Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Đánh giá chuyển vị của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông ở Hậu Giang

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN: - Đánh giá mức độ chuyển vị theo phương đứng và phương ngang của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông.. Chuyển vị tổng thể khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

NGUYỄN QUỐC TOÀN

ĐÁNH GIÁ CHUYỂN VỊ CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở HẬU GIANG

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm

Mã số: 60580204

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HỒ CHÍ MINH, tháng 12 năm 2014

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS BÙI TRƯỜNG SƠN

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

Cán bộ chấm nhận xét 1:

(Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị và chữ ký) Cán bộ chấm nhận xét 2:

(Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị và chữ ký) Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại Học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM ngày……tháng……năm 2014 Thành phần đánh giá luận văn thạc sĩ gồm: (Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị của Hội đồng chấm bảo vệ luận văn thạc sĩ) 1 ………

2 ………

3 ………

4 ………

5 ……… 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)

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên : Nguyễn Quốc Toàn MSHV : 13091324 Ngày, tháng, năm sinh : 24/12/1987 Nơi sinh : Sóc Trăng Chuyên ngành : Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm (CT) Mã ngành : 60580204

1 TÊN ĐỀ TÀI: ĐÁNH GIÁ CHUYỂN VỊ CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG

TRÌNH ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở HẬU GIANG

2 NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:

- Đánh giá mức độ chuyển vị theo phương đứng và phương ngang của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông

- Đánh giá khả năng ổn định của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông và sự thay đổi của nó theo thời gian

3 NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 07/07/2014 4 NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 07/12/2014 5 HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : TS BÙI TRƯỜNG SƠN

Tp HCM, ngày……tháng 12 năm 2014 CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

LỜI CẢM ƠN

Trong suốt thời gian từ khi bắt đầu học tập đến nay, em đã nhận được rất nhiều sự quan tâm, giúp đỡ của quý Thầy Cô, gia đình và bạn bè Xin chân thành cảm ơn các Thầy Cô của Bộ môn Địa cơ Nền móng, Khoa Kỹ Thuật Xây Dựng, Phòng sau đại hoc Trường Đại Học Bách Khoa đã truyền đạt kiến thức giúp học viên có những kiến thức căn bản phục vụ cho việc học tập, nghiên cứu Đặc biệt là sự quan tâm động viên, khuyến khích, sự cảm thông sâu sắc của các thành viên trong gia đình đã khích lệ tinh thần tôi hoàn thành chương trình cao học

Xin cám ơn thầy Bùi Trường Sơn, người đã trực tiếp hướng dẫn, dìu dắt, giúp đỡ

tôi với những chỉ dẫn quý giá trong suốt quá trình triển khai và hoàn thành luận văn này

Bản thân mới làm quen với công tác nghiên cứu khoa học nên chắc chắn còn hạn chế về kiến thức và kinh nghiệm, khó có thể tránh khỏi những thiếu sót, măc dù đã cố gắng thực hiện luận văn một cách hoàn chỉnh nhất

Xin kính chúc sức khoẻ các Thầy Cô

Học viên

Nguyễn Quốc Toàn

Tên đề tài:

“Đánh giá chuyển vị của nền đất yếu dưới công trình đường

ven sông ở Hậu Giang”

Tóm tắt đề tài:

Việc mô phỏng và đánh giá sự ổn định của đất nền dưới công trình đường ven sông là cần thiết cho khu vực đồng bằng sông Cửu Long, nơi có nhiều sông rạch Trong thiết kế công trình, việc tính toán thường không xét đến sự ảnh hưởng của điều kiện địa hình xung quanh công trình Ở đây, đề tài mô phỏng các trường hợp gần với thực tế công trình Kết quả mô phỏng, phân tích cho thấy nền công trình đường ven sông có độ lún lớn hơn, khả năng ổn định kém hơn và sự cần thiết xét đến điều kiện địa hình trong tính toán

SUMMARY OF THESIS

Title:

“Evaluating displacements in soft soil ground under road on river side

in Hau Giang province”

Abstract:

The simulating and evaluated the stability of the ground under riverwalk works is necessary for the Mekong Delta, where many of rivers During project designing, often the calculations does not consider the influence of the terrain conditions around works Here, the subject simulating of cases easy reach of actual works The simulation results and analysis show that the background riverwalk works has greater subsidence, less stability capability and the need to consider terrain conditions in the calculation

Tôi xin cam đoan toàn bộ nội dung của luận văn là do tôi thưc hiện dưới sự hướng dẫn của TS Bùi Trường Sơn

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

Nguyễn Quốc Toàn

MỤC LỤC

MỞ ĐẦU 1

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

2 Nội dung nghiên cứu 2

3 Phương pháp nghiên cứu 2

4 Hạn chế của đề tài nghiên cứu 2

CHƯƠNG 1 CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG VÀ CHUYỂN VỊ CỦA ĐẤT NỀN 3

1.1 Các phương pháp đánh giá độ lún của nền công trình 3

1.1.1 Tính lún của nền đất theo lý thuyết đàn hồi [1] 3

1.1.2 Tính lún của nền đất bằng phương pháp cộng lún các lớp phân tố 3

1.1.3 Tính lún của nền đất bằng phương pháp lớp tương đương 5

1.1.4 Tính lún của nền đất khi xem nền là một lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn 6

1.2 Phương pháp xác định độ lún theo thời gian 7

1.2.1 Ước lượng độ lún của nền theo thời gian trong điều kiện bài toán cố kết thấm một chiều 7

1.2.2 Ước lượng độ lún do nén thứ cấp của nền đất 11

1.3 Các phương pháp đánh giá chuyển vị ngang của nền công trình 11

1.3.1 Đặc trưng của chuyển vị ngang sau khi xây dựng [3], [4] 11

1.3.2 Đặc trưng của chuyển vị ngang trong thời gian xây dựng [3] 13

1.3.3 Phương pháp tính toán chuyển vị ngang [3] 15

1.4 Nhận xét chương 22

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐẮP VÀ ĐẶC ĐIỂM MÔ HÌNHĐÀN HỒI – DẺO LÝ TƯỞNG 24

