Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Phân tích đánh giá lún lệch nền đất yếu dưới nền đường ven sông ở An Giang

Phương pháp Mathcab tính độ lún tức thời và ổn định của nền đất yếu dưới công trình đắp theo phân bố ứng suất trong nền bán không gian vô hạn.. Phương pháp Mathcab tính độ lún tức thời v

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

- -

NGUYỄN DƯƠNG XUÂN NGUYÊN

PHÂN TÍCH ĐÁNH GIÁ LÚN LỆCH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở AN GIANG

CHUYÊN NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH NGẦM

MÃ SỐ: 60580204

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HỒ CHÍ MINH, tháng 12 năm 2015

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA - ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM

Cán bộ hướng dẫn khoa học : PGS TS BÙI TRƯỜNG SƠN

Cán bộ chấm nhận xét 1 : TS PHẠM VĂN HÙNG

Cán bộ chấm nhận xét 2 : TS TRƯƠNG QUANG HÙNG

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM ngày 08 tháng 01 năm 2016

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

1 Chủ tịch Hội đồng: PGS TS LÊ BÁ VINH

2 Cán bộ nhận xét 1: TS PHẠM VĂN HÙNG

3 Cán bộ nhận xét 2: TS TRƯƠNG QUANG HÙNG

4 Thư ký: TS NGUYỄN CẢNH TUẤN

5 Ủy viên: PGS TS TRẦN TUẤN ANH

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sau khi luận văn đã được sửa chữa (nếu có)

CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG TRƯỞNG KHOA KT XÂY DỰNG

PGS TS LÊ BÁ VINH PGS TS NGUYỄN MINH TÂM

──────── ────────────────────

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ Họ tên học viên: Nguyễn Dương Xuân Nguyên MSHV: 7140132 Ngày, tháng, năm sinh: 14/10/1986 Nơi sinh: An Giang Chuyên ngành: Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Ngầm Mã số: 60580204

I TÊN ĐỀ TÀI

“PHÂN TÍCH ĐÁNH GIÁ LÚN LỆCH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở AN GIANG”

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

- Đánh giá độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường đắp theo bài toán một chiều và theo cơ sở lý thuyết có xét chuyển vị ngang của đất nền

- Đánh giá độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường có xét đến sự phân bố ứng suất trong điều kiện không giới hạn chuyển vị ở biên ngang

- Phân tích ảnh hưởng của khoảng cách biên ngang lên giá trị độ lún

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 17 / 08 / 2015 IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 04 / 12 / 2015 V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN

LỜI CẢM ƠN

Để hoàn thành được chương trình cao học và thực hiện luận văn này, tôi đã nhận được sự hướng dẫn, giúp đỡ nhiệt tình của quý thầy cô trường Đại học Bách khoa - Đại học Quốc Gia thành phố Hồ Chí Minh

Trước tiên, tôi xin chân thành cảm ơn quý thầy cô Bộ môn Địa cơ nền móng đã tận tâm truyền đạt kiến thức cho tôi suốt thời gian học tập tại trường

Quan trọng nhất, tôi xin gửi lời biết ơn sâu sắc đến Thầy Bùi Trường Sơn đã

dành nhiều thời gian và tâm huyết hướng dẫn tận tình, truyền đạt nhiều kiến thức, động viên tôi nghiên cứu, giúp đỡ tôi thực hiện và hoàn thành luận văn này

Tôi cũng chân thành cảm ơn Ban Giám hiệu trường Đại học Bách khoa - Đại học Quốc Gia thành phố Hồ Chí Minh, các Thầy Cô ở phòng Đào tạo sau đại học đã giúp đỡ để tôi học tập và hoàn thành tốt khóa học

Lời cảm ơn cuối cùng xin dành cho gia đình tôi, những người thân yêu đã khuyến khích, động viên tạo điều kiện và là nguồn động lực để cho tôi học tập, cảm ơn những bạn bè cùng lớp đã cùng tôi phấn đấu, chia sẻ kiến thức, tài liệu học tập và thực hiện luận văn này

SUMMARY OF THESIS

Title:

“ANALYSIS AND EVALUATING DIFFERENT SETTLEMENT OF SOFT GROUND UNDER EMBANKMENT ALONG RIVER SIDE IN AN GIANG PROVINCE”

Abstract:

The ground under embankment along river side is divided so stress distribution is different Based on devision of settlement in two components and stress distribution of limited ground, the evaluating settlement distribution is carried out The Calculation results show that settlement and different settlement are different in comparison with non-accounting The research results of the thesis is necessary for calculation and design construction on soft soil in Mekong delta

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

Các số liệu, kết quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa từng được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác

Học viên

Nguyễn Dương Xuân Nguyên

MỞ ĐẦU 1

1 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài 1

2 Phương pháp và mục đích nghiên cứu 1

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG VÀ CHUYỂN VỊ CỦA ĐẤT NỀN 2

1.1 Các phương pháp đánh giá độ lún của nền công trình 2

1.1.1 Tính lún của nền đất theo lý thuyết đàn hồi [1] 2

1.1.2 Tính lún của nền đất bằng phương pháp cộng lún các lớp phân tố 2

1.1.3 Tính lún của nền đất bằng phương pháp dựa vào lý thuyết nền biến dạng đàn hồi toàn bộ 5

1.1.3.1 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày vô hạn 5

1.1.3.2 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày giới hạn 5

1.1.3.3 Xác định độ lún ổn định khi nền đất gồm nhiều lớp đất 7

1.1.3.4 Xác định độ lún ổn định theo phương pháp lớp tương đương 8

1.1.3.5 Xác định độ lún ổn định khi nền đất là một lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn

9

1.2 Các phương pháp đánh giá chuyển vị ngang của nền công trình 10

1.2.1 Nguyên lý tính toán chuyển vị ngang 10

1.2.2 Chuyển vị ngang của nền đất trong quá trình thi công 13

1.2.3 Chuyển vị ngang của nền đất sau khi thi công 19

1.2.4 Chuyển vị ngang của nền đất trong trường hợp thi công nhiều đợt 22

1.3 Nhận xét chương 1 28

CHƯƠNG 2 CÁC VẤN ĐỀ VỀ ĐÁNH GIÁ TRẠNG THÁI ỨNG SUẤT TRONG NỀN GIỚI HẠN VÀ ĐẶC ĐIỂM BIẾN DẠNG CÓ XÉT ĐẾN CHUYỂN VỊ NGANG CỦA ĐẤT NỀN 29

