Tính toán sức chịu tải của cọc trong nền cát hóa lỏng do động đất

TỔNG QUAN TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU

Giới thiệu

Động đất là thiên tai nguy hiểm, có khả năng gây ra thảm họa cho con người và phá hủy nghiêm trọng các công trình Mặc dù Việt Nam không nằm trong vành đai lửa, nhưng vẫn có thể bị ảnh hưởng bởi các trận động đất mạnh do tồn tại nhiều đứt gãy hoạt động phức tạp như đứt gãy Lai Châu - Điện Biên và đứt gãy Sông.

Khu vực phía Bắc Việt Nam đã ghi nhận nhiều trận động đất đáng chú ý từ đầu thế kỷ 20, trong đó có hai trận động đất cấp 8-9 (MSK-64), tương đương 6,7-6,8 độ Richter, cùng hàng chục trận cấp 7 (5,1-5,5 độ Richter) và hàng trăm trận yếu hơn Một trong những trận động đất nổi bật là trận xảy ra tại Điện Biên năm 1935 với cường độ 6,7 độ Richter, diễn ra trên đới đứt gãy Sông Mã.

Vào năm 1983, trận động đất có cường độ 6,8 độ Richter xảy ra trên đứt gãy Sơn La đã gây ra sụt lở và nứt đất trên diện rộng, làm hư hại nhà cửa trong bán kính lên đến 35 km Hiện nay, Việt Nam đang tiến hành xây dựng nhiều công trình lớn như nhà máy điện hạt nhân, đập thủy điện và các công trình giao thông lớn, phục vụ cho quá trình công nghiệp hóa và hiện đại hóa đất nước Sự xuất hiện của các trận động đất kích thích tại khu vực thủy điện Sông Tranh 2, Bắc Trà Mi, Quảng Nam đã đặt ra yêu cầu cấp thiết cho các cơ quan quản lý nhà nước trong việc xây dựng chiến lược phòng tránh và giảm nhẹ hậu quả động đất Đặc biệt, cần chú trọng đến thiết kế kháng chấn cho các công trình xây dựng nhằm đảm bảo an toàn tối đa cho công trình và đời sống của người dân, đồng thời xem xét lại tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn, dữ liệu động đất và các phương pháp tính toán liên quan.

Khác với các loại tải trọng động như tải trọng gió, động đất tạo ra chuyển động tại móng công trình, do đó nó tiềm ẩn nhiều rủi ro và ảnh hưởng lớn đến cấu trúc.

2 phá hoại rất lớn đối với công trình Thật vậy theo Newmark và Rosenblueth [5]:

Động đất phơi bày rõ ràng những sai sót trong thiết kế và xây dựng công trình, từ những lỗi nhỏ nhất Điều này làm cho môn địa chấn công trình trở nên thiết yếu và hấp dẫn, đồng thời mở rộng giá trị nghiên cứu và học tập vượt ra ngoài mục tiêu ban đầu.

Tổng quan về động đất

“Sự dao động của bề mặt quả đất do các sóng truyền đến từ một nguồn gây ra trong lòng quả đất được gọi là động đất”[7],(hình 1.1)

Trung tâm của các chuyển động địa chấn được gọi là chấn tiêu, nơi phát ra năng lượng Hình chiếu của chấn tiêu lên bề mặt trái đất được gọi là chấn tâm Độ sâu chấn tiêu (H) là khoảng cách từ chấn tâm đến chấn tiêu, trong khi tâm cự (R) là khoảng cách từ chấn tâm đến điểm quan trắc Cuối cùng, tiêu cự (L) là khoảng cách từ chấn tiêu đến điểm quan trắc.

Hình 1.1 Mô tả một trận động đất [6]

1.2.2 Nguồn gốc của động đất

- Động đất có nguồn gốc từ đứt gãy kiến tạo

Các nhà địa chất học cho rằng lớp đá gần bề mặt trái đất không cứng và có sự chuyển động, chịu áp lực lớn từ lớp đá phía trên, dẫn đến hiện tượng cong hoặc biến đổi thành trạng thái giống như sét mềm Cấu trúc địa chất cho thấy nhiều phá hủy xảy ra khi đá bị biến dạng vượt quá giới hạn, tạo ra các chuyển vị trượt giữa hai mặt đối diện của bề mặt phá hủy, hình thành nên đứt gãy kiến tạo Các đứt gãy này có thể dài từ vài mét đến nhiều kilomet và được thể hiện rõ trên bản đồ địa hình của các quốc gia.

Hình 1.2 Các loại đứt gãy và chuyển động tại đứt gãy [5,6]

Khi xảy ra phá hoại, năng lượng được giải phóng từ sự biến dạng tích tụ tại các đứt gãy địa tầng, dẫn đến việc phá hủy môi trường xung quanh Một phần năng lượng này được truyền đi dưới dạng sóng chuyển vị, gây ra động đất Động đất không chỉ xảy ra khi hình thành các đứt gãy kiến tạo mà còn do hoạt động của những đứt gãy này Nhà khoa học Mỹ H.F Reid đã giải thích cơ chế này.

Năm 1911, thuyết bật đàn hồi (Elastic-Rebound Theory) được đưa ra khi quan sát một đứt gãy trên bề mặt đất sau trận động đất ở San Francisco, California vào năm 1906 Thuyết này giải thích rằng năng lượng biến dạng tích lũy trong các đứt gãy sẽ được giải phóng khi vượt quá giới hạn đàn hồi của vật liệu Năng lượng giải phóng này được truyền dưới dạng sóng, di chuyển theo nhiều hướng và gây ra dao động cho các công trình trên mặt đất.

Các trận động đất xảy ra theo 4 chu kỳ tại các đứt gãy kiến tạo, với hiện tượng tiền chấn và dư chấn cũng như cường độ động đất Thuyết này có thể được minh họa qua hình ảnh: Hình 1.3a thể hiện trạng thái tự nhiên ban đầu; Hình 1.3b mô tả quá trình tích lũy biến dạng trước động đất, khi đoạn thẳng bị vặn từ từ; và Hình 1.3c cho thấy đoạn thẳng bị đứt gãy sau trận động đất, trở lại trạng thái tự nhiên ban đầu Theo thuyết này, năng lượng tích lũy giữa các vật liệu dẻo lớn hơn, trong khi vật liệu giòn tích lũy năng lượng nhỏ hơn và dễ giải phóng năng lượng hơn.

Hình 1.3 Mô phỏng thuyết bật đàn hồi của đứt gãy gây ra động đất [7]

- Động đất có nguồn gốc từ hoạt động kiến tạo mảng

Vào cuối thế kỷ 19 và đầu thế kỷ 20, nhiều nhà khoa học như Antonio Snider-Pellegrini, F.B Taylor và Alfred Wegener đã phát triển thuyết kiến tạo mảng, hay còn gọi là thuyết lục địa trôi, nhằm giải thích nguồn gốc của các trận động đất trên toàn cầu.

Thuyết kiến tạo mảng cho rằng lớp vỏ trái đất không phải là một khối đồng nhất mà bao gồm 6 mảng lớn (Châu Phi, Châu Mỹ, Châu Nam Cực, Úc-Ấn, Á-Âu, Thái Bình Dương) và 14 mảng nhỏ hơn, với các mảng lớn bị đứt gãy thành các mảng con Sự chuyển động tương đối giữa các mảng tạo ra biến dạng tích lũy dọc theo biên các mảng, và khi năng lượng biến dạng được giải phóng, nó gây ra động đất Do đó, vị trí các trận động đất chủ yếu tập trung gần biên các mảng, điều này đã được các trạm đo đạc địa chấn trên toàn thế giới xác nhận.

