Hóa lỏng là một thuật ngữ được sử dụng để mô tả một loạt các hiện tượng trong đó cường độ và độ cứng của một trầm tích đất bị giảm do kết quả của việc tạo ra áp lực nước mặc dù có thể xảy ra sự hóa lỏng do tải tĩnh nhưng nó chủ yếu gây ra do động đất.
Trang 1PHÂN TÍCH KHẢ NĂNG HÓA LỎNG TRONG NỀN CÁT CHO ỔN ĐỊNH NỀN CÔNG TRÌNH
KHU VỰC VEN BIỂN TỈNH BÌNH ĐỊNH
HỨA THÀNH THÂN * ; NGUYỄN NGỌC PHÚC **
NGUYỄN VĂN CÔNG ***
Analysis of liquefaction capacity of sand in coastal areas Binh Dinh province
Abstract: Contents of the paper is about the liquefaction capacity
calculation of sand by some methods during earthquakes on the construction sites The liquefaction safety values of sand according to Benouar method is the smallest values and smaller than 1 From that, the correlation is established between the difference for density ΔD r and void ratio Δe i with depth in liquefaction sand for earthquake level
Keywords: sand foundation, liquefaction safety factor, the peak horizontal
ground surface acceleration, volumetric strain, standard penetration test (SPT), earthquakes
1 ĐẶT VẤN ĐỀ *
Hóa lỏng là một thuật ngữ được sử dụng để
mô tả một loạt các hiện tượng trong đó cường
độ và độ cứng của một trầm tích đất bị giảm do
kết quả của việc tạo ra áp lực nước mặc dù có
thể xảy ra sự hóa lỏng do tải tĩnh nhưng nó chủ
yếu gây ra do động đất [12]
Một số nhà khoa học như Seed và Idriss (1971)
[16], Seed (1983, 1985), Tokimatsu và Yoshimi
(1983) [7], Ishuhara (1985, 1993), Seed và
Harder (1990) [1], J Dixit, D.M.Dewaikar, R.S
Jangid, (2012) [6], Susumu Yasuda, Ken-ichi
Tokida, (1980) [17], D.Benouar, E.Yanagisawa,
(1992) [3], Japan Road Association (JRA), (2002)
[15], Boulanger (2006) [11], Bengt H.Fellenius,
(2009) [2] … đã nghiên cứu hiện tượng hóa lỏng
do động đất đánh giá và đề xuất sau khi đất bị hóa
lỏng do khung cốt đất của cát chưa phục hồi hết
mà do phải tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng cần thời
* Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam
Email: huathan020608@gmail.com
** Khoa Xây Dựng, Trường Cao Đẳng Xây Dựng số 2,
TP Hồ Chí Minh
***
Khoa Xây Dựng, Trường Đại Học Quang Trung
gian dài để khung cốt đất và kết cấu hạt về thành phần độ chặt Dr giá trị hiệu chỉnh năng lượng SPT N1,60 N‟1,60 hệ số rỗng e của cát xen kẹp trở
về thời kỳ lịch sử ban đầu hệ số hiệu chỉnh cấp động đất MSF (J Dixit D M Dewaikar R S Jangid, 2012), (Bengt H.Fellenius 2009) (Boulanger 2006) thời gian truyền sóng mặt T (Kramer 1996) vận tốc sóng địa chấn lớp đất Vs
(T Imai và M Yoshiziwa 1975) hệ số hiệu chỉnh quá tải Kσ (J Dixit, D.M.Dewaikar, R.S Jangid, 2012) …
Tại Việt Nam tiêu chuẩn thiết kế TCXDVN
9386-2012 [14] cho công trình chịu động đất
và TCVN 10304-2014 [13] cho móng cọc có
đề cập đến ứng suất cắt tuần hoàn do động đất
τe hệ số nền S tỷ số gia tốc nền cho từng loại nền nguy cơ hóa lỏng độ sạch FC của đất cát
hệ số nhân CM để hiệu chỉnh τe biểu đồ thực nghiệm quan hệ giữa CRR với giá trị SPT
N1,60 chưa nói r tính giá trị SPT N1,60, hướng dẫn cách xác định hệ số đánh giá hóa lỏng FSlip cũng như cách cải thiện nền đất sau khi nền bị hóa lỏng
Trang 2Giới hạn của bài báo là áp dụng tính tốn ổn
định và cải biến nền trong mơi trường đất hạt rời
cho cơng trình tại thành phố Quy Nhơn tỉnh