2.1.1 Chọn lựa mô hình nền 29

2.1.2 Phương trình cơ bản ứng dụng cho việc xác định các thành phần ứng suất – biến dạng 30

2.1.3 Lời giải xác định các thành phần ứng suất 33

2.1.4 Điều kiện biên thứ hai (không có chuyển vị thẳng đứng tại các biên hông và không có ứng suất nén tại biên ngang) 33

2.2 Quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị trên cơ sở lý thuyết đàn hồi 34

2.2.1 Cơ sở lý thuyết đàn hồi xác định chuyển vị dưới tác dụng tải trọng ngoài 34

2.2.2 Áp dụng đánh giá chuyển vị trong môi trường đất 35

2.3 Nhận xét chương 2 39

CHƯƠNG 3 PHÂN TÍCH ĐÁNH GIÁ LÚN LỆCH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở AN GIANG 40

3.1 Giới thiệu sơ đồ bài toán và cấu tạo địa chất đặc trưng ở An Giang 40

3.2 Độ lún của nền đất yếu dưới công trình đắp theo phân bố ứng suất trong nền bán không gian vô hạn 47

3.3 Độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông theo phân bố ứng suất trong nền giới hạn 54

3.4 Kết luận chương 3 68

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 69

TÀI LIỆU THAM KHẢO 70

Hình 1.1 Sơ đồ bài toán tính lún cộng lún lớp phân tố cho trường hợp tải trọng phân

bố đều trên diện truyền tải 4

Hình 1.2 Phương pháp tính lún lớp tương đương 8

Hình 1.3 Sơ đồ tính toán độ lún bằng phương pháp lớp tương đương 9

Hình 1.4 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình 11

Hình 1.5 Quan hệ giữa chuyển vị ngang tối đa và độ lún 12

Hình 1.6 Lộ trình ứng suất có hiệu và mối quan hệ giữa độ lún và chuyển vị ngang

13

Hình 1.7 Độ lún và áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình thi công (theo Holtz và Holm, 1979) 14

Hình 1.8 Lộ trình ứng suất dưới tâm công trình 15

Hình 1.9 Sự thay đổi chuyển vị ngang theo độ lún của công trình trong thời gian thi công (theo Javenas et al, 1990c) 15

Hình 1.10 Ứng suất có hiệu và chuyển vị ngang vào cuối giai đoạn thi công 17

Hình 1.11 Quan hệ giữa chuyển vị ngang theo độ lún trong quá trình thi công (Tavenas, 1979) 18

Hình 1.12 Phương pháp tính toán sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu ở chân mái dốc (Tavenas) 19

Hình 1.13 Lộ trình ứng suất và các ứng suất tổng ở tâm công trình 20

Hình 1.14 Các thông số ảnh hưởng đến mối quan hệ giữa chuyển vị ngang

với độ lún dài hạn 21

Hình 1.15 Quan hệ giữa tỷ số ξ với góc mái dốc β 22

Hình 1.16 Lộ trình ứng suất có hiệu dưới tâm công trình trường hợp thi công nhiều đợt 23

Hình 1.17 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình thi công nhiều đợt 24

Ladd và đồng nghiệp 1994) 26

Hình 1.19 Lún theo thời gian của đất nền dưới tâm đập (SRI I-95 Sec 246) 27

Hình 1.20 Chuyển vị ngang lớn nhất của đất nền dưới đập theo phương ngang

(đập Rio de Janeiro Trial) 27

Hình 2.1 Phạm vi vùng ảnh hưởng dưới tác dụng của tải trọng hình băng 30

Hình 2.2 Sơ đồ nền giới hạn theo phương đứng và phương ngang do tải trọng hình băng phân bố đều 33

Hình 3.1 Đường giao thông ven sông ở khu vực Đồng Bằng Sông Cửu Long 40

Hình 3.2 Hình ảnh đường bộ ven kênh rạch ở các tỉnh phía Nam 41

Hình 3.3 Sơ đồ cấu tạo đặc trưng đường cấp III ở khu vực Đồng Bằng Sông Cửu Long 42

Hình 3.4 Đường cong nén lún đặc trưng của bùn á sét (quan hệ e-logp) 44

Hình 3.5 Đường cong nén lún đặc trưng của bùn á sét (quan hệ e-p) 45

Hình 3.6 Quan hệ ứng suất - biến dạng ở cấp áp lực 3 = 50KPa 47

Hình 3.7 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời (m) 50

Hình 3.8 Biểu đồ biểu diễn độ lún ổn định (m) 52

Hình 3.9 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời và ổn định (m) 53

Hình 3.10 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời (m) (theo giao diện Mathcab) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 58

Hình 3.11 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 60

Hình 3.12 Biểu đồ biểu diễn các độ lún tức thời (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 61

Hình 3.13 Biểu đồ biểu diễn độ lún ổn định (m) (theo giao diện Mathcab) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 64

khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 65 Hình 3.15 Biểu đồ biểu diễn các độ lún ổn định (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 66 Hình 3.16 Biểu đồ biểu diễn chênh lệch độ lún tức thời theo khoảng cách khác nhau 67

Hình 3.17 Biểu đồ biểu diễn chênh lệch độ lún ổn định theo khoảng cách khác nhau 68

Bảng 3.1 Quan hệ hệ số rỗng và ứng suất nén 45

Bảng 3.2 Quan hệ ứng suất – biến dạng ở cấp áp lực 3 = 50KPa 46

Bảng 3.3 Kết quả tính toán sự phân bố độ lún tức thời 48

Bảng 3.4 Kết quả tính toán sự phân bố độ lún ổn định 51

Bảng 3.5 Kết quả tính toán sự phân bố độ lún tức thời với các khoảng cách khác nhau 56

Bảng 3.6 Kết quả tính toán sự phân bố độ lún ổn định với các khoảng cách khác nhau

PHỤ LỤC 1 Phương pháp Mathcab tính độ lún tức thời và ổn định của nền đất yếu dưới công trình đắp theo phân bố ứng suất trong nền bán không gian vô hạn

PHỤ LỤC 2 Phương pháp Mathcab tính độ lún tức thời và ổn định của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông theo phân bố ứng suất trong nền giới hạn

MỞ ĐẦU

1 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Theo quyết định số 11/2012/QĐ-TTg ngày 10/02/2012 của Thủ tướng Chính Phủ về việc phê duyệt Quy hoạch phát triển giao thông vận tải vùng kinh tế trọng điểm vùng đồng bằng sông Cửu Long đến năm 2020 và định hướng đến năm 2030 Giao thông vận tải khu vực đồng bằng sông Cửu Long được xem có tiềm năng rất lớn Nếu hình thành được một hệ thống giao thông đồng bộ, liên hoàn và kết hợp được các hình thức vận tải sẽ tạo điều kiện thuận lợi cho phát triển kinh tế xã hội của vùng