2.1 Độ bền sức chống cắt và một số dạng mất ổn định 24

2.1.1 Mất ổn định theo dạng phình trồi hay lún sụp của đất 25

2.1.2 Mất ổn định do nền đất yếu bị đẩy ngang 26

2.1.3 Mất ổn định theo dang trượt sâu hay trượt trồi 26

2.1.4 Các dạng tính toán ổn định của nền đường đắp trên đất yếu 27

2.2 Tính toán khả năng ổn định nền đường đắp theo khả năng chịu lực 28

2.2.1 Tính sức chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng an toàn (qat) 28

2.2.2 Tính sức chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng giới hạn (qgh) 30

2.2.3 Các phương pháp khác 33

2.3 Tính toán ổn định mái dốc nền đường đắp 35

2.3.1 Tính toán ổn định mái dốc theo phương pháp mặt trượt giả định 36

2.3.2 Tính toán ổn định mái dốc theo phương pháp cân bằng giới hạn thuần tuý 41

2.4 Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng theo lý thuyết đàn hồi 46

2.4.1 Thuyết phá hoại Mohr-Coulomb [2] 46

2.4.2 Quan hệ ứng suất – biến dạng đàn hồi 48

Hình 1.1 Sơ đồ tính lún bằng phương pháp lớp tương đương 5

Hình 1.2 Sơ đồ tính lún bằng phương pháp lớp tương đương 6

Hình 1.3 Các biểu đồ áp lực trong nước lỗ rỗng (uw) và ứng suất lêncốt đất (σ’) trong lớp đất chịu tải trọng phân bố đều 8

Hình 1.4 Áp lực trong nước và ứng suất trong cốt đất khi cố kết lớp đất dưới tác dụng của tải trọng phân bố đều (a),trọng lượng bản thân đất (b, c)và lực thấm (d) 9

Hình 1.5 Các sơ đồ bài toán cố kết cơ bản thường gặp 9

Hình 1.6 Sơ đồ bài toán cố kết kết hợp 10

Hình 1.7 Sơ đồ độ lún thứ cấp 10

Hình 1.8 Sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu (Tavenas (1979) 12

Hình 1.9 Quan hệ giữa sự gia tăng chuyển vị ngang và độ lún suốt quá trình cố kết dài dưới nhiều nền đắp khác nhau trong các lớp sét mềm (Tavenas và Leroueil (1980)) 12

Hình 1.10 Sự phát triển chuyển vị ngang lớn nhất dưới nền đắp ở Ska-Edeby 13

Hình 1.11 Đường ứng suất hữu hiệu dưới tâm nền đắp trong quá trình xây dựng 14

Hình 1.12(a) Sự thay đổi của chuyển vị ngang lớn nhất (Bourges và đồng nghiệp (1973)) 14

Hình 1.12(b) Đường biểu đồ chuyển vị ngang (Tavenas (1979)) 14

Hình 1.13 Đường ứng suất hữu hiệu và quan hệ “độ lún-chuyển vị ngang” 16

Hình 1.14 Biểu đồ tính chuyển vị ngang từ độ lún trong giai đoạn xây dựng 18

Hình 1.15 Phương pháp dự đoán sự phân bố biến dạng theo độ sâu dưới chân taluy nền đắp (Tavenas và đồng nghiệp (1979)) 18

Hình 1.16 Quan hệ “chuyển vị-độ lún lâu dài”dưới nền đắp thử ở Sait-Alban 20

Hình 1.17 Những thông số thể hiện mối quan hệ giữa chuyển vị ngangvà độ lún lâu dài 21

Hình 2.1 Phá hoại do nền bị lún trồi 25

Hình 2.2 Phá hoại do nền bị đẩy ngang 26

Hình 2.3 Phá hoại theo kiểu trượt sâu qua nền và thân công trình 26

Hình 2.4 Sơ đồ xác định tải trọng an toàn ứng với nhân điểm phá hoại 28

Hình 2.5 Sơ đồ xác định qat ứng với tải hình thang 29

Hình 2.6 Sơ đồ qgh và các vùng cân bằng giới hạn 30

Hình 2.7 Sơ đồ các vùng cân bằng giới hạn và mặt trượt theo Prandtl 31

Hình 2.8 Sơ đồ các vùng cân bằng giới hạn và các mặt trượt theo đề nghị 32

Hình 2.9 Sơ đồ tính tải trọng giới hạn theo JOCGHENXON 33

Hình 2.10 Sơ đồ tính tải trọng giới hạn theo MANDEL và SALENCON 34

Hình 2.11 Biểu đồ xác định Nc theo theo MANDEL và SALENCON 34

Hình 2.12 Lực tác dụng lên phân tố đất trong trường hợp mặt trượt tròn 37

Hình 2.13 Lực tác dụng lên phân tố đất trong trường hợp mặt trượt tổ hợp 37

Hình 2.14 Lực tác dụng lên phân tố đất trong trường hợp mặt trượt gãy khúc 38

Hình 2.15 Các dạng mái dốc cân bằng giới hạn 41

Hình 2.16 Sơ đồ xác định áp lực giới hạn ứng với mái dốc thẳng và cân bằng 41

Hình 2.17 Biểu đồ sức chống cắt 44

Hình 2.18 Mặt cắt mái đất có lực dính và ma sát OB đường cong mái dốc ổn định 44

Hình 2.19 Sơ đồ mặt cắt mái dốc được tính theo phương pháp cân bằng Fp 45

Hình 2.20 Ứng suất tại điểm M trong đất nền 46

Hình 2.21 Vòng Mohr ứng suất 47

Hình 2.22 Ứng suất của một điểm trong đất nền đạt trạng thái giới hạn 47

Hình 3.1 Các hiện tượng lún, trượt 51

Hình 3.2 Các tuyến lộ ven sông, kênh ở Hậu Giang, Cần Thơ 52

Hình 3.3 Tỉnh lộ 932 ven sông ở Cần Thơ 52

Hình 3.4 Sơ đồ mặt cắt ngang và kích thước đường đắp 53

Hình 3.5 Sơ đồ mặt cắt ngang và kích thước đường đắp ven sông 54

Hình 3.8 Mô hình mô phỏng với một nửa đối xứng của công trình đường đắp 56 Hình 3.9 Chuyển vị tổng thể khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường trong

trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 57 Hình 3.10 Chuyển vị đứng khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường trong

trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 58 Hình 3.11 Chuyển vị ngang khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường trong

trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 58 Hình 3.12 Ứng suất tiếp tương đối khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường

trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 59 Hình 3.13 Chuyển vị tổng thể sau 1 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 59 Hình 3.14 Ứng suất tiếp tương đối sau 1 năm xây dựng của nền đất dưới nền

