Nghiên cứu, giải quyết các vấn đề về lún và ổn định từ biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL

Để đẩy mạnh phát triển kinh tế khu vực, cần phải phát triển hệ thống giao thông đường bộ tồn tại cùng với lũ và đánh giá khả năng ổn định, lún từ biến của các công trình thực tế so với t

1

MỞ ĐẦU

1 TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU

Đồng bằng Sông Cửu Long (ĐBSCL) có hệ thống sông ngòi chằng chịt, nhiều vùng đầm lầy, cao độ mặt đất tự nhiên thấp, dễ bị ngập lũ Cấu tạo địa chất chủ yếu là đất yếu nên đường bộ kém phát triển, chi phí xây dựng lớn Ổn định nền đường khi đắp cao chống ngập kém, độ lún hàng năm của hệ thống đường đang khai thác thường

từ 2÷5 cm nên phải thường xuyên nâng cao mặt đường bằng lớp móng đá và lớp mặt đường mới gây tốn kém và mặt đường rất dễ hư hỏng, lún cục bộ gây mất an toàn giao thông

Để đẩy mạnh phát triển kinh tế khu vực, cần phải phát triển hệ thống giao thông đường bộ tồn tại cùng với lũ và đánh giá khả năng ổn định, lún từ biến của các công trình thực tế so với tính toán lí thuyết, vì qui trình hiện nay chưa có tính lún, ổn định từ biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL Đây là mục tiêu phải giải quyết của luận án này

2 MỤC ĐÍCH, ĐỐI TƯỢNG VÀ PHẠM VI NGHIÊN CỨU

Nghiên cứu, giải quyết các vấn đề về lún và ổn định từ biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL và ở thành phố Hồ Chí Minh

3 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

Thu thập tài liệu của các tác giả trong, ngoài nước có liên quan đến đề tài

Nghiên cứu và phát triển lý thuyết phục vụ đề tài

Nghiên cứu thí nghiệm trong phòng và khảo sát, thử nghiệm hiện trường

Nghiên cứu áp dụng trên các công trình thực tế ở ĐBSCL và Thành Phố Hồ Chí

Minh

Thông tin khoa học: tham gia hội thảo khoa học và đăng báo thông tin các kết quả nghiên cứu được trên các tạp chí khoa học

2

4 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU VÀ TÍNH MỚI CỦA ĐỀ TÀI

Nghiên cứu sự thay đổi độ nhớt theo cấu trúc của đất khi dịch chuyển từ biến do ứng suất tiếp đến trạng thái trượt của đất

Nghiên cứu lý thuyết và chế tạo thiết bị thí nghiệm độ nhớt của đất theo nguyên

Ngoài các thông số áp lực tiền cố kết hay hệ số tiền cố kết OCR, hệ số rỗng e, độ sệt IL, NCS nghiên cứu các dấu hiệu của đất ở ĐBSCL dễ xảy ra mất ổn định từ biến

và có giá trị lún từ biến lớn do ứng suất pháp tổng và ứng suất tiếp

5 Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ GIÁ TRỊ THỰC TIỄN CỦA ĐỀ TÀI

NGHIÊN CỨU

 Ý nghĩa khoa học:

1 Đề xuất phương pháp đánh giá độ ổn định và biến dạng từ biến có xét yếu tố

độ nhớt thay đổi

2 Đề xuất phương pháp xác định độ nhớt thay đổi theo chuyển dịch từ biến của

khối đất nền đến trạng thái trượt bằng phương pháp cắt xoay với tốc độchậm

 Ý nghĩa thực tiễn:

1 Kết quả nghiên cứu giúp đánh giá độ ổn định và biến dạng có xét đến yếu tố từ biến phù hợp với đất yếu bão hòa nước của khu vực

3

2 Kết quả nghiên cứu có thể được dùng để định hướng thiết kế cho công trình cấp cao như đường cao tốc và làm cơ sở đề xuất cho Bộ GTVT tính toán thiết kế đường ô tô trên nền đất yếu có xét yếu tố từ biến theo các trạng thái giới hạn

6 CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN

Luận án gồm 2 phần: Phần thuyết minh và phần phụ lục

Phần thuyết minh: gồm phần mở đầu, 04 chương, kết luận và kiến nghị, tổng cộng 98 trang, bao gồm 94 trang nội dung, 04 trang danh mục tài liệu tham khảo và danh mục các công trình nghiên cứu đã công bố, 59 hình vẽ và 29 bảng số

Phần phụ lục (được đóng tập riêng): 100 trang bao gồm các phụ lục kết quả thí nghiệm trong phòng và thử nghiệm hiện trường, các bảng kết quả tính chi tiết