Trong thực tế, hệ thống giao thông đường bộ và đường thủy ở khu vực đồng bằng sông Cửu Long thường có sự liên hệ chặt chẽ Ngoài ra, do sự khan hiếm của vật liệu san lấp để nâng cao nền đường nên hệ thống giao thông đường bộ sử dụng vật liệu địa phương thường đặt song song với kênh rạch Do đó, nền đất dưới nền đường không phải là một bán không gian hoàn chỉnh mà bị giới hạn bởi sự phân cắt địa hình Vì vậy, việc phân tích đánh giá lún lệch nền đất yếu dưới nền đường ven sông là một trong những vấn đề rất quan trọng trong tính toán thiết kế, nhất là khi chuyển vị ngang của đất nền lớn về phía sông có thể gây ra lún, trượt dẫn đến phá hoại điều kiện làm việc ổn định công trình

Việc phân tích đánh giá ổn định và lún lệch của nền đường ven sông trên đất yếu có ý nghĩa thực tiễn đối với khu vực các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long Đó cũng là các vấn đề phân tích cần thiết khi xây dựng, cải tạo, san lấp hay nạo vét kênh rạch

2 Phương pháp và mục đích nghiên cứu

- Tổng hợp một số phương pháp đánh giá độ lún và chuyển vị của đất nền - Thu thập số liệu, chọn lựa phương pháp tính và lập trình tính toán để đánh giá chuyển vị, đánh giá độ lún, (độ lún lệch) của nền đường ven sông trên cơ sở phân bố ứng suất trong nền giới hạn của đất yếu dưới công trình đường ven sông

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG VÀ CHUYỂN VỊ CỦA ĐẤT NỀN

Biến dạng của đất nền trong các bài toán Địa kỹ thuật thường được đánh giá thông qua độ lún Tồn tại một số phương pháp khác nhau để xác định trị số lún như lý thuyết nền biến dạng đàn hồi cục bộ, lý thuyết nền hỗn hợp, lý thuyết nền biến dạng tổng quát, lý thuyết nền biến dạng tuyến tính Các lý thuyết này đều căn cứ trên cơ sở lý thuyết đàn hồi [1], [2], [3], [12]

Tuy nhiên, kết quả thí nghiệm đối với nhiều loại đất khác nhau đã xác nhận rằng, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng, về thực chất mang tính chất phi tuyến Để đơn giản trong tính toán, có thể xem rằng khi tải trọng công trình không lớn lắm (vào khoảng 1 – 2 kG/cm2) thì quan hệ giữa ứng suất và biến dạng là tuyến tính và biến dạng lún của đất nền hoàn toàn chỉ do sự giảm thể tích của các lỗ rỗng gây ra, còn sự giảm thể tích của bản thân các hạt rắn và nước trong lỗ rỗng được xem như không đáng kể

Trong phạm vi của chương này, chúng tôi tập trung giới thiệu một số phương pháp tính toán độ lún dựa vào lý thuyết nền biến dạng tuyến tính, là lý thuyết được áp dụng rộng rãi trong các quy trình và quy phạm tính toán nền móng hiện nay

1.1 Các phương pháp đánh giá độ lún của nền công trình 1.1.1 Tính lún của nền đất theo lý thuyết đàn hồi [1]

Xem nền đất là một bán không gian đàn hồi (đồng nhất và đẳng hướng), có thể áp dụng công thức tính chuyển vị của một điểm nằm trong nền đất của Bussinesq để tính độ lún của nền Để kể đến cả biến dạng đàn hồi và biến dạng dư của nền đất, module đàn hồi Edh theo công thức của Bussinesq với nền đàn hồi được thay bằng module biến dạng tổng quát Eo

1.1.2 Tính lún của nền đất bằng phương pháp cộng lún các lớp phân tố

Nội dung của phương pháp này là chia nền đất thành những lớp nhỏ có chung một tính chất bởi những mặt phẳng nằm ngang sao cho biểu đồ phân bố ứng suất nén do tải trọng ngoài gây nên trong phạm vi mỗi lớp nhỏ thay đổi không đáng kể và độ lún của toàn bộ nền đất sẽ bằng tổng độ lún của từng lớp nhỏ được chia, tức là:



S

(1.1)

Khi tính độ lún Si của mỗi lớp có thể áp dụng kết quả của bài toán nén đất một chiều (không có biến dạng hông từ kết quả của thí nghiệm hộp nén Oedometer) hoặc tính lún có kể đến biến dạng hông của đất

Khi không kể đến biến dạng hông của đất, có thể áp dụng kết quả của bài toán nén đất một chiều để tính độ lún của mỗi lớp chia, cụ thể như sau:

 Trường hợp sử dụng đường cong nén e = f(p)

Độ lún của mỗi lớp chia có thể tính bằng công thức sau:

hEhmhahe

eeSi  z  vz  z



121

Trong đó: Si – độ lún của lớp đất đang xét

e1 – hệ số rỗng của đất tại điểm giữa lớp đang xét ứng với ứng suất do trọng lượng bản thân đất

e2 – hệ số rỗng của đất cũng tại điểm trên ứng với ứng suất do trọng lượng bản thân đất và tải trọng ngoài

a0 – hệ số nén tương đối của đất tại điểm giữa lớp đang xét

mv – hệ số nén thể tích

10

1 e

am



1



Hình 1.1 Sơ đồ bài toán tính lún cộng lún lớp phân tố cho trường hợp tải trọng

phân bố đều trên diện truyền tải

 Trường hợp sử dụng đường cong nén e – f (lgp)

Độ lún của mỗi lớp chia tính theo công thức:

10

lg

peC

Trong đó: Si – độ lún của lớp đất đang xét C – chỉ số nén, lấy là Cr nếu p0, p1< pc, lấy là Cc nếu p0, p1> pc Ở đây, Cr, Cc – chỉ số dỡ tải (nén lại), chỉ số nén ; pc – áp lực tiền cố kết

e0 – hệ số rỗng ban đầu ứng với p0 tại điểm giữa lớp đất đang xét p0 – ứng suất ban đầu tại điểm giữa lớp đất đang xét

p1 – ứng suất cấp tiếp theo tại điểm giữa lớp đất đang xét h0 – chiều dày ban đầu tại điểm giữa lớp đất đang xét Xác định chiều dày vùng ảnh hưởng của lún tức là phải xác định chiều sâu đường giới hạn nén lún Điều này được thực hiện nhờ biểu đồ ứng suất z bảnthân và

z gâylún

Chiều dày lớp đất bị nén chặt được tính từ đáy móng đến độ sâu được xác định theo điều kiện:

z bảnthân ≥ 5z gâylún (trường hợp đất tốt)

z bảnthân ≥ 10z gâylún (trường hợp đất yếu)

