) và số liệu từ tư vấn thiết kế lần lượt 0.007m (85%), 0.282m (29%), 0.649m (38%) và 2.717m (8.27%)

2 Kết quả lún cố kết sau cùng của phương pháp quy đổi là 2.772m lệch nhiều sơ với

2 phương pháp còn lại lần lượt là 2.539m với kết quả từ lý thuyết đề xuất của đại học Wollongong và 2.232m với mô hình PLAXIS tương ứng 8.27% và 19.48%

CH ƯƠ NG 4 : PHÂN TÍCH Ả NH H ƯỞ NG CÁC THÔNG

S Ố B Ố TRÍ B Ấ C TH Ấ M VÀ ÁP SU Ấ T CHÂN KHÔNG ĐẾ N ĐỘ LÚN VÀ ĐỘ C Ố K Ế T CÔNG TRÌNH

GI Ớ I THI Ệ U

- Tương tự như phương pháp gia tải trước, việc lựa chọn các thông số thiết kế ban đầu như : lựa chọn bấc thấm, cách bố trí và khoảng cách giữa các bấc thấm là 1 trong nhiều yếu tố chính ảnh hưởng đến sự hiệu quả và kinh tế trong quá trình thi công Ngoài ra đối với phương pháp BHCK, lựa chọn áp lực BHCK và phương pháp bố trí thiết bị bơm hút phù hợp cũng đóng vai trò quan trọng không kém đánh giá sự hiệu quả xử lý nền đối với điều kiện địa chất của từng khu vực nhất định

- Để so sánh một cách tổng quan ảnh hưởng của các yếu tố trên đến độ lún dư cuối cùng, thời gian chờ lún của từng giai đoạn cụ thể Đề xuất sử dụng phương pháp tính toán theo lý thuyết của trường đại học Wollongong, thay đổi cách bố trí bấc thấm tương ứng với từng áp lực bơm hút chân không và chiều cao cát đắp khác nhau nhằm đưa ra các giải pháp bố trí hiệu quảđối với nền đất yếu khu vực huyện Nhà Bè.

CÔNG TRÌNH

- Như đã nêu ở chương 3, lấy số liệu địa chất và yêu cầu thiết kế của công trình

“Xây dựng tuyến đường nối từ nút giao thông cầu Bà Chiêm đến Khu công nghiệp

Hiệp Phước, giai đoạn 2, Huyện Nhà Bè” để khảo sát trong nội dung chương 4 như sau :

- Độ lún tổng cần xử lý cho nền đất nhưđã nêu ở mục 3.5 : Slun = 3.84m

- Độ lún cố kết cần xử lý cho nền đất nhưđã nêu ở mục 3.5 : S cố kết = 3.58m

- Độ lún còn lại sau khi xử lý nền đường : S = 30cm

- Thông số thiết kế của tuyến đường được lựa chọn tương tư nhưđã nêu ở mục 3.5

TÍNH TOÁN S Ơ B Ộ KHO Ả NG CÁCH B Ố TRÍ B Ấ C TH Ấ M

- Sử dụng phương pháp đánh giá do Rujikiatkamjom and Indraratna (2008) đề xuất đã đề cập ở mục 2.4.3 :

4.3.1 Thông sốđầu vào kiểm tra sơ bộ cự ly cắm bấc thấm :

- Độ cố kết đòi hỏi để đảm bảo đạt độ lún theo yêu cầu đối với tải bù lún tương ứng là ∆σ = 18.3 + 54.53 + 60 = 132.83 kPa được tính như sau :

Theo cấp đường độ lún dư còn lại của nền đường là 30cm (22TCN262-2000) với độ lún cần xử lý là 2.84m (theo hồ sơ TVTK) Suy ra, độ lún sau khi gia tải trước cần đạt là 2.84 – 0.3 – 0.26 = 2.28 m Độ lún cố kết cuối cùng với tải trọng đắp bù lún 132.83 kPa là :

+ 3.01 m (lấy từ kết quả tính toán của TVTK) Suy ra độ cố kết cần sau khu thực hiện gia tải trước với ∆σ = 132.83 kPa là : + 2.28/3.01*100 = 75.75 %;