Năm 1962, nhà địa chất học H.H Hess đã công bố bài báo "Lịch sử các lưu vực đại dương", trong đó ông đề xuất rằng các mảng kiến tạo khi di chuyển xa nhau sẽ tạo ra các hiện tượng địa chất quan trọng.

Có ba cơ chế chính gây ra sự chuyển động tương đối giữa các mảng: đầu tiên, nham thạch dưới bề mặt trồi lên làm mở rộng biên giữa các mảng, đẩy chúng ra xa nhau; thứ hai, để giữ cho kích thước của trái đất không đổi, việc mở rộng ở một số bờ biên phải được bù lại bằng việc thu hẹp ở các bờ biên khác thông qua chuyển động tương đối của các mảng; thứ ba, tại các lớp đứt gãy, mảng chuyển động theo phương ngang mà không tạo ra lớp vỏ mới hay mất lớp vỏ cũ Kết hợp những cơ chế này với hiểu biết về dòng đối lưu trong lớp vỏ trái đất, H.H Hess đã hoàn thiện lý thuyết lục địa trôi Chuyển động của lớp litho trên lớp astheno kéo theo sự di chuyển của vỏ trái đất, làm nổi bật thành tựu của kiến tạo mảng và thuyết lục địa trôi trong ngành địa chất thế kỷ.

Hình 1.4 Quan hệ giữa gờ mở rộng, vùng hút chìm và chuyển động trượt ngang tại các bờ mảng [6]

- Động đất phát sinh từ các nguồn gốc khác

Sự dãn nở trong lớp vỏ đá cứng của trái đất, các vụ nổ, hoạt động núi lửa, sụp đổ nền đất, và tích nước vào các hồ chứa lớn đều là những yếu tố ảnh hưởng đến địa chất và môi trường xung quanh.

Sóng phát ra từ tâm động đất theo mọi hướng và giảm dần cường độ khi xa tâm động đất, bao gồm sóng vật thể và sóng bề mặt Sóng vật thể được chia thành hai loại: sóng dọc P và sóng cắt S Sóng dọc P gây co dãn môi trường và có khả năng truyền qua đá cứng như granit cũng như chất lỏng như nước hoặc dung nham Ngược lại, sóng cắt S không làm thay đổi thể tích môi trường và các hạt dao động theo phương vuông góc với phương truyền sóng, bao gồm sóng cắt thẳng đứng SV và sóng cắt nằm ngang SH Sóng cắt không thể truyền trong môi trường lỏng hoặc khí do không chịu được ứng suất cắt Vận tốc của sóng dọc luôn lớn hơn vận tốc của sóng cắt, cho phép xác định vị trí chấn tâm và chấn tiêu của trận động đất thông qua đo đạc dao động mặt đất Khi sóng lên tới bề mặt, sóng bề mặt sẽ xuất hiện, bao gồm sóng Rayleigh (sóng dọc) và sóng Love (sóng cắt).

Hình 1.5 Biến dạng nền đất do sóng vật thể gây ra [6]

Sóng Rayleigh gây ra chuyển động của các chất điểm theo quỹ đạo hình elip trong mặt phẳng thẳng đứng, song song với hướng truyền sóng Trong khi đó, sóng Love là loại sóng cắt S, không có thành phần thẳng đứng, làm cho các chất điểm chuyển động trong mặt phẳng nằm ngang, vuông góc với hướng truyền sóng.

Biên độ dao động của sóng mặt giảm nhanh theo chiều sâu, cho thấy rằng dao động của mặt đất phụ thuộc nhiều vào tính chất môi trường mà sóng đi qua Lớp đất hoạt động như một bộ lọc sóng, làm giảm biên độ dao động ở một số tần số nhất định và tăng biên độ ở các tần số khác Do đó, khi tính toán công trình chịu tác động của động đất, cần xem xét điều kiện địa chất tại chỗ.

Hình 1.6Sơ đồ mô tả chuyển động chất điểm khi truyền sóng Reyleigh [2]

Hình 1.7 Sơ đồ mô tả chuyển động chất điểm khi truyền sóng Love [2] 1.2.4 Các thang đánh giá cường độ động đất

Hiện nay, để đánh giá cường độ của một trận động đất, người ta có thể dựa vào hậu quả mà nó gây ra hoặc năng lượng được giải phóng trong trận động đất đó.

Thang đo cường độ động đất đã trải qua nhiều cải tiến từ thang đo 10 cấp của M.S Rossi và F.A Forel (1883) đến thang 12 cấp do G Mercalli đề xuất vào năm 1902 Năm 1931, Wood và Newmann đã phát triển thang đo này thành Thang Mercalli cải tiến (Modified Mercalli - MM), đánh giá độ mạnh của động đất dựa vào tác động của nó lên con người và công trình Để đáp ứng yêu cầu kỹ thuật trong xây dựng, năm 1964, X.V Medvedev cùng V Sponheuer và Karnic đã giới thiệu Thang đo cường độ động đất MSK-64, một bước tiến mới trong việc phân loại tác hại của động đất đến các loại công trình xây dựng.

Tình hình nghiên cứu về hóa lỏng

Các nghiên cứu về hóa lỏng tập trung vào 3 hướng chính sau:

- Nghiên cứu đánh giá tiềm năng hóa lỏng; mô hình, tính chất của đất sau hóa lỏng

Năm 1971, hai nhà khoa học Seed và Idriss đã phát triển phương pháp xuyên tiêu chuẩn để đánh giá hóa lỏng của đất nền, tạo nền tảng cho nghiên cứu hóa lỏng Sau đó, nhiều nhà khoa học khác đã đóng góp vào lĩnh vực này với các phương pháp đánh giá hóa lỏng đa dạng, bao gồm phương pháp biến dạng (Dorby 1982), phương pháp theo tốc độ sóng cắt (Tokimatsu và Uchida 1990, Robertson 1992, Kayen 1992, Andrus và Stokoe 1997), và phương pháp xuyên tĩnh (Robertson và Wride 1998).

Seed và Booker (1977) cùng với Dealba và Chan (1975) đã nghiên cứu tốc độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong cát bão hòa trong quá trình hóa lỏng thông qua thí nghiệm cắt đơn tuần hoàn Lee và Albaisa (1974) đã phát triển công thức để xác định độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư.

Seed và Harder (1990) đã xác định mối liên hệ giữa sức kháng cắt không thoát nước còn lại (Sr) và chỉ số SPT đã hiệu chỉnh thành phần hạt [(N1)60cs] Đồng thời, Stark và Mesri (1992) nhấn mạnh rằng sức kháng cắt không thoát nước còn lại phụ thuộc vào ứng suất hữu hiệu ban đầu (σ’vo).

Hiện tượng hóa lỏng có tác động đáng kể đến kết cấu công trình, đặc biệt là ở Mỹ và Nhật Bản, nơi đã có nhiều báo cáo phân tích về vấn đề này Một trong những hậu quả nghiêm trọng là hiện tượng chuyển vị ngang lớn, được gọi là quá trình lan truyền ngang, ảnh hưởng đến tính ổn định và an toàn của các công trình xây dựng.

- Các phương án thiết kế chống hóa lỏng: Towhata, đã đưa ra một số biện pháp khắc phục hậu hóa lỏng

+ Xử lý nền bằng biện pháp Jet Gruonting

+ Xử lý nền bằng cọc cát

+ Kiên cố nền bằng vữa silic ôxít

+ Giảm hệ số rỗng bằng biện pháp đầm nén.

Tình hình nghiên cứu về móng cọc trong nền hóa lỏng

Hiện trên thế giới đã có khá nhiều nghiên cứu phân tích ứng xử của móng cọc trong nền đất hóa lỏng

- Năm 1998, Ủy ban giao thông Washington trình bày bài nghiên cứu về tác động của hiện tượng hóa lỏng lên móng cọc

Năm 2003, Khoa Xây dựng và Môi trường của Đại học California tại Davis đã tiến hành nghiên cứu về móng cọc trong điều kiện đất hóa lỏng, thông qua việc phân tích các thí nghiệm quay li tâm.