Chia nền đất dưới đáy móng thành nhiều lớp nhỏ, chiều dày mỗi lớp h 0,4b, ranh giới lớp chia trùng với mặt phân lớp tự nhiên và trùng với mặt nước ngầm

Độ lún của nền bằng tổng độ lún các lớp chia S Si

 Trường hợp sử dụng đường cong nén z = f(p)

Với z là độ lún tương đối, thì độ lún của lớp đất được tính bằng công thức sau:

'

iz iS h (1.6) 1.1.3 Tính lún của nền đất bằng phương pháp dựa vào lý thuyết nền biến dạng đàn hồi toàn bộ

Mặc dù đất nền không phải là một vật thể hoàn toàn đàn hồi, ngoài biến dạng đàn hồi còn có biến dạng dư, nhưng lý thuyết đàn hồi được sử dụng hiệu quả đối với môi trường đất khi tải trọng của công trình tác dụng lên nền đất không lớn lắm Vấn đề này đã được nhiều nhà khoa học trên thế giới xác minh bằng thực nghiệm ở trong phòng cũng như ở ngoài hiện trường Do đó, khi tính toán độ lún ổn định có thể trực tiếp sử dụng những thành quả đạt được trong lý thuyết đàn hồi Tuy nhiên, để xét đến đặc tính của đất, tức kể đến biến dạng dư của đất, trong tất cả các biểu thức có chứa trị số E (module đàn hồi) sẽ được thay thế bằng trị số E0 (module tổng biến dạng)

1.1.3.1 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày vô hạn

Khi nền đất có chiều dày vô hạn, độ lún của những điểm trên mặt đất xác định theo biểu thức J Boussinesq [1], [2]

Đối với diện chịu tải hình chữ nhật thì độ lún của móng được tính theo công thức sau:

02

)1(

Ebp

S   

(1.7)

Trong đó: p – ứng suất gây lún

b – chiều rộng móng E0, ν – module tổng biến dạng và hệ số Poisson của đất  – hệ số phụ thuộc hình dạng, kích thước của đáy móng được xác định bằng cách tra bảng [2]

1.1.3.2 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày giới hạn

Khi dưới đế móng ở một độ sâu nào đó xuất hiện một lớp đá gốc, biểu thức tính toán độ lún (1.6) sẽ không còn phù hợp nữa, bởi vì biểu thức này thành lập dựa vào giả thiết nền đất là bán không gian đồng nhất

Vấn đề xác định độ lún ổn định của lớp đất có chiều dày giới hạn được nhiều tác giả như K E Egorov, I Sovinc, E H Davis, H Taylor nghiên cứu [2]

K E Egorov đã đề nghị biểu thức tính toán độ lún dưới đế móng hình tròn tuyệt đối cứng khi đất nền có chiều dày giới hạn như sau:

kErpS

02

)1(2



(1.8) Trong đó:

Ak

aaaA

(1.10)

2

rPp





(1.11) p – tải trọng tập trung tác dụng lên móng

r – bán kính móng Các hệ số a0 a2 a4 được xác định bằng cách tra bảng [2] Dựa vào cơ sở nghiên cứu của D M Burmister, đối với dạng chịu tải hình chữ nhật phân bố đều p, I Sovinc đã đề nghị biểu thức tính toán độ lún ở góc diện chịu tải như sau:

01

EpbfSc  c

(1.12) Trong đó: fc – hệ số, phụ thuộc vào tỷ số h/b1 và l1/b1 (b1 nửa cạnh ngắn, l1 nửa cạnh dài)

Trong quy phạm tính toán nền móng công trình thủy lợi QP.20-64, biểu thức xác định độ lún tại điểm góc của móng trong nền đất đồng nhất có dạng tương tự như biểu thức của K E Egorov:

z

EbpS

0



(1.13) Trong đó: kz – hệ số, phụ thuộc tỷ số l/b, z/b và ν

Trị số kz ứng với ν = 0,1 - 0,4 cho trong quy phạm QP 20-64 Trong quy phạm này cũng nêu biểu thức tính toán độ lún trung bình của móng khi trong nền xuất hiện tầng đá cứng [16]

1.1.3.3 Xác định độ lún ổn định khi nền đất gồm nhiều lớp đất

Trong thực tế, nền đất thường gồm nhiều lớp đất đá có tính chất cơ lý khác nhau, do đó việc xác định độ lún sẽ phức tạp hơn Để giải quyết vấn đề này, K E Egorov đã đề nghị phương pháp tính toán gần đúng bằng cách đổi nền đất gồm nhiều lớp thành nền đồng nhất, trong đó mỗi một lớp đất trong nền được xem như kéo dài cả hai phía: phía trên đến tận đáy móng, còn phía dưới đến vô tận Độ lún của toàn bộ nền đất chính bằng tổng độ lún các lớp đất đó

Chẳng hạn, xét một lớp đất thứ i trong nền đất có đỉnh ở độ sâu zi-1 và đáy ở độ sâu zi

Độ lún của lớp đất có chiều dày zi-1:

10

2

)1(



EpbS

i



(1.14) Tương tự độ lún của lớp đất có chiều dày zi:

i

EpbS

02

)1(



(1.15)

Như vậy độ lún của lớp đất đang khảo sát sẽ là:

)(

)1(

10

SS

i



(1.16) Độ lún của toàn bộ nền đất:





i

iii

i

kkEpbS

1

10

2

)(

)1( 

(1.17) Khi trong nền đất có tầng cứng không lún nằm gần mặt đất, để xét đến ảnh hưởng của sự tập trung ứng suất, K E Egorov đã đề nghị nhân biểu thức với hệ số hiệu chỉnh M:

MkkEpbS

n

i

iii

i

](

)1([

1

10

2





(1.18) Hệ số ki và M có thể tra bảng theo hệ số ν

Theo nhận xét của giáo sư N A Txutovich, kết quả tính toán độ lún theo phương pháp trên thường nhỏ hơn so với thực tế Tuy nhiên, vì biểu thức có xét đến ảnh hưởng biến dạng nở hông, hiện tượng tập trung ứng suất và tính chất không đồng nhất giữa các lớp đất cho nên phương pháp này vẫn được dùng để đánh giá mức độ biến dạng của nền đất trong các công trình thủy lợi khi ở gần đế móng xuất hiện tầng đá cứng

