CHƯƠNG 3: THIẾT KẾ XỬ LÝ NỀN ĐOẠN TUYẾN NGHIÊN CỨU
3.2. Cơ sở lý thuyết của các phương pháp xử lý nền
Nguyên tắc thiết kế cấu tạo xử lý nền bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước được thể hiện ở hình 3.1
Hình 3-1 Sơ đồ thiết kế xử lý nền bằng bấc thấm
Bấc thấm được tính toán bố trí phải thỏa mãn các yêu cầu thiết kế về độ cố kết cần đạt được hoặc tốc độ lún còn lại trước khi xây dựng công trình.
1. Tính toán bấc thấm
ã Đường kớnh tương đương và đường kớnh ảnh hưởng của bấc thấm Với tiêu thoát nước hướng tâm, lý thuyết cố kết coi đất được tiêu nước bởi thiết bị tiêu nước thẳng đứng có mặt cắt ngang hình tròn. Đường kính tương đương của thiết bị tiêu nước dạng dải bằng đường kính của thiết bị tiêu nước hình tròn:
2 b
dw = a+ (3-1)
Trong đó: dw- đường kính tương đương của bấc thấm
a, b- lần lượt là chiều rộng, chiều dày mặt cắt ngang bấc thấm Đường kính vùng ảnh hưởng De phụ thuộc vào mạng lưới bố trí bấc thấm, bấc thấm có thể được bố trí theo mạng lưới hình ô vuông hoặc tam giác.
Khi bố trí mạng lưới hình ô vuông: De = 1,13d
Đệm cát hạt trung H2
1:2 đắp cát K95 1:2
vải địa kỹ thuật
3000 3000
H1 H4 Cao độ đắp bù lún
a 20,5m a
Khi bố trí mạng lưới hình tam giác: De = 1,05d
Trong đó: De- bán kính vùng ảnh hưởng của bấc thấm d- khoảng cách giữa các tim của bấc thấm.
ã Dự tớnh độ lỳn cố kết theo thời gian của đất nền - Độ cố kết Ut
Độ cố kết chung của nền đường đạt được sau thời gian t kể từ khi đắp xong:
(1-Ut) = (1-Uh) (1-Uv) (3-2) Trong đó: Ut: độ cố kết chung của nền đường;
Uh: độ cố kết theo phương ngang;
Uv: độ cố kết theo phương thẳng đứng.
- Độ cố kết theo phương thẳng đứng Uv:
Độ cố kết Uv theo phương thẳng đứng phụ thuộc vào nhân tố thời gian Tv. Tv được xác định theo công thức:
H t T C
tb v
v = 2. (3-3)
Trong đó: Cvtb- hệ số cố kết trung bình theo phương thẳng đứng của các lớp đất yếu trong phạm vi chiều sâu vùng hoạt động nén ép;
H: Chiều sâu thoát nước theo phương thẳng đứng. Nếu thoát nước 1 chiều thì H=Ha, nếu thoát nước 2 chiều thì H=1/2Ha (Ha là chiều sâu vùng hoạt động nén ép);
Độ cố kết Uv có thể xác định theo bảng 3.1.
Bảng 3.1 Độ cố kết Uv theo nhân tố thời gian Tv
Tv 0,004 0,008 0,012 0,020 0,028 0,036 0,048
Uv 0,080 0,104 0,125 0,160 0,189 0,214 0,247
Tv 0,060 0,072 0,100 0,125 0,167 0,200 0,250
Uv 0,276 0,303 0,357 0,399 0,461 0,504 0,562
Tv 0,300 0,350 0,400 0,500 0,600 0,800 1,000
Uv 0,631 0,650 0,698 0,764 0,816 0,887 0,931
- Độ cố kết theo phương ngang Uh:
Độ cố kết theo phương ngang Uh được xác định theo công thức sau:
r s n
h
F F F
T
h e
U + +
-
-
=
8
1 (3-4)
Trong đó: Th- nhân tố thời gian theo phương ngang;
D t T C
e h
h = 2 . (3-5)
Với: De – đường kính ảnh hưởng của bấc thấm;
Ch- hệ số cố kết theo phương ngang;
Ch = (2÷5) Cvtb
t- thời gian nền đất đạt độ cố kết theo yêu cầu;
Fn- nhân tố xét đến ảnh hưởng của khoảng cách bố trí bấc thấm;
2 2 2
2
4 1 ) 3
1ln( n
n n n
Fn n - -
= - (3-6)
Với: n- tỉ số Barron, n = De/dw;
dw- đường kính tương đương của bấc thấm;
Fs- nhân tố xét đến ảnh hưởng xáo động nền khi đóng bấc thấm;
ữữứ ỗỗ ử è
ữữ ổ ứ ỗỗ ử
è ổ -
=
w s s
h
s d
d k
F k 1 ln (3-7)
Với: kh- hệ số thấm theo phương nằm ngang của đất yếu khi chưa cắm bấc thấm;
ks- hệ số thấm theo phương nằm ngang của đất yếu sau khi cắm bấc thấm; trong thực tế, thường lấy
s h
k
k =2÷5;
ds- đường kính tương đương của vùng đất bị xáo trộn xung quanh bấc thấm;
Fr- sức cản của bấc thấm tính theo công thức:
w h
r q
L k
F . .