7 CÁC CÔNG TRÌNH BỊ SỰ CỐ VÀ NGHIÊN CỨU TIÊU BIỂU

TRONG NƯỚC VÀ NGOÀI NƯỚC

7.1 Các công trình bị sự cố tiêu biểu

Sự cố lún từ biến do ứng suất tiếp làm biến dạng mặt đường quá lớn, dịch chuyển

mố cầu Văn Thánh 2, lún hầm chui mố M1, M2 Cầu Văn Thánh 2 gây mất khả năng đảm bảo khai thác tuyến đường Nguyễn Hữu Cảnh

Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đến trượt nền đường dẫn vào cầu Trao Trảo,

HL 33, Quận 9, Tp Hồ Chí Minh do đắp tăng tải quá nhanh và quá lớn đưa đến mất

ổn định, gây biến dạng từ biến và phát triển nhanh đến trượt

Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đếntrượt nền đường đắp vào cầu Trường Phước, Quận 9, Tp Hồ Chí Minh tương tự sự cố đường dẫn vào cầu Trao Trảo ở trên

7.2 Các công trình nghiên cứu, thực nghiệm trong và ngoài nước

N.N Maslov(1984): Nghiên cứu lý thuyết vật lý kỹ thuật về từ biến của đất loại sét trong thực tế xây dựng

GS.TSKH Lê Bá Lương(1972): Nghiên cứu phương pháp tính toán ổn định công trình theo thời gian

Nghiên cứu ổn định và biến dạng theo thời gian ở dự án Bang kok - Siracha Highway (1967)

Công trình nghiên cứu đập thí nghiệm tại học viện kỹ thuật Á Châu do Dr Bergado chủ trì (1991) có sử dụng PVD

Công trình nghiên cứu ổn định và biến dạng, thực nghiệm đắp đập tải trọng ở Cà Mau – Năm Căn có xử lý và không xử lý bấc thấm

Đề tài KHCN cấp Nhà nước KHCN 10 - 05 nghiên cứu tiêu chuẩn thiết kế và lựa chọn biện pháp xử lí nền đường ôtô qua vùng đất yếu năm 2000

Hình 0.1 Hiện tượng mất ổn định từ biến và phát triển nhanh đến trượt ở đường dẫn vào cầu Trao Trảo, Hương lộ 33, Quận 9, TP Hồ Chí Minh năm 2000

5

Hình 0.2 Đường quốc lộ 80 đoạn Sa

Đéc, Bắc Vàm Cống phải nâng cao độ

móng mặt đường thường xuyên do lún

cố kết và từ biến để chống ngập do

nước triều, lũ

Hình 0.3 Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đến trượt nền đường đắp vào cầu Trường Phước tại Quận 9, TP Hồ Chí Minh vào tháng 4 năm 1999

Hình 0.4 Sự cố lún từ biến do ứng suất tiếp đường dẫn vào cầu và hầm chui Văn Thánh

2, đường Lê Thánh Tôn nối dài TP Hồ Chí Minh

6

CHƯƠNG I TỔNG QUAN ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH ĐBSCL VÀ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ

1.1 TỔNG QUAN ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH Ở ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG

Vùng châu thổ sông Cửu Long tương đối bằng phẳng, được thành tạo bởi những trầm tích trẻ xen kẽ trầm tích cổ, ngoại trừ một số ít đồi núi ở cực Nam

Ở phía dưới tầng trầm tích trẻ là tầng trầm tích cổ Ngược về phía Tây Ninh, Đồng Nai thì lớp trầm tích cổ xưa xuất hiện ngay trên mặt đất, điều này chứng tỏ trầm tích trẻ mỏng dần về hướng tiếp giáp với miền Đông Nam Bộ

Địa tầng ở đồng bằng sông Cửu Long được chia làm 2 tầng rõ rệt là tầng trầm tích trẻ Holocene và tầng trầm tích cổ Pleistocene

Theo [1], [2] tính chất cơ lý của đất bùn sét ở một số tỉnh đồng bằng sông Cửu Long

(như ở bảng 1-1)

Hình 1.1 Phân vùng địa chất công trình ĐBSCL

7

Bảng 1.1 Đặc trưng cơ lý của đất bùn sét ở một số tỉnh ĐBSCL

STT

Tỉnh Tên đất

Chỉ tiêu

Tp HCM Bùn sét ambQIv

Đồng Tháp Bùn sét ambQIv

Đồng Tháp Bùn á sét ambQIv

Hệ số nén lún (cm2/kG)

Module tổng biến dạng (kG/cm2)