đường trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 60 Hình 3.15 Chuyển vị tổng thể sau 5 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 60 Hình 3.16 Chuyển vị tổng thể sau 10 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 61 Hình 3.17 Chuyển vị tổng thể khi cố kết hoàn toàn của nền đất dưới nền đường

trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 61 Hình 3.18 Ứng suất tiếp tương đối khi cố kết hoàn toàn của nền đất dưới nền

đường trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 62 Hình 3.19 Biểu đồ chuyển vị đứng các điểm A, B, C theo thời gian của nền đất

dưới nền đường trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 63 Hình 3.20 Mô hình đường đắp ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 64

Hình 3.22 Chuyển vị tổng thể khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường ven

sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 65 Hình 3.23 Chuyển vị ngang khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường ven

sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 66 Hình 3.24 Ứng suất tiếp tương đối khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 66 Hình 3.25 Chuyển vị tổng thể sau 1 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 67 Hình 3.26 Ứng suất tiếp tương đối sau 1 năm xây dựng của nền đất dưới nền

đường ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 67 Hình 3.27 Chuyển vị tổng thể sau 5 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 68 Hình 3.28 Chuyển vị tổng thể sau 10 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 68 Hình 3.29 Ứng suất tiếp tương đối sau 10 năm xây dựng của nền đất dưới nền

đường ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 69 Hình 3.30 Chuyển vị tổng thể khi cố kết hoàn toàn của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 69 Hình 3.31 Ứng suất tiếp tương đối khi cố kết hoàn toàn của nền đất dưới nền

đường ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 70 Hình 3.32 Biểu đồ chuyển vị đứng các điểm A, B, C theo thời gian của nền đất

dưới nền đường ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 70 Hình 3.33 Mô hình đường đắp ven sông theo sơ đồ toàn phần 72 Hình 3.34 Chuyển vị tổng thể khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường ven

sông theo sơ đồ toàn phần 72 Hình 3.35 Chuyển vị đứng khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường ven

sông theo sơ đồ toàn phần 73

Hình 3.37 Ứng suất tiếp tương đối khi vừa xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ toàn phần 74 Hình 3.38 Chuyển vị tổng thể sau 1 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ toàn phần 74 Hình 3.39 Ứng suất tiếp tương đối sau 1 năm xây dựng của nền đất dưới nền

đường ven sông theo sơ đồ toàn phần 74 Hình 3.40 Chuyển vị tổng thể sau 5 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ toàn phần 75 Hình 3.41 Chuyển vị tổng thể sau 10 năm xây dựng của nền đất dưới nền đường 75 Hình 3.42 Ứng suất tiếp tương đối sau 10 năm xây dựng của nền đất dưới nền

đường ven sông theo sơ đồ toàn phần 76 Hình 3.43 Chuyển vị tổng thể khi cố kết hoàn toàn của nền đất dưới nền đường

ven sông theo sơ đồ toàn phần 76 Hình 3.44 Ứng suất tiếp tương đối khi cố kết hoàn toàn của nền đất dưới nền

đường ven sông theo sơ đồ toàn phần 76 Hình 3.45 Biểu đồ chuyển vị đứng các điểm A, B, C theo thời gian của nền đất

dưới nền đường ven sông theo sơ đồ toàn phần 77

Bảng 2.1 Xác định hệ số α0 29

Bảng 2.2 Xác định hệ số η0 29

Bảng 2.3 Xác định hệ số Nγ, Nq, Nc theo V.G Bérézansev 32

Bảng 2.4 Các giá trị áp lực giới hạn không thứ nguyên qz 43

Bảng 3.1 Hệ số dự trữ của công trình đường đắp trong trường hợp mặt đất nằm ngang theo sơ đồ một nửa đối xứng 62

Bảng 3.2 Hệ số dự trữ của công trình đường đắp ven sông theo sơ đồ một nửa đối xứng 71

Bảng 3.3 Bảng hệ số dự trữ của công trình đường đắp ven sông theo sơ đồ tổng thể 77

MỞ ĐẦU

1 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Theo quyết định số 11/2012/QĐ-TTg 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 đường giao thông 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 đánh giá chuyển vị của đất yếu dưới công trình đường ven sông là một trong những vấn đề rất quan trọng trong việc tính toán thiết kế, nhất là khi chuyển vị ngang của đất nền lớn có thể gây ra lún, trượt dẫn đến phá hoại công trình

Việc phân tích đánh giá ổn định và lún không đều của 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

Nhiệm vụ của đề tài bao gồm:

- Đánh giá mức độ chuyển vị theo phương đứng và phương ngang của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông và phân tích ổn định theo thời gian

- So sánh kết quả tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn (Plaxis) với các sơ đồ tính khác nhau để lựa chọn phương pháp tính toán và giải quyết hợp lý cho công trình tương tự

2 Nội dung nghiên cứu

Nội dung nghiên cứu “Đánh giá chuyển vị của nền đất yếu dưới công trình

đường ven sông ở Hậu Giang” gồm có: Chương 1: Các phương pháp tính toán biến dạng và chuyển vị của đất nền Chương 2: Cơ sở tính toán ổn định nền đất yếu dưới công trình đắp và đặc điểm mô hình đàn hồi – dẻo lý tưởng

Chương 3: Đánh giá chuyển vị của nền đất yếu dưới công trình đường ven kênh - sông

Kết luận và kiến nghị

3 Phương pháp nghiên cứu

- Tổng hợp một số phương pháp đánh giá ổn định công trình đường trên đất yếu

- Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (Plaxis) để phân tích và đánh giá chuyển vị và khả năng ổn định của đất yếu dưới công trình đường ven sông

4 Hạn chế của đề tài nghiên cứu

- Chỉ đi sâu vào đánh giá chuyển vị của đất nền dưới công trình đường với thông số địa chất ở tỉnh Hậu Giang, Cần Thơ