- Năm 2008, RDass, Bhattadraya, Anthony Blakeborough, Masayuki Hyodo trình bày mô hình đường cong p-y của cọc trong đất hóa lỏng

- Năm 2010, Ủy ban động đất Newzeland thực hiện dự án BIE 08/545 đưa ra biện pháp phân tích, thiết kế móng cọc trong đất hóa lỏng

- Năm 2011, Trung tâm nghiên cứu động đất Thái Bình Dương đề nghị phương pháp thiết kế móng cọc trong giai đoạn chuyển vị lan truyền ngang

Tình hình nghiên cứu hóa lỏng ở Việt Nam

Nghiên cứu về hóa lỏng tại Việt Nam vẫn chưa được chú trọng nhiều, mặc dù có nhiều nguyên nhân dẫn đến tình trạng này Tuy nhiên, trong những năm gần đây, đã có một số nghiên cứu về hóa lỏng được tiến hành.

- Năm 2006, Vũ Minh Khải thực hiện nghiên cứu đánh giá hóa lỏng của nền cho đê chắn song mái nghiêng do động đất

- Năm 2010, Nguyễn Thị Tuyết Trinh nghiên cứu ảnh hưởng của hóa lỏng đối với kết cấu móng công trình cầu

- Năm 2011, Phạm Khắc Dương thực hiện nghiên cứu đánh giá hóa lỏng trong đập vật liệu địa phương.

Mục tiêu, nội dung và phương pháp nghiên cứu

Đất hóa lỏng là hiện tượng giảm sức chịu tải của đất do tác động của tải trọng động đất hoặc tải trọng tác động nhanh chóng, gây ra thiệt hại lớn trong lịch sử các trận động đất Hiện tượng này đã dẫn đến sự sụp đổ và hư hỏng nghiêm trọng cho nhiều công trình xây dựng trên toàn thế giới.

Luận văn này gồm các nội dung:

+ Lý thuyết về hiện tượng hoá lỏng của nền do động đất

+ Thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp để đánh giá tiềm năng hóa lỏng của đất do động đất

Tính toán sức chịu tải của cọc cần xem xét hiện tượng hoá lỏng do động đất, điều này rất quan trọng để đảm bảo an toàn cho công trình Ví dụ minh hoạ cho thấy các yếu tố ảnh hưởng đến sức chịu tải và cách thức thực hiện các phép tính Nhận xét và kết luận từ kết quả tính toán cho thấy rằng việc xem xét hoá lỏng là cần thiết để đánh giá chính xác khả năng chịu tải của cọc trong điều kiện động đất.

Dùng phương pháp lý thuyết và phương pháp thí nghiệm để so sánh và đánh giá khả năng hóa lỏng của đất nền do động đất

TỔNG QUAN VỀ HÓA LỎNG CỦA NỀN DO ĐỘNG ĐẤT

Giới thiệu về hiện tượng hoá lỏng

Đất hóa lỏng (soil liquefaction) là hiện tượng giảm sức chịu tải của đất do tác động của động đất hoặc tải trọng nhanh, thường xảy ra ở đất rời bão hòa nước Trước khi có động đất, áp lực nước lỗ rỗng trong đất khá nhỏ, nhưng khi xảy ra động đất, rung lắc làm tăng áp lực nước lỗ rỗng, dẫn đến giảm thể tích khung hạt đất Khi hiện tượng hóa lỏng xảy ra, sức chịu tải và khả năng gánh đỡ móng của đất giảm, gây ra nguy cơ sụp đổ và hư hỏng nghiêm trọng cho công trình.

Hiện tượng đất hóa lỏng đã được ghi nhận trong nhiều trận động đất qua hàng thế kỷ, với tài liệu lịch sử cho thấy mối liên hệ giữa các trận động đất và sự hóa lỏng của đất Hiện tượng này đã gây ra thiệt hại nghiêm trọng, dẫn đến sự sụp đổ và hư hỏng của nhiều công trình, điển hình là thảm họa động đất ở Nigata, Nhật Bản vào ngày 16/06/1964 và trận động đất ở Alaska cùng năm Dưới đây là một số hình ảnh minh họa cho các công trình bị phá hoại do đất hóa lỏng trong các trận động đất.

Hình 2.1 Các công trình trên thế giới bị pháhoại do hiện tượng hóa lỏng của đất (a) Kobe (Nhật -1995), (b) Alaska (Mỹ, 1964) ,(c) Nigata (Nhật-1964), (d) Loma Prieta

Casagrande (1936) đã đưa ra giả thuyết về hệ số rỗng tới hạn để giải thích sự hóa lỏng trong đất cát Đối với cát chặt, khi bị cắt, thể tích có xu hướng tăng, trong khi cát rời lại giảm thể tích Hệ số rỗng không thay đổi khi bị cắt được gọi là hệ số rỗng tới hạn Đối với đất cát rời bão hòa nước, nếu hệ số rỗng lớn hơn hệ số rỗng tới hạn, nó sẽ giảm thể tích khi chịu tác động rung từ động đất Nếu nước lỗ rỗng không thoát kịp, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ tăng lên, làm giảm sức chống cắt của đất Theo nguyên lý ứng suất hữu hiệu, áp suất tại một độ sâu của đất nền được xác định bởi công thức: σ' = σ - u.

Ứng suất hữu hiệu (σ') được xác định bằng ứng suất tổng (σ) trừ áp lực nước lỗ rỗng (u) Khi ứng suất tổng σ không thay đổi nhưng áp lực nước lỗ rỗng u tăng lên, sau một thời gian, ứng suất tổng có thể bằng áp lực nước lỗ rỗng Tình huống này dẫn đến việc ứng suất hữu hiệu bị triệt tiêu, làm cho nền cát mất sức chống cắt và chuyển sang trạng thái lỏng.

Sự hóa lỏng của nền đất bão hòa gây mất hoàn toàn sức bền chống cắt khi chịu lực trượt tuần hoàn Nguyên nhân là do áp lực nước lỗ rỗng tăng lên và thể tích khung cứng giảm, dẫn đến ứng suất hiệu dụng giảm dần về không.

Sự tăng áp lực nước diễn ra qua một quá trình tích lũy dưới tác động của nhiều lực chu kỳ khác nhau, dẫn đến hiện tượng hóa lỏng nền đất Nền có khả năng hóa lỏng được hình thành từ vật liệu cát lỏng, thường được san lắp bằng bơm thủy lực hoặc đất bồi lỏng Dưới đây là một số hình ảnh minh họa cho quá trình hóa lỏng của đất.

Hình 2.2 Quá trình xảy ra hiện tượng hóa lỏng của đất

Hình 2.2a diễn tả các hạt đất trong một mẫu đất Chiều cao của cột bên phải diễn tả áp lực nước lỗ rỗng trong đất

Chiều dài mũi tên trong hình 2.2b biểu thị độ lớn của các lực liên kết giữa các hạt đất Các lực liên kết này sẽ mạnh hơn khi áp lực nước lỗ rỗng thấp.

Hình 2.3c Áp lực nước lỗ rỗng tăng dần lên Lực liên kết giữa các hạt đất bị triệt tiêu Đất bị hóa lỏng.

Các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng hoá lỏng của đất

Sự hóa lỏng của đất bị ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố, và qua các kết quả từ phòng thí nghiệm cùng với nghiên cứu và khảo sát thực địa, có thể xác định những yếu tố chính tác động đến khả năng xảy ra hiện tượng này.

