Mô phỏng bài toán giếng cát xử lý nền đất yếu bằng bài toán phẳng tương đương

Mô phỏng bài toán giếng cát xử lý nền đất yếu bằng bài toán phẳng tương đương

MÔ PHỏNG BàI TOáN GIếNG CáT Xử Lý NềN ĐấT YếU THEO SƠ Đồ BàI TOáN PHẳNG TƯƠNG ĐƯƠNG

NGUYễN THị BíCH HạNH*

NGUYễN HồNG NAM**

Simulation of sand drain problemfor soft soilimprovement/ treatment by using the equivalent plane model.

Abstract: Simulation of field sand problem by using equivalent plane sketched model has been applied to a practical work by Hir and others,1992; Indraratna and Redana 1997 Simulation result showed that using this method could save operation time, reduced stable land subsidence and residual pore water pressure Studies on the parameters indicated that the deeper the sand drain the less stable the subsidence and residual pore water pressure as well Also the distance between the sand drains increased making increasing in stable subsidence and the impact

of the drain's diameter is not reemarkable Also increasing in smear zone could make the pore water pressure go up( kx =10ky).

1 ĐặT VấN Đề

Khi xây dựng các công trình thuỷ lợi, giao thông có

kích thước lớn như: cống, trạm bơm, đường, sân bay trên

nền đất yếu thì việc xử lý nền móng là hết sức cần thiết

Trong những trường hợp như vậy, yêu cầu đặt ra khi thi

công công trình là phải rút ngắn thời gian lún của nền để

sau khi hoàn thành việc xây dựng và đưa công trình vào sử

dụng thì độ lún gây ra tiếp đó không vượt quá giới hạn cho

phép theo quy phạm thiết kế

Giếng cát là một phương pháp đơn giản xử lý nền nhưng đạt hiệu qủa về mặt kỹ thuật và kinh tế Đối với bài toán thiết kế giếng cát, hầu hết các phương pháp tính hiện nay đều dựa vào lời giải bài toán cố kết thấm của giếng đơn, nhờ các công thức kinh nghiệm (Barron, 1948; Hansbo, 1981) Tuy nhiên, lời giải bài toán giếng đơn có hạn chế khi xem xét một số vấn đề, ví dụ ảnh hưởng của chiều sâu giếng

Để giải bài toán thực tế, phương pháp phần tử hữu hạn đang được sử dụng rộng rãi giải bài toán cố kết thấm ghép đôi Tuy nhiên, lời giải bài toán hệ thống giếng không gian còn rất hạn chế, chủ yếu do thời gian tính toán dài Cách phân tích phổ biến hiện nay trên thế giới là chuyển bài toán không gian về bài toán phẳng tương đương (Hird và nnk, 1992;

* Bộ môn Kỹ thuật công trình, Trường đại học

Lâm nghiệp

Xuân Mai – Chương Mỹ - Hà Nội

Điện thoại: 0913533282

Email: hanh_dhln@yahoo.com.vn

** Bộ môn Địa kỹ thuật, Trường Đại học Thủy lợi

Indraratna và Redana, 1997) Tại Việt Nam, phân

tích bài toán giếng cát theo mô hình bài toán phẳng

tương đương còn rất hạn chế (Trịnh Minh Thụ và

nnk, 2006)

Mục đích của bài báo này chủ yếu đề cập đến việc

mô phỏng bài toán giếng cát không gian theo sơ đồ

bài toán phẳng tương đương nói trên Ngoài ra, ảnh

hưởng tham số như đường kính giếng, khoảng cách

giếng, chiều sâu giếng, độ xáo trộn do quá trình thi

công cũng được khảo sát chi tiết

2 BàI TOáN PHẳNG TƯƠNG ĐƯƠNG

Để giải bài toán thực tế, người ta thường chuyển

bài toán không gian đối xứng trục về bài toán phẳng

tương đương, sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn

Hird và nnk (1992), Indraratna và Redana (1997) đã

phân tích bài toán biến dạng phẳng tương đương cho

giếng đơn dựa trên lý thuyết của Hansbo (1981)

