CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ ỨNG XỬ CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI
3.3 ỨNG XỬ CỦA NỀN SAU KHI THI CÔNG [1][2][3][9][22][25][27][31][46]
Lộ trình ứng suất hữu hiệu (ESP) trong giai đoạn thi công là O’P’A’ (hình 3.6) và A là trạng thái ứng suất tổng ở cuối giai 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 hữu hiệu gia tăng. Lộ trình ứng suất hữu hiệu là A’B’ tương ứng với lộ trình ứng suất tổng (TSP) là AB.
Hình 3.6: Lộ trình ứng suất tổng và hữu hiệu dưới tâm công trình t
0 O’
A’P’
O
P A B
σ’V0 σ’P s’,s
Kcr
B’
TSP ESP
Y0’
3.3.1 Độ lún sau khi thi công
Độ lún sau khi thi công là hậu quả của những nguyên nhân sau:
- Quá trình cố kết dưới sự tăng ứng suất hữu hiệu từ σp’ ở cuối giai đoạn thi công đến σv0’+Δσv’ ở cuối giai đoạn cố kết.
- Sự thay đổi ứng suất hữu hiệu do sự tiêu tán áp lực lỗ rỗng hoặc do sự thay đổi đường thấm trong bản thân mái đất.
- Chuyển vị ngang của nền lớn
- Biến dạng từ biến hay là cố kết thứ cấp Độ lún cố kết sơ cấp
Theo Skempton và Bjerrum (1957) trong điều kiện không thoát nước ( lộ trình O’U’) ứng suất có hiệu vẫn có thể tăng và phải xét đến trong quá trình tính toán độ lún ổn định. Kết quả phân tích tính ứng xử của nền cho thấy, một cách tổng quát lộ trình ứng suất hữu hiệu không giống như O’P’ mà giống O’P’A’ (hình 3.6) cho nên trong hầu hết các trường hợp ở cuối giai đoạn thi công thì σv’=σp’.
Vậy độ lún cố kết sau khi thi công là do ứng suất hữu hiệu từ áp lực tiền cố kết σp’ đến ứng suất hữu hiệu sau cùng (σv0’+Δσv) và bằng:
' ) log( ' e C
1 S H
pi vi i 0 v ci
i 0 i
pi σ
σ Δ + σ
= + (3.13a)
trong đó: Spi – độ lún cố kết sơ cấp của lớp chia nhỏ thứ i; Hi – chiều dày của mỗi lớp đất chia nhỏ; Cri – chỉ số nén của lớp đất thứ i; e0i – hệ số rỗng ban đầu của lớp đất thứ i; σpi’ – áp lực tiền cố kết; σv0i’ – ứng suất hữu hiệu ban đầu của lớp đất thứ i
Độ lún cố kết sơ cấp : Sp=ΣSpi
Độ cố kết
Quá trình cố kết phụ thuộc vào 2 quy luật độc lập nhau. Đó là định luận nén lún và định luật thấm Darcy. Lý thuyết cố kết thấm một phương của Terzaghi được dùng phổ biến để tính độ cố kết. Lý thuyết này để tính toán tổng độ lún theo thời gian. Việc lựa chọn hệ số cố kết cv là theo các phương cổ điển của Casagrande, Taylor. Hai phương pháp này cũng dựa trên lý thuyết của Terzaghi, có mối quan hệ sau:
cv (Casagrande)<cv(Taylor)<cv=k.E’oed/γw (3.13b)
Trong thực tế nhiều công trình có hình dạng địa tầng cũng như tải trọng phức tạp mà lý thuyết Terzaghi không còn áp dụng được. Trong những trường hợp này sự phân tích bài toán cố kết thấm phải vận dụng phương pháp số trong đó cho phép hệ số thấm, tính nén lún cũng như hệ số cố kết thay đổi theo thời gian và độ sâu.
Aûnh hưởng của sự đẩy nổi của nước lên thân công trình đắp
Khi nền đất bị lún, một phần nền và thân công trình chìm xuống sâu hơn bên dưới mực nước ngầm làm thay đổi ứng suất tổng cũng như ứng suất hữu hiệu ở mọi độ sâu.