Cường độ và thời gian của động đất là yếu tố quyết định đến hiện tượng hóa lỏng Sự rung lắc của nền đất, cùng với các đặc trưng dao động như gia tốc và thời gian rung động, gây ra biến dạng cắt làm giảm thành phần hạt đất và tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư Do đó, khả năng xảy ra hóa lỏng sẽ tăng cao khi cường độ và thời gian động đất lớn.

Trận động đất có cường độ lớn nhất sẽ có gia tốc nền amax lớn nhất và thời gian xảy ra dài nhất Theo Ishihara (1985), phân tích hóa lỏng không cần thiết ở những vùng có gia tốc nền amax < 0.1g Ngoài động đất, nhiều hiện tượng khác như đóng cọc và dao động do xe cộ di chuyển lâu dài cũng có thể gây ra hóa lỏng.

Mực nước ngầm gần bề mặt đất có thể dẫn đến hiện tượng đất hóa lỏng, trong khi lớp đất không bão hòa trên mực nước ngầm sẽ không bị ảnh hưởng và do đó không cần phân tích hóa lỏng Khả năng hóa lỏng thay đổi theo mức độ biến động của mực nước ngầm, và trong trường hợp không xác định được mức nước ngầm cao hơn hoặc thấp hơn, mực nước ngầm cao nhất trong lịch sử sẽ được sử dụng cho phân tích hóa lỏng.

• Loại đất có khả năng hóa lỏng

Theo Ishihara (1985), các loại đất có nguy cơ hoá lỏng trong quá trình chịu động đất chủ yếu là cát hạt mịn đến cát hạt trung và cát rời có độ dẻo thấp Tuy nhiên, hiện tượng hoá lỏng cũng có thể xảy ra ở sỏi.

Đất có khả năng bị hóa lỏng chủ yếu là các loại đất rời (cohesionless soil) Theo nghiên cứu của Seed (1983), hầu hết các loại đất dính (cohesive soil) không bị hóa lỏng trong các trận động đất Để đất dính xảy ra hiện tượng hóa lỏng, cần phải đáp ứng ba điều kiện theo tiêu chuẩn ban đầu của Seed và Idriss (1982) và được xác định bởi Youd và Gilstrap (1999).

- Đất có phần trăm hạt mịn hơn 0.005mm < 15 %

- Giới hạn chảy của đất: LL < 35%

- Độ ẩm của đất: W > 0.9 LL

Nếu loại đất dính không đáp ứng đủ ba điều kiện cần thiết, nó sẽ không bị hóa lỏng Tuy nhiên, ngay cả khi không xảy ra hiện tượng hóa lỏng, đất vẫn có thể bị giảm sức chống cắt không thoát nước một cách đáng kể do tác động của tải trọng động đất.

• Độ chặt tương đối của đất

Dựa vào kết quả hiện trường, đất ở trạng thái rời rạc có nguy cơ xảy ra hiện tượng hóa lỏng Đối với cát chặt, tình trạng hóa lỏng ban đầu không gây biến dạng lớn do cát có xu hướng dãn nở thể tích khi chịu ứng suất cắt tuần hoàn Poulos (1985) khẳng định rằng nếu đất tại hiện trường có khuynh hướng dãn nở thể tích, thì không cần xác định khả năng hóa lỏng vì sức chống cắt không thoát nước lớn hơn sức chống cắt thoát nước.

Đất không có tính dẻo và có thành phần hạt đồng nhất thường dễ bị hóa lỏng Tuy nhiên, đất có cấp phối tốt sẽ giúp giảm áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình động đất, từ đó giảm nguy cơ gây hóa lỏng.

Nếu áp lực nước lỗ rỗng thặng dư được phân tán nhanh chóng, hiện tượng hóa lỏng trong đất sẽ không xảy ra Do đó, các loại đất như cuội và sỏi thường giảm thiểu khả năng gây ra hiện tượng hóa lỏng.

Áp lực chèn bó xung quanh ảnh hưởng đến khả năng xảy ra hóa lỏng của đất; khi áp lực chèn bó lớn, khả năng này sẽ giảm Áp lực chèn bó tăng lên khi mực nước ngầm hạ xuống và độ sâu của đất tăng Nghiên cứu cho thấy vùng hóa lỏng thường nằm trong khoảng từ mặt đất đến độ sâu khoảng 15m, trong khi các lớp đất sâu hơn thường không bị hóa lỏng do áp lực chèn bó lớn.

Hình dạng hạt đất đóng vai trò quan trọng trong khả năng xảy ra hoá lỏng Đất có hạt hình tròn dễ bị hoá lỏng hơn so với đất có hạt hình góc cạnh.

Các mẫu đất có tuổi thọ lâu hơn, từng trải qua sự rung lắc của nền đất, thường cho thấy khả năng chống hóa lỏng tốt hơn so với các mẫu đất mới hình thành nhưng có cùng độ chặt.

Khả năng chống hóa lỏng của đất tăng lên khi tỉ số đất cố kết trước (OCR) và hệ số áp lực ngang ở trạng thái nghỉ không cao hơn Khi xảy ra xói mòn, lớp đất bề mặt bị mất đi, và nếu lớp đất phía dưới đã được gia tải trước, nó sẽ có tỉ số cố kết trước và hệ số áp lực ngang lớn hơn, từ đó giúp chống lại hiện tượng hóa lỏng hiệu quả hơn so với đất chưa được gia tải trước.

Sức nặng của công trình trên đất cát có thể làm giảm khả năng chống hóa lỏng của đất Lớp đất dưới móng phải chịu ứng suất cắt từ tải trọng công trình, dẫn đến việc đất dễ xảy ra hiện tượng hóa lỏng.

Đánh giá khả năng hóa lỏng của đất

Để đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất, có thể sử dụng nhiều tiêu chí khác nhau, bao gồm việc xem xét loại trầm tích và phân tích từng lớp đất riêng biệt.

2.3.1 Đánh giá tính dễ hóa lỏng theo loại trầm tích Để đánh giá khả năng hóa lỏng của đất trầm tích [23] ta sử dụng hệ số đánh giá tính nhạy cảm SRF

SRF = F h xF g xF c xF gw (2.2) Bảng 2.1: Đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất trầm tích

SRF Tính dễ hóa lỏng

>50 Rất cao a Hệ số lịch sử hóa lỏng F h

Hệ số lịch sử hóa lỏng bao gồm hai thành phần chính: một thành phần phản ánh các quan sát trong quá khứ về sự xuất hiện của hóa lỏng, và một thành phần khác bổ sung thêm thông tin cần thiết.

20 thành phần phản ánh lịch sử địa chấn trong quá khứ Do đó, hệ số lịch sử hóa lỏng được định nghĩa là:

F h =C L xC a (2.3) Các hệ số CL, C a được xác định từ bảng 2.2, 2.3

Bảng 2.2: Hệ số quan sát hóa lỏng

Lịch sử quan sát hóa lỏng C L

Bảng 2.3: Hệ số lịch sử động đất trong quá khứ

Gia tốc động đất đỉnh C a

Hệ số địa chất Fgđược xác định từ hai thành phần

F g =C class xC quality (2.4) Các hệ số Cclass, C quality : Được xác định từ bảng 2.4, 2.5

Bảng 2.4: hệ số phân loại địa chất (Youd và Perkins 1987)

Sự phân bố trong địa tầng

Cclass(theo tuổi trầm tích)