Độ cố kết trung bình theo phương ngang tại chiều

sâu z trong trường hợp biến dạng phẳng được tính

như sau:

)

8 exp(

1 1

p

hp o

hp

T u

u

U











Trong đó:

điểm tính toán t;

0

điểm ban đầu;

Thp: nhân tố thời gian đối với sự thoát nước

ngang trong trường hợp biến dạng phẳng;

2

4B

t

C

w v

h h

m

k C



(p: tham số xét đến sự xáo trộn của đất xung

quanh giếng và sức cản của giếng.

w h s

h p

q

k z H z s

k

k s

n

































4

3 ln

Trong đó:

w

r

R

n  ;

w

s

r

r

s 

R là bán kính ảnh hưởng của giếng cát rw: bán kính giếng cát

rs: bán kính vùng xáo trộn s: độ xáo trộn

qw: lưu lượng riêng của giếng;

z: độ sâu xem xét

H: chiều sâu giếng cát;

kh: hệ số thấm theo phương ngang của đất nền ks: hệ số thấm của đất theo phương ngang trong vùng xáo trộn

mv: hệ số nén thể tích

(w: trọng lượng riêng của nước

Theo sơ đồ bài toán phẳng tương đương (Hình 1),

có thể giả thiết tại cùng một thời điểm với cùng một tải trọng tác dụng thì độ cố kết trung bình của đất

h

U =U hp

Nếu bán kính ảnh hưởng của mỗi giếng cát (R) trong sơ đồ đối xứng trục bằng độ rộng (B) trong sơ

đồ biến dạng phẳng (Hình 1) ta có:

bw = rw; bs = rs

r w

r s

b w

2B

vùng đất xáo trộn xung quanh giếng cát giếng cát

e

a, Sơ đồ đối xứng trục b, Sơ đồ biến dạng phẳng

Hỡnh 1 Sơ đồ bài toỏn phẳng tương đương

(Indraratna và Redana, 1997)

Trong đú, bw là nửa chiều rộng của giếng cỏt; bs là

nửa chiều rộng của vựng đất bị xỏo trộn xung quanh

giếng Trường hợp nếu khụng xột sức cản của giếng,

hệ số thấm trong vựng xỏo trộn của đất xung quanh

giếng cú thể được tớnh theo biểu thức sau (Hird và

nnk, 1992):









































4

3 ln ln

3

2

s k

k s n

k k

s h

h hp

(5)

Trường hợp khụng xột sức cản của giếng và sự xỏo trộn của đất xung quanh giếng ta cú cụng thức đơn giản dưới đõy (Hird và nnk, 1992)

75 0 ) ln(

67 0





n k

k

h

hp

3 Mễ PHỏNG BàI TOỏN GIếNG CỏT Xử Lý NềN CễNG TRỡNH THựC Tế

3.1 Đặc điểm cụng trỡnh

Cụng trỡnh chỉnh trị đờ hạ lưu sụng Tắc – Quỏn Trường – Khỏnh Hoà bao gồm một đoạn đờ cần xử lý nền, nằm trờn lớp bựn sột ở trạng thỏi dẻo chảy cú chiều dày lớn Chỉ tiờu cơ lý của lớp đất nền yếu như sau: ( = 47.3 %, (( = 17.1 kN/m3, (k = 11.8 kN/m3, ( = 2.65, e = 1.299, G = 95.3 %, ( = 7010’, c = 6.8 kN/m2, a = 0.178 cm2/

kg, k = 5.443x10-4 m/ngày (Cụng ty tư vấn và chuyển giao cụng nghệ thuỷ lợi, 2005)

Để tăng nhanh tốc độ cố kết của đất nền, phương ỏn

xử lý nền bằng giếng cỏt đó được đề xuất và so sỏnh lựa chọn Cỏc giếng cỏt được bố trớ theo sơ đồ lưới tam giỏc đều Cỏc thụng số thiết kế giếng cỏt được cho trong Bảng