Độ lún s tương ứng với nước thoát ra từ lỗ rỗng nên ứng suất tổng giảm theo độ sâu và lớn nhất tại đáy mái đất Δσr=-γw.s. Vì một phần nền hoặc thân đập chìm xuống bên dưới mực nước cho nên bão hòa nước và trọng lượng đơn vị của nó gia tăng, vì vậy áp lực phân bố q do trọng lượng bản thân mái đất sẽ được hiệu chỉnh với gia soá sau:
Δq=-γw.s/2+Δγ.s (3.14)
trong đó: Δγ - độ gia tăng trọng lượng đơn vị của đất nền khi chìm vào nước vì đất từ không bảo hòa trở thành bảo hòa
Khi mực nước ngầm dâng cao hơn mực nước ban đầu một đoạn hw trọng lượng đơn vị của đất gia tăng và áp lực phân bố do trọng lượng bản thân mái đất sẽ gia tăng một giá trị là:
Δq=Δγ.hw (3.15)
Hiện tượng này cũng làm thay đổi chế độ thủy lực ở bề mặt lớp sét, điều này dẫn tới việc thay đổi sự phân bố áp lực lỗ rỗng theo độ sâu so với áp lực lỗ rỗng thủy tĩnh (hình 3.7). Nếu hiện tượng lún và dâng cao mực nước ngầm xảy ra cùng lúc thì áp lực tổng tác dụng lên nền sét sẽ là:
q’=γr.hr+Δγ(s+hw)-0,5γws (3.16)
Aûnh hưởng của biến dạng trượt đến độ lún
Biến dạng trượt bên dưới nền làm tăng thêm độ lún nhưng điều này chưa kể đến trong quá trình phân tích độ lún cố kết cho nên phải được cộng thêm vào công thức tính lún Sp (độ lún cố kết sơ cấp).
Độ lún cố kết thứ cấp
Độ lún cố kết thứ cấp sau khi kết thúc độ lún cố kết sơ cấp được tính theo công thức sau:
Δq=-γw.s/2+Δγ.s
s hw
Δσv=Δγhw
u0 u0
hr
Hình 3.7: phương pháp hiệu chỉnh ứng suất do chuyển vị tương đối giữa công trình đắp với đường thấm
t ) log( t e C
1 S H
p p
s = + α (3.17)
trong đó: Cα - hệ số cố kết thứ cấp được xác định từ thí nghiệm cố kết; H – chiều dày của lớp sét; t – thời gian sử dụng công trình; tp – thời gian độ cố kết của nền công trình đạt được độ cố kết 95%.
3.3.2 Chuyeồn vũ ngang sau khi thi coõng
Chuyển vị ngang sau khi thi công ym(t) tỷ lệ với độ lún cố kết S(t) có thể xác ủũnh nhử sau:
ym(t)=ξS(t) (3.18)
Hệ số ξ phụ thuộc vào nhiều yếu tố và được xem là phụ thuộc vào bề rộng L hoặc độ dốc β của mái dốc, chiều dày D của lớp sét và hệ số an toàn của mái dốc.
Những yếu tố xác định ứng suất cắt tại A’ là trạng thái ứng suất ở cuối giai đoạn thi công. Tuy nhiên cho đến nay người ta chỉ thành lập được mối quan hệ giữa ξ và β hệ số an toàn nằm trong khoảng 1,25 đến 1,5.
Tavenas (1979), Bourges và Mieussens (1979) đã đưa ra những nhận xét sau:
- Chuyển vị ngang theo độ sâu của nền bên dưới công trình đắp (đập) không thay đổi sau khi thi công.
- Tỷ số giữa chuyển vị ngang và độ lún cố kết là hằng số suốt trong quá trình coá keát.
Tanenas đưa ra mối quan hệ giữa chuyển vị ngang lớn nhất với độ lún cố kết nhử sau:
Δymax=(0,16±0,02).Δs (3.19)
3.3.3 Chuyển vị ngang trong trường hợp thi công nhiều đợt
Trong trường hợp thi công nhiều đợt, việc tính toán chuyển vị ngang cũng dựa nguyên tắc trên. Trong trường hợp này thì rất có thể các 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.