- Việc phân tích hạn chế trong kết quả mô phỏng, chưa có điều kiện so sánh với kết quả quan trắc công trình thực tế

CHƯƠNG 1 CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG VÀ

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 dưới móng công trình trong phạm vi vùng chịu nén thành nhiều lớp, độ lún của nền đất là tổng độ lún của các lớp phân tố

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:

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 tổng ứng suất do trọng lượng bản thân đất và tải trọng ngoài σz ;

a0 – hệ số nén lún tương đối của đất tại điểm giữa lớp đang xét; 0

1

1

aa

e

=+ (1.3)

σz – ứng suất σz do tải trọng ngoài gây ra tại điểm giữa lớp đang xét; β – hệ số tính từ hệ số Poisson của đất

2

21

1

νβ

ν

= −− (1.4) Giá trị của β có thể lấy gần đúng theo từng loại cát và cũng có khi chọn β = 0.8 chung cho tất cả các loại đất

E – mô đun biến dạng của đất; hi – chiều dày lớp đất đang xét

™ Trường hợp sử dụng đường cong nén e = f(lgp)

Độ lún của mỗi lớp chia tính theo công thức:

100

lg1

pC

Trong đó: S – 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

™ Trường hợp sử dụng đường cong nén λz = f(p)

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

'

1.1.3 Tính lún của nền đất bằng phương pháp lớp tương đương

Nội dung của phương pháp này là thay việc tính độ lún S của nền đất dưới tải trọng phân bố đều cục bộ p theo lý thuyết đàn hồi bằng việc tính độ lún S0 của một lớp đất tương đương có chiều dày hs dưới tác dụng của tải trọng cùng cường độ nhưng phân bố kín đều khắp (bài toán nén đất một chiều) (hình 1.1)

Hình 1.1 Sơ đồ tính lún bằng phương pháp lớp tương đương

Theo lý thuyết đàn hồi:

2

(1)

pbS

E

=

(1.7) Theo bài toán nén đất một chiều:

pb

z

σβμω(1− 2)=

2

sb

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

Tính chiều dày lớp tương đương theo công thức (1.9)

Trường hợp có nhiều lớp đất ta phải tính hệ số nén tương đối trung bình aom

trong phạm vi vùng chịu nén 2hs dưới đế móng (hình 1.2):

S0=a ph0ms (1.11)

0 2 2

oi i im

s

a z ha

Hình 1.2 Sơ đồ tính lún bằng phương pháp lớp tương đương

1.1.4 Tính lún của nền đất khi xem nền 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:

Ckkpb

ν

=−

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 Phương pháp xác định độ lún theo thời gian

Do đất loại sét biến dạng rất chậm theo thời gian, nên việc xác định độ lún theo thời gian đóng vai trò quan trọng trong thiết kế nền móng Hiện nay, việc ước lượng độ lún theo thời gian chủ yếu căn cứ trên cơ sở lý thuyết cố kết thấm

1.2.1 Ước lượng độ lún của nền theo thời gian trong điều kiện bài toán cố kết thấm một chiều

Phương trình vi phân cố kết thấm một chiều theo lý thuyết cố kết của Terzaghi [1], [4]

2

zuCt

vw

∂∂=∂∂

(1.15) Ở đây: Cv – hệ số cố kết, phụ thuộc vào đặc tính của đất

0 w

v

kC

a γ

=

Với: k – hệ số thấm; a0 – hệ số nén tương đối của đất; γw – trọng lượng riêng của nước Với các giả thiết:

- Đất bao gồm hai pha - Sự nén chặt đất là do sự thay đổi thể tích phần lỗ rỗng - Hạt đất và nước lỗ rỗng không bị nén

- Thấm trong quá trình cố kết tuân theo định luật Darcy - Tổng ứng suất trong quá trình cố kết xem như không đổi Giải phương trình (1.15) với các điều kiện biên ban đầu và điều kiện biên thoát nước của lớp đất cố kết cho phép xác định được độ lún theo thời gian của bài toán cố kết thấm một chiều

Trường hợp nén chặt lớp đất chịu tải trọng phân bố đều q (hình 1.3), đặt tải tức thời vào thời điểm t = 0 Mặt biên của lớp đất ở z = 0 và z = h được xem như thấm nước

2221,2,3,

π

∞=

(1.16)

Đặc điểm của biểu đồ áp lực thặng dư uw trong nước và ứng suất trong cốt đất σ’ = q – uw được tính ở các thời điểm khác nhau t1 hoặc t2 tương ứng theo quan hệ (1.16) được trình bày trên (hình1.3)

Hình 1.3 Các biểu đồ áp lực trong nước lỗ rỗng (uw) và ứng suất lên

cốt đất (σ’) trong lớp đất chịu tải trọng phân bố đều

Biết ứng suất trong cốt đất ở thời điểm bất kỳ t, có thể xác định độ lún của lớp đất S(t) ở thời điểm đó Lưu ý rằng quan hệ độ lún lớp đất có bề dày h có thể biểu

diễn dưới dạng:

+=+

≈+=

eadzeadzeadztt

S

00

00

)(1'11

')

()

Ở đây: e – hệ số rỗng trung bình Đặt biểu thức (1.16) vào quan hệ (1.17) ta được:

2221,3,

0

22

1,3, 0

h

vi

vi

C iaqh

t

ππ

π

ππ

π

ππ

∞=∞=∞=

∑∫

∑

Mặt phẳng z = h/2 (xem hình 1.3) là mặt phẳng đối xứng đối với toàn bộ biểu đồ áp lực thặng dư trong nước lỗ rỗng và là biên phân cách các dòng nước bị nén ép ra khỏi lỗ rỗng lên trên hoặc xuống dưới Do đó, mặt phẳng này có thể xem như không thấm và lời giải cho sơ đồ này với nền không thấm (hình 1.4a) có thể nhận được từ (1.16) và (1.18) bằng cách thay h bằng 2h1, tức là:

2221,3, 1 1

vw

πγ

∞=

Trong thực tế các sơ đồ tính toán thường gặp như sau:

Hình 1.5 Các sơ đồ bài toán cố kết cơ bản thường gặp

Sơ đồ 0: ứng với biểu đồ áp lực nén phân bố theo chiều sâu có dạng hình chữ nhật (bài toán 1 chiều) như hình 1.5