1

Bảng 1 Cỏc thụng số thiết kế giếng cỏt

6 Hệ số cố kết thấm theo phương ngang Cr = 2Cv = 0.016274 (cm2/s)

3.2 Mụ phỏng bài toỏn

Bài toỏn cố kết giếng cỏt xử lý nền đờ Quỏn

Trường được mụ phỏng theo sơ đồ bài toỏn phẳng

tương đương (Hird và nnk, 1992)

Hai trường hợp mụ phỏng được xem xột là: cụng

trỡnh đắp trờn nền đất chưa được xử lý và đắp trờn

nền được xử lý bằng hệ thống giếng cỏt

Đối với trường hợp cụng trỡnh đắp trờn nền được

xử lý bằng hệ thống giếng cỏt, sự xỏo trộn của giếng

do quỏ trỡnh thi cụng gõy ra cũng được xem xột

Chỳ ý rằng sức cản của giếng khụng được xem

xột trong nghiờn cứu này

Quỏ trỡnh đắp đờ được thực hiện theo từng giai

đoạn (Hỡnh 2, 3) Chiều cao đắp 3.5m, bề rộng

mặt đường 10m và số lớp đất đắp là 4 lớp

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

Gđ 7 Gđ 6

Gđ 5

Gđ 4

Gđ 3

Gđ 2

Gđ 1

Các giai đoạn thi công Nền đắp ch a đ ợc xử lý

Thời gian đắp (ngày)

Hỡnh 2 Sơ đồ cỏc giai đoạn thi cụng đờ

(trường hợp nền tự nhiờn)

Mực nước ngầm được giả thiết ngang cao trỡnh mặt đất tự nhiờn

Do bài toỏn đối xứng nờn chỉ cần xột một nửa bài toỏn Bài toỏn được mụ phỏng theo sơ đồ bài toỏn biến dạng phẳng, sử dụng lưới phần tử hữu hạn bao gồm cỏc phần tử tam giỏc 15 điểm nỳt (Hỡnh 4, 5) Phần mềm Plaxis, Hà Lan (Brinkgreve, 2002) được sử dụng mụ phỏng bài toỏn cố kết

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0,0

0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

Gđ 7 Gđ 8 Gđ 6

Gđ 5 Gđ 4

Gđ 3 Gđ 2

Gđ 1

Các giai đoạn thi công

PA cọc cát: d=30cm, L=150cm

Thời gian đắp (ngày)

Hỡnh 3 Sơ đồ cỏc giai đoạn thi cụng đờ

(trường hợp nền được xử lý bằng giếng cỏt)

Mụ hỡnh vật liệu Mohr-Coulomb được ỏp dụng đối với đất nền, đất đắp và giếng cỏt Cỏc thụng số mụ hỡnh đối với đất nền và đất đắp được thể hiện trong Bảng 2 (nền tự nhiờn) và Bảng 3 (nền được xử lý bằng giếng cỏt)

Hình 4 Lưới phần tử hữu hạn

(trường hợp nền tự nhiên)

Hình 5 Lưới phần tử hữu hạn

(trường hợp nền được xử lý bằng giếng cát)

Chú ý rằng vì không có số liệu thí nghiệm hệ số thấm theo phương ngang kx nên có thể giả thiết kx=2.5ky, trong đó ky là hệ số thấm theo phương đứng Giả thiết góc nở ( = 0, hệ số Poisson ( = 0.35 đối với đất nền và đất đắp

Bảng 2.Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất trong trường hợp chưa xử lý nền

TT

Vật

liệu

(w (kN/m3)

(bh (kN/m3)

kx (m/ngày)

ky (m/ngày)

E (kN/m2)

c (kN/m2)

( (độ)

( (độ)

(

Bảng 3 Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất trong trường hợp nền được xử lý

TT

(kN/m3)

(bh (kN/m3)

kx (m/ngày)

ky (m/ngày)

E (kN/m2)

c (kN/m2)

( (độ)

( (đ

Điểm nghiên cứu A(0; -7.48m) A(0; -7.48m)

2 Đất nền 17.10 17.18 9.991x10-4 5.443x10-4 1033 6.8 7.17 0 0.35

Trong Bảng 3, hệ số thấm ngang kx (=khp)

của lớp đất nền được xác định theo công thức (6)