1.1.3.4 Xác định độ lún ổn định theo phương pháp lớp tương đương

Phương pháp lớp tương đương cũng như các phương pháp khác đều dựa vào cơ sở lý thuyết nền biến dạng tuyến tính Nội dung của phương pháp này là thay việc tính toán độ lún của nền đất dưới tác dụng của tải trọng phân bố đều trên diện chịu tải giới hạn bằng việc tính toán độ lún của nền đất đó dưới tác dụng tải trọng có cùng trị số, nhưng phân bố đều kín khắp trên bề mặt (hình 1.2)

Đối với nền đất đồng nhất, trị số độ lún tính theo phương pháp lớp tương đương khá chính xác, phù hợp thực tế, còn đối với nền đất gồm nhiều lớp thì trị số độ lún tính toán thường lớn hơn so với kết quả tính toán theo phương pháp cộng lún từng lớp

Hình 1.2 Phương pháp tính lún lớp tương đương Theo lý thuyết đàn hồi:

Epb

2

 

Theo bài toán nén đất một chiều:

szhE

Muốn tìm hs đặt S = S0

EE

pb(12)  

bAb



Trị số của A được lập thành bảng tra [8]

Như vậy để tính độ lún của nền đất dưới tải trọng cục bộ bằng phương pháp lớp tương đương, tiến hành theo trình tự sau:

- Từ hình dạng, kích thước móng, loại đất, vị trí tính lún, tra bảng tìm được giá trị tương ứng A

- Tính chiều dày lớp tương đương theo công thức (1.20) hay bảng tra - Tính độ lún theo công thức:

0 s 0 sSpha ph

sa z ha

h

Hình 1.3 Sơ đồ tính toán độ lún bằng phương pháp lớp tương đương Ưu điểm của phương pháp lớp tương đương là cho phép đánh giá độ lún theo thời gian trên cơ sở lý thuyết cố kết thấm một chiều do sơ đồ bài toán tính lún được

chuyển từ hai chiều thành bài toán một chiều

1.1.3.5 Xác định độ lún ổn định khi nền đất là một lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn

Áp dụng lời giải của Iegorov về trạng thái ứng suất biến dạng của một lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn, công thức tính lún là:

pbC

kS0 

Ckkpb





Hệ số k phụ thuộc kích thước đáy móng và phụ thuộc độ sâu tương đối

bz

(z – độ sâu của lớp đàn hồi hữu hạn, cũng kí hiệu là H; b – bề rộng đáy móng) Trị số hệ số k tra bảng Xét đến tập trung ứng suất ở lớp đất đàn hồi, có thể phải hiệu chỉnh công thức (1.14) bằng cách nhân với hệ số M theo bảng tra [1]

1.2 Các phương pháp đánh giá chuyển vị ngang của nền công trình 1.2.1 Nguyên lý tính toán chuyển vị ngang

Trước thập niên 1980, việc tính toán thiết kế cũng như dự đoán ứng xử của nền sét dưới công trình đắp chủ yếu dựa trên giả thiết của Skempton với quan điểm là nền sét hoàn toàn không thoát nước suốt trong quá trình thi công Giả thiết này dựa trên cơ sở là hệ số thấm của sét nhỏ và thời gian thi công công trình đắp nhanh cho nên sự thay đổi độ ẩm của sét không đáng kể [4]

Trên cơ sở này việc thiết kế công trình đất đắp được phân chia làm hai giai đoạn:

- Trong quá trình thi công, nền sét không thoát nước biến dạng được tính toán với module không thoát nước Eu và hệ số Poisson νu=0,5 Áp lực lỗ rỗng được tính toán trên cơ sở lý thuyết đàn hồi hoặc trên cơ sở lý thuyết dẻo, phân tích ổn định với sức chống cắt trong điều kiện không thoát nước với phương pháp tổng ứng suất (φ=0)

- Sau khi thi công nền sét cố kết, áp lực nước lỗ rỗng giảm dần đồng thời ứng suất có hiệu và độ lún trong nền gia tăng Việc tính toán độ lún và độ lún theo thời gian dựa trên thí nghiệm cố kết và chuyển vị ngang trong nền được bỏ qua

Quan niệm thiết kế trên có thể không được thỏa đáng, đặc biệt khi so sánh kết quả tính toán theo phương pháp này với kết quả quan trắc ở nhiều công trình thì không mang lại kết quả mong muốn Như vậy cần thiết phải dựa trên kết quả quan trắc về áp

lực lỗ rỗng biến dạng và phá hoại từ nhiều công trình khác nhau để phân tích bản chất ứng xử của nền sét dưới công trình đắp

Trong thiên nhiên, các lớp sét ít nhiều đều có tính quá cố kết Khi thi công một công trình đất đắp trên các lớp sét nói trên thì lộ trình ứng suất có hiệu là O’P’A’B’D’ (hình 1.11) Ở giai đoạn đầu của quá trình thi công, áp lực lỗ rỗng hình thành thấp do phần khí trong lỗ rỗng bị nén lại hoặc hòa tan trong nước hoặc do sét quá cố kết nên quá trình cố kết xảy ra nhanh, kết quả là ứng suất có hiệu phát triển nhanh theo lộ trình O’P’ Lộ trình này gần với đường K0 và trong giai đoạn này độ lún của nền là quá trình nén lại

Hình 1.4 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình Khi ứng suất có hiệu tiến về đường cong dẻo '

oY tại P’, có nghĩa là ''

pv   thì nền sét trở nên cố kết thường Kết quả là độ cứng và hệ số cố kết giảm làm cho nền sét ứng xử hầu như theo điều kiện không thoát nước suốt trong thời gian còn lại trong quá trình thi công Trong thời gian còn lại của quá trình thi công, lộ trình ứng suất có hiệu di chuyển lên trên mặt chảy dẻo P’A’ Biến dạng của nền trong giai đoạn này là biến dạng dẻo trong điều kiện không thoát nước, tức là biến dạng trượt của sét cố kết thường Độ lún của nền gia tăng nhanh giống với sự gia tăng tải trọng từ thời điểm này

Sau khi thi công xong, nền bắt đầu cố kết, ứng suất có hiệu gia tăng theo lộ trình A’B’D’ Suốt quá trình từ '

Chuyển vị ngang của đất nền bên dưới chân mái dốc của các công trình cũng xảy ra tương tự như trường hợp lún ở tim Ban đầu khi đất còn ở trạng thái quá cố kết và thoát nước thì chuyển vị ngang của nền rất nhỏ so với độ lún ở giai đoạn này (O’P’)

vì lộ trình ứng suất có hiệu di chuyển rất gần với đường K0 (không có chuyển vị ngang) Ở cuối giai đoạn thi công nền sét trở nên cố kết thường và không thoát nước (P’A’), chuyển vị ngang gia tăng cùng tốc độ với độ lún Sau khi thi công (A’D’) thì quá trình cố kết của nền sét cũng gây ra chuyển vị ngang nhỏ hơn so với độ lún

