Nghiên cứu tính toán quá trình cố kết của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không kết hợp với bấc thấm

GIỚI THIỆU VỀ PHƯƠNG PHÁP HÚT CHÂN KHÔNG

Phương pháp xử lý nền bằng gia tải trước kết hợp giếng thấm

Phương pháp gia tải trước kết hợp với thiết bị thoát nước thẳng đứng (giếng thấm) là một trong những kỹ thuật cải tạo đất phổ biến trên toàn cầu.

2.1.1 Kỹ thuật gia tải trước

Gia tải trước là quá trình nén trước nền đất trước khi xây dựng công trình

Nếu tải trọng nén trước tác dụng tạm thời lớn hơn tải trọng thường xuyên của công trình thì phần chênh lệch được gọi là gia tải

Hình 2.1: Xử lý nền bằng phương pháp gia tải trước

Phương pháp gia tải trước đơn giản nhất là phương pháp sử dụng đất đắp

Khi tải trọng được đặt lên nền đất yếu, nước lỗ rỗng sẽ gánh chịu toàn bộ tải trọng ban đầu Áp lực nước lỗ rỗng sẽ giảm dần khi nước thấm ra ngoài theo phương thẳng đứng, dẫn đến quá trình cố kết của nền đất.

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH

Hình 2.2: Kết quả độ lún do quá trình gia tải trước

Tải trọng tạm thời có thể được dỡ bỏ khi nền đất đạt được giá trị lún cuối cùng theo thiết kế Sau khi dỡ tải, độ lún cố kết sẽ không còn đáng kể khi xây dựng công trình trên nền đất này Sự gia tăng cường độ và tốc độ gia tải giúp giảm độ lún thứ cấp, vì khi sử dụng tải trọng lớn hơn tải trọng làm việc, đất nền luôn trong trạng thái quá cố kết, dẫn đến độ lún thứ cấp thấp hơn so với đất cố kết thông thường Tuy nhiên, việc dỡ tải chỉ có thể thực hiện khi áp lực nước lỗ rỗng trong đất đã được tiêu tán hoàn toàn.

Lún cố kết gây ra nhiều vấn đề cho nền móng công trình, do hệ số thấm của đất yếu thường rất nhỏ, dẫn đến quá trình này kéo dài Để rút ngắn thời gian cố kết, người ta áp dụng kỹ thuật giếng thấm kết hợp với phương pháp gia tải trước Giếng thấm là các đường thoát nước nhân tạo cắm vào nền đất yếu, giúp tăng gradient thủy lực trong lỗ rỗng, từ đó nước thấm theo phương ngang vào giếng và nhanh chóng di chuyển lên bề mặt Việc sử dụng giếng thấm giúp rút ngắn chiều dài đường thấm, qua đó giảm thiểu thời gian cố kết.

Giếng thấm có hai chức năng chính và có thể rút ngắn thời gian kết thúc cố kết do hệ số thấm theo phương ngang lớn hơn hệ số thấm theo phương đứng Điều này dẫn đến việc cải thiện hiệu quả trong quá trình thấm nước.

Rút ngắn thời gian cố kết

Hình 2.3: Gia tải trước với giếng thấm

D.J.Moran (kỹ sư người Mỹ) là người đầu tiên đề nghị sử dụng giếng cát vào năm 1925 và được thi công thử nghiệm một vài năm sau đó tại California

Phương pháp giếng cát có một số nhược điểm, bao gồm việc cát cần được chọn lựa kỹ lưỡng để đảm bảo hệ số thấm tối ưu, dẫn đến việc phải vận chuyển cát từ những nguồn xa Hơn nữa, trong quá trình thi công, có khả năng giếng cát bị đứt đoạn, gây ảnh hưởng đến khả năng thoát nước do lỗi thi công hoặc chuyển vị nền Do đó, đã có nhiều ý tưởng về việc sử dụng vật liệu thay thế thuận lợi hơn cho việc thi công giếng thấm.

Vào giữa thập niên 1930 tại Thụy Điển, Kjellman tiến hành thử nghiệm giếng thấm chế tạo hoàn toàn bằng các tông, nhưng gặp phải vấn đề phá hoại nhanh chóng của bấc thấm khi thi công vào nền đất Đến năm 1971, Wager đã cải thiện bấc thấm Kjellman để khắc phục những hạn chế này.

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH đã giới thiệu lõi làm bằng chất dẻo polyethylene thay thế cho lõi bằng các tông, mở ra một thời kỳ mới cho giếng thấm Việc thi công cắm bấc thấm đã được cải thiện về tốc độ và chiều sâu, giúp tăng hiệu quả xử lý nền đất ở độ sâu lớn Hiện nay, bấc thấm trở thành vật liệu chính phổ biến trong các dự án lớn như đường, cảng và sân bay.

Bấc thấm có kích thước thường là 100mm bề rộng và 3-5mm độ dày, với lõi làm từ chất dẻo có rãnh nhỏ giúp thoát nước và hỗ trợ lớp bọc khi có áp lực Lớp vỏ bên ngoài được làm từ vải địa kỹ thuật bằng nhựa tổng hợp hoặc dạng dệt, đóng vai trò là bộ lọc nước, ngăn chặn hạt đất gây tắc nghẽn Hiện nay, nhờ vào công nghệ sản xuất tiên tiến, lưu lượng tháo nước của bấc thấm có thể đạt từ 80m³ đến 140m³ mỗi năm, vượt trội hơn so với khả năng thấm của đất yếu.

Hình 2.4: Hình dạng bấc thấm và ống cắm bấc thấm điển hình

Giới thiệu phương pháp gia tải trước bằng công nghệ hút chân không

Mặc dù phương pháp gia cố nền đất yếu bằng giếng cát và bấc thấm với gia tải trước đã được áp dụng thành công, nhưng sự khan hiếm vật liệu đất đắp và yêu cầu cao về tiến độ thi công hiện nay đã tạo ra nhu cầu cần thiết cho một biện pháp xử lý mới trong gia tải trước.

Năm 1952, Kjellman đã phát triển phương pháp sử dụng áp lực hút chân không để nén cố kết nền đất thay cho việc sử dụng chất tải Phương pháp này bao gồm việc phủ một lớp cát dày khoảng 15cm lên nền đất sét, sau đó che phủ bằng một tấm cao su hoặc nhựa, với các biên được chôn sâu vào lớp sét yếu Tiếp theo, không khí được hút ra để tạo ra áp lực hút chân không, giúp cải thiện tính chất của nền đất.

Áp suất 70-80 kPa tương đương với chiều cao đất đắp 5m, một ý tưởng đã được đề xuất từ thập niên 60 Tuy nhiên, chỉ trong thời gian gần đây, khi công nghệ thi công bằng phương pháp này được áp dụng thành công trong các công trình lớn, nó mới được công nhận và đánh giá là một công nghệ tiên tiến trong lĩnh vực xử lý đất yếu.

Mặc dù lý thuyết về tấm phủ và bấc thấm vào năm 1952 hoàn toàn hợp lý, nhưng thực tế lại cho thấy chúng nhanh chóng hư hỏng, không tạo ra được lực hút chân không Hiện nay, với sự cải tiến đáng kể của các tấm phủ và sự phát triển mạnh mẽ của bấc thấm, phương pháp này đã trở nên khả thi Trong quá trình gia tải trước, ứng suất tổng được duy trì không đổi theo công thức: σ = σ’ + u.

Trong đó: σ - ứng suất tổng σ’ - ứng suất có hiệu u – áp lực nước lỗ rỗng

Từ phương trình trên suy ra: dσ’ = -du

Cho nên độ giảm áp lực nước lỗ rỗng bằng độ gia tăng ứng suất hữu hiệu

Phương pháp gia tải bằng cách đắp đất làm gia tăng ứng suất cắt bên trong nền ngay lập tức, trong khi ứng suất hiệu quả và sức chống cắt chỉ tăng khi áp lực lỗ rỗng giảm Do đó, quá trình đắp đất cần được thực hiện từng bước để tránh phá hoại nền Ngược lại, phương pháp hút chân không không làm tăng ứng suất tổng, do đó ứng suất cắt cũng không gia tăng, giúp nền không bị trượt Lợi ích lớn nhất của phương pháp này là việc gia tải không bị giới hạn bởi sức chống cắt của đất nền.

2.2.1 Nguyên tắc hoạt động của bơm hút chân không

Sơ đồ hoạt động của hệ thống bơm hút chân không được mô tả:

Hình 2.5: Sơ đồ hoạt động của hệ thống bơm hút chân không

Các nguyên tắc hoạt động của bơm hút chân không

Loại bỏ áp lực không khí trong đất nền là quá trình cần thiết để cải thiện điều kiện môi trường Điều này được thực hiện trong một không gian kín, nơi mà phía trên được che chắn bằng một màng kín khí, trong khi bên dưới và xung quanh là môi trường đất có độ thấm nhỏ và bão hòa nước.

Duy trì hệ thống thoát nước hiệu quả dưới màng để tống nước và không khí ra khỏi đất trong suốt thời gian bơm

Giữ cho môi trường không bão hoà nước bên dưới màng

Duy trì áp suất chân không liên tục trong suốt quá trình xử lý

Neo chặt và bịt kín hệ thống ở chu vi ngoại biên của vùng xử lý

Kết quả cuối cùng nước sẽ được hút ra khỏi nền và đất sẽ cố kết lại

2.2.2 Kết hợp gia tải trước bằng đắp đất và bơm hút chân không

Phương pháp hút chân không thường được áp dụng cho các công trình có yêu cầu độ gia tải lớn và thời gian thi công nhanh Tuy nhiên, nhược điểm của phương pháp này là áp lực gia tải bị hạn chế do hiệu suất của bơm hút chỉ đạt khoảng 70%.