3.3 Kết quả mô phỏng

So sánh kết quả tính toán độ lún ổn định, áp

lực nước lỗ rỗng lớn nhất và thời gian cố kết giữa

trường hợp không xử lý nền và xử lý nền bằng

giếng cát được thể hiện trong Bảng 4

Bảng 4 So sánh kết quả tính toán giữa 2 trường hợp (giai

đoạn đắp đến cao trình +3.5m)

Trong Bảng 4, Uy là chuyển vị lớn nhất theo

phương đứng; U là áp lực nước lỗ rỗng dư lớn

nhất; t90 là thời gian để đất nền đạt được độ

cố kết 90% tại điểm nghiên cứu (Hình 4 và 5)

Kết quả tính toán tại giai đoạn đắp đ ến cao

trình +3.5m cho thấy: Trong trường hợp chưa

xử lý nền, áp lực nước lỗ rỗng dư đạt giá trị lớn

nhất 25.16 kPa tại điểm nằm ngay dưới đáy

công trình (Hình 6) áp lực nước lỗ rỗng dư lớn

có thể gây ảnh hưởng bất lợi đến sự ổn định

của công trình Trong trường hợp nền đã được

xử lý bằng giếng cát, giá trị áp lực nước lỗ

rỗng dư giảm xuống còn 15.84 kPa và vị trí của

nó đã nằm xa đáy công trình nên sẽ ảnh hưởng

không nhiều đến sự ổn định của công trình (Hình 7) Mặt khác, Bảng 4 cho thấy so với trường hợp chưa xử lý nền, với Uy = 78 cm, t90 = 270 ngày thì rõ ràng phương án xử lý n ền bằng giếng cát đã tiết kiệm thời gian thi công công trình rất nhiều Phương án xử lý nền bằng giếng cát đã mang lại hiệu quả cao cho công trình

Hình 6 Đường đẳng áp lực nước lỗ rỗng dư

(giai đoạn đắp đến cao trình +3.5m, trường hợp

chưa xử lý nền)

Hình 7 Đường đẳng áp lực nước lỗ rỗng dư

(giai đoạn đắp đến cao trình +3.5m, trường hợp xử

lý nền bằng giếng cát)

3.4 Nghiên cứu tham số

Lời giải bài toán giếng cát phụ thuộc rất lớn các

yếu tố như: sơ đồ bố trí giếng cát, kích thước giếng

cát, đặc tính đất nền

Việc nghiên cứu tham số giúp lựa chọn các thông số

thiết kế giếng cát hiệu quả Từ đó có thể tìm được

phương án thiết kế tối ưu, đặc biệt, khi số liệu thí

nghiệm thực tế không đầy đủ

ảnh hưởng của các tham số như chiều sâu giếng,

khoảng cách giếng và đường kính giếng đến độ lún

của công trình được phân tích

ở đây giếng cát được bố trí theo sơ đồ lưới tam

giác đều, bỏ qua ảnh hưởng của sự xáo trộn và sức

cản của giếng

3.4.1 ảnh hưởng của chiều sâu giếng

ảnh hưởng của chiều sâu giếng cát đối với độ lún của

công trình được phân tích bằng cách thay đổi chiều sâu

giếng H = 5, 7, 10, 15m, trong khi không thay đổi các thông

số khác (dw = 0.3m, L = 1.5m)

Kết quả phân tích cho thấy chiều sâu giếng tăng

làm giảm độ lún, giảm thời gian cố kết của nền công

trình (Hình 8) và giảm sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng (Nguyễn Thị Bích Hạnh, 2008) Các điểm nghiên cứu tính lún có toạ độ (0,-3.6m)

3.4.2 ảnh hưởng của khoảng cách giếng

ảnh hưởng của khoảng cách giếng cát đối với độ lún của nền được phân tích bằng cách thay đổi khoảng cách giữa các tim giếng L = 1.2, 2.0, 2.5m, trong khi không thay đổi các thông số khác (dw = 0.3m, H = 7m) Kết quả phân tích cho thấy khi khoảng cách giếng cát tăng sẽ làm tăng độ lún ổn định của nền công trình Tuy nhiên, chênh lệch độ lún giữa phương án L=1.2 m và L=2.0m không đáng kể (Hình 9) Các điểm nghiên cứu tính lún đối với các phương án L=1.2, 2.0 và 2.5m nằm trên đường tim đê, có độ sâu tương ứng Z=-3.29, -3.57 và -3.01m