- Tạm lấy giá trị U = 76 % là số liệu tính sơ bộ khoảng cách bấc thấm cần thiết:

- Chiều dài bấc thấm bố trí xuyên suốt chiều dày lớp đất yếu là : L = 27.5m;

- Thông số bấc thấm d w 2 a b + = 65 mm;

- Tỉ số k h /k s lấy giá trị là 1.3, s = d s /d w lấy giá trị là 2.5;

- Tải trọng gia tải = 72.83 kPa (lấy từ số liệu tính lún cố kết, Xem Phụ Lục F);

- Áp suất chân không : P o = -60 kPa (đã trừ hao mất mát chân không);

- Tính toán khoảng cách bấc thấm trong thời gian 45 + 20 + 30 + 235 = 330 ngày tương đương 11 tháng (lấy theo thời gian thi công do TVTK đề xuất);

4.3.2 Tính toán khoảng cách bấc thấm cần thiết :

- Bước 1 : Với U = 76% đã tính toán ở trên ta có :

- Bước 2 : Tra đồ thị tại Hình 2.11, có T v = 0.00091 suy ra được u = 0.97

+ β = 0.4203 1.456 10 − × − 3 ξ 2 − 0.5233 ξ 0.5 = 0.146 Suy ra : n = exp( ln α γ β + ) = exp(0.374*ln(1207.34) + 0.146) = 16.444

- Bước 7 : Xác định vùng ảnh hưởng d e = nd w = 16.444*65mm = 1068.86 mm

Khoảng các bấc thấm bố trí lưới tam giác : D = 1080.79/1.05 = 1017.97 mm

- Kết luận : Qua kết quả tính sơ bộ khoảng cách bấc thấm hiệu quảđểđạt yêu cầu là D e = 1m

4.3.3 Tính toán chiều cao đắp nền đường theo giai đoạn :

- Xác định tải trọng đắp giới hạn (q max ) của nền đường thiết kế theo phần mềm geostudio 2012 với thông số được lấy từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường (Xem ph ụ l ụ c B ) :

Bảng 4.1 : Kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường lớp đất bùn sét [2]

- Hiệu chỉnh kết quả thí nghiệm theo công thức sau :

S ucorr = àr * S u (3.1) à r được ớnh theo cụng thức àr = 1.18*e -0.08(PI) + 0.57 với PI > 5 àr = 7.01*e -0.08(LL) + 0.57 với LL > 20

B ả ng 4.2 : K ế t qu ả hi ệ u ch ỉ nh s ứ c ch ố ng c ắ t không thoát n ướ c

Sức kháng cắt không thoát nước hiệu chỉnh (daN/cm 2 )

Sức kháng cắt không thoát nước thí nghiệm cắt cánh (daN/cm 2 )

- Kết quả từ geoslope 2012 ứng với chiều cao H đắp = 3.77m nhu Hình 4.1 :

Hình 4.1 : K ế t qu ả tính ổ n đị nh n ề n đắ p v ớ i H đắ p = 3.77m

- Hệ sô ổn định nhỏ nhất FS = 1.183 < 1.2 theo tiêu chuẩn TCN262-2000 Vậy lấy gia trị q max = 3.77*19+0.3*4.1 = 72.86 kN/m 2 = 0.7286 kg/cm 2

- Từ kết quả tính tổng lún hoàn thiện công trình nêu trong phụ lục F có thể thấy giá trí q req sau khi đã bù lún là 1.221 kg/cm 2 (Xem nền không lún thứ cấp và tạm thời không lấy giá trị q req tính theo công thức 2.53)

- Giá trị q max = 0.7286 > q req - p o = 1.221 – 0.6 = 0.621 kg/cm 2 Vậy có thể thực hiện đắp gia tải theo 1 giai đoạn để xử lý nền đất yếu dưới chân công trình

- Kết luận : Qua kết quả tính toán thu được, lựa chọn chiều cao gia tải lớn nhất H dapmax = 3.77m đối với thi công đắp 1 giai đoạn chờ lún.