Sử dụng các điều kiện biên và điều kiện ban đầu, ta tìm được công thức xác định độ lún theo thời gian như sau:

( )

⎥⎥⎦⎤⎢

⎢⎣⎡

⎟⎟⎠⎞⎜⎜

⎝⎛−−

+

222

18

1

hiCi

eaqht

Sơ đồ 1: theo độ sâu, áp lực tăng dần và phân bố hình tam giác Trường hợp này tương ứng với ứng suất do trọng lượng bản thân lớp đất, có thể sử dụng tính toán cho các nền đất san lấp biển hoặc mở rộng xây dựng trên những khu vực thấp bằng các vật liệu địa phương:

⎤⎢

⎢⎣⎡

⎟⎟⎠⎞⎜⎜

⎝⎛−−

+

222

132

1)1(2)(

i

hiCi

eaqht

Sơ đồ 2: khi áp lực giảm theo chiều sâu và phân bố theo định luật tam giác Sơ đồ này trong thực tế ứng với trường hợp khi lớp đất cố kết dưới ảnh hưởng của tải trọng ngoài tác dụng trên bề mặt, đồng thời biểu đồ phân bố ứng suất do tải trọng này gây ra có dạng gần như 1 đường thẳng Đó là trường hợp bài toán do tải trọng ngoài của móng băng hay móng đơn Lời giải cho sơ đồ này như sau:

⎤⎢

⎢⎣⎡

⎟⎟⎠⎞⎜⎜

⎝⎛−⎟⎠⎞⎜⎝⎛ ±−

+

222

21116

1)1(2)(

i

hiCi

ie

aqht

1.2.2 Ước lượng độ lún do nén thứ cấp của nền đất

Do biến dạng thứ cấp của đất nền, sau giai đoạn phân tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư (cố kết sơ cấp) hoàn toàn, dưới tác dụng của ứng suất hữu hiệu không đổi, đất nền tiếp tục bị biến dạng Thành phần biến dạng này thường được gọi là độ lún do hiện tượng nén thứ cấp, được ký hiệu Sα

etSC

/log

)1)((⋅

+= αα

(1.23) Ở đây: ho – chiều cao mẫu đất

Sa – biến dạng do từ biến tf – thời gian đạt đến độ cố kết thấm từ 95-100% Độ lún bổ sung của nền công trình sau khi hoàn tất quá trình cố kết thấm tại điểm bất kỳ của mặt nền có thể xác định bằng biểu thức sau:

( )

pf

ettC

htS

+⋅⋅=

1

/log)

chuyển vị này có thể ảnh hưởng lớn đến ứng xử của nền trong khu vực lân cận của nền đắp

Tavenas và đồng nghiệp, Bourges và Mieussens (1979) đã thực hiện phân tích chi tiết về việc quan sát những chuyển vị ngang có sẵn và khám phá ra hai hiện tượng từ việc quan sát thực tế: thứ nhất, sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu không thay đổi nhiều sau khi công trình được xây dựng xong; thứ hai, hệ số giữa việc gia tăng chuyển vị ngang và việc gia tăng độ lún luôn là một hằng số suốt quá trình cố kết Hình 1.8 minh họa cho hiện tượng đầu tiên; móng của nền đắp ở Saint-Alban, Cubzac-les-Ponts và Ska-Edeby thể hiện sự phân bố chuyển vị ngang không thay đổi trong suốt quá trình quan sát thay đổi từ 3- 17 năm

Hình 1.8 Sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu (Tavenas (1979)

Hình 1.8 thể hiện sự biến thiên chuyển vị ngang lớn nhất ym là một hàm tương ứng với độ lún tại tâm nền đắp suốt quá trình cố kết với 8 công trình đắp ở Pháp, Nauy và Canada

Hình 1.9 Quan hệ giữa sự gia tăng chuyển vị ngang và độ lún suốt quá trình cố kết dài dưới nhiều nền đắp khác nhau trong các lớp sét mềm

(Tavenas và Leroueil (1980))

Theo chỉ dẫn trong hình vẽ, tất cả các nền đắp có kích thước hình học và hệ số an toàn tương tự nhau Quan sát ứng xử cũng giống như trong các trường hợp khác ta có quan hệ giữa chuyển vị ngang và độ lún trong quá trình cố kết theo qui luật

tuyến tính như sau:

Δym =(0,16 0, 02)± ΔS (1.25)

Tương tự giữa phép toán (1.25) có liên quan đến giai đoạn cố kết Nó thể hiện một lần nữa rằng cố kết xuất hiện trong lớp sét vẫn còn sự quá cố kết trong thời điểm đầu xây dựng

Do kích thước hình học hoặc độ ổn định, tính cân đối của chuyển vị ngang và độ lún vẫn còn nhưng tỉ lệ Δym/ΔS thay đổi theo từng trường hợp riêng, giảm theo tỉ

lệ an toàn và tăng khi mái dốc của nền đắp thấp hơn Tavenas và đồng nghiệp

(1979) lưu ý rằng ở Ska-Edeby, nơi mà được quan sát hơn 17 năm, tỉ lệ Δym/ΔS đã giảm mạnh (hình 1.10) Họ giải thích điều này do sự thay đổi kích thước hình học gây ra lún hoặc những biến dạng thứ yếu đáng kể ở khu vực này

Hình 1.10 Sự phát triển chuyển vị ngang lớn nhất dưới nền đắp ở Ska-Edeby

1.3.2 Đặc trưng của chuyển vị ngang trong thời gian xây dựng [3]

Như chúng ta đã xem ở phần trên, suốt quá trình cố kết, chuyển vị ngang và đặc biệt là chuyển vị ngang lớn nhất phát triển chậm hơn nhiều so với độ lún (biểu thức 1.25 và hình 1.9) Kết luận này cũng có thể được áp dụng cho những nền đắp trong giai đoạn xây dựng Suốt quá trình gia tải lại của lớp sét mà đã chuyển qua trạng thái cố kết thường, đường ứng suất hữu hiệu là đường B’D’ và E’G’ (hình 1.11) và

ứng xử của nền đất giống như trong những giai đoạn cuối cùng của quá trình gia tải đầu tiên đã được quan sát (Δ =ym 0.91ΔS),Δ ≈ ΔymS