-0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0,0

H = 5m

H = 7m

H = 10m

H = 15m

U y

Thêi gian (ngµy)

Hình 8 So sánh độ lún ổn định giữa các phương án

chiều sâu giếng khác nhau

0 200 400 600 800 1000 1200

-0,7

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

L = 1.2m

L = 2.0m

L = 2.5m

Thêi gian (ngµy)

Hình 9 So sánh độ lún ổn định giữa các phương án

khoảng cách giếng khác nhau

3.4.3 ảnh hưởng của đường kính giếng

ảnh hưởng của đường kính giếng cát đối với độ lún

của nền được phân tích bằng cách thay đổi giá trị đường

kính giếng dw = 0.2, 0.3, 0.5m, trong khi không thay đổi

các thông số khác (L = 1.5m, H = 7m) Các điểm nghiên

cứu tính lún đối với các phương án dw=0.2, 0.3 và 0.5m

nằm trên đường tim đê, có độ sâu tương ứng Z=3.57,

-3.01 và -3.29m Hình 10 cho thấy, nhìn chung sự thay

đổi đường kính giếng ảnh hưởng không đáng kể đến độ

lún ổn định công trình

3.5 Nghiên cứu ảnh hưởng xáo trộn của giếng

do quá trình thi công

Nghiên cứu ảnh hưởng xáo trộn của giếng đối với

độ lún của nền và sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng dư

được xét trong bài toán phẳng tương đương, áp dụng

đối với công trình xử lý nền đê Quán Trường Chỉ

tiêu cơ lý của các lớp đất được lấy theo Bảng 3 Hệ

số thấm trong vùng xáo trộn của đất xung quanh

giếng được tính theo công thức (5), bỏ qua sức cản

của giếng

Các thông số mô phỏng như sau:

L = 2.5m, H = 15m; dw = 0.3m; De = 1.05L =

2.625m; n = De/dw = 8.75

Chú ý rằng vì không có số liệu thí nghiệm hệ số

thấm theo phương ngang nên ta giả thiết hai trường

hợp: kx=2.5ky= 1.361x10-3 (m/ngày) và kx=10ky= 5.443x10-3 (m/ngày), trong đó ky là hệ số thấm theo phương đứng (ky= 5.443x10-4 (m/ngày)

Để xét ảnh hưởng xáo trộn của giếng, ta thay đổi giá trị độ xáo trộn từ s = 1 (không xáo trộn) cho đến s= 4, 5, 6 trong khi giữ nguyên các thông số khác (L

= 2.5m, H = 15m, dw = 0.3m)

Kết quả phân tích cho thấy khi kx=2.5ky, ảnh hưởng xáo trộn đối với sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng là nhỏ (Hình 11) Tuy nhiên, khi kx = 10ky, độ xáo trộn tăng làm tăng đáng kể áp lực nước lỗ rỗng (Hình 12), có thể gây bất lợi đến sự ổn định và thời gian thi công công trình

Kết quả phân tích sự xáo trộn của giếng nói trên phù hợp với kết quả của Redana & nnk (2000) Mặt khác, ảnh hưởng của sự xáo trộn đến độ lún

ổn định không lớn (Nguyễn Thị Bích Hạnh, 2008)

-0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0,0

Uy

Thêi gian (ngµy)

dw = 0.2m

dw = 0.3m

dw = 0.5m

Hình10 So sánh độ lún ổn định giữa các phương án

đường kính giếng khác nhau

0 10 20 30 40 50 60 70

0

2

4

6

8

10

12

14

16

s = 1

s = 4

s = 5

s = 6

Thêi gian (ngµy)