PHÂN TÍCH Ả NH H ƯỞ NG CÁC THÔNG S Ố B Ố TRÍ B Ấ C TH Ấ M VÀ ÁP L Ự C B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG

TH Ấ M VÀ ÁP L Ự C B Ơ M HÚT CHÂN KHÔNG

Kết quả tính toán chi tiết độ lún dư và độ cố kết sau thời gian chờ lún đối với các thông số tính toán : p o = 60 kPa, D e = 1m, H dap = 3.77m và chiều dài cắm bấc L bac = 27.5m có thể tham khảo ở phần Phụ lục F

Các kết quả thu được trình bày trong mục 4.4 về nguyên tắc tính toán tương tư được nêu trong Phụ lục F nên tạm thời trong giới hạn nghiên cứu của đề tài, tác giả không trình bày phương pháp tính toán đối với các thông số thiết kế khác mà chỉ nêu các kết quả tính toán thu được đểđánh giá ảnh hưởng của các thông số thiết kếđối với kết quả cuối cùng của phương pháp BHCK kết hợp gia tải trước

4.4.1 Các bước thi công đề xuất :

- Với chiều cao đắp lớn nhất thu được từ kết quả tính toán phần mềm geoslope

2012 Đề nghị phương pháp đắp gia tải với chiều cao đắp 3.77m một giai đoạn cho qua trình phân tích ảnh hưởng các thông số thiết kế

- Thời gian cho từng giai đoạn thi công xử lý nền đất yếu tương tư như đã nêu ở mục 3.3 :

Giai đoạn 1 : Vét hữu cơ và đắp lớp đệm cát thi công bấc thấm : T = 45 ngày thi công chiều cao đệm cát 0.3m;

Giai đoạn 2 : Chạy thử BHCK : T = 20 ngày với p = 60 kN/m 2 ;

Giai đoạn 3 : Đắp gia tải bù lún : T = 30 ngày thi công nền đắp gia tải;

Giai đoạn 4 : Giai đoạn chờ lún : T = 235 ngày thi công hoàn thiện kêt cấu áo đường và bao gồm tải trọng xe tính toán;

4.4.2 Thay đổi cự ly bố trí bấc thấm

- Phân tích lần lượt với từng khoảng cách bố trí bấc thấm cụ thể lần lượt với các khoảng cách bố trí bấc thấm lần lượt là 1m, 1.2m, 1.5m, 1.8m với chiều dài cắm bấc L

= 27.5m được bố trí theo lưới tam giác và sử dụng áp lực BHCK p o = 60 kPa/m 2

- Kết quả tính toán thu được :

Kết quả tính toán đối với khoảng cách cắm bấc D e = 1m xem ở Bảng 3.18

Bảng 4.3 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với D e = 1.2m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.204 Bảng 4.4 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với D e = 1.5m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.627

Bảng 4.5 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với D e = 1.8m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 1.012 Bảng 4.6 : Quan hệ giữa độ lún và độ cố kết theo thời gian

Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U

Bảng 4.7 : Quan hệ giữa độ lún và độ cố kết theo thời gian (tiếp theo)

Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U

Hình 4.2 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ lún c ố k ế t theo th ờ i gian

Hình 4.3 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ c ố k ế t theo th ờ i gian

Hình 4.4 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệ c ự lý b ấ c th ấ m D e và độ lún d ư cu ố i cùng

4.4.3 Sự tương quan giữa cự ly bố trí bấc thấm và chiều dài cắm bấc

- Nhằm phục vụ phân tích mối quan hệ giữa cự lý bố trí bấc thấm và chiều dài cắm bấc ảnh hưởng đến độ lún và độ cố kết theo phương pháp BHCK đề nghị phương pháp bố trí bấc thấm theo lưới tam giác trong phạm vi diện tích có bề rộng cắm bấc B

- Lựa chọn khảo sát mối quan hệ theo bảng sau :