80 kPa), nên thường được kết hợp với biện pháp gia tải trước đắp đất

Giai đoạn bơm hút chân không thường được thực hiện trước để tăng cường sức chịu tải của đất nền, sau đó mới tiến hành giai đoạn gia tải bằng cách đắp đất theo nhiều cấp khác nhau.

Để giảm thiểu chuyển vị ngang tại khu vực xử lý trong quá trình hút chân không, cần cân nhắc việc gia tải bằng đất đắp nhằm mục đích triệt tiêu các chuyển vị này.

2.2.3 Phân tích ưu khuyết điểm của phương pháp gia tải trước bơm hút chân không so với phương pháp giả tải trước thông thường a Ưu điểm

Việc hút chân không tạo ra áp lực gia tải lớn (tối đa đến 80kPa) và gần như tức thời Thời gian gia tải được rút ngắn đáng kể

Việc giảm sử dụng vật liệu gia tải, hiện đang khan hiếm, đặc biệt tại khu vực thành thị, giúp hạ giá thành xây dựng Áp lực hút chân không có tính đẳng hướng, không tạo ra lực cắt trượt và không gây chuyển vị ngang, do đó đảm bảo an toàn cho các công trình lân cận.

Khi kết hợp gia tải sau quá trình hút chân không, áp lực tổng cộng đạt được sẽ lớn hơn nhiều so với gia tải thông thường Điều này xảy ra do tính chất bù trừ giữa áp lực nở hông do hút chân không (co đất) và áp lực từ gia tải đắp đất (nở đất).

Hình 2.6: Ứng suất trong phương pháp gia tải chân không và đắp đất b Nhược điểm

Yêu cầu máy móc và kỹ thuật thi công cao, dẫn đến giá thành đắt,

Áp lực hút chân không và độ sâu gia cố bị giới hạn, dẫn đến hiệu quả thấp khi áp dụng cho nền đất có các lớp cát có hệ số thấm cao nằm xen kẹp.

Rất khó làm kín khí nên gây thất thoát áp lực hút

Tuy nhiên với kỹ thuật ngày càng hoàn thiện công nghệ bơm hút chân không đã và đang dần trở nên phổ biến trên thế giới

Một số công trình thực tế áp dụng phương pháp thi công gia tải trước bơm hút chân không

Việc nghiên cứu triển khai ứng dụng công nghệ gia tải bơm hút chân không đã được triển khai và thành công ở nhiều nước trên thế giới

Trung Quốc là quốc gia tiên phong trong việc thử nghiệm công nghệ gia tải do thiếu vật liệu đắp Công nghệ này đã được áp dụng thành công trong một số công trình lớn, điển hình là cảng Xingang tại Tianjing, nơi xử lý lớp đất sét yếu dày ở khu vực ven biển.

Arieka, Nhật Bản Tại Nhật Bản, phương pháp này được sử dụng thường xuyên trong xây dựng công trình từ những năm 1960 đến 1980

Tại Việt Nam, công nghệ gia tải hút chân không vẫn chưa phổ biến, với ứng dụng đầu tiên tại nhà máy khí điện, đạm Cà Mau Nhà máy này có diện tích xử lý 130.000m² và nằm ở cực nam Việt Nam, gần thành phố Cà Mau, bao gồm hai nhà máy với tổng công suất 1.440MW (mỗi nhà máy 720MW).

Dự án Nhà Máy Điện Duyên Hải tại tỉnh Trà Vinh được xây dựng trên nền đất yếu gần bờ biển, do đó đã áp dụng phương pháp gia tải trước bằng cát đắp và hút chân không nhằm nâng cao khả năng chịu tải của nền đất.

Dự án Nhà Máy Điện Chu Trình Hỗn Hợp Nhơn Trạch 2 áp dụng công nghệ tiên tiến với diện tích xử lý khoảng 9.3 ha, tọa lạc tại Nhơn Trạch.

Dự án Đường cao tốc Bắc Nam Long Thành Dầu Giây đã áp dụng phương pháp hút chân không để xử lý nền đất sét yếu Bài viết sẽ sử dụng các thông số đo được từ quá trình quan trắc của dự án để so sánh với kết quả tính toán từ các phương pháp mô phỏng.

CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN QUÁ TRÌNH CỐ KẾT KHI

Cơ sở lý thuyết

3.1.1 Thông số kỹ thuật của giếng thấm

Hansbo (1979) đề nghị đường kính tương đương bấc thấm có thể xác định theo công thức sau:

Hình 3.1: Đường kính tương đương

Mục đích chính của bấc thấm là giảm nhanh áp lực nước trong lỗ rỗng và thoát nước ra khỏi nền đất yếu Do đó, hiệu quả của bấc thấm tỷ lệ thuận với khả năng thoát nước của nó; càng cao khả năng thoát nước, hiệu quả càng lớn.

3 Vùng ảnh hưởng của giếng thấm

Thời gian đạt được độ cố kết phụ thuộc vào bình phương đường kính hiệu quả của giếng thấm, và thông số này có thể được điều chỉnh theo ý muốn.

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH vì nó phụ thuộc vào khoảng cách giữa các giếng thấm và sơ đồ bố trí giếng thấm

Giếng thấm thường được bố trí theo sơ đồ lưới hình tròn hoặc lưới tam giác đều

Hình 3.2: Sơ đồ bố trí bấc thấm trong nền Đường kính vùng ảnh hưởng của giếng thấm được xác định như sau: lưới hình vuông (3.2) lưới tam giác (3.3)

Với S là khoảng cách giếng thấm

Bố trí giếng thấm theo lưới hình vuông thuận tiện cho việc thi công hơn và thường được chọn

Trong quá trình tính toán hiệu quả làm việc của bấc thấm, cần xem xét ảnh hưởng của vùng xáo trộn do thi công cắm bấc thấm.

Vùng xáo trộn (smear zone) này sẽ gây ảnh hưởng đến quá trình thấm thoát nước

HVTH: Nguy cơ công trình CBHD do ảnh hưởng đến hệ số thấm nguyên thủy của đất, dẫn đến sự thay đổi tốc độ cố kết của nền Thường thì bấc thấm được thi công bằng ống thép chuyên dụng, được thiết kế để giảm thiểu tối đa sự xáo trộn cho nền đất.

Với mục đích thiết kế, Jamiolkowski và Lancellotta (1981) đưa ra công thức tính đường kính vùng đất xáo trộn như sau:

Trong đó dm là đường kính tương đương của ống thép:

Với là bề rộng, chiều dài của tiết diện ống thép

Bergado đã tiến hành thí nghiệm hiện trường và nhận xét với là phù hợp

Hình 3.3: Vùng đất bị xáo trộn xung quanh ống Madrel (Bergado ,1996)

3.1.2 Mô hình lăng trụ thấm đối xứng trục

Hình 3.4: Mô hình lăng trụ thấm đối xứng trục

Khoảng cách bố trí lõi thấm đứng được ký hiệu là S (m), trong khi đường kính và bán kính tương đương của lõi thấm (giếng) được ký hiệu lần lượt là d w và r w (m) Đường kính và bán kính vùng xáo trộn được ký hiệu là d s và r s (m) Cuối cùng, đường kính và bán kính của lăng trụ thấm được ký hiệu là d e và r e (m).

3.1.3 Cơ sở lý thuyết bài toán cố kết thấm

1 Các giả thuyết cơ bản của bài toán cố kết Đất nền đồng nhất và bão hòa nước, hạt đất và nước lỗ rỗng không bị nén Độ thay đổi thể tích ΔV của phân tố đất là bé so với thể tích ban đầu của đất

Cố kết thấm tuân theo định luật Darcy

Hệ số thấm là hằng số trong suốt quá trình cố kết

Từ biến không xuất hiện trong quá trình lún

Khảo sát một phân tố đất tại điểm (x,y,z) cho thấy vận tốc thấm v được phân tích thành ba thành phần vx, vy, vz Theo định luật bảo toàn khối lượng, độ chênh lệch giữa lượng nước vào và ra tương ứng với sự thay đổi thể tích của phân tố đất.

(3.6) Định luật thấm Darcy tổng quát có dạng:

Vi phân 3 phương trình trên ta được:

Nếu bài toán thấm được xem xét trong điều kiện thấm một chiều (chỉ có thấm thẳng đứng), phương trình thấm một chiều có dạng:

Phương trình trên là phương trình vi phân cố kết thấm một chiều theo lý thuyết cố kết của Terzaghi

Từ biểu thức tổng quát của tổng áp lực đất: (3.10)

Sau khi biến đổi phương trình, áp lực thuỷ tĩnh có thể được trình bày trong bài toán một chiều có dạng:

Phương trình vi phân đạo hàm riêng bậc nhất dạng Parabol với hệ số không đổi được giải bằng dãy Fourier, cho kết quả có dạng cụ thể.

(3.12) Với và h là chiều dài đường thấm

2 Lời giải giải tích cho bài toán cố kết thấm

Trong trường hợp không có mặt khí hút bám, với giả thiết biến dạng và chất tải tức thời, phương trình cố kết có dạng:

(3.14) Quan hệ độ lún lớp đất có bề dày h có thể biểu diễn dưới dạng:

(3.15) Kết hợp hai phương trình trên ta có:

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH hoặc viết dưới dạng: (3.17) Với Ut là độ cố kết

3.1.4 Cơ sở lý thuyết bài toán giếng thấm

1 Trong trường hợp lý tưởng: Hệ số thấm của giếng đủ lớn không gây cản trở đáng kể nào cho quá trình thoát nước và quá trình thi công giếng thấm không làm cho đất xung quanh bị xáo trộn

Phương trình cố kết thấm theo phương ngang của Barron (1948):

Áp lực nước lỗ rỗng tại một điểm vào thời điểm t được ký hiệu là u, trong khi r đại diện cho khoảng cách theo phương bán kính từ tâm khối trụ đến điểm đang xem xét Thời gian được ký hiệu là t.