Sức chịu tải R (kG/cm2) Trị

tiêu

chuẩn

Trị tính toán

Trị tiêu chuẩn

Trị tính toán

P = (1÷2) kG/cm2

Trị tiêu chuẩn

Trị tính toán Lớp 1

0,041 0,029÷0,052

50

1.5 1,0÷2,0

0,173 0,084÷0,344

0,018 0,099÷0,033

300 200÷335 65

2.5 2,0÷4,0

0,02

2,0 1,5÷3,0

9

1.2 TỔNG QUAN MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH VÀ BIẾN DẠNG NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ

1.2.1 Tính toán kiểm tra khả năng chịu tải của đất yếu dưới nền đường đắp

1.2.1.1 Nội dung phương pháp đánh giá khả năng chịu tải nền đất yếu

Khả năng chịu tải của nền đất yếu dưới nền đường đắp, mức độ huy động khả năng chịu lực được đánh giá thông qua hệ số an toàn:

đ

qđn - sức chịu tải của nền đất yếu, có hai trường hợp tính toán

qđn = qat nếu tính theo tải trọng an toàn

qđn = qgh nếu tính theo tải trọng cho phép

qtt - tải trọng tính toán thực tế của nền đường tác dụng lên đất yếu

a) Nền đất chịu tải phân bố đều [3], [4], [5]

Theo lí thuyết biến dạng tuyến tính và theo Sokolovski, N.P.Puzưrevski, Prandtl cho tải trọng hình băng phân bố đều, nền không trọng lượng γ=0

Tải trọng giới hạn đàn hồi: p0 .c

Tải trọng giới hạn: p gh   2.c

với K - hệ số an toàn (1-2)

b) Nền đường, đập đất, tải trọng hình băng phân bố tam giác: γ=0, φ=0,c≠0

Ở điểm M (x = 0, z = 0,5.b); Theo N.N Maslov: p0 = 4.c

Nếu vùng dẻo phát triển theo chiều rộng đạt 2b, pgh = 6,25c

10

Theo Berezantsev, tải trọng giới hạn: (1-5)

A, B, D - các thông số được xác định theo υ

Ở đây có thể thấy rằng khi hệ số an toàn tải trọng lớn hơn 1,56 ÷ 1,64 thì nền còn làm việc ở giai đoạn đàn hồi, vùng dẻo chỉ mới xuất hiện một điểm ở nhân hoặc hai mép tải trọng

1.2.1.2 Các phương pháp xác định sức chịu tải của nền đất yếu [6], [7], [8]

a) Đánh giá khả năng chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng an toàn [9]

 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố gần với dạng tam giác cân

(1-6)

b - nửa chiều rộng của đáy nền đường

, c,  - góc ma sát trong, lực dính, dung trọng của nền đất yếu dưới nền đường

0 - Hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong , được xác định theo bảng 1-3

Khi  = 0, từ (1-6) và bảng (1-3), ta có:

 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố theo dạng hình thang cân, khi bỏ

qua dung trọng của đất nền có thể sử dụng công thức theo [7]:

11

Hình 1.2 Tải trọng phân bố hình thang cân

 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố gần với dạng chữ nhật, có thể sử

dụng công thức của N.P Puzưrevski - N.M Gerxevanov - O.K Frôlich [8], [9]

(vùng phá hoại xuất hiện chỉ tại hai mép của diện chịu tải)

b) Đánh giá khả năng chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng giới hạn [10], [11]

Tính toán gần đúng ổn định của nền đất yếu khi coi tải trọng nền đường đắp phân

bố gần như hình chữ nhật trong bài toán phẳng có thể sử dụng công thức Prandtl [12],

khi coi đất dính lý tưởng ( = 0, c ≠ 0):

12

c) Chiều cao đắp giới hạn theo khả năng chịu tải của nền đất yếu [13],[14]

Nền đường đắp có chiều cao Hđ có tính đến tải trọng xe bằng lớp đất đắp có chiều dày 0,5 ÷ 0,9 m, tùy theo cấp đường - tải trọng xe, nhỏ hơn chiều cao giới hạn cho phép [hgh] chịu tải của nền đất yếu bên dưới:

[ ]

1.2.2 Biến dạng lún cố kết của nền đất yếu dưới nền đường

1.2.2.1 Tính độ lún ổn định theo hệ số nén lún

Giá trị lún của mỗi lớp được tính theo:S i a0i.zi.h i

Tổng độ lún của đất nền ứng với chiều sâu vùng hoạt động gây lún Hc

∑

1

0  1  là hệ số nén lún tương đối lớp đất thứ ii; i pi i pi i

e e a

1 2

2 1







lg C



lg C



c 1

1 c 1

c 1

1

s

p

p p

lg e 1

H

C p

p lg e

1.2.3 Tính lún cố kết của nền đất yếu dưới nền đường theo thời gian

1.2.3.1 Xác định độ lún theo thời gian theo lý thuyết cổ điển của Terzaghi –

dz u a

1 e

a a

15

1.2.3.2 Tính độ lún theo thời gian cố kết thấm

a) Trường hợp biểu đồ ứng suất gây lún σ z phân bố đều theo hướng thấm:

 - ứng suất gây lún ở mặt không thoát nước

Như vậy ở trường hợp này có:

Tại z = 0 (mặt thoát nước), z'  p

Tại z = H (mặt không thoát nước), z''  p

Giải phương trình vi phân cố kết thấm một hướng, ta có hàm của áp lực nước lỗ rỗng dư:

∑

a S

0 1

a S

0 1

01 1  1 

=> t  tb    H zdz H udz   

e

a S

0 0

dz

udz S

S U

0

01

2

2

18

1

m

N m

m

U

 (1-32) Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì U t 1 82eN

2

2sin18

m

N m

e m m

2

2sin132

1

m

N m

22

sin2

sin

2114

m

N m

e H

z m

m m

m p

2

2

2sin

21116

1

m

N m

m

m m

17

N N



Theo [18], [19], [20] ta có thể xác định thời gian cố kết T của lớp đất yếu có

chiều dày hoạt động H dưới nền đường theo thời gian cố kết t của mẫu đất có chiều dày h ở thí nghiệm cố kết trong phòng:

n

h

H t

t - thời gian nén mẫu đất có chiều dài đường thấm (h=1cm) dưới áp lực p

H - chiều dài đường thấm đất nền chịu ảnh hưởng bởi tải trọng ngoài

Với n là chỉ số cố kết, theo [20], chỉ số n phụ thuộc vào chỉ số dẻo (Ip) và độ sệt

(IL) của đất Đối với đất bùn, đất dính ở trạng thái nhão, dẻo nhão chọn n=2

1.3 MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU TỪ BIẾN THEO N.N MASLOV [9],[20]

18

Biến dạng từ biến tắt dần và từ biến không tắt dần:

Căn cứ vào điều kiện phá vỡ độ bền liên kết cứng của đất: lim =  tgυw + cc

Khi  < τlim =  tgυw+ cc: biến dạng từ biến không xảy ra

Khi  > đ =  tgυw + cc +Σw: sự phá hoại của đất xảy ra

Khi lim =  tgυw + cc <  < đ =  tgυw + cc +Σw: quá trình từ biến xảy ra

Có hai trường hợp xảy ra:

 lim∞ = tgυw < limo = tgυw + cc < : từ biến không tắt dần và phát triển dần

gây trượt, lực dính cứng cc giảm dần đến 0

 Khi điều kiện cân bằng mới tái lập, hệ số an toàn tăng lên, biến dạng từ biến tắt dần

1.4 VÙNG HOẠT ĐỘNG TỪ BIẾN D ησ DO ỨNG SUẤT PHÁP

Theo V.V Florin, trị độ bền kết cấu của đất được xác định theo:

Hình 1.4 Sơ đồ mô hình từ biến theo N.N Maslov

1.5 VÙNG HOẠT ĐỘNG TỪ BIẾN D ητ DO ỨNG SUẤT TIẾP

Xác định chiều dày vùng hoạt động từ biến Dητ do ứng suất tiếp từ điều kiện

 = lim là giới hạn bắt đầu xuất hiện từ biến

Điều kiện xuất hiện từ biến trên mặt bất lợi nhất, tại một điểm bất kỳ trong đất nền:

đ ∑ (1-44) Khi  = tb

Ta có:

(1-46)

b - chiều rộng nửa diện chịu tải; z - chiều sâu điểm tính toán

Tải trọng ngoài phân bố theo hình thang cân:

Phương trình xác định vùng biến dạng từ biến do ứng suất tiếp khi tải trọng ngoài tác dụng có hình thang cân có dạng:

4 1 1

3 2

1 3 2 1

2 2 3 3 2

4 1 2 tb w tb

w

R R

R R ln v d

b a

R R

R R ln sin

v sin

tb

w 2 c cos s sin

b

a b

v b

a arcsin



3 2

v 2 arcsin



 nếu d2 + v2> 1

3 2

v 2 arcsin





 nếu d2 + v2 ≤ 1 Hình 1.7 Sơ đồ xác định vùng hoạt động từ biến Dη do ứng suất tiếp cho tải trọng

ngoài phân bố theo dạng hình thang cân

21

4 2

v b

a arcsin



b 2

a b

2

a 1 d

v b

a arcsin





b 2

a b

2

a 1 d

b

z = 1÷2 Ở trạng thái này, biến dạng từ biến đã có nguy cơ từ biến dạng từ biến tắt dần chuyển sang biến dạng từ biến phát triển, gây phá hoại công trình