> 2.5tr năm Đất đắp không đầm nén

Lòng sông Thay đổi cục bộ 10 6 2 1 Đồng bằng ven biển Rộng lớn 10 6 2 1

Hoàng thổ Thay đổi 6 6 6 6 Đồng bằng ngập lụt

Thay đổi cục bộ 6 4 2 1 Đồng bằng lục địa Rộng lớn 6 4 2 1

Cửa sông Thay đổi cục bộ 6 4 2 1

Bờ biển năng lượng song thấp

Vùng trung triều Thay đổi cục bộ 6 4 2 1 Đồng bằng bồi tích Rộng lớn 4 2 2 1

Bờ biển năng lượng song cao

Tro núi lửa Hiếm 2 2 1 1 Đất đắp được đầm nén

Thay đổi 2 - - - Đá Rộng lớn 0 0 0 0

Bảng 2.5: hệ số chất lượng phân loại

Cơ sở phân loại C quality

Khảo sát bởi chuyên gia địa chất 1.0

Khảo sát bởi kỹ sư 1.1

Dựa trên bản đồ địa chất 1.2

23 c Hệ số thành phần Fc

Hệ số thành phần được xác định bởi 6 thành phần như sau:

F c = C g xC s xC f xC p xC w xC c (2.5) Các hệ số Cg, C s , C f , C p , C w , C c : Được xác định từ bảng 2.6-2.11

Bảng 2.6: hệ số cấp phối

Bảng 2.7: hệ số hình dạng hạt

Bảng 2.8: hệ số hàm lượng hạt sét

Hàm lượng hạt sét Cf

Bảng 2.10: hệ số độ ẩm Độ ẩm C w w>0.85LL 1.00

Bảng 2.11: hệ số biên không thoát nước

Biên khồng thoát nước Cc

Không biết 1.10 d Hệ số mực nước ngầm F gw

Quan sát từ các trận động đất toàn cầu cho thấy mực nước ngầm cao làm tăng nguy cơ hiện tượng hóa lỏng đất Hệ số mực nước ngầm được xác định theo bảng 2.12.

Bảng 2.12: hệ số mực nước ngầm Độ sâu mực nước ngầm Fgw

2 3.2 Đánh giá tính dễ hóa lỏng theo từng lớp đất

Trong nhiều năm, cát đã được xem là loại đất dễ xảy ra hóa lỏng, nhưng đối với đất cát có pha hạt mịn, thành phần hạt mịn lại có ảnh hưởng lớn đến khả năng này Ngoài ra, cuội sỏi và đá đắp cũng có khả năng hóa lỏng Mặc dù đất cuội và sỏi có khả năng thoát nước cao, sự hiện diện của các hạt mịn trong đất có thể làm giảm khả năng thoát nước, dẫn đến tăng áp lực nước lỗ rỗng và từ đó làm tăng nguy cơ hóa lỏng.

Khoảng 10-15 năm trở lại đây, những kiến thức thu được từ các trận động đất ở California, Thổ Nhĩ Kỳ và Đài Loan đã chỉ rõ khả năng hóa lỏng của đất hạt mịn (đất bùn) Hiện nay, các nghiên cứu lớn đã đưa ra tiêu chí để đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn

 Đánh giá tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn

Boulanger và Idriss phân loại ứng xử của đất thành hai loại: "như cát" - dễ bị hóa lỏng và "như sét" - không bị hóa lỏng, nhằm đánh giá khả năng xảy ra hiện tượng hóa lỏng.

Boulanger và Idriss đã chỉ ra rằng tính dẻo của đất quyết định loại ứng xử của nó, và họ đề xuất một tiêu chí đánh giá dựa trên chỉ số dẻo PI Theo nghiên cứu của họ, sự chuyển tiếp giữa ứng xử như sét và như cát được thể hiện rõ ràng: khi PI < 3, đất có tính chất như cát, trong khi PI > 8, đất có tính chất như sét.

Hình 2.3: Tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn theo Boulanger và Idriss

Bray và Sancio đã xác định các tiêu chí đánh giá khả năng hóa lỏng của đất hạt mịn dựa trên chỉ số dẻo PI và độ ẩm w Cụ thể, nếu PI < 12 và w/LL > 0.85, đất sẽ dễ bị hóa lỏng; nếu PI > 18 và w/LL < 0.8, đất sẽ không bị hóa lỏng Những loại đất còn lại được xem là có khả năng bị hóa lỏng và cần phải thực hiện thí nghiệm kiểm tra để đánh giá chính xác hơn.

Hình 2.4: Tính dễ hóa lỏng của đất hạt mịn theo Bray và Sancio

2.3.3 Đánh giá khả năng bắt đầu hóa lỏng của cát Đánh giá khả năng cho việc bắt đầu hóa lỏng, được gọi là đánh giá tiềm năng hóa lỏng, liên quan đến việc so sánh cường độ của trận động đất tại một khu vực cụ thể với khả năng kháng hóa lỏng của đất tại khu vực đó

Việc khẳng định khả năng hoá lỏng của một loại đất bao gồm ba bước công việc:

Đánh giá ứng suất cắt biến đổi do động đất tại các độ sâu khác nhau là rất quan trọng để hiểu rõ sức kháng của môi trường đối với quá trình hoá lỏng Việc xác định sức kháng này ở các điểm khác nhau giúp dự đoán và quản lý rủi ro liên quan đến hiện tượng hoá lỏng trong các khu vực chịu ảnh hưởng của động đất.

-So sánh hai kết quả nêu trên

Dưới điều kiện phòng thí nghiệm, sức kháng chống lại hiện tượng hoá lỏng được xác định thông qua giá trị ứng suất cắt chu kỳ, với áp lực cột đất đã cho.

 nghĩa là ở một số chu kỳ ấn định trước môi trường dễ gây ra hoá lỏng

Các giá trị tương đương được xác định bao gồm biên độ ứng suất cắt tương đương chu kỳ (eq) và số lần chu kỳ tương đương (n eq).

Kết quả các bước xác định được trình bày trên cùng một đồ thị, thể hiện biên độ ứng suất chu kỳ tương đương và biên độ ứng suất chu kỳ gây hoá lỏng, tương ứng với số chu kỳ tương đương neq Sự giao nhau của hai đường cong cho phép xác định khu vực hoá lỏng (hình 2.3).

Hinh 2.5: a) Ảnh hưởng của phân bố hạt với nguy cơ hoá lỏng(Shannon, 1972) b) Nguyên lý xác định khu vực có khả năng lỏng

(1) Khoảng hạt cát bị hoá lỏng ở Nigata - 1964; (2) Đường bao thành phần hạt của

19 loại hat bị hoá lỏng ở nhật; (3) Khoảng hạt hoá lỏng ở Alaska - 1964;

(4) Khoảng đất bị hoá lỏng theo thí nghiệm trong phòng

Phương pháp đơn giản xác định chu kỳ tương đương

Dựa trên một số trường hợp cụ thể của Seed và Idriss, chúng tôi đã đề xuất một phương pháp đơn giản để xác định biên độ và số chu kỳ tương đương.

Nhận xét chương 2

Cát được xem là dễ hóa lỏng, và khả năng hóa lỏng của nó phụ thuộc vào cường độ động đất, thành phần hạt mịn và độ chặt Đối với đất hạt mịn, tính dễ hóa lỏng liên quan đến chỉ số dẻo, độ ẩm và giới hạn chảy Các nhóm đất hạt mịn như bùn và sét với tính dẻo thấp thường được coi là dễ hóa lỏng.

Việc đánh giá tiềm năng lỏng của đất theo tiêu chuẩn Việt Nam, Mỹ và Nhật Bản dựa vào tỷ số giữa sức kháng hóa lỏng của đất (được tính theo chỉ số SPT) và tỷ số ứng suất tuần hoàn do động đất gây ra.

CHƯƠNG 3: THÍ NGHIỆM NÉN 3 TRỤC CHỊU TẢI TRỌNG LẶP ĐÁNH GIÁ TIỀM NĂNG HOÁ LỎNG CỦA ĐẤT

Mục đích thí nghiệm

Thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp là phương pháp đánh giá khả năng hóa lỏng của đất nền dưới tác động của động đất Thí nghiệm này mô phỏng tải trọng động đất lên đất nền, giúp xác định khả năng xảy ra hiện tượng hóa lỏng.