Hình 1.11 Đường ứng suất hữu hiệu dưới tâm nền đắp trong quá trình xây dựng

Hình 1.12(a) Sự thay đổi của chuyển vị ngang lớn nhất

(Bourges và đồng nghiệp (1973))

Hình 1.12(b) Đường biểu đồ chuyển vị ngang (Tavenas (1979))

Đặc trưng biến dạng điển hình đã được quan sát bởi Bourges (1973) ở les-Flots (hình 1.12a) Lớp trầm tích ở đó bao gồm một lớp sét dẻo cố kết thường dày 14m trên một lớp sét quá cố kết mỏng hơn dày 12m Suốt quá trình gia tải đầu tiên, lớp cố kết thường phía trên không thoát nước trong khi đó lớp dưới vẫn ở trạng thái quá cố kết Chuyển vị ngang tổng cộng của lớp sét cố kết thường là

Palavas-m

đường cong thể hiện tính không đồng nhất của nền đất (hình 1.12b) Suốt giai đoạn tiền cố kết đầu tiên, kéo dài 9 tháng, Δ ≈ym 0,15ΔS Quá trình gia tải lần 2 sẽ làm

m

y

Δ gần bằng với ΔSvà kéo theo nền đất sẽ ở vào trạng thái cố kết thường, dẫn tới sự thay đổi lại hình dạng chuyển vị ngang của nền đất (hình 1.12b) Suốt quá trình tiền cố kết sau cùng, tỉ lệ Δym/ΔS= 0,34, cao hơn quá trình trước tương ứng với độ giảm của hệ số an toàn từ 1,6 đến 1,25

1.3.3 Phương pháp tính toán chuyển vị ngang [3]

Cho đến gần đây, việc tính toán chuyển vị ngang trong khối sét mềm dưới nền đắp đòi hỏi phải có kĩ thuật tinh xảo do đó hiếm khi nó được đưa vào thành phần thiết kế Việc tích lũy vốn hiểu biết về ứng xử của nền sét dĩ nhiên sẽ dẫn đến cách tính toán chuyển vị ngang đơn giản dưới chân nền đắp suốt quá trình xây dựng và trong một khoảng thời gian dài Cách dùng này đơn giản là kinh nghiệm phát triển theo Tavenas và đồng nghiệp (1979), Bourges và Mieussens(1979) Những phương pháp kinh nghiệm này thể hiện biến dạng ngang trong mối quan hệ giữa chuyển vị ngang lớn nhất ym và độ lún S tại tâm của nền đắp cũng như mối quan hệ giữa chuẩn hóa biến dạng Y=y/ym và độ sâu tỷ đối Z=z/D, với D là bề dày của lớp sét Từ biểu thức Y=f(Z), việc ước lượng chuyển vị ngang giảm để thiết lập mối quan hệ giữa chuyển vị ngang lớn nhất và độ lún tính toán theo phương pháp tính độ lún

Ứng xử của nền sét có thể được dung để phân tích biến đổi định lượng chuyển vị ngang trong suốt quá trình xây dựng và trong thời gian dài Hình 1.13 thể hiện biểu đồ lộ trình ứng suất hữu hiệu dưới nền đắp và kết quả mối quan hệ “chuyển vị ngang - độ lún”

Suốt quá trình xây dựng, lộ trình ứng suất là đường O’P’A’ Ban đầu cố kết đạt gần tiếp xúc trạng thái Ko được xem là sét quá cố kết, chuyển vị ngang ít hơn nhiều so với độ lún (đường O’P’ hình 1.13b) và tất cả các thành phần biến dạng đều nhỏ vì lớp sét cứng Sau đó chuyển qua tình trạng cố kết thường P’, lớp sét được chuyển đến tình trạng cắt dẻo không thoát nước trong thời gian đó chuyển vị ngang tăng rất nhanh đến một tỉ lệ bằng độ lún (P’A’ hình 1.13b)

Hình 1.13 Đường ứng suất hữu hiệu và quan hệ “độ lún-chuyển vị ngang”

Trong thời gian cuối của quá trình xây dựng, ứng suất hữu hiệu tăng theo đường A’B’ Độ lún cố kết Sd trong lớp sét cố kết thường tăng rõ rệt trong khi chuyển vị ngang tăng rất ít, tỉ lệ ξ = Δym/ΔS trở thành một hàm hình học và độ bền của khối đắp và nền đất Do đó việc mô tả chi tiết sự biến thiên chuyển vị ngang với tải trọng khối đắp và thời gian đòi hỏi yếu tố phân tích hữu hạn Tuy nhiên, theo phương pháp kinh nghiệm thường dùng để xác định mối quan hệ ym=f(S) sẽ được mô tả ở phần tiếp theo

Tính toán chuyển vị ngang trong quá trình xây dựng Sự đánh giá những chuyển vị ngang phát triển dưới chân khối đắp trong suốt quá trình xây dựng bao gồm 2 hướng: đánh giá độ lớn của chuyển vị ngang lớn nhất

ym ta dùng mối quan hệ ym=f(S) và đánh giá hình dạng phân bố của hàm Y=f(Z) Chuyển vị ngang ymc vào cuối quá trình xây dựng là kết quả tổng cộng của chuyển vị cố kết lại ymr và chuyển vị cắt không thoát nước ymu

Chuyển vị cố kết lại ymr tương ứng suốt giai đoạn gia tải thoát nước mà đường ứng suất hữu hiệu tiến tới đường trạng thái Ko (hình 1.13a) Do đó trong giai đoạn này chuyển vị ngang nhỏ hơn nhiều so với độ lún

Việc quan sát đã thực hiện ở 23 khối đắp với nhiều kích thước hình học ban đầu do Tavenas và đồng nghiệp (1979) Chuyển vị ngang trong suốt giai đoạn đầu bao gồm:

Giống như quan sát sau này, ta thấy giá trị của tỉ lệ ym/S sẽ phụ thuộc vào tình trạng kính thước hình học Sự phụ thuộc này đã được xác lập dù thiếu dữ liệu thực nghiệm

Chuyển vị cắt ngang ymu do cắt không thoát nước hầu như bằng độ lún Su lúc quan sát, chứng cứ thu thập của Tavenas và đồng nghiệp (1979) thể hiện như sau:

Biểu thức này tương ứng với biểu thức kinh nghiệm (1.29) tức là giá trị chuyển vị ngang hầu như bằng độ lún Quan hệ thực nghiệm giữa ym và S được thể hiện trong biểu đồ ở hình 1.14

Hình 1.14 Biểu đồ tính chuyển vị ngang từ độ lún trong giai đoạn xây dựng

Giống như lúc đầu, chuyển vị ngang lớn nhất ymc ở cuối quá trình xây dựng được ước lượng độ lún Sr và Su tính toán theo những phương pháp đã được giới thiệu trong phần tính lún thể hiện như sau:

ymc = 0.2Sr + Su (1.31) Sự phân bố ứng suất theo độ sâu phụ thuộc trực tiếp vào tình trạng lớp sét dưới khối đắp Hình 1.15 thể hiện những tình trạng khác nhau của sự phân bố ứng suất đó

Hình 1.15 Phương pháp dự đoán sự phân bố biến dạng theo độ sâu dưới chân

taluy nền đắp (Tavenas và đồng nghiệp (1979))

Trong suốt thời gian đầu xây dựng, khi tất cả những lớp sét trong tình trạng quá cố kết thì biến dạng là loại 1, tương ứng với phương pháp cổ điển của lý thuyết đàn hồi Sự quan sát đã được chọn lọc của Bourges và Mieussens (1979) chỉ rõ rằng

biến dạng chuẩn hóa Y= f(Z) được biểu diễn theo đường cong bậc 3 kinh nghiệm như sau:

Nếu trong trường hợp khác, chỉ một phần của nền đất đạt tới trạng thái cố kết thường thì khi đó biến dạng cuối cùng sẽ phản ánh tính không đồng nhất này với hình dạng loại 2 trong biểu đồ (1.15c) Chiều sâu zc của đường bao giữa vùng cố kết thường và vùng quá cố kết (sơ đồ 1.15a) và điểm uốn của biểu đồ biến dạng (sơ đồ 1.15c) có thể được đánh giá bởi việc so sánh biểu đồ áp lực tiền cố kết sp = f(z) và biểu đồ ứng suất hữu hiệu ở tâm khối đắp vào cuối thời điểm xây dựng Khi đó, biểu đồ chuyển vị ngang có thể vẽ được:

Theo biểu thức (1.32) với ym = ymr và D bằng tổng chiều dày của lớp sét, nhận biến dạng tương ứng với lún cố kết lại

Theo biểu thức (1.32) với ym = ymu và D = zr, nhận biến dạng tương ứng với cắt không thoát nước

Theo tổng hai chuyển vị tại bề dày mỗi lớp Theo lượng dữ liệu thực nghiệm giới hạn dựa trên nền tảng phương pháp tính kinh nghiệm rõ ràng việc dự đoán chuyển vị ngang sẽ phát triển trong suốt quá trình xây dựng nên được xem xét cẩn thận hơn Nếu chuyển vị ngang thể hiện tầm quan trọng của dự án thì cần thiết việc tính toán nên được kèm theo thiết bị đo đạc nền

đất do đó ứng xử thực tế sẽ luôn được theo dõi

Tính toán chuyển vị ngang sau khi xây dựng

Như chỉ dẫn trong phần 1.3.1, công việc của Tavenas và đồng nghiệp (1979) và của Bourges và Mieussens (1979) là cung cấp nền tảng thực nghiệm cần thiết dựa trên phương pháp đánh giá kinh nghiệm đơn giản phân bố đứng của chuyển vị ngang phát triển dưới chân nền đắp sau khi kết thúc xây dựng Đúng như ứng xử trong quá trình xây dựng, chuyển vị lâu dài được mô tả bởi quan hệ giữa “độ lún – chuyển vị ngang lớn nhất” và bởi biểu đồ chuẩn hóa biến dạng

Chuyển vị ngang lâu dài ym(t) tỉ lệ với độ lún cố kết s(t) Hình 1.16 thể hiện điều này với 3 nền đắp thử ở Saint – Alban Do đó, tiến trình chuyển vị ngang theo thời gian sau khi xây dựng được tính theo biểu thức:

y tm( )=ξS t( ) (1.33)

Với S(t) là độ lún cố kết được tính theo phương pháp mô tả ở phần tính lún

Hình 1.16 Quan hệ “chuyển vị-độ lún lâu dài”dưới nền đắp thử ở Sait-Alban

Như thể hiện ở hình 1.17 và sự quan sát chắc chắn trước đó ở hình 1.16, hệ số tỉ lệ ξ nên là một hàm đặc trưng khác của kích thước hình học và độ bền bởi vì nó phản ánh mật đô biến dạng cắt thể hiện trong khối mnOP Điều này được đề nghị rằng ξ nên là một hàm của bề rộng L hoặc góc dốc khối đắp β, chiều dày D của lớp sét và hệ số an toàn của nền đắp được gắn với cao độ ứng suất cắt ở điểm A’ (hình 1.17b) đặc trưng tình trạng ứng suất ở cuối thời điểm xây dựng

Hình 1.17 Những thông số thể hiện mối quan hệ giữa chuyển vị ngang

và độ lún lâu dài

Những nghiên cứu thực nghiệm ở Sait – Alban (hình 1.16) đã chỉ ra rằng điều này chỉ hiệu quả khi kết nối cả L, β và F Thật không may mắn khi những chỉ số quan sát cùng loại khác đã làm không thể chia sẻ những hiệu quả riêng lẻ của giá trị

β Xa hơn nữa, điều này có thể xác lập mối quan hệ giữa ξ và góc dốc β của nền đắp cho những nền đắp với hệ số an toàn nằm trong khoảng 1,25 – 1,5 Quan hệ này thể hiện ở hình 1.18 và sẽ được dùng cho mục đích tính toán thiết kế