Những phân tích trên cho thấy điểm quan trọng trong quá trình hình thành ứng suất trong nền trong giai đoạn ban đầu của quá trình thi công, nền ở trạng thái quá cố kết và ứng xử theo điều kiện thoát nước Vì lý do như vậy, cần phải xem xét lại những phương pháp tính toán trước đây cho rằng nền ứng xử theo điều kiện không thoát nước suốt trong quá trình thi công

Hình 1.5 Quan hệ giữa chuyển vị ngang tối đa và độ lún Chuyển vị ngang của nền trong quá trình thi công cũng như sử dụng lâu dài được phân tích dựa trên lộ trình ứng suất có hiệu của nền trong quá trình thi công cũng như sử dụng lâu dài Hình 1.5 trình bày lộ trình ứng suất có hiệu cũng như mối quan hệ giữa độ lún s và chuyển vị ngang lớn nhất ym

Trong quá trình thi công, trong giai đoạn đầu của quá trình cố kết, chuyển vị ngang nhỏ hơn nhiều so với độ lún, tuy nhiên các thành phần biến dạng lúc này đều nhỏ vì độ cứng của nền sét Trong quá trình cố kết, nền sét chịu biến dạng trượt trong điều kiện không thoát nước Lúc này chuyển vị ngang gia tăng nhanh chóng cùng tốc độ với sự gia tăng độ lún

a)

b)

Hình 1.6 Lộ trình ứng suất có hiệu và mối quan hệ giữa độ lún và chuyển vị ngang Sau khi thi công, lộ trình ứng suất có hiệu di chuyển theo đường A’B’ Độ lún của sét cố kết thường gia tăng một cách đáng kể trong khi chuyển vị ngang của nền gia tăng chậm hơn Tỷ số ξ=Δy/Δs là một hàm phụ thuộc vào kích thước, độ ổn định của mái đất và đất nền.

1.2.2 Chuyển vị ngang của nền đất trong quá trình thi công

Biến dạng bên dưới của nền sét liên quan trực tiếp với lộ trình ứng suất Kết quả quan trắc một đập ở Thụy Điển mô tả các giai đoạn ứng xử của nền sét trong quá trình thi công (hình 1.7)

Hình 1.7 Độ lún và áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình thi công

(theo Holtz và Holm, 1979)

Trong miền đàn hồi từ O’ đến P’ (hình 1.8), đất nền có tính nén lún không lớn cho nên độ lún nhỏ và vì ứng suất có hiệu gần với đường K0 cho nên chuyển vị ngang của nền vẫn còn nhỏ so với độ lún

Hình 1.8 Lộ trình ứng suất dưới tâm công trình Kết hợp với số liệu từ nhiều đập khác, Tavenas cứng minh rằng trong giai đoạn của quá trình thi công, chuyển vị ngang lớn nhất của nền đất ở chân công trình đắp có quan hệ tuyến tính với độ lún S ở bề mặt bên dưới tâm công trình (hình 1.9) theo quan hệ sau đây:

ym=(0,18±0,09)S

Hình 1.9 Sự thay đổi chuyển vị ngang theo độ lún của công trình trong thời gian

thi công (theo Javenas et al, 1990c) Trong giai đoạn thi công sau đó, khi chiều cao đất đắp vượt qua chiều cao tới hạn điểm P’ (hình 1.7 và 1.8) thì lộ trình ứng suất đi theo đoạn P’F’ Trong đoạn P’F’ (hình 1.8) ứng suất có hiệu theo phương thẳng đứng không đổi Lúc bấy giờ, đất sét trở

thành cố kết thường, độ cứng của sét giảm thấp cho nên độ lún gia tăng (hình 1.7) Dựa trên quan trắc 12 đập, Tavenas và Leroueil chứng minh rằng độ lún của đập sau khi đạt chiều cao tới hạn có mối liên quan với sự gia tăng độ lún của công trình sau đó:

Δs=(0,07±0,03)ΔH Ngoài ra, lúc nền sét hầu như ở điều kiện không thoát nước, độ gia tăng lớn nhất theo chuyển vị ngang gần bằng với độ lún ở bề mặt nền bên dưới tâm đập (hình 1.7 và 1.9) Kết hợp nhiều số liệu, Tavenas đề nghị biểu thức quan hệ sau đây:

Δym=0,19Δs Nếu tiếp tục tăng chiều cao đất đắp cho đến khi nền phá hoại thì đầu tiên nền bị phá hoại cục bộ khi lộ trình ứng suất có hiệu gặp phải đường bao sức chống cắt Mohr – Coulomb tại điểm F’ (hình 1.8) Từ lúc này tính chất suy bền của hầu hết các loại sét làm gia tăng tốc độ phát triển áp lực lỗ rỗng trong nền, đồng thời làm tăng độ lún cũng như chuyển vị ngang của nền

Đối với những đập bình thường không bị phá hoại thì cuối giai đoạn thi công, chuyển vị ngang của nền phụ thuộc vào ứng suất có hiệu của nền (hình 1.10) Đối với đập Culzac –Les-Ponts (hình 1.10a) thì ứng suất có hiệu đạt đến áp lực tiền cố kết trên toàn bộ chiều sâu của nền đều ở trạng thái cố kết thường, sự phân bố của chuyển vị ngang theo độ sâu chứng tỏ tính chất đồng nhất này Hình dạng đường cong phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu tương tự theo lý thuyết với chuyển vị ngang lớn nhất ở hai phần ba chiều sâu của nền

Đối với đập ở Saint Alban (hình 1.10b) chỉ có phần bên trên của nền trở thành cố kết thường và đường cong y=f(z) phản ảnh tính không đồng nhất này Phần dưới của địa tầng vẫn còn ở trạng thái quá cố kết đất nền vẫn còn cứng và chuyển vị ngang nhỏ trong khi đó phần bên trên chuyển vị ngang lớn vì đất nền ở trạng thái cố kết thường cho nên độ cứng kém hơn rất nhiều