C h là hệ số cố kết theo phương ngang Độ cố kết theo phương ngang:

(3.20) Với De là đường kính có hiệu của giếng thấm tức là đường kính của khối đất hình trụ tương đương

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH dw là đường kính hoặc đường kính tương đương của giếng thấm

2 Trong trường hợp thực tế: Quá trình thi công giếng thấm làm cho đất xung quanh bị xáo trộn và hệ số thấm của vùng xáo trộn giảm một cách đáng kể và có sự thoát nước rất chậm của bấc thấm

Hansbo (1979) đã hiệu chỉnh lời giải của Barron (1948) để áp dụng cho trường hợp bấc thấm chế tạo sẵn: Độ cố kết trung bình:

(3.22) F(n) = , hệ số ảnh hưởng khoảng cách (3.23)

Fs = hệ số vùng xáo trộn (3.24) kh: hệ số thấm ngang vùng đất không bị xáo trộn ks: hệ số thấm ngang cho vùng xáo trộn

Fr = , hệ số cản thấm (3.25) z : khoảng cách từ đầu thoát nước của giếng đến điểm đang xét

L: chiều dài đường thấm qw : lưu lượng thấm

3.1.5 Áp lực hút chân không

1 Cơ chế phương pháp hút chân không:

Trong trạng thái tự nhiên, khối đất nền chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, bao gồm áp lực bản thân của khung hạt đất và áp lực nước lỗ rỗng thủy tĩnh, đặc biệt là ở đất bão hòa nước Áp lực do tải trọng của khung hạt được ký hiệu là σ’, trong khi áp lực nước thủy tĩnh được biểu diễn bằng γwz Bên cạnh đó, áp lực lỗ rỗng trong đất được tính bằng công thức u = γwz.

Khi áp dụng bơm hút chân không, áp lực nước trong lỗ rỗng của nền đất sẽ bị hút ra thông qua hệ thống lõi thấm đứng Quá trình này cho phép nước trong đất thấm và thoát ra ngoài qua các ống dẫn, giúp nền đất được cố kết lại một cách hiệu quả.

Trước khi hút chân không :

Sau khi hút chân không :

Với : Áp lực bơm hút chân không

Hình 3.5: Áp lực phân bố theo độ sâu trước và sau khi hút chân không Áp lực lỗ rỗng sau khi hút chân không là :

Như vậy so với trị số ban đầu thì sau khi tiến hành bơm hút chân không Ứng suât hữu hiệu sẽ tăng thêm giá trị

Sự gia tăng ứng suất hữu hiệu lên hạt đất mang tính chất đẳng hướng xuất phát từ việc giảm áp lực nước lỗ rỗng một cách trực tiếp, trong đó môi trường nước được coi là đồng nhất và đẳng hướng.

2 Lộ trình ứng suất của đất nền trong quá trình bơm hút chân không và gia tải đắp đất

Trong quá trình gia tải trước trong nền đất, lộ trình ứng suất của một điểm trong nền được biểu diển trên biểu đồ (p’,q’) như trên hình 3.6

Với ứng suất chính hữu hiệu p’

(3.31) Trong đó là các ứng suất chính

Trong giai đoạn đắp gia tải trước, ứng suất theo lộ trình đường cong AB trên biểu đồ (p', q') có thể dẫn đến nguy cơ phá hoại nền nếu điểm B chạm vào đường phá hoại Tiếp theo, quá trình cố kết diễn ra theo đường BC.

Trường hợp gia tải trước chân không : ứng suất đơn giản theo đường AE bên dưới đường K0 là đường ứng suất hữu hiệu đẳng hướng

Hình 3.6: Lộ trình ứng suất của đất nền trong quá trình bơm hút chân không và gia tải đắp đất

Lý thuyết tính toán độ lún của đất nền

Độ lún nền đất gồm 3 phần:

, với (3.33) q: ứng suất do tải trọng nền đắp tác dụng lên đất nền dh: bề dày lớp đất nền

Ev : mô đun đàn hồi không thoát nước của đất nền

Độ lún cố kết (P c) là sự thay đổi trong ứng suất hữu hiệu thẳng đứng ban đầu (σ’vo) và cuối cùng (σ’vf), trong đó áp lực tiền cố kết (σ’vc) đóng vai trò quan trọng trong quá trình này.

Hi là bề dày lớp đất thứ i eo, ec là hệ số rỗng ban đầu và hệ số rỗng ứng với áp lực tiền cố kết

Cc, Cr là chỉ số nén lún và chỉ số nở

(3.35) ep là hệ số rỗng ở cuối thời kỳ lún cố kết

C α chỉ số nén lún trong giai đọan lún thứ cấp

Hi là bề dày lớp đất thứ i t là thời gian tính toán

PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN BẰNG BƠM HÚT CHÂN KHÔNG

Mô hình Cam-Clay

Mặt giới hạn miền hoạt động của đất hoặc các vật liệu rời gồm: mặt

Hvorslev, mặt Roscoe và mặt 1/3

Hình 4.1: Mặt giới hạn – đường CSL – NCL

Phương trình cơ bản có thể viết dưới dạng

Mặt giới hạn cắt mặt [v, p’] dọc theo đường cố kết thường (NCL) với q’=0 và

V=N-λlnp’ thay điều kiện này vào phương trình trên ta có:

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH k

Các đường trạng thái tương ứng với các lát cắt có v=const trong lộ trình ứng suất không thoát nước được xác định từ phương trình giới hạn Phương trình này có thể suy ra từ phương trình (4.1), với v=Γ - λlnp’, trong đó p’c là ứng suất tại giao điểm của thể tích riêng v, được coi là hằng số.

Lấy vi phân phương trình (4.1), rồi chia cho thể tích riêng v, có được biến dạng thể tích ∂εv, vì v v v

Mà biến dạng đàn hồi thể tích tương đối: '

Nên có thể suy ra biến dạng dẻo thể tích:

Có thể tính ra biến dạng dẻo do cắt (biến hình):

Hình 4.2: Hiện tượng tái bền và khử bền trong mô hình Cam-clay

Tổng gia số biến dạng thể tích ∂εv có dạng:

(4.6) Tổng gia số biến dạng cắt ∂εs có dạng:

Phương pháp mô phỏng mô hình bấc thấm

4.3.1 Phương pháp khối đất tương đương

Bấc thấm (PVD) được sử dụng để gia cố đất yếu bằng cách tăng cường khả năng thoát nước dưới tải trọng bên ngoài, từ đó cải thiện hệ số thấm đứng của vùng đất Việc thiết lập giá trị thấm đứng tương đương cho đất có thể được thực hiện thông qua công thức kết hợp giữa giá trị thấm đứng của đất tự nhiên và thấm ngang của các PVD Chai và Miura (1997) đã đề xuất công thức tính toán hệ số thấm tương đương dựa trên một số giả thuyết nhất định, nhằm mô phỏng hiệu quả của bấc thấm trong việc cải thiện tính thấm của đất.

Sự cố kết của đất nền cắm bấc thấm được coi là đẳng hướng, cho phép áp dụng lý thuyết cố kết đẳng hướng để mô tả sự cố kết theo phương đứng Lý thuyết của Hansbo (1979) được sử dụng để thể hiện cố kết hướng tâm, trong khi độ cố kết chung kết hợp giữa cố kết hướng đứng và cố kết hướng tâm được tính theo Scott (1963) Để xây dựng biểu thức một chiều cho thấm dọc tương đương, một công thức gần đúng cho độ cố kết theo hướng thẳng đứng đã được đề xuất.

Và hệ số thấm tương đương được tính như sau: v v h e ve k k k d F k l ⎟⎟

Hệ số thấm ngang của đất tự nhiên (kh) và hệ số thấm đứng (kv) đóng vai trò quan trọng trong việc đánh giá khả năng thoát nước của đất Trong khi đó, hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn (ks) cũng ảnh hưởng đến quá trình này Chiều dài đường thoát nước (l) là yếu tố quyết định trong việc quản lý nước và bảo vệ môi trường đất.

De là đường kính vùng ảnh hưởng bấc thấm ds là đường kính vùng xáo trộn bấc thấm qw : lưu lượng thấm

4.3.2 Phương pháp bài toán đối xứng trục

Hệ số thấm ngang tương đương trong một phần tử Drain (Lin et al.,2000):

Bán kính vùng ảnh hưởng (re) và bán kính tương đương của giếng thấm (rω) đóng vai trò quan trọng trong việc xác định bán kính vùng bị xáo trộn (rs) Hệ số thấm ngang của vùng đất không bị xáo trộn (kh) và hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn (ks) cũng là những yếu tố cần xem xét để đánh giá khả năng thấm của đất.

4.3.3 Phương pháp quy đổi tương đương sang bài toán phẳng

Indraratna, C Rujikiatkamjorn, J Chu (2008) đã nghiên cứu phương pháp chuyển đổi bài toán đối xứng trục 3D sang bài toán phẳng 2D bằng cách quy đổi hệ số thấm của đất xáo trộn và đất nguyên dạng xung quanh lõi thấm Nghiên cứu cũng đã áp dụng tính toán và mô phỏng mô hình hóa đất nền 2D và 3D để đánh giá kết quả của hai phương pháp này.

Khi nghiên cứu hệ số thấm tương đương với sự tác động của sự xáo trộn, bài toán đối xứng trục có thể được chuyển đổi thành bài toán phẳng Indraratna đã đề xuất một công thức để giải quyết vấn đề này.

Hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn trong mô hình đối xứng trục được ký hiệu là ks,ax, trong khi hệ số thấm ngang của vùng đất nguyên dạng trong cùng mô hình là kh,ax Đối với mô hình phẳng, hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn là ks,ps và hệ số thấm ngang của vùng đất nguyên dạng là kh,ps.

Hệ số thấm tương đương không xét đến ảnh hưởng của sự xáo trộn được chuyển đổi từ bài toán đối xứng trục sang bài toán phẳng.

Khi đó giá trị áp lực hút chân không trong cả hai mô hình phẳng và đối xứng trục là như nhau:

Indraratna và các cộng sự đã chỉ ra rằng hai phương pháp tính toán cho kết quả tương đương về độ lún, áp lực lỗ rỗng thặng dư và chuyển vị ngang Do đó, việc mô phỏng với nhiều phần tử Drain trong bài toán phẳng 2D sẽ dễ dàng hơn nhiều so với bài toán đối xứng trục 3D.

Luận án sử dụng phương pháp mô phỏng thứ 3 để chuyển đổi bài toán sang dạng phẳng 2D, áp dụng công thức quy đổi hệ số thấp mà không xét đến sự xáo trộn, và sử dụng phần mềm Geostudio để mô phỏng mô hình đất nền.

Điều kiện biên trong phương pháp PTHH

Điều kiện biên của PP PTHH trong bài toán xử lý nền bằng chân không:

- Điều kiện biên chuyển vị nút của phần tử

- Biên áp lực nước lỗ rỗng

Mô phỏng áp suất chân không do máy bơm

Các máy bơm kết nối trực tiếp với bấc thấm, truyền áp lực chân không vào bên trong Trong luận án này, tác giả sử dụng phần mềm Geostudio để mô phỏng, với việc mô phỏng phần tử PVD bằng hai phương pháp: gán áp lực nước lỗ rỗng âm cho các line bấc thấm và khai báo vật liệu có hệ số thấm cao cho các line này.

PHÂN TÍCH XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÚT CHÂN KHÔNG TẠI CÔNG TRÌNH THỰC TẾ ĐƯỜNG CAO TỐC BẮC

Giới thiệu về công trình thực tế được nghiên cứu

Công trình là tuyến Đường cao tốc Bắc Nam Long Thành Dầu Giây Đồng

Nền đất yếu được xử lý bằng phương pháp hút chân không kết hợp gia tải cát và bấc thấm Giai đoạn đầu tiên của quá trình này được thi công như đoạn thử nghiệm trong gói thầu số 3, kéo dài từ Km14+100 đến Km23+900, bao gồm 4 đoạn được đặt tên là C1.

C2, D1 và D2 Số liệu thực tế quan trắc đoạn D2 được sử dụng để nghiên cứu quá trình xử lý nền

Hình 5.1: Mặt bằng thi công đoạn D2

Điều kiện đất nền

Điều kiện đất nền được thể hiện qua mặt cắt địa chất khu vực xử lý nền và bảng tổng hợp các thông số đất nền như sau:

Hình 5.2: Mặt cắt địa chất

Bảng 1 Thông số địa chất

(cm/s) Áp lực tiền cố kết Pc (kPa)

Thi công thực tế

Dựa trên điều kiện thi công thực tế, chiều dài đoạn D2 và chiều dài bấc thấm được trình bày trong bảng dưới đây Trắc dọc thể hiện chiều sâu bấc thấm và mặt cắt địa chất được mô tả trong hình ảnh kèm theo Khoảng cách 0.9m được áp dụng để bố trí hình tam giác cho đoạn D2.

Bảng 2 Thông số thi công bấc thấm

Hình 5.3: Trắc dọc thi công đoạn D2

Bề dày bấc thấm (mm)

1 Công tác thi công b ấ c th ấ m đứ ng

Sau khi hoàn tất công tác trắc đạc, các vị trí bấc thấm sẽ được xác định và đánh dấu bằng cọc tre, với sai số vị trí dự kiến là 10 mm.

- Giàn đóng bấc thấm sẽ di chuyển đến vị trí đánh dấu Bấc thấm được gắn lên giàn

- Sau đó bấc thấm được rút ra khỏi ống dẫn và đánh dấu theo mỗi một (1) mét để kiểm tra vị trí đặt thiết bị quan trắc

- Sau khi đánh dấu, bấc thấm sẽ được cuộn để cắm

Công tác cắm bấc thấm sẽ được thực hiện một cách từ từ, nhằm theo dõi và điều chỉnh thiết bị quan trắc, đồng thời xác định độ sâu dừng thực tế để đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong quá trình thi công.

Sau khi hoàn tất việc định chuẩn thiết bị quan trắc, công tác cắm bấc sẽ tiếp tục được thực hiện nhằm kiểm tra độ dày của tầng đất xử lý, với mật độ kiểm tra theo lưới 6,3m.

- Chiều dài bấc thấm đứng sẽ được ghi nhận số liệu và đệ trình để chấp thuận

- Bấc thấm sẽ được cắt phần đầu để tránh thoát khí

- Bên cạnh đó, thi công thử cắm bấc thấm sẽ được tiến hành ngoài khu vực xử lý dưới sự giám sát của TVGS

Hình 5.4: Quá trình cắm bấc thấm đứng

- Tất cả các công tác thi công sẽ được ghi lại số liệu theo biểu mẫu tiêu chuẩn và được đệ trình cùng với các báo cáo tóm tắt

- Ống dẫn sẽ được đóng vào nền đất đến độ sâu chỉ định

Sau khi ống dẫn được rút lên, cần kiểm tra bấc thấm để đảm bảo không bị tuột quá mức cho phép Độ lệch phải nằm trong khoảng 100 mm, với độ thẳng đứng không vượt quá 1:20 và độ sâu không lớn hơn 1%.

180mm), bấc sẽ phải được cắm lại

Việc ghép nối PVD được thực hiện bằng cách sử dụng đinh kẹp, đảm bảo sự khéo léo trong cấu trúc và duy trì sự dẫn nước liên tục của bấc thấm Tại điểm ghép nối, vỏ bọc của phần cao hơn của bấc thấm sẽ được bọc ra ngoài phần thấp hơn.

+ Kỹ sư không quy định chiều dài tối đa cho một mối ghép trên một bấc thấm

+ Vỏ ngoài và lõi sẽ được đè lên nhau ít nhất là 150mm tại điểm nối

- Cắt bấc thấm và ghi số liệu

Khi ống dẫn được đưa về vị trí ban đầu, bấc thấm sẽ được cắt bằng dao, với chiều cao tối thiểu còn lại là 250mm từ mặt đất nền.

+ Sau đó tấm neo sẽ được bố trí lại

Chiều dài thực tế của mỗi bấc thấm sẽ được ghi lại theo biểu mẫu quan trắc Tổng chiều dài bấc thấm sẽ được tính toán hàng ngày và cộng gộp để báo cáo trong tiến độ thi công hàng ngày.

2 Đ ào rãnh để l ắ p đặ t đườ ng ố ng và b ể tách pha CVC

Sau khi hoàn tất việc đóng bấc thấm, các rãnh sẽ được đào bằng máy với dung tích 0.25 m3, có chiều sâu khoảng 30 cm từ bề mặt nền đất Đất được đào sẽ được giữ lại để sử dụng cho việc lấp hệ thống đường ống và bể tách pha CVC.

Đá dăm có kích thước hạt từ 5-10 sẽ được sử dụng để chèn ống, đặc biệt khi đất cát quá mịn không đủ khả năng ngăn chặn hiện tượng nghẹt bấc thấm, điều này có thể gây khó khăn cho phương pháp CVC.

Hình 5.5: Các ống lọc sẽ được thay thế, nếu bị hư hỏng trong khi đào

- Bấc thấm ngang (KD-130/KD140: dày 7 mm) sẽ được bố trí song song với rãnh đào

- Bấc thấm đứng sẽ được nối với bấc thấm ngang bằng chốt nối nhựa

Hình 5.6: Lắp bấc thấm ngang

4 B ố trí đườ ng ố ng và b ể tách pha CVC

- Sau khi đào rãnh, các ống đục lỗ (VP-φ55) được bọc ngoài bởi ống lọc (KD-30) và ống nước mềm (φ50) sẽ được lắp đặt bên rong rãnh đào

- Bấc thấm ngang sẽ được lắp đặt bổ sung xunh quanh các bể tách pha CVC

Hình 5.7: Bố trí đường ống và bể tách pha CVC

5 L ấ p đấ t cho các rãnh đ ào

Sau khi hoàn tất lắp đặt đường ống và bể tách pha CVC, quy trình kiểm tra nghiệm thu sẽ được tiến hành Sau khi kiểm tra, toàn bộ các rãnh sẽ được lấp lại bằng cát hoặc sỏi.

- Đường ống và bể tách pha sẽ được bảo vệ trong khi lấp đất Công tác lấp đất bằng thủ công

- Sau khi lấp đất, tấm bảo vệ sẽ được lắp đặt trên toàn bộ diện tích xử lý

Tấm vải địa dày 1 mm sẽ được sử dụng làm lớp bảo vệ, được chèn vào cạnh biên để ngăn chặn sự rách do các vật nhọn như thanh gỗ hoặc sỏi đá trên bề mặt hoặc trong nền đất.