3 2p 2
= (3-8)
L- chiều dài bấc thấm;
qw- khả năng thoát nước của bấc thấm tương ứng với gradien thủy lực bằng 1 và được lấy theo chứng chỉ xuất xưởng của bấc thấm; thực tế tính toán cho phép lấy:
w h
q
k = 0,00001 ÷ 0,001m-2 đối với đất yếu loại sét hoặc sét pha;
w h
q
k = 0,001 ÷ 0,01m-2 đối với than bùn;
w h
q
k = 0,01 ÷ 0,1m-2 đối với bùn cát.
- Độ lún cố kết Sc sau khi dùng bấc thấm
Độ lún cố kết của đất nền sau khi được gia cố sau thời gian t:
St=Sc.U (3-9) Trong đó: Sc- độ lún cố kết của nền đất khi chưa xử lý;
U- độ cố kết của đất nền sau khi được xử lý;
Khi đó, độ lún còn lại ΔS sau thời gian t là:
ΔS=(1-U).Sc (3-10) 2. Tính toán đắp theo giai đoạn
Nền đường đắp trên nền đất yếu có cường độ rất thấp, để đảm bảo cho nền đường ổn định cần áp dụng các biện pháp tăng dần cường độ cho nền bằng cách đắp dần từng lớp để nền đất cố kết, tăng sức chịu tải.
Cường độ nền đất yếu tăng tỷ lệ thuận với tải trọng đất đắp bên trên và độ cố kết U. Do đó, thi công nền đường thường được tiến hành như sau:
+ Chia việc đắp thành nhiều giai đoạn, lợi dụng khối đất đắp của giai đoạn trước là tải trọng nén ép để tăng nhanh quá trình thoát nước, cường độ của đất nền… từ đó đủ điều kiện đắp giai đoạn tiếp theo. Quá trình đắp được tiếp tục tiến hành đến khi đất đắp đạt cao độ thiết kế.
+ Để giảm thời gian chờ đợi giữa hai giai đoạn (để độ cố kết U đạt giá trị mong muốn mà thời gian chờ đợi này có thể kéo dài nhiều năm), người ta thường dùng các biện pháp xử lý nền đất yếu thích hợp giúp tăng nhanh quá trình cố kết thấm, giảm thời gian chờ đợi. Đối với đoạn tuyến tương ứng cấu trúc nền kiểu I, biện pháp xử lý nền được chọn là đắp theo giai đoạn kết hợp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm.
Theo tiêu chuẩn 22TCN 262-2000, sau khi đắp đường, lực dính của đất yếu tăng tỷ lệ thuận với độ cố kết theo quan hệ:
∆ Cu=gw.H.U.tgj
Khi đất cố kết hoàn toàn dưới tác dụng của tải trọng đắp giai đoạn 1 thì đắp tiếp giai đoạn 2, khi đó sức chống cắt của nền đất yếu tại độ sâu z(m) sẽ tăng thêm:
∆ Cu=∆ δz. tgφu=gw.H1.tgju
Trong đó: ∆ δz- độ tăng ứng suất có hiệu thẳng đứng trong đất nền ở độ sâu z(m) do tải trọng đất đắp γ.H1.
Nếu chúng ta không chờ cho đất nền cố kết hoàn toàn dưới tác dụng của tải trọng đắp mà chỉ đạt độ cố kết U% thì độ tăng sức chống cắt của đất nền là:
∆ Cu=gw.H1.U.tgju
Trong đó: ∆ δz-độ tăng của ứng suất có hiệu thẳng đứng trong nền đất yếu ở độ sâu z do tải trọng đắp γw.H1 gây ra;
φ- góc ma sát trong của đất nền đạt độ cố kết U% dưới tác dụng của tải trọng đắp γw.H1.