Hình 1.10 Ứng suất có hiệu và chuyển vị ngang vào cuối giai đoạn thi công Chuyển vị ngang của nền đất ở cuối giai đoạn thi công ymc bằng tổng chuyển vị ngang trong quá trình nén lại ymr với chuyển vị ngang do biến dạng trượt trong điều kiện không thoát nước ymu

ymc = ymr+ymu

Chuyển vị ngang trong quá trình nén lại ymr xảy ra trong quá trình nén lại và nền cố kết ở giai đoạn ban đầu Chuyển vị ngang trong giai đoạn này nhỏ hơn độ lún rất nhiều Nghiên cứu từ 21 công trình khác nhau, Tavenas đã đưa ra biểu thức xác định chuyển vị ngang ymr như sau:

ymr = (0,18±0,09)Sr

Chuyển vị ngang do biến dạng trượt ymu hầu như gần bằng với độ lún Su của nền ở giai đoạn này, cũng theo Tavenas thì chuyển vị ngang ymu có giá trị như sau:

ymu = (0,91±0,2)SuTheo kinh nghiệm, Su được ước tính theo biểu thức sau:

Hình 1.11 Quan hệ giữa chuyển vị ngang theo độ lún trong quá trình thi công

(Tavenas, 1979) Cuối cùng, chuyển vị ngang ymc vào cuối giai đoạn thi công có thể tính toán theo độ lún Sr và độ lún Su như sau:

ymc = 0,2Sr + SuSự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu tùy thuộc vào trạng thái cố kết kết của sét ở bên dưới công trình Hình 1.12 trình bày các trạng thái khác nhau

Hình 1.12 Phương pháp tính toán sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu

ở chân mái dốc (Tavenas) Trong giai đoạn đầu của quá trình thi công, nền đất ở trạng thái quá cố kết, biến dạng ngang thuộc loại 1 và tương ứng với lời giải theo lý thuyết đàn hồi Biểu thức chuyển vị ngang sau khi được chuyển hóa Y=f(Z) có thể trình bày dạng hàm số như sau:

Y = 1,78Z3 – 4,72Z2 + 2,21Z + 0,71 (1.27) Trong đó: Y = y/ym, ym được tính toán từ (1.27)

y - chuyển vị ngang của nền theo độ sâu Trong giai đoạn sau của quá trình thi công, nếu toàn bộ nền đều trở nên cố kết thường (loại 3 trong hình 1.12a) thì biến dạng ở cuối giai đoạn thi công cho thấy sự đồng nhất của nền (hình 1.12b) và sau khi chuẩn hóa nó trùng với trường hợp ban đầu (hình 1.12c) Ngược lại, nếu chỉ có một phần trở nên cố kết thường thì biến dạng ở cuối giai đoạn thi công phản ảnh sự không đồng nhất của nền (loại 2 trong hình 1.12c) Độ sâu zc là ranh giới giữa miền cố kết thường và quá cố kết, điểm uốn ở đường cong biến dạng trong hình 1.12c có thể xác định bằng cách so sánh áp lực tiền cố kết σ’p = f(z) và ứng suất có hiệu của nền ở cuối giai đoạn thi công

1.2.3 Chuyển vị ngang của nền đất sau khi thi công

Chúng ta đã biết rằng lộ trình ứng suất có hiệu trong giai đoạn thi công là O’P’A’ (hình 1.13) và A là trạng thái ứng suất tổng ở cuối gai đoạn thi công (σv=σv0+Δσv) Sau khi thi công xong nền sét bắt đầu cố kết, ứng suất tổng không thay

đổi nhưng ứng suất có hiệu gia tăng Lộ trình ứng suất có hiệu là đoạn A’B’ tương ứng với lộ trình ứng suất tổng AB

Hình 1.13 Lộ trình ứng suất và các ứng suất tổng ở tâm công trình Nhóm của Tavenas (1979), Bourges và Mieussens (1979) đã phân tích chi tiết kết quả quan trắc chuyển vị ngang của nhiều công trình đập và đưa ra hai nhận xét rất hữu ít như sau:

- Thứ nhất, chuyển vị ngang theo độ sâu của nền bên dưới đập không thay đổi sau khi thi công

- Thứ hai, tỷ số giữa chuyển vị ngang và độ lún cố kết là hằng số Từ kết quả quan trắc 8 đập ở Pháp, Na Uy, Canada và ở những nơi khác, Tavenas đã rút ra mối quan hệ giữa chuyển vị ngang lớn nhất với độ lún cố kết như sau:

giữa ξ và β với hệ số an toàn nằm trong khoảng 1,25 ÷ 1,5 Quan hệ này được trình bày trong hình 1.15 và có thể sử dụng vào việc thiết kế

Chú ý rằng hình 1.14 chỉ nên áp dụng trong giai đoạn đầu của quá trình thi công, càng về sau chuyển vị ngang thay đổi càng ít cho nên ξ phải phụ thuộc vào thời gian

Việc tính toán chuyển vị ngang thực sự đáng tin cậy với khoảng thời gian vài năm và độ cố kết của nền nhỏ hơn 50%

Hình 1.14 Các thông số ảnh hưởng đến mối quan hệ giữa chuyển vị ngang

với độ lún dài hạn

Hình 1.15 Quan hệ giữa tỷ số ξ với góc mái dốc β

1.2.4 Chuyển vị ngang của nền đất trong trường hợp thi công nhiều đợt

Nguyên tắc của quá trình thi công từng đợt là sau mỗi giai đoạn thi công, nền sẽ cố kết dưới trọng lượng bản thân đập, hệ số rỗng giảm và sức chống cắt của đất nền tăng lên Một đập đất được thi công đến một chiều cao nào đó với một hệ số an toàn nhất định đều có thể nâng cao hơn sau một thời gian cố kết nhất định nào đó [4]

Lộ trình ứng suất của những điểm nằm bên dưới và nằm trên trục của một công trình đắp được thi công từng đợt (hình 1.16) Trạng thái ứng suất ở cuối giai đoạn thi công ban đầu được mô tả bởi điểm A’ trong hình và nền sét lúc bấy giờ ở trạng thái cố kết thường, sau đó nền đất cố kết, áp lực lỗ rỗng thặng dư tiêu tán và ứng suất có hiệu gia tăng theo lộ trình A’B’ Trong đợt thi công thứ hai tiếp theo, nền sét đã ở trạng thái cố kết thường và ứng xử theo cơ chế không thoát nước.Trạng thái ứng suất có hiệu di chuyển trên mặt chảy dẻo theo lộ trình B’D’

Sau đợt thi công thứ hai, nền sét tiếp tục cố kết và ứng suất có hiệu tiếp tục gia tăng theo lộ trình D’E’ Nếu sau đó tiếp tục chất đợt tải thứ ba thì trạng thái ứng suất tiếp tục di chuyển trên mặt chảy dẻo mới theo lộ trình E’G’ Nếu ở đợt thứ ba chất tải đến khi nền phá hoại thì các phân tố đất bị phá hoại cục bộ ứng với trạng thái ứng suất tại F’E và tiếp tục suy bền cho đến khi đạt trạng thái tới hạn tại điểm C’E và tương ứng với hệ số rỗng mới