1.6 TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG THEO LÚN CỐ KẾT VÀ LÚN TỪ BIẾN

1.6.1 Theo lý thuyết cố kết theo độ ẩm độ chặt của N.N Maslov [9], [19]

 Xác định độ lún do biến dạng từ biến trong giai đoạn cố kết thứ II:

Giai đoạn cố kết thứ cấp hay còn gọi là cố kết từ biến, được xác định theo:

e T

đ c c

Z

Htb

.0

T - thời gian biến dạng từ biến; Htb - chiều dày vùng hoạt động do từ biến

z - ứng suất nén chặt do tải trọng ngoài gây ra ở độ sâu z

ηđ, ηc - hệ số nhớt đầu và cuối của đất được xác định theo module lún bằng thí nghiệm nén ép trong phòng:

được xác định trong phòng thí nghiệm [8], [9], [19], [20]

22

 - thông số từ biến được xác định theo công thức :

t c

đ c

c

H q

1

e t

H B

H B

H B

H B B q M

.

1

2 1 ln

1

1

St(t) - Độ lún theo thời gian có xét đến cố kết và từ biến

Ha, D - Chiều sâu đất nền và vùng hoạt động nén lún thứ nhất

Hình 1.8 Biểu đồ biến dạng từ biến tỷ đối en=R(tη) Mẫu sét N01; Wp= 33,8%; IL= 0,47; pa= 20 kN/cm2

23

z, TN - ứng suất nén ở độ sâu z, ứng suất trong phòng thí nghiệm

t, r1 - các thông số cố kết giai đoạn thứ nhất

tW, t - thời gian cố kết và từ biến của đất nền

đ, c - hệ số nhớt ban đầu và cuối cùng của quá trình từ biến

1







: hệ số chuyển đổi;  : hệ số Poisson

1.6.2 Xác định độ lún của đất bão hòa nước đồng thời cố kết thấm và từ biến tắt

dần theo Iu.K Zareski [18], [19], [20]

Các điều kiện khống chế của bài toán:

Dựa trên mô hình lực thể tích của Florin có xét đến tác dụng tương hỗ giữa các thành phần của đất như trong mô hình của Terzaghi – Gerxevanov với điều kiện ràng

buộc của bài toán như sau:

Có xét sự biến đổi theo thời gian trạng thái ứng suất tổng quát tại một điểm bất kỳ:

 - hệ số áp lực hông biến đổi theo thời gian

Biến dạng của kết cấu các hạt rắn và nước không nén trong đất theo lý thuyết đàn hồi tuyến tính

Biến dạng từ biến theo lý thuyết từ biến lưu truyền của Maslov - Ariutinhian Biến dạng cố kết thấm theo lý thuyết của Terzaghi - Gerxevanov

Lời giải của Iu.K Zareski cho bài toán một chiều có dạng sau:

5 , 3 , 1 m

t

2 2

1 p

0

0 ( ))

(

2



  (1-53) Thay (1-53) vào (1-52) ta có:

m

e m p

ha

5 , 3 ,

C h

m t

C h

m t

t

C h

e dt

e e

v v

0

1 2

.

) 2 (

1 0

) ( ) (

) ( 1

2 2

0 1

t v

t t

C h

m t

C h

m

e C

h

m e

e m

e m

2

.

) ( 1 2 2

) ( 2 2

0

1 1

2 2

)2(1

18

18

h m ve

m

U

5 , 3 , 1

) ( 2 2

1

2

1 8

C h

m t

C h

e m

1 2

.

) ( 1 2 2

2

)2(1

18

2 1

'

a p h )

t

K a

1.7.1 Thiết lập công thức tính toán tốc độ chuyển vị

Theo Newton, trong môi trường dịch thể nhớt lý tưởng, tốc độ chảy nhớt v zở độ sâu z kể từ mặt lớp có chiều dày d (trong trường hợp đơn giản khi ứng suất tiếp

Cả hai công thức trên đều tương ứng với trường hợp lim 0, tức là đối với

đất sét chảy theo quan điểm của N N Maslov

Theo Bingam – Svedov, đối với trường hợp đàn hồi dẻo nhớt, có sức kháng ban đầu (tức τlim ≠ 0 theo quan điểm N N Maslov), khi ứng suất pháp không thay đổi theo chiều sâu lớp (Pz = const) ta sẽ có:

ứ (1-64) Thay lim  p0tgw c cta sẽ có: v (p0tg w c c).d



26

Theo kết quả nghiên cứu của Z.M Krylova, hệ số nhớt  thay đổi trong quá

trình từ biến

Trong công thức(1-66) 0, t, c tương ứng là hệ số nhớt ban đầu, hệ số nhớt

ở thời điểm t và hệ số nhớt cuối cùng

Thông số

t c

0 c

ln t

1.7.2 Tính toán chuyển vị ngang lâu dài của công trình có chịu lực ngang

Xét bài toán phẳng, trục z đi qua trục O của móng (x = 0) ta có:

) z b

bz z

b arctg ( q

2

2 2

0

(1-71) Trong đó:

p0, q0 tương ứng là tải trọng thẳng đứng và tải trọng ngang phân bố đều ở đáy móng

b – một nửa chiều rộng móng

Điền các biểu thức (1-70) và (1-71) vào (1-69) ta có:

z b

bz z

b arctg

q

t z

2

1(2

z

b arctg z

b arctg D

.2

D V

D

b arctg q D

q D

c c

c c



0ln

0

2(

c c c

c w n

e t

c tg D p

D

b arctg

q D

(1-88) Chiều dày vùng từ biến D được xác định theo:

Tại độ sâu z = D ta có VD = 0, tức là phải có: Dx = limD

Thay giá trị z = D vào phương trình (1-72) và (1-73) ta xác định D theo:

c

tg D p

D b

bD D

b arctg

)(

2

0 2

2

1.8 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TỪ BIẾN THEO MÔ HÌNH ĐẤT [17], [24], [25]

1.8.1 Từ biến của đất theo mô hình Soft soil creep [26], [27], [28], [29], [30], [31]

Buisman(1936) là người đầu tiên đề xuất qui luật từ biến cho đất sau khi thấy rằng độ lún đất yếu không thể giải thích đầy đủ bằng lý thuyết cố kết cổ điển Công trình về nén thứ cấp một chiều này được tiếp nối bởi các nhà khoa học khác như

29

Bjerrum (1967), Garlanger (1972), Mesri (1977), Leroueil (1977), hướng nghiên cứu

về từ biến tiếp nối bởi Sekiguchi (1977), Adachi và Oka (1982), Borjaetal (1985), Vialov, Skempon, Mechan

Các đặc trưng cơ bản của mô hình Soft soil creep là:

- Độ cứng phụ thuộc ứng suất (ứng xử nén theo luật logarith)

- Phân biệt giữa gia tải ban đầu với dỡ tải - gia tải lại

- Nén thứ cấp (phụ thuộc thời gian)

- Ứng suất tiền cố kết

- Sự phá hoại theo tiêu chuẩn Mohr - Coulomb

1.8.2 Cơ sở từ biến một chiều

Buisman(1936) đề xuất phương trình sau để mô tả ứng xử từ biến dưới ứng suất hữu hiệu không đổi

( ) (1-90)

Trong đó, clà biến dạng cho đến cuối giai đoạn cố kết thấm, t là thời gian từ lúc gia tải, tc thời gian đến cuối giai đoạn cố kết ban đầu và CB là hằng số vật liệu

( ) (1-91) Trong đó t’ = t - tc là thời gian từ biến hiệu quả

Dựa trên nền tảng nghiên cứu về từ biến do Bjerum năm 1967, Garlanger

(1972) đề xuất:

( ) (1-92)

Khác biệt giữa công thức Garlanger và Buisman Biến dạng được thay thế bằng

hệ số rỗng e và thời gian cố kết tc được thay thế bằng một thông số Tc Phương trình (1-91) và (1-92) sẽ tương tự nhau Trong trường hợp Tc  t c, sự khác biệt giữa hai phương trình sẽ biến mất khi thời gian từ biến hữu hiệu tăng lên

Butterfield áp dụng vào năm 1979

31

1.8.3 Phương trình vi phân cho từ biến trong sơ đồ bài toán một chiều

Biến dạng là tổng phần đàn hồi e và phần từ biến phụ thuộc thời gian c, ứng suất tiền cố kết dựa vào lượng biến dạng từ biến tích lũy theo khoảng thời gian Ta có

=

B -

=

-c

c pc

p c

Trong cách gia tải theo từng cấp σp = σ’ Khi thay σp = σ’ và t’ = T -tc vào phương trình (1-101):

=

B

c

c c pc

lnln





Vì (Tc - t c) <<T, đại lượng này có thể được bỏ qua so với T và:

Hình 1.9 Đường cong ứng suất biến dạng có được từ thí nghiệm hộp nén, biến dạng được phân chia thành phần đàn hồi và phần từ biến với t0+ tc = 1 ngày