Bảng 4.8 : Khoảng cách và chiều dài bấc thấm lựa chọn khảo sát

Chi ề u dài b ấ c phân b ố theo di ệ n tích 24mx100m

- Bước thi công, chiều cao đắp bù lún, áp lực chân không tương tự theo mục 4.4.2

- Kết quả tính toán thu được :

Bảng 4.9 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với D e = 1.2m và L bac = 16m

Giai đoạn Độ lún c ố k ế t t ổ ng

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 1.021 Bảng 4.10 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với D e = 1.5m và L bac = 20m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 1.022 Bảng 4.11 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với D e = 1.8m và L bac = 27.5m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 1.012

Bảng 4.12 : Quan hệ giữa độ lún và độ cố kết theo thời gian

Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U

Hình 4.5 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ lún c ố k ế t theo th ờ i gian

Hình 4.6 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ c ố k ế t theo th ờ i gian

4.4.4 Sự tương quan giữa áp lực chân không và chiều cao đắp gia tải

- Sự tương quan giữa áp lực chân không và chiều cao đắp gia tải là một yếu tố quan trọng trong thiết kế BHCK kết hợp với gia tải trước 2 yếu tố trên ảnh hưởng lớn đến lựa chọn biện pháp thi công BHCK, thời gian chờ lún và giá thành công trình

- Để phân tích mối quan hệ giữa áp lực chân không và chiều cao đắp gia tải hưởng đếđộ lún và độ cố kết theo phương pháp BHCK đề xuất lựa chọn khảo sát nghiên cứu áp lực chân không và chiều cao đắp như thề hiện ở Bảng 4.13 tương ứng với kết quả cho độ lún cố kết trong khoảng 2.31m – 2.33m :

Bảng 4.13 : Áp lực chân không và chiều cao đắp gia tải lựa chọn khảo sát Áp l ự c BHCK p o

Chi ề u cao đắ p gia t ả i áp l ự c gia t ả i tr ướ c ∆σ p o + ∆σ

- Các bước thi công lấy tương tự theo mục 4.4.2, bấc thấm được bố trí theo lưới tam giác với khoảng cách D e = 1.2m,L bac = 27.5m

- Kết quả tính toán thu được :

Bảng 4.14 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với p o = 60kPa và H dap = 3.77m

Giai đoạn Độ lún c ố k ế t t ổ ng

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.204

Bảng 4.15 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với p o = 70kPa và H dap = 2.70m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.225

Bảng 4.16 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với p o = 80kPa và H dap = 1.80m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.250

Bảng 4.17 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với p o = 90kPa và H dap = 1.55m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.220

Bảng 4.18 : Kết quả tính lún từng giai đoạn ứng với p o = 100kPa và H dap = 1.33m

T ổ ng lún đạ t đượ c cu ố i giai đ o ạ n (m) Độ c ố k ế t (%)

Lún d ư sau khi hoàn thi ệ n (g ồ m lún t ứ c th ờ i) 0.210

Bảng 4.19 : Quan hệ giữa độ lún và độ cố kết theo thời gian p o = 60kPa và H dap = 3.77m p o = 70kPa và H dap = 2.7m p o = 80kPa và H dap = 1.8m

Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U

Bảng 4.20 : Quan hệ giữa độ lún và độ cố kết theo thời gian (tiếp theo) p o = 60kPa và H dap = 1.55m p o = 70kPa và H dap = 1.33m

Th ờ i gian Độ lún U Th ờ i gian Độ lún U

Hình 4.7 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ lún c ố k ế t theo th ờ i gian

Hình 4.8 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ c ố k ế t theo th ờ i gian

Hình 4.9 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệ áp l ự c chân không p o và áp l ự c gia t ả i ∆σ

Hình 4.10 : Đồ th ị th ể hi ệ n quan h ệđộ lún d ư và áp l ự c chân không p o

K Ế T LU Ậ N

1 Kết quả lún dư còn lại sau khi hoàn thiện công trình tương ứng với D e = 1.0m, 1.2m, 1.5m và 1.8m lần lượt là 0m, 0.204m, 0.627m, 1.012m