Như vậy đối với công trình thi công nhiều đợt, người thiết kế cần phải tính toán chiều cao mái đất mỗi lần thi công sao cho nền vẫn còn ổn định, sự gia tăng sức chống cắt trong quá trình cố kết cũng như thời gian đạt được giá trị gia tăng đó

Chiều cao của mái đất thi công đợt đầu tiên được xác định từ việc phân tích ổn định của mái đất

Hình 1.16 Lộ trình ứng suất có hiệu dưới tâm công trình trường hợp

thi công nhiều đợt Khi thi công đợt đầu tiên, nền sét được đặc trưng bằng áp lực tiền cố kết σ’p, đường cong chảy dẻo tương ứng là Y0 và trạng thái tới hạn tương ứng là điểm C’ (hình 1.24b) Lộ trình ứng suất có hiệu trong giai đoạn thi công ban đầu là đường O’P’A’, nền đạt trạng thái cố kết thường tại điểm P’ Nếu tiếp tục chất tải cho nền đến phá hoại thì phá hoại cục bộ bắt đầu tại F’ và sức chống cắt trung bình τf sẽ nằm giữa điểm F’ và điểm trạng thái tới hạn C’ được xác định như sau:

Sau khi thi công đợt đầu tiên nền sét sẽ cố kết và ứng suất có hiệu tăng từ σ’pđến σ’v1, trạng thái tới hạn tăng từ C’ đến C’1 Sau khi nền đạt tới trạng thái ứng suất có hiệu σ’v1 bắt đầu thi công giai đoạn hai thì lộ trình ứng suất có hiệu di chuyển theo đường B’F’1 và sức chống cắt lúc bấy giờ sẽ nằm giữa F’1 và C’1 và bằng:

τf =αc σ’v1 (1.30)

Hình 1.17 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình thi công nhiều đợt Đối với những điểm bên dưới mái dốc hoặc bệ phản áp chẳng hạn tại N, các trục ứng suất chính đã thay đổi, có nghĩa là ứng suất theo phương thẳng đứng không còn là ứng suất chính nữa và không thể xác định được lộ trình ứng suất có hiệu Chỉ có thể nói rằng, phần lớn nền đã trở nên cố kết thường và như vậy sức chống cắt nền phải gia tăng Nói cách khác những điểm ở xa như O chẳng hạn, đất nền vẫn còn ở trạng thái quá cố kết và sức chống cắt của đất không gia tăng Ngoài ra, ứng suất có hiệu thay đổi dọc theo cung trượt do cấu tạo hình học của mái đất và những điểm gần biên thấm thì hiện tượng cố kết xảy ra nhanh Với những yếu tố ở trên có thể phán đoán rằng αc trong (1.28) khác với (1.29), như vậy:

τf = αc σ’v1 ≥ αcσ’p (1.31) Việc xác định sức chống cắt phụ thuộc vào việc chọn các giá trị αc và σ’v1 Trên cơ sở phân tích các trường hợp mái đất bị phá hoại trong giai đoạn đầu của quá trình thi công, αc có thể chọn như sau:

Tuy nhiên, ứng suất có hiệu cũng như sức chống cắt tăng nhiều ở vùng nằm bên dưới tâm công trình, nơi nền chịu nén đến khi phá hoại Giá trị cục bộ τf/σ’v1 tương ứng với cơ chế phá hoại này lớn hơn 0,22

Nhiều công trình ở Pháp cũng như ở Canada đã xây dựng thành công với αc=0,25 Sau cùng công thức xác định như sau:

τf = 0,25σ’v1 (1.33) Công thức trên được đề nghị tính toán ổn định cho trường hợp thi công nhiều giai đoạn, miễn là σ’v1>σ’p

Ngoài ra theo Jean - Pierre Magnan, trong trường hợp sử dụng cu từ thí nghiệm UU hoặc CIU thì sau mỗi đợt thi công và nền đạt được cố kết là U thì τf có thể lấy như sau:

τf = cu+Δcu (1.34) Trong đó, Δcu được chọn như sau:

Ở dưới tâm mái đất:

Δcu= γrH1Utgφcu (1.35)

Nếu dọc theo cung trượt nên chọn:

Δcu= (γrH1Utgφcu)/2 (1.36)

Trong đó: γr – trọng lượng đơn vị đất đắp H1 – chiều cao đất đắp từng đợt U – độ cố kết

φcu – góc ma sát trong điều kiện cố kết không thóa nước

Trong trường hợp thi công nhiều đợt, điều cần lưu ý là trong trường hợp thi công nhiều đợt thì rất có thể có những lớp sét khác nhau của nền không cùng trở thành cố kết thường trong đợt đắp đầu tiên, yếu tố này phải được xét đến trong quá trình xác định sự phân bố của chuyển vị ngang theo độ sâu

Trong giai đoạn cố kết chuyển vị ngang cũng như chuyển vị ngang lớn nhất tăng chậm so với độ lún cố kết (1.32) Suốt trong quá trình chất tải của những lần sau đó nền sét đã trở thành cố kết thường, lộ trình ứng suất có hiệu là các đường B’D’ và E’G’ (hình 1.17) và ứng xử của nền tương tự như giai đoạn hai của lần chất tải ban đầu với Δym gần bằng Δs

Theo quan sát của Ladd và đồng nghiệp 1994, về chuyển vị ngang và lún ở tâm của nền sét dưới công trình đất đắp (hình 1.18 và hình 1.19) như sau:

Hình 1.18 Chuyển vị ngang của đất nền dưới đập theo độ sâu (đập I-95 Sec 246 theo

Ladd và đồng nghiệp 1994) Chuyển vị ngang dưới đập đất đạt giá trị cực đại ở độ sâu khoảng 20m (khoảng D) và chuyển vị giảm dần, ở độ sâu khoảng 45m hầu như không có chuyển vị ngang ở tất cả cá vị trí (I-3, I-4, I-5, I-6 ) quan trắc chuyển vị ngang

Hình 1.19 Lún theo thời gian của đất nền dưới tâm đập (SRI I-95 Sec 246) Kết quả quan sát đập Rio de Janeiro Trial chuyển vị ngang lớn nhất cách tâm đập theo phương ngang được ghi nhận như hình 1.20

Hình 1.20 Chuyển vị ngang lớn nhất của đất nền dưới đập theo phương ngang

(đập Rio de Janeiro Trial)