= t

C - A -

= +

=

c

c e

c

c e

t

C - A -

= +

0



Một lần nữa ta nhớ c là biến dạng nén, xem như nhỏ hơn 0 Phương trình

(1-101) có thể được đưa ra để thay tcvà σpc để có

e

t

C - A

=

) + (1 ) K - (1 - / ) 2 - (1 ) K 2 + (1

1) - / ( 2 - (1 ) K - (1 +

) K 2 +

(1

) K - (1

3

M

ur

NC 0

*

* ur

NC 0

*

* ur

NC 0 2

NC 0

2 NC 0

Mct - moment của các lực chống trượt

Mt - moment của các lực gây trượt

 Các lực tác dụng lên mảnh lăng trụ trượt gồm có:

o Lực chống trượt:

+ Lực ma sát: Wi cosi.tgi

+ Lực dính: ci.li

+Trọng lượng bản thân phần đối kháng gây trượt: Wi.sin(-i)

o Lực gây trượt: trọng lượng bản thân các lớp đất phần gây trượt Wi.sin(i)

o Hoạt tải tác động lên nền đường được quy đổi thành tải trọng phân bố đều:

L B

n

p q

n

.1





Trong đó:

n - Số lượng xe trên mặt cắt ngang đường; pi: trọng lượng một xe

nh - Hệ số hoạt tải động; B: bề rộng phân bố ngang của tải trọng xe

L - Chiều dài phân bố dọc của tải trọng xe

 Khi tính thêm hoạt tải, lúc này Wi sẽ bằng: Wi = Wd + qtd bi

Wi’- trọng lượng mảnh thứ I; Wd: trọng lượng các lớp đất

qtd - tải trọng phân bố của xe; bi - bề rộng mảnh thứ i

i - góc nghiêng của mặt trượt phân tố với mặt nằm ngang

ci - lực dính của đất trong phạm vi chiều dài cung trượt li có bề rộng bi

 Hệ số Fs được xác định theo: (lần đầu tiên được đề nghị bởi K Terzaghi)

R l c tg

W F

1

1

.sin

.cos

W F

1

1

sin

cos

+ FS min < 1: nền đường bị phá hoại theo mặt trượt trụ tròn

+ FS min = 1: nền đường ở trạng thái cân bằng giới hạn

+ FS min > 1: nền đường ổn định

1.9.1 Phương pháp mặt trượt trụ tròn W Fellenius

Các giả thiết:

 Mặt trượt có dạng trụ tròn

 Các lực giữa các mảnh bằng nhau và ngược chiều nên không xét lực tương tác

1.9.2 Xét áp lực đẩy nổi cho mảnh phân tố trường hợp bị ngập nước

Hình 1.10 Lực tác dụng lên mảnh phân tố

Hình 1.11 Sơ đồ xét ảnh hưởng của áp lực đẩy nổi cho mảnh phân tố trường hợp

bi ngập nước

' '

i i

i i

i i

tg W

W l c

Ở đây: Wi’ = đn.hi’: trọng lượng mảnh phần ngập nước

1.9.3 Xét ảnh hưởng của áp lực thủy động

Để tính ổn định đối với nền đường trong vùng ngập lũ, ta xét đến độ chênh lớn nhất của mực nước lũ ở thượng lưu và hạ lưu

Trong đó, lực tác dụng gồm có:

Áp lực nước u dọc theo mặt trượt ab’c

Áp lực nước u’ trên mặt taluy bc

Hợp lực của trọng lượng nước lỗ rỗng và lực đẩy nổi bằng trọng lượng nước Wgr của thể tích khối đất trượt nằm dưới đường bão hòa Hợp lực của ba lực trên là áp lực thấm thủy động

) sin

(

) cos

(

r D W

R tg W

l c F

i

i i i

Wi - là trọng lượng bản thân mảnh có xét đến lực đẩy nổi của nước đối với phần dưới đường bão hòa

r - cánh tay đòn của lực chảy thấm D đối với tâm O

Lực u thẳng góc với cung trượt nên moment đối với tâm O bằng không Moment lực u’ và áp lực nước dưới mặt bb’ lấy đối với tâm O sẽ triệt tiêu lẫn nhau, vì thế: D.r = W’gr.x (1-114)

Hình 1.12 Sơ đồ tính toán xét ảnh hưởng của áp lực thủy động

Từ việc tổng hợp các kết quả nghiên cứu đã có, có thể rút ra một số nhận xét:

1 ĐBSCL là vùng đất yếu lại trũng thấp, sông ngòi chằng chịt, đất đắp nền đường thường lớn hơn 2,5 ÷ 3m để chống ngập lũ thuộc nền đường đắp cao trên nền đất yếu nên dễ xảy ra quá trình từ biến gây độ lún đáng kể

2 Có thể chọn chiều cao đắp đất nền đường trên nền đất yếu theo chiều cao đắp giới hạn

[ ] [ ]