Hình 5.8: Lắp đặt tấm bảo vệ

- Tấm kín khí sẽ được lắp đặt sau khi tấm bảo vệ được lắp đặt xong

- Mỗi một (1) tấm kín khí có diện tích khoảng 10m x 25m và có trọng lượng khoảng 150 kg

- Tối thiểu phải có bốn (4) công nhân để khuân tấm này Và cần từ tám (8) đến mười (10) công nhân cho công việc này

- Các tấm sẽ được nối chồng mí từ năm mươi (50) đến một trăm (100) mm bằng hàn nhựa (1,600W)

Hình 5.9: Lắp đặt tấm kín khí

5.3.2 Thi công gia tải và hút chân không

Bơm hút chân không và máy phát điện sẽ được bố trí tại các vị trí chỉ định trong quá trình xử lý đường bao

Bơm hút chân không và máy phát điện cần được đặt ở độ cao thích hợp để ngăn ngừa tình trạng ngập nước Các ống chân không và ống nước (φ75) sẽ được kết nối giữa bể tách pha CVC chính và bơm.

Dây điện từ bể tách pha CVC chính và phụ sẽ được đấu nối vào bảng điện

Bảng điện sẽ được đấu nối với máy phát điện

Tất cả cáp điện và đường ống nằm ngoài tấm CVC cần được bảo vệ bằng bao cát và cắm biển báo, nhằm tránh hư hỏng trong quá trình thi công đắp nền đường.

Trên khu vực thi công không được sử dụng các thiết bị nặng cho đến khi chiều cao đất đắp tối thiểu lên đến 1,5m

Công tác bơm hút chân không sẽ được khởi động sau khi hoàn tất việc lắp đặt và hiệu chuẩn tất cả các thiết bị quan trắc tại các vị trí đã chỉ định.

Phân tích xử lý nền bằng phương pháp hút chân không kết hợp bấc thấm bằng phương pháp phần tử hữu hạn Geostudio

bằng phương pháp phần tử hữu hạn Geostudio

Khi mô phỏng bấc thấm có thể mô phỏng trực tiếp bằng phần tử thoát nước

Tác giả sử dụng phương pháp mô phỏng bấc thấm bằng phần tử Drain thông qua phần mềm Geostudio để mô phỏng khối đất tương đương Đất nền được mô phỏng một nửa đối xứng trục của mặt cắt ngang tuyến đường, với các điều kiện đất nền, bấc thấm và quá trình gia tải đã được trình bày Áp lực bơm được mô phỏng bằng cách khai báo áp lực nước lỗ rỗng âm trên bề mặt, nhằm đạt được kết quả ứng xử chính xác hơn so với việc quy tải tương đương gán lên mặt nền Bấc thấm được mô phỏng bằng các line gán áp lực nước lỗ rỗng thay đổi theo áp lực bơm.

(cm/s) Áp lực tiền cố kết P c

Bảng 4 Thông số bấc thấm

Các thông số bấc thấm

Lưới bấc thấm Tam giác

Bề rộng bấc thấm 10cm Chiều dày bấc thấm 7mm

S et tle m en t (m )/ P re lo ad in g P re ss u re / Độ l ú n ( m ) Á p l ự c g ia t ả i ( kP a)

Fill Height (m) Settlement (m) - SP18 Rate of Settlement (mm/day) Vacuum Pressure - PD04 (kPa) Embankment Load (kPa) Total Preloading Pressure (kPa)

PRELOADING PRESSURE/ SETTLEMENT - TIME GRAPHS ÁP L Ự C GIA T Ả I/ ĐỘ LÚN THEO TH Ờ I GIAN - D2

Starting Date Of Observation/ Nga ̀ y bắt đâ ̀ u quan trắc: Nov.30.2010 (Day 0)

R ate o f Se tt le m en t (m )/ T ố c độ l ú n ( m ) F ill H ei g h t/ C h i ề u dà y đắ p (m )

Hình 5.14: Quá trình gia tải đất đắp và bơm hút chân không

Quá trình mô phỏng được thể hiện qua các hình ảnh mô phỏng như sau:

Hình 5.15: Mô phỏng điều kiện đầu tiên của đất nền

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.16: Mô phỏng cắm bấc thấm

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.17: Mô phỏng đắp đất gia tải 0.5m và bắt đầu bơm hút chân không

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.18: Mô phỏng đắp đất gia tải 1m và tiếp tục bơm hút chân không với bệ phản áp 0.5m

Cat dap bt Cat dap

Cat gt1 Cat gt1 Cat gt1

Hình 5.19: Mô phỏng đắp đất gia tải 1.5m và tiếp tục bơm hút chân không với bệ phản áp 1.5m

Cat dap bt Cat dap

Cat gt1 Cat gt1 Cat gt1 Cat gt1

Hình 5.20: Mô phỏng đắp đất gia tải 2m và tiếp tục bơm hút chân không với bệ phản áp 2m

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.21: Mô phỏng đắp đất gia tải 2.5m và tiếp tục bơm hút chân không

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.22: Mô phỏng đắp đất gia tải 3m và tiếp tục bơm hút chân không

Cat gt1 Cat gt1 Cat gt1

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.23: Mô phỏng đắp đất gia tải 4m và tiếp tục bơm hút chân không

Cat dap bt Cat dap

Hình 5.24: Mô phỏng đắp đất gia tải 4.75m và tiếp tục bơm hút chân không

5.4.2 Phân tích kết quả lún theo độ sâu

Kết quả chạy mô hình được thể hiện qua hình sau:

Hình 5.25: Kết quả biến dạng nền sau khi gia tải

Hình 5.26: Kết quả chuyển vị đứng sau khi gia tải

Hình 5.27: Kết quả chuyển vị ngang sau khi gia tải

Hình 5.28: Kết quả áp lực nước lỗ rỗng trong nền sau khi gia tải

Hình 5.29: Kết quả áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong nền sau khi gia tải

Se ttl em en t (m )/ Lún ( m ) F il l

Hình 5.30: Biểu đồ quan trắc độ lún trên mặt

8 30 -N ov -1 0 30 -D ec -1 0 29 -J an -1 1 28 -F eb- 11 30 -M ar -1 1 29 -A p r- 1 1 29 -M ay -1 1 28 -J un -1 1 28 -J ul -1 1 27 -A u g -1 1 26 -S e p -1 1

S e tt le m e n t/ Lú n ( m ) F ill H e ig h t/ C a o t rì n h đắ p (m )

Fill height EX04 (-1.80) EX04 (-7.20) EX04 (-11.80)

EXTENZOMETER - TIME GRAGHS FOR EXTENZOMETER EX04 - D2/ BIÊ ̉ U ĐÔ ̀ BIỂU ĐỒ ĐO LÚN SÂU TỪ EXTENZOMETER EX04 - D2

Starting Date Of Observation/ Nga ̀ y bắt đâ ̀ u quan trắc: Nov.30.2010 (Day 0)

Hình 5.31: Biểu đồ quan trắc độ lún theo độ sâu Độ lún z=0m

Thơig gian(ngày) Độ lú n (m )

Kết quả quan trắc Kết quả tính toán

Hình 5.32: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc độ lún tại vị trí z=0m

Sau 289 ngày, độ lún đạt 2.1m, với hai đường biểu đồ gần như trùng khớp, cho thấy rằng kết quả mô phỏng độ lún bề mặt tương thích tốt với dữ liệu quan trắc thực tế.

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Độ lún z=-1.8m

Thời gian(ngày) Độ lú n (m )

Hình 5.33: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc độ lún tại vị trí z=-1.8m

Sau 289 ngày, độ lún được ghi nhận là 1.8m, với hai đường biểu đồ gần như trùng khớp nhau Điều này cho thấy kết quả mô phỏng về độ lún bề mặt phù hợp với thực tế quan trắc, với độ lún z đạt -7.2m.

Sau 289 ngày, độ lún đạt 0.9m, cho thấy hai đường biểu đồ gần như trùng khớp Kết quả mô phỏng cho thấy độ lún bề mặt phù hợp với dữ liệu quan trắc thực tế.

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Độ lún z=-11.8m

Sau 289 ngày, độ lún ghi nhận là 0.14m, cho thấy hai đường biểu đồ gần như trùng khớp với nhau Điều này chứng tỏ rằng kết quả mô phỏng về độ lún bề mặt phù hợp với thực tế quan trắc.

5.4.3 Phân tích kết quả chuyển vị ngang

Kết quả quan trắc chuyển vị ngang theo chiều sâu tại vị trí thiết bị

Inclinometer IC03-D2 được thể hiện qua hình sau:

Hình 5.36: Biểu đồ quan trắc chuyển vị ngang theo chiều sâu

Hình 5.37: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc chuyển vị ngang theo chiều sâu

Nhận xét cho thấy rằng sau 289 ngày, chuyển vị ngang lớn nhất đạt -1m và nhỏ nhất là 0.07m, với hai đường biểu đồ có sự biến đổi tương tự Tuy nhiên, có sự biến đổi cục bộ ở độ sâu -6m, có thể do sự thay đổi địa chất tại vị trí này hoặc do thiết bị quan trắc gặp trục trặc Kết quả mô phỏng cho thấy chuyển vị ngang phù hợp với thực tế quan trắc.

5.4.4 Phân tích kết quả áp lực nước lỗ rỗng trong nền đất

Hình 5.38: Quan trắc áp lực bơm & áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong nền đất Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư PS08 -14.5m

Thời gian(ngày) Áp l ự c n ướ c l ỗ r ỗ ng t h ặ ng d ư (K N /m2 )

Kết quả tính toán Kết quả quan trắc

Hình 5.39: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí PS08=-14.5m

Hai đường biểu đồ cho thấy sự biến đổi tương tự, với kết quả quan trắc và mô phỏng tính toán có sự biến đổi cục bộ ở giai đoạn đầu do áp lực bơm chưa ổn định Sau đó, áp lực đạt giá trị ổn định xung quanh -70 kN/m² Kết quả mô phỏng cho thấy áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí PS08 -14.5m phù hợp với thực tế quan trắc.