Thực tế độ tăng sức chống cắt ở tim đường của nền đất đắp, ở chân taluy thì
∆ Cu coi =0. Vì vậy ta lấy độ tăng trung bình gần đúng như sau:
∆ Cu= .gw.H .U.tgju 2
1
1 (3-11)
Như vậy, đất nền sẽ có một sức chống cắt (lực dính) mới là:
Cu2 = Cu1 + ∆ Cu (3-12)
Từ đó xác định được chiều cao đắp của giai đoạn 2 và các giai đoạn tiếp theo cho đến chiều cao phòng lún. Sau khi xác định được chiều cao đắp ở mỗi giai đoạn cần phải kiểm toán sự ổn định trượt tương ứng với các chiều cao đắp đó.
Trong quá trình đắp nền, có thể kiểm tra trạng thái cố kết của đất nền dưới nền đắp bằng các biện pháp:
+ Đo áp lực lỗ rỗng;
+ Đo độ lún của lớp đất yếu;
+ Xác định độ tăng của lực dính Cu bằng thí nghiệm cắt cánh;
Từ đó ta có thể tính được chiều cao đắp ứng với các giai đoạn khác nhau.
Theo tiêu chuẩn TCVN 9355-2012, chiều cao đắp theo từng giai đoạn được tính theo công thức:
+ Nếu H
B ≤ 1,49 thì Cu
H F .
. 2
1 g
p +
= (3-13)
+ Nếu H
B > 1,49 thì c Cu F H N .
1 =g. (3-14)
Trong đó: B- bề rộng nền đường;
H- chiều dày lớp đất yếu;
γ- khối lượng thể tích tự nhiên của đất đắp (T/m3) F- hệ số an toàn;
Cu- lực dính kết không thoát nước (T/m2);
Nc- hệ số chịu tải, được tra theo toán đồ Plot Moreau.
3.2.2. Xử lý nền bằng cọc cát:
Khi xử lý nền đất yếu bằng cọc cát, có hai quá trình chính xảy ra là quá trình nén chặt cơ học và quá trình cố kết thấm. Quá trình nén chặt cơ học được thể hiện bằng sự thay đổi hệ số rỗng của nền đất yếu ngay sau khi thi công và trong quá trihf cố kết thấm, kết quả là làm tăng sức chịu tải, tăng độ ổn định và làm giảm tính lún của đất nền.
Khi tính toán cọc cát, cần xem xét trên một số đặc điểm sau:
- Đường kính hiệu quả của cọc cát phụ thuộc vào sơ đồ bố trí cọc cát trên mặt bằng, xác định như sau: Bố trí theo sơ đồ lưới tam giác đều thì De = 1,05.D (D là khoảng cách giữa các tim cọc), bố trí theo sơ đồ ô vuông thì De = 1,13.D.
- Tỷ diện tích thay thế là tỷ số giữa diện tích thay thế của cọc cát và diện tích trụ đất hỗn hợp, được xác định như sau:
hh s
s F
a = F (3-15)
Trong đó: Fhh - Diện tích trụ đất hỗn hợp;
Fs - là diện tích mặt cắt ngang cọc cát.
Hình 3-2: Sơ đồ bố trí mặt bằng lưới cọc cát Theo sơ đồ hình 3-2, tỷ diện tích thay thế được xác định như sau:
Nếu bố trí theo lưới ô vuông thì:
2
s D
. d
a 4 ÷
ứ ỗ ử è pổ
= Nếu bố trí theo lưới tam giác đều thì:
2
s D
. d 3 .
a 2 ÷
ứ ỗ ử è p ổ
= Với d là đường kính của cọc cát
Khoảng cách giữa các cọc cát được lựa chọn tính toán tùy theo mạng lưới bố trí, xác định theo các công thức sau:
Nếu trí theo mạng lưới tam giác thì:
yc 0
1 0
. d . 952 , 0
D e -e
e
= + (3-16)
Nếu bố trí theo mạng lưới ô vuông thì:
yc 0
1 0
. d . 886 , 0
D e -e
e
= + (3-17)
Trong đó: D- khoảng cách bố trí cọc cát (m) d - đường kính cọc cát (m)
e0 - Hệ số rỗng ban đầu của đất yếu.
eyc - Hệ số rỗng yêu cầu của nền đất sau xử lý bằng cọc cát.
Hệ số rỗng yêu cầu được lấy cho đất loại sét tương ứng với hệ số rỗng ở cấp tải P = 1 kG/cm2 trên đường cong thí nghiệm nén lún. Hoặc hệ số rỗng yêu cầu xác định theo công thức sau:
) I.
5 , 0 W 100.(
. d p
n
yc h -
g
= g
e (3-18)
Trong đó: gh - khối lượng riêng của đất, T/m3. Wd - độ ẩm giới hạn dẻo của đất, %.
Ip - Chỉ số dẻo của đất, %.