[ ]

3 Trong đánh giá hệ số an toàn

khi lấy hệ số an toàn tải trọng Fs > 1,64 thì nền còn làm việc ở giai đoạn đàn hồi, vùng dẻo chỉ mới xuất hiện một điểm ở nhân hoặc hai mép tải trọng

4 Lý thuyết tính biến dạng từ biến phức tạp và chưa tính tốc độ chuyển dịch từ biến do ứng suất tiếp của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ

5 Công thức dạng giải tích tính lún từ biến do ứng suất pháp của nền đất yếu dưới nền đường ô tô còn chưa tính đến mức độ từ biến xảy ra mạnh yếu khác nhau

do ứng suất gây lún dưới nền đất yếu lớn nhỏ khác nhau và so với áp lực tiền cố kết của phân lớp đất khác nhau

6 Hệ số an toàn ổn định từ biến có thể bị suy giảm do ảnh hưởng của nước ngập

lũ, thấm thủy động qua nền đất yếu dưới nền đường gây nguy hiểm cho công trình

37

CHƯƠNG II NGHIÊN CỨU PHÁT TRIỂN LÝ THUYẾT TÍNH ỔN ĐỊNH VÀ BIẾN DẠNG TỪ BIẾN CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ Ở ĐBSCL THIẾT KẾ CHẾ TẠO THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ NHỚT THEO PHƯƠNG PHÁP CẮT XOAY

2.1 BIẾN DẠNG TỪ BIẾN THẲNG ĐỨNG DO ỨNG SUẤT PHÁP VÀ ỨNG SUẤT TIẾP [5], [9], [24], [26], [31], [39], [40], [41]

2.1.1 Thiết lập phương trình biến dạng từ biến thẳng đứng do ứng suất pháp tổng

2 1

t log t log t

e e C

t (log d

de t

3,2

 ;

1

t

e 1

C C





 : hệ số nén thứ cấp

   2 11



 Theo N.M Gerxevanov (1948) [9], [23], [39], [40] phương trình quan hệ của

biến dạng dẻo ở cáccấp áp lực được tính theo:

 Theo Lomtadze và Gerxevanov khi σ1C = 1 kG/cm2 thì c << σ1C do đó ta có thể viết lại phương trình trên dưới dạng sau:

C

C t

A t

dt C

1

2ln

13

C

C C

3 , 2

1 1 ln

718 ,

2

1

2 1

3 ,

dt

C

t C

C e

e

C C

C

C C

( ) ( )



t e

C t

e

C C

ln.1

e

H C S

C C

ln.1

e

H C S

C C

t - Thời điểm kết thúc quá trình cố kết thấm và tương ứng với mẫu đất có hệ số

rỗng e1của giai đoạn cố kết thấm trước đây

2

t - Thời điểm sau thời điểm kết thúc quá trình cố kết thấm t1

e2 - Hệ số rỗng tương ứng với thời điểm t2 của giai đoạn từ biến

1

2 1 2

t

e

C C

- Thông số từ biến không thứ nguyên

Ta cũng nhận thấy rằng trong trường hợp đặc biệt 2 , 718 ln 1

1

2 1

C

C C

2 1

t log t log t

e e C

C C

40

tổng ở những vùng có giá trị lực tác động to nhỏ khác nhau so với áp lực tiền cố kết sẽ gây ra biến dạng từ biến khác nhau

Dựa trên nền tảng kết quả nghiên cứu của N.M Gerxevanov (1948) và của

Lomtadze, NCS đã chứng minh phương trình tính lún từ biến do ứng suất pháp tổng giống như phương trình tính lún từ biến do ứng suất pháp tổng của Raymond & Wahls (1976) nhưng tổng quát hơn và trong trường hợp đặc biệt sẽ quay về giống như phương trình tính lún từ biến do ứng suất pháp tổng của Raymond & Wahls

2.1.2 Thiết lập phương trình cơ bản tính biến dạng và ổn định từ biến do ứng suất

tiếp cho nền đất yếu dưới nền đường ô tô theo mặt chuyển dịch từ biến

Dựa vào ngưỡng từ biến của N.N Maslov τlim = σ tgυ + cc và điều kiện ổn định chuyển dịch từ biến:

2.1.2.1 Phương pháp mặt chuyển dịch bất kỳ và bỏ qua các lực tương tác, sử dụng hệ

số huy động cường độ chống cắt của đất

Trong đó:

Chiều dài cung chuyển dịch: LAB

- Chiều dài mặt chuyển dịch của một mảnh phân tố

Hình 2.1 Mặt chuyển dịch từ biến Hình 2.2 Sơ đồ lực tác động lên mảnh phân tố gây chuyển dịch từ biến