2 Từđồ thị hình 4.2 và 4.3, nhận thấy khoảng thời gian 80 ngày, độ lún dư và độ cố kết của 4 kết quả khảo sát có mức giảm lớn nhất lần lượt là 34.15% (D e từ 1.0m ∼ 1.2m), 40.01% (D e từ 1.2m ∼ 1.5m), 35.3% (D e từ 1.5m ∼ 1.8m) Tương tự, ứng với thời gian kết thúc chờ lún là 8.11% (D e từ 1.0m ∼ 1.2m), 18.13% (D e từ 1.2m ∼ 1.5m), 20.16% (D e từ 1.5m ∼ 1.8m)

3 Qua đồ thị 4.4 thể hiện kết quả lún dư tương ứng các trường hợp D e thay đổi từ 1.2m đến 1.8m nhận thấy ứng với múc tăng 0.3m của D e thì lún dư tương ứng tăng 0.4m Ngoài ra, Càng tiến sát đến độ lún dư = 0 có thể thấy mức độ giảm độ lún càng giảm theo khi D e tiến sát đến khoảng cách bấc thấm là 1m

4 Giảm L bac từ 27.5m đến 20m tương đương 27.27% thì số lượng bấc tăng 0.76% và khi giảm L bac từ 20m đến 16m tương đương 20% thì số lượng bấc tăng 29.92%

5 Từ đồ thị hình 4.4 và 4.5 : Khoảng thời gian 142 ngày có độ cố kết của 3 kết quả tính với % lệch lớn nhất trung bình 22.48% và giảm dần đến khi kết thúc quá trình lún dư là 1.2% Tương tự, khoảng thởi gian 95 ngày có độ lún dư cuối cùng của 3 kết quả với % lệch lớn nhất trung bình 29.96% và giảm dần đến khi kết thúc quá trình lún dư là 1.3% (khảo sát ứng với độ lún dư gẩn tương đương)

6 Kết quả lún dư còn lại sau thời gian bù lún tương ứng với p o = 60 kPa và H dap 3.77m, p o = 70 kPa và H dap = 2.70m, p o = 80 kPa và H dap = 1.8m, p o = 90 kPa và

H dap = 1.55m, p o = 100 kPa và H dap = 1.33m lần lượt là 0.20m, 0.23m, 0.25m, 0.22m, 0.21m

7 Ứng với với các áp lực chân không và chiều cao đắp khác nhau gây ra độ lún cố kết giống nhau khoảng 2.32m nhưng lại có kết quả lún dư còn lại khác nhau

8 Từđồ thị hình 4.6 và 4.7 nhận thấy khoảng thời gian 65 ngày, độ lún dư và độ cố kết của 5 kết quả khảo sát có mức giảm lớn nhất lần lượt là 11.17% (p o = 60kPa- 70kPa), 10.% (p o = 70kPa-80kPa), 9.4% (80kPa-90kPa), 6.86% (p o = 90kPa- 100kPa) Tương tự, ứng với thời gian kết thúc chờ lún là 0.41% (p o = 60kPa- 70kPa), 0.73% (p o = 70kPa-80kPa), 0.77% (p o = 80kPa-90kPa), 0.08% (p o 90kPa-100kPa)

9 Từ hình 4.9 thể hiện quan hệ giữa áp lực gia tải ∆σ và áp suất chân không p o , ứng với từng áp lực chân không tăng 10 % nhận thấy : Đểđảm bảo độ lún cố kết tương đương, áp lực gia tải sẽ giảm dần lần lượt là 28.4%, 23.9%, 6.6% và 5.8%

10 Từ hình 4.10, Áp lực chân không p o = 80 kPa cho độ lún dư cao nhất là 0.25m so với p o = 60 kPa, 70 kPa, 90kPa, 100 kPa lần lượt là 0.20m, 0.22m,0.22m,0.21m tương ứng khi tăng 10 kPa, độ lún dư tăng trung bình 10% đến p o = 80 kPa và giảm 10% đến p o = 100 kPa