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư PS08 -6m

Thời gian(ngày) Áp l ự c n ướ c l ỗ r ỗ ng t h ặ ng d ư (KN/ m 2 )

Hình 5.40: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí PS08=-6m

Hai đường biểu đồ cho thấy sự biến đổi tương tự, với kết quả quan trắc và mô phỏng tính toán có sự biến đổi cục bộ ở giai đoạn đầu do áp lực bơm chưa ổn định Sau đó, áp lực đạt giá trị ổn định khoảng -60 kN/m² Kết quả mô phỏng cho thấy áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí PS08 -6m phù hợp với thực tế quan trắc, trong khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại PD04 -6.25m cũng được xác nhận.

Thời gian(ngày) Áp l ự c n ướ c l ỗ r ỗ ng t h ặ ng d ư (KN/ m 2 )

Hình 5.41: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí PD04=-6.25m

Hai đường biểu đồ thể hiện sự biến đổi tương tự nhau, với kết quả quan trắc và mô phỏng có sự khác biệt cục bộ ở giai đoạn đầu do áp lực bơm chưa ổn định, sau đó ổn định xung quanh -70 kN/m² Tuy nhiên, trong giai đoạn sau, áp lực quan trắc thực tế chỉ đạt -25 kN/m², trong khi tính toán là -65 kN/m², điều này có thể do lỗi trong bấc thấm quan trắc Kết quả mô phỏng cho thấy áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí PD04 -6.25m phù hợp với thực tế quan trắc.

5.4.5 Kết luận về ứng dụng phần mềm Geostudio

Phần mềm Geostudio cho phép mô phỏng mô hình gia tải bằng phương pháp hút chân không và cát đắp kết hợp với bấc thấm, với kết quả phân tích mô phỏng tương thích với dữ liệu thực tế quan trắc.

PHÂN TÍCH TÍNH TOÁN CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN QUÁ TRÌNH XỬ LÝ NỀN BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÚT CHÂN KHÔNG KẾT HỢP VỚI BẤC THẤM

Phân tích hiệu quả xử lý nền khi thay đổi khoảng cách cắm bấc thấm, chiều dài bấc thấm

Sử dụng các thông số của bài toán xử lý nền ở dự án đường cao tốc Long

Thành Dầu Giây đã thực hiện việc điều chỉnh các thông số liên quan đến bấc thấm, bao gồm khoảng cách và chiều dài bấc thấm, nhằm phân tích ảnh hưởng của những yếu tố này đến hiệu quả của quá trình xử lý nền.

6.1.1 Thay đổi khoảng cách cắm bấc thấm

Phân tích bài toán với việc thay đổi khoảng cách cắm bấc thấm với khoảng cách ban đầu là 0.9m, tăng dần lên 1.2m, 1.5m

Cat dap bt Cat dap

Hình 6.1: Mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với khoảng cách cắm ban đầu

Hình 6.2: Kết quả chuyển vị lún (2.04m) mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với khoảng cách cắm ban đầu 0.9m

Cat dap bt Cat dap

Hình 6.3: Mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với khoảng cách cắm 1.2m

Hình 6.4: Kết quả chuyển vị lún (1.99m) mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với khoảng cách cắm 1.2m

Cat dap bt Cat dap

Hình 6.5: Mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với khoảng cách cắm 1.5m

Hình 6.6: Kết quả chuyển vị lún (1.86m) mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với khoảng cách cắm 1.5m

Ta có biểu đồ so sánh độ lún của các trường hợp như sau: Độ lún d=0.9m, 1.2m, 1.5m

Thời gian(ngày) Độ lú n (m ) d=0.9m d=1.2m d=1.5m

Hình 6.7: Biểu đồ so sánh độ lún khi thay đổi khoảng cách cắm bấc thấm

Độ lún của công trình chịu ảnh hưởng lớn từ khoảng cách bấc thấm; khi khoảng cách này tăng, độ lún giảm và thời gian để nền đạt độ cố kết kéo dài Do đó, việc tính toán khoảng cách bấc thấm cần được thực hiện hợp lý để đảm bảo đáp ứng yêu cầu về độ lún thiết kế, tiến độ thi công và tính kinh tế của dự án.

6.1.2 Thay đổi chiều dài bấc thấm

Bằng cách điều chỉnh chiều dài bấc thấm từ giá trị ban đầu L0 xuống còn L1 = L0-3m và L2 = L0-6m, chúng ta tiến hành so sánh kết quả chuyển vị lún trong các trường hợp này để đánh giá ảnh hưởng của sự thay đổi chiều dài bấc thấm.

Cat dap bt Cat dap

Hình 6.8: Mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với chiều dài bấc L 1 =L 0 -3m

Hình 6.9: Kết quả chuyển vị lún (1.79m) mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với chiều dài bấc L 1 =L 0 -3m

Cat dap bt Cat dap

Hình 6.10: Mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với chiều dài bấc L 2 =L 0 -6m

Hình 6.11: Kết quả chuyển vị lún (1.51m) mô phỏng xử lý nền trong đó bấc thấm với chiều dài bấc L 2 =L 0 -6m

Ta có biểu đồ so sánh độ lún của các trường hợp như sau: Độ lún bấc thấm L0, L1, L2

Hình 6.12: Biểu đồ so sánh độ lún khi thay đổi chiều dài bấc thấm

Độ lún của công trình chịu ảnh hưởng đáng kể từ chiều dài bấc thấm; khi chiều dài này tăng trong lớp đất yếu, độ lún sẽ gia tăng và thời gian để nền đạt độ cố kết cũng nhanh hơn Do đó, việc tính toán chiều dài bấc thấm hợp lý là rất quan trọng, nhằm đảm bảo phù hợp với yêu cầu độ lún thiết kế, tiến độ thi công dự án và tính kinh tế trong quá trình thi công.

Phân tích xử lý nền bằng phương pháp hút chân không với lớp sét yếu dày

Nhiều ý kiến cho rằng phương pháp bơm hút chân không chỉ hiệu quả trong phạm vi 10m từ mặt đất Tuy nhiên, với những cải tiến công nghệ thi công, hiệu quả đã được nâng cao ở độ sâu trên 20m Quá trình cố kết không chỉ giới hạn trong 10m mà còn hiệu quả với chiều dài bấc thấm 27m, như đã chứng minh trong quá trình xử lý nền ở vùng biển Ariake.

Nhật Bản được phân tích dưới đây

Vùng đất ven biển Ariake, Nhật Bản, nổi tiếng với địa chất đất sét yếu và dày Để xử lý nền đất tại đây, phương pháp hút chân không kết hợp với bấc đã được áp dụng hiệu quả.

HVTH: Nguyền Công Trí CBHD: TS Lê Bá Vinh đã áp dụng phương pháp hút chân không cho vùng đất sét yếu dày với chiều dài bấc 27m Kết quả quan trắc trong suốt quá trình xử lý nền cho thấy phương pháp này đã được ứng dụng hiệu quả.

Mặt cắt địa chất và các số liệu địa chất cho nền đất sét yếu dày ở vùng biển

-40 Đo độ lún Đo áp lực nước

Hình 6.13: Mặt cắt địa chất

Hệ số rỗng e Đất phủ 0.6 0.3 30 1.00E-03 18 1 Đất nạo vét 1 3.4 0.37 75 1.20E-06 0.65 15.5 2

6.2.2 Bơm hút chân không Áp lực ở máy bơm được duy trì ở mức -0.8kg/cm 2 , tuy nhiên kết quả đo áp lực chân không dưới màn kín khí ban đầu chỉ có -0.4kg/cm 2 trong 15 ngày, sau đó mới tăng dần lên -0.6kg/cm 2 trong 20 ngày sau đó, như vậy thất thoát 25%

Bấc thấm được thi công trên diện tích 40x20m², với chiều dài 27m cắm sâu vào lớp đất sét yếu Mạng lưới bấc thấm hình vuông được bố trí với khoảng cách giữa các bấc thấm là 0,8m.

Bảng 6 Thông số bấc thấm

Lưới bấc thấm Hình vuông

Bề rộng bấc thấm 10cm Chiều dày bấc thấm 4mm

6.2.4 Phân tích mô phỏng công tác xử lý nền bằng phần mềm Geostudio và so sánh với kết quả quan trắc

Mô hình mô phỏng một nửa mặt cắt xử lý nền với phạm vi 10m, trong đó áp lực bơm được thay đổi từ -40 kN/m² đến -60 kN/m², nhằm khai báo áp lực nước trong các lỗ rỗng.

HVTH là một phương pháp quan trọng trong việc nghiên cứu sự thay đổi áp lực nước trên bề mặt Bấc thấm được mô phỏng thông qua các đường áp lực nước, thay đổi theo áp lực bơm, giúp hiểu rõ hơn về các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình thấm nước trong đất TS Lê Bá Vinh đã đóng góp nhiều vào lĩnh vực này, mang lại những hiểu biết sâu sắc về cơ chế hoạt động của bấc thấm.