Hình 1.18 Quan hệ giữa hệ số giữa chuyển vị và độ lún,

và góc dốc mái taluy nền đắp

Dĩ nhiên, mối quan tâm lớn là phải tuân thủ theo biểu thức (1.33) và biểu đồ hình 1.18 Thực sự, dù biểu thức (1.33) được áp dụng suốt thời kì đầu của quá trình cố kết sơ cấp, sau 2-6 năm sau khi xây dựng có rất ít quan sát trong thời gian dài (hình 1.16) và có những đề xuất rằng chuyển vị ngang tăng ít nhanh so với độ lún cho tới cuối quá trình cố kết sơ cấp – trong những nhận xét khác hệ số ξ cũng nên là một hàm của thời gian Thêm vào đó, phải chú ý rằng quan hệ giữa β và ξ thể hiện trong hình 1.18 bỏ qua những ảnh hưởng của đặc trưng ξ khác Do đó, chỉ những quan sát xa hơn ứng xử của nền đắp đã được đo mà có những đặc trưng thực sự hiệu quả thì giá trị của ξ đã được xác định do đó, biểu thức (1.33) sử dụng đáng tin cậy hơn

Ở mức hiểu biết hiện tại, có thể xem xét việc đánh giá chuyển vị ngang chỉ tin tưởng ở vài năm trước và mức độ cố kết ít hơn 50% Tuy nhiên, điều này đủ cho việc nghiên cứu ở hầu hết các dự án từ suốt giai đoạn đầu với cấp độ và tỉ lệ lún gần như đầy đủ cho nguyên nhân vấn đề

Sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu trong thời gian dài là một vấn đề đơn giản hơn nhiều Thật vậy, công việc của Tavena và đồng nghiệp (1979) đã chỉ ra rằng sự phân bố hầu như không thay đổi ở cuối thời điểm xây dựng; hình 1.9 khẳng định hiện tượng này Do đó, sự phân bố được xác định như mô tả trong phần 3 và ở hình 1.15, được áp dụng ở tất cả mọi thời điểm trong giai đoạn cuối của quá trình xây dựng, hoặc dùng như một sự lựa chọn để cân nhắc việc phân bố thiết bị đo chuyển vị ở cuối giai đoạn xây dựng

cho công trình Để đánh giá sự chênh lệch chuyển vị hay độ lún có thể căn cứ vào trạng thái ứng suất trong nền giới hạn hoặc mô phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI

CÔNG TRÌNH ĐẮP VÀ ĐẶC ĐIỂM MÔ HÌNH

ĐÀN HỒI – DẺO LÝ TƯỞNG

Nền đắp là một trong những công trình xây dựng lâu đời và thường gặp nhất Thông thường người ta xây dựng nền đất đi qua các vùng đất có địa chất tốt để giảm bớt những vấn đề kỹ thuật phải xử lý và hạ giá thành xây dựng Tuy nhiên trong thực tế tồn tại các công trình đắp xây dựng trên nền đất yếu Trong trường hợp này, việc tính toán ổn định của nền đất đóng vai trò quan trọng trong thiết kế

2.1 Độ bền sức chống cắt và một số dạng mất ổn định

Ổn định của đất nói chung là muốn nói đến tương quan giữa độ bền, khả năng chịu tải và sự làm việc bình thường của công trình dưới tác dụng của tải trọng ngoài và các yếu tố tác động trực tiếp có thể gây phá hoại cho công trình

Theo C.A Coulomb thì độ bền sức chống cắt của đất trên một tiết diện bất kỳ của một phân tố đất được xác định bằng đại lượng sức chống cắt của đất theo biểu thức sau:

τfw =σ×tgϕw+cw (2.1)

Trong đó:

σ - ứng suất pháp; ϕw - góc ma sát trong ứng với độ ẩm tự nhiên W phụ thuộc vào thành

phần kết cấu, trạng thái và độ ẩm - độ chặt của đất; cw - lực dính ứng với độ ẩm tự nhiên W phụ thuộc vào thành phần,

trạng thái và độ ẩm - độ chặt của đất Sức chống cắt của đất bao gồm 2 thành phần: lực ma sát (σ.tgϕw) và lực dính (cw) của đất

Theo K Terzaghi sức chống cắt của đất bão hoà nước được xác định theo các thành phần ứng suất hữu hiệu như sau:

τf =(σ −u)×tgϕ'+c' (2.2)

Trong đó:

σ - ứng suất do tải trọng trọng bản thân của đất và tải trọng ngoài gây ra;

u - áp lực nước lỗ rỗng; ϕ’ - góc ma sát trong của đất ứng với áp lực hữu hiệu σ’ = σ-u; c’ - lực dính của đất ứng với áp lực hữu hiệu σ’ = σ-u

Độ ổn định của đất trên một diện nào đó phụ thuộc vào tương quan giữa sức chống cắt của đất và (τfw) và ứng suất cắt (τ) Độ ổn định của điểm phân tố được đánh giá theo điều kiện cân bằng giữa: góc lệch θmax và góc ma sát trong của đất ϕw

13

sin

2 cw cotgw

σ σθ

−=

2.1.1 Mất ổn định theo dạng phình trồi hay lún sụp của đất

Đõy là trường hợp nền bị vừng xuống và đẩy đất yếu phỡnh trồi lờn hai bờn chõn taluy Trong trường hợp này, vựng phỏ hoại trong nền đất yếu đó xuất hiện nhưng chưa đạt tới mức độ cú thể gõy ra mặt trượt xộ rỏch nền đất yếu cũng như nền cụng trỡnh đắp Dạng phỏ hoại này thường xảy ra trờn nền đất yếu cú chiều dày lớn, và sức chống cắt của đất nền hầu như khụng tăng theo chiều sõu Áp lực của cột đất đắp thõn cụng trỡnh lớn hơn sức chịu tải giới hạn của lớp đất yếu dưới đỏy cụng trỡnh

2.1.2 Mất ổn định do nền đất yếu bị đẩy ngang

Btb

đất tốt hơn

Hỡnh 2.2 Phỏ hoại do nền bị đẩy ngang

Trường hợp này thường xảy ra đối với nền đất yếu cú chiều dày D nhỏ hơn nhiều so với chiều rộng trung bỡnh (Btb) của mặt cắt ngang (D<Btb), và dưới lớp đất yếu là lớp đất tương đối tốt hơn

2.1.3 Mất ổn định theo dang trượt sõu hay trượt trồi

Hỡnh 2.3 Phỏ hoại theo kiểu trượt sõu qua nền và thõn cụng trỡnh

Đõy là phỏ hoại thường gặp trong đường - đờ - đập đắp bằng đất Trong trường hợp này đó xảy ra mặt trượt xộ rỏch nền cụng trỡnh và đẩy đất yếu trượt trồi lờn phớa