1 Kết quả độ lún cố kết sau cùng tính từ phương pháp quy đổi áp lực chân không tương tự như áp lực gia trước là 2.771m lớn hơn nhiều so với phương pháp do trường đại học Wollongong đề xuất là 2.539m với % lệch 8.27% và mô phỏng phần mềm PLAXIS 2D là 2.232m với % lệch 19.48% Với phương pháp quy đổi áp lực chân không thành áp lực gia tải trước sẽ cho kết quả lún cố kết cuối cùng nhỏ nhất tương ứng với lún dún bé nhất

2 Khoảng cách cắm bấc tăng 10% thì độ lún dự còn lại tăng 23.72% (D e từ 1.2m ∼ 1.8m) Cũng như cự ly cắm bấc thấm lý tưởng là 1.2m tương ứng cho ra độ lún dư là 20 cm phù hợp với độ lún dư cho phép là 30 cm

3 Độ lún dư khi hoàn thiện tương ứng với D e = 1.2m và L bac = 16m, D e = 1.5m và

L bac = 20m, D e = 1.8m và L bac = 27.5m lần lượt là 1.021m, 1.022m, 1.012m và thông số tổng L bac sử dụng khảo sát tại bảng 4.8, nhận thấy rằng ứng với kết quả lún dư S ∼ 1.01m khi giảm L bac từ 27.5m đến 20m tương đương 27.27% thì số lượng bấc tăng 0.76% và khi giảm L bac từ 20m đến 16m tương đương 20% thì số lượng bấc tăng 29.92% Điều này cho thấy cắm bấc thấm xuyên suốt chiều dày lớp đất yếu mang tính hiệu quả nhất về mặt kinh tế trong xử lý nền

4 Với áp lực chân không p o = 80 kPa cho ra kết quả lún dư lớn nhất 0.25m lệch khoảng 10% so với p o = 70 và 90 kPa và 20% so với p o = 60 và 100 kPa cho thấy đây là áp lực chân không bất lợi nhất Vì vậy, trong phạm vi công trình ứng dụng là đường dẫn vị trí huyện Nhà Bè, áp lực chân không duy trì ổn định phù hợp cho phương pháp BHCK được đề xuất là p o = 60kPa ứng với H dap = 3.77m

5 Số liệu tính toán sơ bộ các thông số thiết kế đối với độ lún dư là 30cm cho ra kết quả bố trí bấc thấm tối ưu là D e = 1m lệch 1.2 lần so với số liệu tính toán từ kết quả khảo sát mục 4.4.2 ứng với D e = 1.2m Tuy nhiên,do sai lệch không nhiều kết quả phương pháp tính toán này vẫn phù hợp cho việc xác định sơ bộ thông số ban đầu để có thể dựđoán chi phí đầu tư ban đầu

1 Sử dụng phương pháp lý thuyết tính lún theo áp lực nước lỗ rỗng được dề xuất bởi Chu & Yan (2005) (công thức 2.33) phù hợp hơn đối phương pháp BHCK vì đánh giá độ lún nền đất theo áp lực nước lỗ rỗng thặng dư

2 Số liệu quan trắc chưa được thể hiện trong phạm vi đề tài nên chưa đánh giá chính xác so với thực tế thi công ngoài hiện trường Nhằm nghiên cứu và ứng dụng hiệu quả trong thực tiễn, đề nghị tiến hành khảo sát thêm một số công trình để ra kết quả tính toán theo lý thuyết cũng như số liệu quan trắc nhằm đánh giá chính xác hiệu quả của phương pháp bơm hút chân không

3 Hệ số giảm áp lực chân không theo chiều dài bấc thấm k 1 đóng vai trò rất quan trọng đối với phương pháp xử lý bằng BHCK, cần phải làm các thí nghiệm trong phòng để đánh giá khả năng truyền chân không theo chiều sâu nhằm phục vụ quá trình thiết kế hoặc các phương pháp đo khả năng lan truyền áp lực chân không theo chiều sâu thực tế ngoài thực địa để xác định giá trị k 1 phục vụ tính toán dự đoán độ lún của nền đường