Vùng xử lý hút chân không

Hình 6.14: Mô phỏng điều kiện đầu tiên của đất nền

Hình 6.15: Mô phỏng hút chân không -40kN/m 2 trong thời gian15 ngày

Hình 6.16: Mô phỏng hút chân không -60kN/m 2 trong thời gian20 ngày

Hình 6.17: Kết quả biến dạng trong nền sau khi gia tải

Hình 6.18: Kết quả chuyển vị đứng trong nền sau khi gia tải

Hình 6.19: Kết quả chuyển vị ngang trong nền sau khi gia tải

Hình 6.20: Kết quả áp lực nước lỗ rỗng trong nền sau khi gia tải

Phân tích kết quả độ lún nền đất

Độ lún của bề mặt nền đất và tại các độ sâu khác nhau trong nền được thể hiện trong các hình sau:

Hình 6.21: Quan trắc độ lún bề mặt

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Độ lún bề mặt z=0m

Hình 6.22: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc độ lún bề mặt

Hình 6.23: Quan trắc độ lún theo độ sâu Độ lún sâu z=0m

Thời gian (ngày) Độ l ún ( m )

Hình 6.24: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc độ lún theo thời gian tại Z=0m

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Độ lún sâu z=-6,5m

Thời gian (ngày) Độ lú n ( m )

Hình 6.25: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc độ lún theo thời gian tại Z=-

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Độ lún sâu z=-27,0m

Thời gian (ngày) Độ lú n ( m )

Kết quả mô phỏng cho thấy sự phù hợp cao với thực tế quan trắc lún tại hiện trường Đối với phương pháp bơm hút chân không, chuyển vị của khu vực đất ngoài vùng xử lý thể hiện sự lún xuống, trong khi đó, khi gia tải bằng đất đắp, khu vực này lại có chuyển vị dương, tức là đất bị trồi lên.

Nhiều ý kiến cho rằng phương pháp bơm hút chân không chỉ hiệu quả trong phạm vi 10m từ mặt đất khi xử lý nền đất Tuy nhiên, nhờ vào những cải tiến mạnh mẽ trong công nghệ thi công, hiệu quả đã được nâng cao ở các độ sâu lớn hơn.

HVTH: NGUYÊN CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH cho biết, tại nền đất Ariake, qua quan trắc và mô phỏng tính toán phương pháp hút chân không, độ sâu mũi bấc thấm đạt 27m nhưng vẫn ghi nhận độ lún khoảng 7,5cm.

Vùng ảnh hưởng lún bên ngoài khu vực hút chân không bắt đầu từ biên của vùng xử lý là trên 25m, và từ khoảng cách này trở ra, độ lún sẽ giảm dần và đạt giá trị bằng 0.

Phân tích kết quả chuyển vị ngang của nền đất

Hình 6.29: Quan trắc chuyển vị ngang tại mặt nền

Chuyển vị ngang bề mặt

Hình 6.30: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc chuyển vị ngang tại mặt nền

Kết quả mô phỏng cho thấy sự tương đồng với các quan trắc chuyển vị ngang thực tế tại hiện trường Đáng chú ý, sự dịch chuyển ngang của đất nền trên bề mặt cũng diễn ra bên ngoài vùng xử lý, với phạm vi vượt quá 40m.

Phân tích kết quả áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong nền đất

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại các độ sâu trong khu vực có cắm bấc thấm và dưới mũi các bấc thấm được minh họa trong các hình ảnh sau đây.

Hình 6.31: Sự biến đổi áp lực ở máy bơm & trong nền đất Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư z=0m

Thời gian (ngày) Áp l ự c n ướ c l ỗ r ỗ ng th ặ ng d ư (kP a)

Hình 6.32: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí Z=0m Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư z=-2m

Thời gian (ngày) Áp l ự c n ướ c l ỗ r ỗ ng th ặ ng d ư (k P a)

Hình 6.33: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư do áp lực bơm tại vị trí Z=-2m

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư z=-4m

Hình 6.34: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí Z=-4m Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư z=-17m

Hình 6.35: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí Z=-17m Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư z=-33m

Hình 6.36: Biểu đồ kết quả mô phỏng và quan trắc áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại vị trí Z=-33m

So sánh các biểu đồ kết quả quan trắc và tính toán mô phỏng cho thấy sự tương đồng cao, với chênh lệch không đáng kể Giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng tại độ sâu -4m gần giống với giá trị ở mặt nền, trong khi ở các độ sâu -2m và -17m cũng có sự tương đồng tương tự.

Trong nghiên cứu của TS Lê Bá Vinh về các tầng sét, áp lực nước lỗ rỗng đã đạt giá trị tương đương với mặt nền sau 35 ngày bơm hút Đáng chú ý, ngay cả ở độ sâu -33m dưới vùng cắm bấc, vẫn tồn tại áp lực nước lỗ rỗng thặng dư âm.

6.2.5 Kết luận về xử lý nền với lớp đất sét yếu dày:

Quan trắc và mô phỏng tính toán cho thấy phương pháp hút chân không nền đất Ariake gây ra độ lún khoảng 7.5cm tại độ sâu của mũi cắm bấc thấm.

Phương pháp hút chân không cho thấy hiệu quả rõ rệt ở độ sâu -33m, với giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư âm đạt 27m Điều này cho thấy khả năng của phương pháp này trong việc xử lý các lớp đất yếu dày khi chiều sâu bấc thấm được cắm sâu.

6.3 Phân tích phạm vi lún cố kết phía dưới mũi bấc thấm

Khi áp lực hút chân không tác động lên nền đất yếu, áp lực nước lỗ rỗng trong đất giảm, dẫn đến quá trình cố kết không chỉ diễn ra trong vùng bấc thấm mà còn dưới mũi bấc thấm Do đó, việc xác định phạm vi lún cố kết dưới mũi bấc thấm là rất quan trọng khi xử lý nền đất yếu dày bằng phương pháp hút chân không.

Phạm vi vùng lún cố kết dưới mũi bấc thấm chịu ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố quan trọng, bao gồm hệ số thấm của đất, khoảng cách cắm bấc thấm và áp lực bơm hút chân không.

Phân tích nền đất đồng nhất được thực hiện với các thông số như lớp sét biển 1 và bấc thấm, đồng thời điều chỉnh hệ số thấm, áp lực bơm, và thời gian bơm hút lên đến 200 ngày Mục tiêu là đạt được độ cố kết cuối cùng và khảo sát chiều sâu cần thiết để tính lún phía dưới mũi bấc thấm.

6.3.1 Phân tích ảnh hưởng của hệ số thấm đất sét đến phạm vi vùng lún cố kết bên dưới mũi bấc thấm

Phân tích nền đất với bấc thấm dài 15m, khoảng cách bấc thấm 1m, áp lực bơm

60kN/m 2 , các trường hợp phân tích với các thông số hệ số thấm của đất sét thay đổi như sau:

Bảng 7 Các thông số hệ số thấm

Hệ số thấm Giá trị (m/ngày) k1 3,89E-04 k2 7,78E-04 k3 1,17E-03 k4 1,56E-03 Áp lực bơm 60kn/m2 bề rộng 10m

Hình 6.37: Mô hình mô phỏng bài toán

Kết quả phân tích: Độ lún sâu với hệ số thấm k1

Ch i ề u sâu ( m ) Độ lún sâu với hệ số thấm k2

Ch i ề u s âu ( m ) Độ lún sâu với hệ số thấm k3

Ch i ề u sâu ( m ) Độ lún sâu với hệ số thấm k4

Hình 6.38: Biểu đồ kết quả lún theo chiều sâu với k1, k2, k3, k4

Hình 6.33 minh họa sự thay đổi độ lún theo chiều sâu nền đất trong các trường hợp khác nhau của hệ số thấm Khi hệ số thấm của đất tăng, phạm vi vùng lún dưới mũi bấc thấm cũng được mở rộng, như đã thể hiện trong bảng 4.

Kết quả khảo sát cho thấy mối quan hệ giữa hệ số thấm và phạm vi lún cố kết dưới mũi bấc thấm có thể được mô tả bằng phương trình h = 4,44ln(k x ) - 2,244.

Bảng 8 Hệ số thấm và phạm vi lún

Hệ số thấm(m/ngày) Phạm vi lún(m)3,89E-04 3,75

Hình 6.39: Biểu đồ liên hệ phạm vi lún và hệ số thấm

6.6.2 Phân tích ảnh hưởng của khoảng cách cắm bấc thấm đến phạm vi vùng lún cố kết bên dưới mũi bấc thấm

Với cách phân tích như trên, khảo sát thay đổi khoảng cách bấc thấm 1,2m và

1,4m Kết quả khảo sát như sau:

Bảng 9 Bảng kết quả phân tích khi thay đổi khoảng cách bấc thấm

Chiều dài bấc thấm 15m, áp lực bơm

(m/ngày) Phạm vi lún (m) Phạm vi lún (m) Phạm vi lún (m) k1 3,89E-04 3,75 3,4 3,2 k2 7,78E-04 7 6,6 6,3 k3 1,17E-03 8,5 8,1 7,7 k4 1,56E-03 10 9,3 8,9

Giá trị tung độ chênh lệch rất ít, trong khi hệ số góc giảm dần khi khoảng cách bấc thấm tăng Giá trị trung bình của tung độ được xác định là -2,26.

HVTH: Nguy ễn Công Trí CBHD, TS Lê Bá Vinh đã thiết lập phương trình hệ số góc thay đổi theo khoảng cách bấc thấm Phương trình này được biểu diễn như sau: a = 5,328 – 0,89d, trong đó d là khoảng cách bấc thấm tính bằng mét.

Vậy ta có phương trình như sau: h = (5,328 – 0,89d) ln(k x ) – 2,26 (1)

6.6.3 Phân tích ảnh hưởng của áp lực bơm đến phạm vi vùng lún cố kết bên dưới mũi bấc thấm

Với cách phân tích như trên, khảo sát thay đổi áp lực bơm hút chân không

80kN/m 2 và 70kN/m 2 Kết quả khảo sát như sau:

Bảng 10 Bảng kết quả phân tích khi thay đổi áp lực bơm hút chân không

1m Áp lực bơm 80kN/m 2 Áp lực bơm

(m/ngày) Phạm vi lún (m) Phạm vi lún (m) Phạm vi lún (m)

Các giá trị hệ số góc gần như không thay đổi, trong khi giá trị tung độ giảm dần khi áp lực bơm giảm Giá trị trung bình của hệ số góc được xác định là 4,417 Từ đó, phương trình mô tả sự thay đổi của tung độ theo áp lực bơm được thiết lập là: b = 0,059P –.