Bình Định cĩ xét đến ảnh hưởng hĩa lỏng đất
nền chịu từng cấp động đất theo chiều sâu
2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TỐN
2.1 Hệ số kháng lỏng FS lip cho đất nền
CSR
CRR
Trong đĩ: FSlip 1 - khơng hĩa lỏng đất nền;
CRR - chỉ số ứng suất cắt tuần hồn của đất hĩa
lỏng động đất khi Mw = 7 5; CSR - chỉ số ứng
suất cắt tuần hồn của đất hĩa lỏng bị động đất
2.1.1 Hệ số kháng lỏng của đất theo Seed
(1983, 1985) [7]
Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hồn (CSR)
của đất hĩa lỏng bị động đất Theo (Seed và Idriss 1971) [16] CSR được xác định:
0
0 max
' 0
65 , 0
d av
h
r g
a
Trong đĩ: [τh]av - ứng suất cắt tuần hồn trung bình; amax - gia tốc cực đại tại mặt đất (m/s2); σ0, - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát được xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ tồn phần trên lớp cát được xét đến (Mpa);
g - gia tốc trọng trường (m/s2), g = 9,81 (m/s2);
rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ
sâu z và mơi trường theo Hình 1 hoặc tính theo cơng thức
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
0
4
8
12
16
20
22
24
Hệ số giảm ứng suất, rd
M = 5,5w
6,5 7,5 8
Seed, Idriss (1971) [13]
0
0
10 20 30 40 50 60 0,5
1,0 1,5 2,0
Chỉ số sệt, I p
Hình 1 Quan hệ nhân tố giảm ứng suất r d
và độ sâu z (Seed & Idriss, 1971) [16]
Hình 2 Quan hệ chỉ số sệt I p và tỉ số β
(Ishihara, 1990)[7]
Xác định CRR
Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟
N1,60‟ = 1 29 CN.ERm.NNY/60 (3)
Trong đĩ: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất;
2
1
78
,
v N
C
với σv‟ (kN/m2
) (Liao và
Whit man, 1985); ERm - hệ số hiệu chỉnh
năng lượng (60%) ERm = 50 ÷ 78; NN Y -
giá trị hiệu chỉnh kháng bề mặt NN Y =
5 ÷ 15
- Nếu hàm lượng hạt mịn < 30% thì
N1,60 = N1,60‟
- Nếu hàm lượng hạt mịn 30% thì N1,60 =
N1,60‟ β với β - tỉ số sức chống cắt trung bình với sức chống cắt tại Ip = 5% tra ở Hình 2
Cĩ N1,60 ≤ 30 và giá trị FC với FC hệ số hàm lượng độ sạch của cát Từ đĩ xác định chỉ số
' 1 , 60 0
N f
tra ở Hình 3
Trang 30 10 20 30 40 50
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
FC = 35% 15% 5%
0 2 4 6 8 10
Độ sạch FC(%)
N1,60
Hình 3 Đường cong quan hệ chỉ số ứng suất
cắt,độ sạch FC( ) và giá trị SPT N 60 (Seed,
Tokimastu và Yoshimi,1983) [7]
Hình 4 Quan hệ gia tăng SPT ΔN 1,60 và
độ sạch FC(%) [1]
2.1.2 Hệ số kháng lỏng của đất theo
Ishuhara (1985, 1993) [1]
Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hồn (CSR)
của đất hĩa lỏng bị động đất tính như mục 2.1.1
Xác định chỉ số kháng cắt tuần hồn (CRR)
của đất hĩa lỏng bị động đất ở cấp độ động đất
bất kỳ
CRR = CRRM=7,5.MSF (4)
chấn động đất M = 7 5;
MSF - hệ số nhân cho các cấp chấn động đất
Theo Robertson và Fear (1996) xác định
2
1 3 , 1 34
95
60 , 1 5
,
N N
Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟
N1,60‟ = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (6)
Trong đĩ: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất
2
1
78
,
v N
C
với σv‟ (kN/m2
) (Liao và
Whitman, 1985); CE - hệ số hiệu chỉnh năng
lượng búa rơi CE = ER/60 = 1 12 † 1 3 (Nhật);
CE 0 75 † 1 00 (Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ
thuộc vào đường kính d lỗ khoan thiết bị SPT
giá trị này được Robertson và Fear đề nghị: d = 65mm ÷ 115mm thì CB = 1,00; d = 150mm thì