Hình 11 So sánh biến thiên áp lực nước lỗ rỗng lớn

nhất tại các giai đoạn đắp khi độ xáo trộn s =1, 4,

5, 6 (Trường hợp kx=2.5ky)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

s = 1

s = 4

s = 5

s = 6

2 )

Thêi gian (ngµy)

Hình 12 So sánh biến thiên áp lực nước lỗ rỗng lớn

nhất tại các giai đoạn đắp khi độ xáo trộn s =1, 4,

5, 6 (Trường hợp kx=10ky)

4 KếT LUậN

Mô phỏng bài toán giếng cát theo sơ đồ bài toán

phẳng tương đương (Hird và nnk, 1992) được thực

hiện đối với công trình thực tế xử lý nền đê Quán

Trường Kết quả mô phỏng cho thấy: giải pháp

giếng cát có thể rút ngắn thời gian thi công, giảm độ

lún ổn định, giảm sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng dư

so với trường hợp công trình được đắp trên nền

không được gia cố

Ngoài ra, nghiên cứu tham số về ảnh hưởng của chiều sâu, khoảng cách và đường kính giếng đến độ lún của nền công trình, theo sơ đồ bài toán phẳng tương đương nói trên, cho thấy:

- Chiều sâu giếng cát tăng có thể làm giảm độ lún

ổn định của nền, giảm sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng và giảm thời gian thi công công trình;

- Khoảng cách giếng cát tăng có thể làm tăng độ lún ổn định của nền; tuy nhiên, chênh lệch độ lún giữa các phương án nghiên cứu là nhỏ;

- Đường kính giếng cát ảnh hưởng không lớn đến

độ lún ổn định của nền công trình

Nghiên cứu ảnh hưởng xáo trộn của giếng do quá trình thi công cho thấy: độ xáo trộn của giếng ảnh hưởng rõ rệt đến trị số áp lực nước lỗ rỗng khi kx=10ky Khi có xáo trộn, áp lực nước lỗ rỗng tăng đáng kể, ảnh hưởng bất lợi đến sự ổn định công trình

và thời gian thi công công trình

TàI LIệU THAM KHảO

1 Công ty tư vấn và chuyển giao công nghệ thuỷ lợi (2005) Hồ sơ thiết kế công trình chỉnh trị hạ lưu sông Tắc-Quán Trường

2 Nguyễn Thị Bích Hạnh (2008) Nghiên cứu biện pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát, Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật, Khoa Công trình, Trường Đại học Thuỷ lợi

3 Trịnh Minh Thụ, Nguyễn Công Mẫn, Hoàng Việt Hùng, Nguyễn Hồng Nam, Phạm Huy Dũng, Nguyễn Quang Tuấn (2006), Nghiên cứu thiết kế, đề xuất giải pháp thi công cọc cát xử lý nền đất yếu các công trình thủy lợi, Thuyết minh Đề tài nghiên cứu khoa học và phát triển công nghệ, Trường Đại học Thủy lợi Hà Nội

4 Barron, R A (1948) Consolidation of fine-grained soils by drain wells Proc ASCE, Paper No

2346, pp 718-742

5 Brinkgreve, R B J (2002) Plaxis 2D-Version

8 Manual, Balkema

6 Hansbo, S (1981) Consolidation of fine-grained soils by prefabricated drains Proc 10th Int Conf Soil Mech., Stockholm, Vol 3, Paper 12/22

pp 677-682

7 Hird, C C., Pyrah, I C., Russell, D (1992) Finite element modeling of vertical drains beneath embankments on soft ground Geotechnique, 42 (3),

pp 499–511

8 Indraratna, B., and Redana, I W (1997) Plane strain modeling of smear effects associated with vertical drains J Geotech Eng., ASCE, 123(5), pp.474 - 478

9 Redana, I W., Indraratna, B., Salim, W., Balasubramaniam, A S (2000) Modeling of the behaviour of sand drains installed at a Naval Dockyard, Thailand, Proceedings of Coastal Geotechnical Engineering in Practice, Nakase & Tsuchida (eds), Balkema, Rotterdam, pp 357 – 362

Người phản biện: PGS.TS Nguyễn Hữu Thái