Mặt khác, đối với nền đất cát, mối liên hệ giữa tỷ diện tích thay thế với hệ số rỗng được xác định qua biểu thức sau:
0 yc 0
s 1
a +e
e -
=e (3-19)
Khi áp dụng giải pháp cọc cát xử lý nền đất yếu là đất dính, thì đã tạo nên nền đất hỗn hợp (bao gồm cọc cát và đất xung quanh cọc) cùng chịu tải. Nhiều nghiên cứu đã chỉ ra rằng, cọc cát trong nền đất có tác dụng trong việc phân bố ứng suất, làm giảm ứng suất trong đất yếu xung quanh cọc, xác định theo các công thức sau:
(3-20)
Trong đó: s - Tải trọng tác dụng lên nền đất sc - Ứng suất tác dụng lên nền đất ss - Ứng suất tác dụng lên cọc cát
ms, mc: tỷ số ứng suất trên cọc và trên nền đất sét yếu.
n: Hệ số tập trung ứng suất,
c
n s
s
= s
Hệ số tập trung ứng suất phụ thuộc vào tỷ diện tích thay thế, độ cứng của cọc cát và của đất xung quanh cọc. Theo Barksdal và Bachus (1983) thay đổi trong khoảng từ 2 đến 5, theo Bergado và cộng sự (1988) khi quan sát khối đắp thí nghiệm có quy mô thực trên đất sét yếu Băng Cốc ở tỷ diện tích thay thế thấp 0,06 cho thấy hệ số tập trung ứng suất n là 2, có khi giảm xuống 1,45 khi tăng tải trọng tác dụng.
Theo Ichimato và Suematsu, mối quan hệ giữa tỷ diện tích thay thế và hệ số tập trung ứng suất n được tra theo bảng sau:
Bảng 3.2. Góc ma sát trong và tỷ lệ phân chia ứng suất theo tỷ lệ thay thế Tỷ lệ thay thế, as Góc ma sát trong của cát, φs
Hệ số tập trung ứng suất, n
0÷0,4 30 3
0,4÷0,7 30 2
>0,7 35 1
Sau khi xử lý nền đất yếu bằng cọc cát, các chỉ tiêu cơ lý chung của đất nền có thể được xác định theo công thức tổng quát như sau:
Ach = (1-as).A + as.Ac (3-21) Trong đó: Ach - chỉ tiêu chung của nền cần xác định sau xử lý
A - Chỉ tiêu cơ lý của đất yếu trước khi xử lý.
Ac - Chỉ tiêu cơ lý của vật liệu cát làm cọc.
Dựa vào công thức trên, có thể dự tính các chỉ tiêu cơ lý chung của nền sau xử lý như: g, c, j, E, Cu, Su, t, ...
Trường hợp tính ổn định đất nền xử lý bằng cọc cát, sức kháng cắt nền đất hỗn hợp được tính theo công thức Aboshi (1979) như sau:
q j d
m g
t =(1-as).(C0 +DC)+( s.z+ s. z).as.tg s.cos ΔC=α.μc.δz.U
Trong đó: C0- lực dính ban đầu của nền đất;
ΔC- gia tăng lực dính nền đất do quá trình cố kết thấm;
Z- chiều sâu tính toán; δz- ứng suất gây ra bởi nền đắp;
φs- góc ma sát trong; α- tốc độ gia tăng cường độ lực dính;
θ- góc thẳng đứng của bề mặt trượt của mỗi cọc cát;
γs- Khối lượng thể tích của cát
Tổng độ lún cố kết của nền đất sau khi xử lý bằng cọc cát được tính theo công thức Aboshi (1979) như sau:
St = R.S0 (3-22)
Trong đó: St - Độ lún của nền đất hỗn hợp.
S0 - Độ lún của nền đất chưa xử lý.
R - Hệ số giảm độ lún, được xác định như sau:
s
c 1 (n 1).a
R 1
-
= + m
= (3-23)
Độ lún cố kết theo thời gian của nền đất xử lý bằng cọc cát, được tính toán tương tự như với bấc thấm ở trên.
Khi dùng cọc cát, quá trình cố kết của nền đất diễn biến nhanh hơn nhiều so với nền đất thiên nhiên hoặc nền đất dùng cọc cứng. Bởi vì lúc này cọc cát làm việc như các giếng thoát nước, nước trong đất có điều kiện thoát ra nhanh theo chiều dài cọc dưới tác dụng của tải trọng ngoài. Phần lớn độ lún của nền đất có cọc cát thường kết thúc trong quá trình thi công, do đó tạo điều kiện cho công trình mau chóng đạt đến giới hạn ổn định.