Nội dung phương pháp thí nghiệm

Mẫu được làm bão hoà trong giai đoạn đầu, sau đó trải qua quá trình cố kết dưới điều kiện ứng suất đẳng hướng không đổi và thoát nước hoàn toàn Tiếp theo, trong giai đoạn cắt, tải trọng dọc trục hình sin với biên độ không đổi được tác dụng lên đầu trên của mẫu với tần số 1Hz mà không cho thoát nước Cuối cùng, trong giai đoạn nén, áp lực nước lỗ rỗng được đo để theo dõi sự thay đổi.

Thí nghiệm nén 3 trục chịu tải trọng lặp đã được thực hiện để mô phỏng tải trọng động đất, nhằm xác định khả năng hoá lỏng của đất Quy trình thí nghiệm được chia thành ba bước rõ ràng.

Bước 1- Làm bão hoà mẫu

Thiết bị, dụng cụ thí nghiệm

Thiết bị nén 3 trục chịu tải trong lặp được dược thể hiện trong hình 3.1

Hình 3.1: Thiết bị nén 3 trục chịu tải trọng lặp

(1) Máy tính cá nhân chạy kiểm soát chương trình GDSlab

(2) Khung tải ba trục có gắn động cơ khí nén

(4) Hệ thống điều khiển động lực

(5) Bộ điều chỉnh áp lực khí nén để điều chỉnh áp lực buồng

(6) Điều chỉnh áp suất để điều chỉnh áp lực ngược.

Cách tiến hành

Mục đích của quá trình bão hòa là lấp đầy tất cả các lỗ rỗng trong mẫu đất bằng nước Để đạt được điều này, cần nâng áp lực nước lỗ rỗng lên đủ cao để nước chiếm toàn bộ không gian của khí trong các lỗ rỗng Quá trình này sử dụng áp lực nước (áp lực ngược) tác động lên mẫu đất, đồng thời tăng áp lực buồng để duy trì một ứng suất hữu hiệu dương nhỏ.

Việc tăng áp lực buồng và áp lực ngược được thực hiện luân phiên, trong đó giai đoạn tăng áp lực buồng không cho phép nước thoát ra hoặc thấm vào mẫu, giúp xác định hệ số áp lực nước lỗ rỗng B tại mỗi cấp ứng suất toàn phần Áp lực ngược tác động lên mẫu qua đầu trên hoặc cả hai đầu của mẫu thí nghiệm, và khi áp lực được tác động lên cả hai đầu, cả hai van áp lực ngược và van thoát nước đáy sẽ được kết nối với hệ thống áp lực ngược.

Mức độ bão hòa được xác định thông qua hệ số áp lực nước lỗ rỗng B Nếu giá trị B lớn hơn hoặc bằng 0,95, mức độ bão hòa sẽ được coi là chấp nhận được.

 Các yêu cầu cơ bản

Nước dùng để ngâm mẫu đất lấy từ hệ thống áp lực ngược phải là loại nước sạch, đã khử khí

Mỗi cấp tăng áp lực trong buồng không được vượt quá 50 kPa, tương ứng với ứng suất hiệu quả mà mẫu sẽ bị cố kết trong quá trình thí nghiệm nén, được gọi là "áp lực cố kết hiệu quả cần thiết".

Sự khác biệt giữa áp lực buồng và áp lực ngược không được vượt quá 20 kPa và không được nhỏ hơn 5 kPa Độ chênh lệch áp lực 10 kPa là lý tưởng cho nhiều loại đất có độ trương nở không đáng kể ở mức ứng suất hữu hiệu này.

Khi phát hiện sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng hoặc thể tích, việc vẽ đồ thị số đo theo thời gian là cần thiết để xác định thời điểm ổn định.

Để thực hiện quy trình, trước tiên cần đảm bảo rằng van áp lực ngược và van của hệ thống xả đều được đóng kín Tiếp theo, tăng áp lực buồng đầu tiên ngay sau khi lắp mẫu xong và quan sát áp lực nước lỗ rỗng cho đến khi đạt giá trị cân bằng, đồng thời ghi lại số liệu Nếu áp lực nước lỗ rỗng giảm đáng kể ngay sau lần nâng áp lực đầu tiên, tiến hành các bước tiếp theo mà không cần chờ đến khi áp lực cân bằng, nhằm ngăn chặn áp lực nước lỗ rỗng giảm xuống 0.

Tăng áp lực buồng lên 50 kPa và theo dõi áp lực nước lỗ rỗng Nếu áp lực nước lỗ rỗng ổn định, ghi lại giá trị và tính toán sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng (u, kPa) do sự tăng áp lực này Sử dụng công thức để tính toán hệ số áp lực nước lỗ rỗng B.

Nếu giá trị B bằng hoặc lớn hơn 0,95, mẫu đất được coi là đã bão hoà và có thể tiến hành cố kết mẫu Nếu không, thực hiện các bước từ d đến i Đầu tiên, giữ van áp lực ngược và van hệ thống xả đóng, sau đó tăng áp lực trong đường áp lực ngược tới giá trị bằng áp lực buồng trừ đi độ chênh lệch áp lực đã chọn Nếu áp lực nước lỗ rỗng lớn hơn áp lực ngược đã định, cần tăng thêm áp lực buồng cho đến khi áp lực ngược lớn hơn áp lực nước lỗ rỗng Tiếp theo, mở van áp lực ngược để áp lực tác động lên mẫu và quan sát áp lực nước lỗ rỗng cùng với số đo trên dụng cụ đo thể tích Khi áp lực nước lỗ rỗng bằng áp lực ngược và quá trình thấm nước ngừng lại, đóng van áp lực ngược và theo dõi áp lực nước lỗ rỗng cho đến khi cân bằng Sau đó, tăng áp lực buồng thêm một cấp và quan sát sự biến đổi trong áp lực nước lỗ rỗng Lặp lại quy trình từ d đến h cho đến khi giá trị B cho biết đất đã bão hoà, với áp lực nước lỗ rỗng ổn định sau 12 giờ và B đạt 0,95 trở lên.

Giai đoạn cố kết diễn ra ngay sau giai đoạn bão hoà, sử dụng các thiết bị đã được áp dụng trong quá trình bão hoà Quá trình cố kết của mẫu trong thí nghiệm này là đẳng hướng, với mục tiêu đưa mẫu đất đến trạng thái ứng suất hiệu quả cần thiết Các số liệu thu thập được trong quá trình cố kết sẽ được dùng để ước lượng tốc độ biến dạng thích hợp cho quá trình nén cắt, xác định thời điểm mẫu hoàn tất cố kết và tính toán kích thước của mẫu khi bắt đầu giai đoạn nén cắt.

Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, cần ghi lại số đo áp lực nước lỗ rỗng và số đo biến đổi thể tích cuối cùng, trong khi van áp lực ngược vẫn đang đóng.

Trình tự cố kết bao gồm các bước sau: đầu tiên, tăng áp lực (3) trong tuyến áp lực buồng và điều chỉnh áp lực ngược nếu cần để tạo ra sự chênh lệch áp lực cố kết hiệu quả ('3) theo công thức xác định Tiếp theo, ghi lại áp lực nước lỗ rỗng khi đạt độ ổn định (ui, kPa) và số đọc của thiết bị đo thay đổi thể tích Sau đó, bắt đầu giai đoạn cố kết bằng cách mở một hoặc nhiều van áp lực ngược và ghi các số đọc của thiết bị đo tại những thời điểm thích hợp Cuối cùng, quá trình cố kết sẽ tiếp tục cho đến khi không còn sự thay đổi thể tích đáng kể, với ít nhất 95% áp lực nước lỗ rỗng dư đã bị tiêu tán, tức là khi U lớn hơn 95% theo công thức đã đề ra.