Vậy ta có phương trình như sau: h = 4,417 ln(k x ) + (0,059P – 5,778) (2)

6.6.4 Kết luận về phạm vi vùng lún cố kết bên dưới mũi bấc thấm

Khi tính toán lún, thông thường chỉ xem xét độ lún trong phạm vi bấc thấm Tuy nhiên, sự cố kết trong nền đất còn diễn ra dưới mũi bấc thấm, vì vậy việc xác định phạm vi lún dưới mũi bấc thấm là rất quan trọng Điều này giúp tính toán độ lún hiệu quả cho phương pháp xử lý nền.

Bằng cách kết hợp phương trình (1) và (2), chúng ta có thể xác định sơ bộ phạm vi lún dưới mũi bấc thấm thông qua công thức: h = (5,328 – 0,89d) ln(k x ) + (0,059P – 5,778).

- h là phạm vi lún bên dưới mũi bấc thấm (m)

- kx là hệ số thấm ngang của đất (10 -4 m/ngày)

- d là khoảng cách bấc thấm (m)

- P là áp lực bơm (kN/m 2 )

6.4 Phân tích mô phỏng bấc thấm lý tưởng và không lý tưởng

Thấu kính cát với hệ số thấm k x =2m/ngày

Hình 6.88: Mô hình mô phỏng nền khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 2m/ ngày

Hình 6.89: Kết quả biến dạng nền sau khi gia tải khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 2m/ngày

Hình 6.90 minh họa sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sau khi gia tải, khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm, với hệ số thấm của cát là k x = 2m/ngày.

Hình 6.91: Kết quả chuyển vị lún sau khi gia tải khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 2m/ ngày

Chuyển vị lún tại tâm với nền có thấu kính cát kx=2m/ngày

Hình 6.92: Kết quả chuyển vị lún tại tâm theo thời gian sau khi gia tải khi có lớp thấu kính cát với hệ số thấm của cát k x = 2m/ ngày

HVTH: NGUY Ễ N CÔNG TRÍ CBHD: TS LÊ BÁ VINH Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư khi có thấu kính cát kx=2m/ngày

Biểu đồ áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo thời gian tại mũi bấc thấm cho thấy sự ảnh hưởng của lớp thấu kính cát với hệ số thấm của cát k x = 2m/ngày.

Hình 6.94: Biểu đồ áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo theo chiều sâu khi có lớp thấu kính cát với hệ số thấm của cát k x = 2m/ ngày

Khi gia tải nền có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm, áp lực dưới mũi bấc thấm đạt -35kN/m² và chuyển vị lún nền là 0.43m Điều này cho thấy hiệu quả gia tải bơm hút chân không không bị giảm, mặc dù áp lực nước lỗ rỗng thặng dư dưới mũi bấc thấm giảm 31% và độ lún cố kết nền giảm 23%.

Thấu kính cát với hệ số thấm k x =86m/ngày

Hình 6.95: Mô hình mô phỏng nền khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 86m/ ngày

Hình 6.96: Kết quả biến dạng nền sau khi gia tải khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 86m/ngày

Hình 6.97 minh họa phân bố áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sau khi gia tải, trong đó có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 86m/ngày.

Hình 6.98: Kết quả chuyển vị lún sau khi gia tải khi có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm với hệ số thấm của cát k x = 86m/ ngày

Chuyển vị lún tại tâm với nền có thấu kính cát kx m/ngày

Kết quả chuyển vị lún tại tâm theo thời gian sau khi gia tải cho thấy sự ảnh hưởng của lớp thấu kính cát với hệ số thấm k x = 86 m/ngày Đồng thời, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư cũng được ghi nhận khi có sự hiện diện của thấu kính cát.

Biểu đồ áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo thời gian tại mũi bấc thấm cho thấy sự ảnh hưởng của lớp thấu kính cát với hệ số thấm của cát k x = 86m/ngày.

Hình 6.101: Biểu đồ áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo chiều sâu khi có lớp thấu kính cát với hệ số thấm của cát k x = 86m/ ngày

Hình 6.102: Biểu đồ độ lún theo chiều sâu khi có lớp thấu kính cát với hệ số thấm của cát k x = 86m/ ngày

Khi gia tải nền có lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm, áp lực bên dưới lớp cát gần bằng 0, dẫn đến độ cố kết dưới mũi bấc thấm cũng gần như không có Sự cố kết chỉ diễn ra phía trên lớp cát.

HVTH: Nguy cơ công trình CBHD do TS Lê Bá Vinh chỉ ra là rất nhỏ, với giá trị chuyển vị lún nền chỉ 0.15m, giảm 73% Khi có lớp thấu kính cát với hệ số thấm lớn nhất kxm/ngày, hiệu quả gia tải bơm hút chân không bị giảm đáng kể do hiện tượng rò rỉ chân không qua lớp cát.

6.6.3 Kết luận về ảnh hưởng của lớp thấu kính cát ở giữa bấc thấm

Kết quả phân tích cho thấy sự xuất hiện của lớp thấu kính cát giữa bấc thấm gây ra hiện tượng rò rỉ chân không lớn, ảnh hưởng tiêu cực đến hiệu quả xử lý nền Mô phỏng cho thấy áp lực nước lỗ rỗng thặng dư dưới mũi bấc thấm giảm 31%, trong khi độ lún cố kết nền giảm 23% khi hệ số thấm cát nhỏ.

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư dưới mũi bấc thấm gần như bằng 0 khi hệ số thấm cát lớn nhất đạt 86m/ngày, dẫn đến độ lún cố kết nền giảm 73% và độ lún dưới lớp thấu kính gần như bằng 0 Do đó, trong thiết kế xử lý nền bằng phương pháp hút chân không kết hợp bấc thấm, cần thực hiện khảo sát địa chất kỹ lưỡng để phát hiện sự tồn tại của thấu kính cát, đồng thời tìm giải pháp khắc phục hiện tượng rò rỉ chân không như sử dụng tường đất trộn bentonite hoặc tường cừ Larsen bao quanh khu vực xử lý.

Việc mô phỏng xử lý nền bằng phương pháp hút chân không kết hợp bấc thấm có thể thực hiện hiệu quả thông qua phần mềm Geostudio Kết quả quan trắc tại công trình Đường cao tốc Bắc Nam Long Thành Dầu Giây và dự án xử lý nền ở vùng ven biển Ariake Nhật Bản đã xác nhận độ chính xác của mô hình này, thông qua các chỉ tiêu như độ lún bề mặt, độ lún theo chiều sâu, chuyển vị ngang và áp lực nước lỗ rỗng trong nền.

Chiều sâu và khoảng cách cắm bấc thấm là hai yếu tố quan trọng ảnh hưởng đến hiệu quả của phương pháp xử lý nền bằng hút chân không kết hợp bấc thấm.

Chiều sâu và khoảng cách cắm bấc thấm ảnh hưởng trực tiếp đến độ lún và hiệu quả thi công Việc tối ưu hóa các yếu tố này là cần thiết để đảm bảo tiến độ và tính kinh tế của dự án Do đó, cần xem xét kỹ lưỡng để xác định chiều sâu và khoảng cách bấc thấm phù hợp về cả kinh tế và kỹ thuật.

Nhiều ý kiến cho rằng phương pháp bơm hút chân không chỉ hiệu quả trong phạm vi 10m từ mặt đất khi xử lý nền đất Tuy nhiên, với những cải tiến công nghệ thi công mạnh mẽ, hiệu quả xử lý đã được mở rộng đến những độ sâu lớn hơn.

Theo quan sát và mô phỏng tính toán phương pháp hút chân không tại nền đất Ariake, ở độ sâu 27m tại mũi bấc thấm, độ lún ghi nhận khoảng 7.5cm Đồng thời, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư âm vẫn tồn tại ở độ sâu -33m.

Quá trình cố kết diễn ra không chỉ tại khu vực có bấc thấm mà còn ở vùng đất phía dưới mũi bấc thấm Phạm vi của vùng lún cố kết dưới mũi bấc thấm phụ thuộc vào nhiều yếu tố, bao gồm hệ số thấm của đất yếu và khoảng cách giữa các bấc thấm.

Khi tính toán độ lún cố kết do áp lực hút chân không, có thể xác định phạm vi lún dưới mũi bấc thấm bằng công thức: h = (5.328 – 0.89d) ln(kx) + (0.059P – 5.778) Trong đó, h đại diện cho phạm vi lún (m), kx là hệ số thấm ngang của đất (10 -4 m/ngày), và d là khoảng cách bấc thấm (m).

P là áp lực bơm (kN/m 2 )

Trong bơm hút chân không, chuyển vị của vùng đất ngoài khu vực xử lý là âm, dẫn đến lún xuống, trong khi gia tải bằng đất đắp gây ra chuyển vị dương, khiến đất bị trồi lên Việc kết hợp bơm hút chân không với đất đắp giúp hạn chế hiện tượng phình trồi của đất ngoài khu vực xử lý và giảm khối lượng bệ phản áp khi cần đắp đất gia tải lớn.

Tiêu đề	Nghiên Cứu Tính Toán Quá Trình Cố Kết Của Nền Đất Yếu Được Xử Lý Bằng Hút Chân Không Kết Hợp Với Bấc Thấm
Tác giả	Nguyễn Công Trí
Người hướng dẫn	TS. Lê Bá Vinh
Trường học	Đại học Bách Khoa
Chuyên ngành	Địa Kỹ Thuật Xây Dựng
Thể loại	Luận Văn Thạc Sĩ
Năm xuất bản	2013
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	146
Dung lượng	22,9 MB