U là tỷ lệ cố kết (%), trong khi ui đại diện cho áp lực nước lỗ rỗng ổn định trước khi cố kết (kPa) Áp lực nước lỗ rỗng, ký hiệu là u, được xác định trong các lỗ rỗng giữa các hạt rắn của mẫu đất.

Áp lực ngược 40 u b là một yếu tố quan trọng trong quá trình cố kết Sau khi quá trình này hoàn tất, cần ghi lại số đo thay đổi thể tích và tính toán sự thay đổi toàn bộ của thể tích (ΔVc) trong giai đoạn cố kết Đồng thời, cũng cần ghi lại số đo áp lực nước lỗ rỗng uc.

(kPa) g) Mẫu đã được cố kết được chuẩn bị sẵn sàng cho giai đoạn nén cắt

 Tính toán kích thước của mẫu sau khi cố kết a Thể tích b Diện tích

] d Biến dạng dọc trục tương đối

V c là thể tích mẫu đất đã cố kết, (cm 3 )

Vo là thể tích ban đầu của mẫu, (cm 3 )

Vc là sự thay đổi thể tích của mẫu, trong quá trình cố kết, được xác định bằng thể tích nước thoát ra từ mẫu đất, (cm 3 )

A c là diện tích mặt cắt ngang mẫu đã cố kết, (mm 2 )

Ao là diện tích mặt cắt ngang mẫu ban đầu, (mm2)

Lc là chiều dài mẫu đã cố kết, (mm)

L o là chiều dài mẫu ban đầu, (mm)

L là phần chiều dài thay đổi so với độ dài ban đầu trong quá trình nén, xác định được từ thiết bị đo biến dạng, (mm)

Sau khi hoàn thành giai đoạn cố kết, van xả đáy sẽ được đóng lại Để tạo ra tải trọng động đất, một tải trọng dọc trục hình sin với biên độ không đổi sẽ được áp dụng lên đầu trên của mẫu với tần số ổn định là 1Hz Tải trọng tuần hoàn P được tính toán theo công thức đã định.

Ac : là diện tích mặt cắt ngang mẫu đã cố kết, (mm 2 )

CSR : là hệ số ứng suất tuần hoàn bắt đầu từ 0.1 và lớn nhất là 0.4

: là ứng suất hữu hiệu sau khi cố kết

Ví dụ

Thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước được thực hiện trên 12 mẫu, bao gồm 6 mẫu cát và 6 mẫu bùn, chịu tải trọng lặp với các áp lực hữu hiệu khác nhau, như được trình bày trong bảng 3.1.

Bảng 3.1: Danh sách 12 mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp

Loại mẫu Áp suất hữu hiệu Hố khoan Mẫu Loại đất

125 kPa AS1 UD3 Cát lẫn bùn

AS3 UD3 Cát lẫn bùn

180 kPa AS3 UD4 Cát lẫn bùn

60 kPa AS1 UD1 Bụi lẫn sét

AS1 UD2 Bụi lẫn cát

90 kPa AS2 UD1X Bụi lẫn sét

AS2 UD2 Bụi lẫn sét

140 kPa AS4 UD1 Bụi lẫn sét

AS4 UD2 Bụi lẫn cát

Trong thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp sử dụng hệ thống GDS, tải trọng dọc trục được áp dụng với CSR=0.1 Nếu ứng suất cắt duy trì được 500 chu kỳ, CSR sẽ được tăng lên cho giai đoạn tiếp theo, dao động từ 0.1 đến 0.4 Tuy nhiên, trong thí nghiệm này, điều kiện phá hoại không xảy ra khi áp lực nước lỗ rỗng ru=1 và biến dạng dọc trục vượt quá 20%.

 Trạng thái ban đầu Độ ẩm tự nhiên, wo(%) : 51.0

Chiều cao mẫu (mm) : 76 Đường kính ban đầu (mm) : 38

Diện tích mặt cắt ngang mẫu (mm 2 ) : 1134.1

Thể tích của mẫu (mm 3 ) : 86192.7

Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m 3 ) : 16.8 Độ ẩm ban đầu, wi(%) : 48.8

Khối lượng thể tích khô, (kN/m 3 ) : 11.3

 Trạng thái sau khi cố kết

Trọng lượng đất khô (g) : 97.35 Độ ẩm, wf (%) : 48

- Điều kiện phá hoại là ứng suất cắt không thể duy trì 10% trong 500 chu kỳ

- Giai đoạn bão hoà Áp lực buồng (kPa) : 350 Áp lực nước lỗ rỗng (kPa) : 342 hệ số áp lực nước lỗ rỗng B : 0.97

- Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng Áp lực buồng (kPa) : 410 Áp lực ngược (kPa) : 350 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 60

44 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 60

K : 1 Ứng suất hiệu quả trung bình (kPa) : 60

Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm) : 74.3

Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm 2 ): 1134.1

Khối lượng thể tích ẩm, (kN/m 3 ) : 17.3

Hệ số rỗng sau khi cố kết : 1.288 Độ bão hoà (%) : 100.0

- Giai đoạn cắt theo chu kỳ Ứng suất cắt tuần hoàn (kPa) : 10.8

Hệ số ứng suất tuần hoàn : 0.18

Số chu kỳ để phá hoại : 6

Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =6.0 kPa(CSR=0.1) và =9.0kPa (CSR=0.15) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ

(500 chu kỳ cho từng giai đoạn)

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn là 0 kPa, trong khi tại chu kỳ 1006, ứng suất cắt tuần hoàn đạt 8 kPa Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn giữa hai chu kỳ này là 10% Điều này cho thấy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì ổn định 10% trong suốt 500 chu kỳ Mẫu vật đã bị phá hoại tại chu kỳ này.

1006 Áp lực nước lỗ rỗng

Hệ số rỗng, eo : 1.009 Độ bão hoà, Sr (%) : 75.2

Trọng lượng đất khô (g) : 119.52 Độ ẩm, wf (%) : 34.7

- Kết thúc giai đoạn cố kết đẳng hướng Áp lực buồng (kPa) : 460 Áp lực ngược (kPa) : 400 Áp lực buồng hiệu quả (kPa) : 60 Áp lực dọc trục hiệu quả (kPa) : 60

Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm) :77.2

Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm 2 ):1104.0

Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi =6.0 kPa(CSR=0.1) và 0kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1000 chu kỳ

(500 chu kỳ cho từng giai đoạn)

Số lượng chu kỳ Ứng suất cắt (%)

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn là 0 kPa, trong khi tại chu kỳ 1004, ứng suất này đạt 4 kPa, cho thấy chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 14% Điều này cho thấy rằng ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì ổn định 14% trong suốt 500 chu kỳ, và mẫu đã bị phá hoại tại chu kỳ 1004.

Số lượng chu kỳ Mẫu AS1 UD3

Thể tích của mẫu (mm 3 ) : 86192

Chiểu cao mẫu sau khi cố kết (mm) :74.6

Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm 2 ): 117.0

Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn với các áp suất 0.5 kPa (CSR=0.1), 0.9 kPa (CSR=0.15) và % kPa (CSR=0.2) cho thấy mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ, mỗi giai đoạn kéo dài 500 chu kỳ.

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn là 1.5 kPa, trong khi tại chu kỳ 1519, giá trị này giảm xuống còn 0.2 kPa, dẫn đến chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 10.5% Điều này cho thấy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì được 10% trong suốt 500 chu kỳ Mẫu vật đã bị phá hoại tại chu kỳ 1519 do áp lực nước lỗ rỗng.

Diện tích mặt cắt ngang mẫu sau khi cố kết (mm 2 ) : 1112.6

Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi 5 kPa (CSR=0.1) và %.0 kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong

1000 chu kỳ (500 chu kỳ cho từng giai đoạn)

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn đạt 7.5 kPa, trong khi tại chu kỳ 1072, ứng suất này giảm xuống còn 1.3 kPa Sự chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn ghi nhận là 16.5% Điều này cho thấy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì được mức 10% trong 500 chu kỳ, dẫn đến việc mẫu bị phá hoại tại chu kỳ 1072.

Chiều cao mẫu (mm) : 76.5 Đường kính ban đầu (mm) : 38

Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi 0 kPa (CSR=0.1) và ( kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn là BkPa, trong khi tại chu kỳ 1009, giá trị này đạt 6.3 kPa Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn là 13.6%, cho thấy ứng suất cắt không duy trì được mức 10% trong 500 chu kỳ Mẫu vật đã bị phá hoại tại chu kỳ này.

Chiều cao mẫu (mm) : 76.0 Đường kính ban đầu (mm) : 38.0

Ghi chú: Nén 3 trục theo chu kỳ trải qua nhiều giai đoạn: Khi 0 kPa (CSR=0.1) và ( kPa (CSR=0.2) mẫu không xảy ra điều kiện phá hoại trong

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn là B kPa, trong khi tại chu kỳ 1009, nó tăng lên 6 kPa, dẫn đến chênh lệch 14.3% Điều này cho thấy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì được mức ổn định 10% trong suốt 500 chu kỳ Mẫu vật đã bị phá hoại trong quá trình thử nghiệm.

Chiều cao mẫu (mm) : 76.0 Đường kính ban đầu (mm) : 38.0

Trong quá trình nén 3 trục theo chu kỳ, mẫu không gặp phải điều kiện phá hoại trong 1500 chu kỳ, với 500 chu kỳ cho mỗi giai đoạn ở các áp suất lần lượt là #.5 kPa (CSR=0.1), G.0 kPa (CSR=0.2) và p.5 kPa (CSR=0.3).

Tại chu kỳ 1000, ứng suất cắt tuần hoàn đạt mức kPa, trong khi tại chu kỳ 1529, giá trị này là 4 kPa Chênh lệch ứng suất cắt tuần hoàn ghi nhận là 10.2% Điều này cho thấy ứng suất cắt tuần hoàn không duy trì được mức 10% trong 500 chu kỳ Mẫu vật đã bị phá hoại tại chu kỳ này.

Bảng 3.2: Kết quả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp trên mẫu cát

Trạng thái ban đầu Giai đoạn bão hoà và cố kết Giai đoạn cắt Ghi chú

Loại đất Stt Hố khoan

Tỷ trọng Độ ẩm Độ bão hoà

Hệ số Ứng suất hữu hiệu trung bình

Khối lượng thể tích ẩm Ứng suất cắt tuần hoàn Ứng suất tuần hoàn

Chu kỳ phá hoại m % % kN/m 2 % % kN/m 3 kN/m 2

Bảng 3.3: Kết quả thí nghiệm nén 3 trục mẫu cố kết đẳng hướng không thoát nước chịu tải trọng lặp trên mẫu bùn

Trạng thái ban đầu Giai đoạn bão hoà và cố kết Giai đoạn cắt

Ghi Loại chú đất Stt Hố khoan

Tỷ trọng Độ ẩm Độ bão hoà

Hệ số Ứng suất hữu hiệu trung bình

Khối lượng thể tích ẩm Ứng suất cắt tuần hoàn Ứng suất tuần hoàn

Chu kỳ phá hoại m % % kN/m 2 % % kN/m 3 kN/m 2

Bảng 3.4: Kết quả tính toán theo Marcuson

Hố khoan mẫu Chiều sâu (m) σ vo

AS5 UD2 7.5-8.5 205 180 31 4.77 1.16 10 0.730 1.2 1 1 1 8.76 14.93 0.12 AS5 UD3 10.5-11.5 254 235 98 5 1.2 2 0.639 1.2 1 1 1 1.53 6.84 0.06 AS5 UD4 13.5-14.5 254 235 69 5 1.2 9 0.639 1.2 1 1 1 6.9 13.28 0.11

(kN/m 2 ) r d a max MSF CSR CRR

Bảng dữ liệu hóa lỏng cho thấy các thông số kỹ thuật của các mẫu vật Mẫu AS2 UD2 có kích thước 6.0-7.0, với 10 đơn vị, trọng lượng 93g, và tỷ lệ hóa lỏng 0.95 Mẫu AS3 UD3 (10.5-11.5) có 2 đơn vị, trọng lượng 186g, và tỷ lệ hóa lỏng 0.87 Mẫu AS3 UD4 (13.5-14.5) có 10 đơn vị, trọng lượng 259g, với tỷ lệ hóa lỏng 0.78 Mẫu AS4 UD1 (2.5-3.5) có 1 đơn vị, trọng lượng 146g, tỷ lệ hóa lỏng 0.98 Mẫu AS4 UD2 (6.0-7.0) có 1 đơn vị, trọng lượng 156g, với tỷ lệ hóa lỏng 0.95 Mẫu AS5 UD2 (7.5-8.5) có 10 đơn vị, trọng lượng 205g, tỷ lệ hóa lỏng 0.93 Cuối cùng, mẫu AS5 UD3 (10.5-11.5) có 2 đơn vị, trọng lượng 254g, với tỷ lệ hóa lỏng 0.87.

3.4.4 Nhận xét chương 3 Đánh giá khả năng hóa lỏng của đất dựa vào thí nghiệm nén ba trục chịu tải trọng lặp có kết quả gần giống với kết quả tính toán theo phương pháp Marcuson

Kết quả thí nghiệm nén ba trục cho thấy độ chính xác cao trong việc đánh giá khả năng hóa lỏng của đất nền dưới tác động của động đất Đất hạt rời có khả năng hóa lỏng cao hơn so với đất hạt dính Cụ thể, mẫu AS1 UD1, là mẫu đất bụi lẫn sét với ứng suất hữu hiệu 60 kPa, đã trải qua 1006 chu kỳ phá hoại, trong khi mẫu AS2 UD2, là mẫu đất bụi lẫn cát cũng với ứng suất hữu hiệu 60 kPa, có số chu kỳ phá hoại là 1004.

Lớp đất nền với ứng suất hữu hiệu cao sẽ giảm thiểu khả năng hóa lỏng Cụ thể, mẫu AS1 UD1 và AS4 UD4, đều có độ sâu lấy mẫu từ 2.5-3.5m, cho thấy sự khác biệt rõ rệt Mẫu AS1 UD1 có ứng suất hữu hiệu là 60 kPa và trải qua 1006 chu kỳ phá hoại, trong khi mẫu AS4 UD1 có ứng suất hữu hiệu cao hơn, đạt 140 kPa, và số chu kỳ phá hoại là 1009.

SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG NỀN CÁT HÓA LỎNG DO ĐỘNG ĐẤT

ĐÁNH GIÁ TIỀM NĂNG HÓA LỎNGVÀ TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC TRONG NỀN HÓA LỎNGKHU VỰC QUẬN PABEDAN, THÀNH PHỐ YANGON

Tiêu đề	Tính Toán Sức Chịu Tải Của Cọc Trong Nền Cát Hóa Lỏng Do Động Đất
Tác giả	Nguyễn Trung Phong
Người hướng dẫn	TS. Phan Tá Lệ
Trường học	Trường Đại Học Công Nghệ TP.HCM
Chuyên ngành	Kỹ Thuật Xây Dựng
Thể loại	luận văn thạc sĩ
Năm xuất bản	2017
Thành phố	TP. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	186
Dung lượng	4,44 MB