CB = 1,05 cịn d = 200mm thì CB = 1,15; Cs - hệ
số sử dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh thanh cần khoan khi z ≤ 3m thì CR = 0,75; khi 3m < z < 9m thì CR = (15 + z)/24 cịn khi z 9m thì CR = 1,0 Khi N1,60 > 30 nền đất khơng hĩa lỏng
Giá trị ΔN1,60 tăng thêm do hàm lượng hạt mịn trong cát
Khi FC ≤ 5% thì ΔN1,60 = 0,0; Khi 5 < FC < 35% thì ΔN1,60 = 7.(FC-5)/30; Khi FC 35% thì ΔN1,60 = 7,0
Giá trị N1,60 được tính: N1,60 = N1,60‟ + ΔN1,60 (7) Giá trị ΔN1,60 cĩ thể tra ở Hình 4
Xác định hệ số cấp chấn động đất MSF [2] như sau:
Khi Mw < 7,0 thì MSF = 103,00.MW-3,46 < 3,0 (8.a)
Khi Mw 7 0 thì 0 8 < MSF = 102,24.MW-2,56
< 1,5 (8.b)
2.1.3 Hệ số kháng lỏng của đất theo Dixit, (2012) [6]
Chỉ số ứng suất cắt tuần hồn (CSR) của đất
hĩa lỏng bị động đất Boulanger (2006) [11]:
Trang 4
K MSF
r g
a
0
0 max
Trong đó: 0 65 - hệ số trọng lượng quan hệ
giữa vòng tròn lập ứng suất khi có áp lực nước
lỗ rỗng trong quá trình động đất; amax - gia tốc
cực đại phương ngang tại mặt đất (m/s2); σ0„ -
áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát
được xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát được xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trường (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trường (m); MSF - hệ số tỉ lệ cấp động đất; Kσ -
hệ số hiệu chỉnh quá tải trong đất Giá trị rd
được xác định như sau:
73 , 11 sin 126 , 1 012 ,
z
28 , 11 sin 118 , 0 106
,
z
MSF - hệ số tỉ lệ động đất khi Mw < 7 5 với: 0,058 1,8
4 exp 9 ,
MSF
0 , 1 ln
a
v
p C
5507 , 2 9 , 18
1
3 , 17 9 , 18
1
60 , 1
N D
C
r
quyển bằng 100 kPa; độ chặt đất cát
46
60 , 1
N
Xác định chỉ số kháng cắt tuần hoàn (CRR) của đất hóa lỏng bị động đất ở cấp độ động đất bất kỳ
4 , 25 6
, 23 126
1 , 14 exp
4 ' 60 , 1
3 ' 60 , 1
2 ' 60 , 1 '
60 ,
N
Giá trị N‟1,60 được tính: N1,60‟ = N1,60 + ΔN1,60 (11)
Xác định giá trị N1,60 như sau:
N1,60 = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (12)
Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất
7 , 1
'
0
a
N
p
C với σ0‟ (kN/m2
), pa = 100 (kN/m2), 0,7840,0768 N1,60 0,5; CE -
hệ số hiệu chỉnh năng lượng búa rơi CE =
ER/60 = 1 12 † 1 3 (Nhật); CE = 0,75 ÷ 1,00
(Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào
đường kính d lỗ khoan thiết bị SPT giá trị này
được Robertson và Fear đề nghị: d = 65mm †
115mm thì CB = 1,00; d = 150mm thì CB = 1,05
còn d = 200mm thì CB = 1,15; Cs - hệ số sử
dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh
thanh cần khoan khi z ≤ 3m thì CR = 0,75; khi
3m < z < 10m thì CR = (15 + z)/24 còn khi z
10m thì CR = 1,0
Giá trị ΔN1,60 kể đến sức kháng cự lại khi có vận tốc sóng tác dụng lên thành phần hạt được xác định thông qua độ sạch FC của đất cát như sau:
2 '
60 , 1
1 , 0
7 , 15 1
, 0
7 , 9 63 , 1 exp
FC FC
Hệ số kháng hóa lỏng FS được xác định như sau:
MSF CSR
CRR FS
v M
M
1
; 5 , 7
5 , 7
'
(14)
2.2 Hệ số kháng lỏng F L cho đất nền
L
R
Trong đó: FL - sức kháng hóa lỏng; L - tỉ số
Trang 5ứng suất cắt trong quá trình động đất; R - tỉ số
sức kháng cắt động
2.2.1 Hệ số kháng lỏng của đất theo Yasuda
(1980) [17]
Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất:
d
K
0
0
Trong đó: Kh - hệ số động đất phương ngang
với cấp động đất K h amax gkhi công trình
cách tâm chấn khoảng 100 km; amax - gia tốc
cực đại tại mặt đất (m/s2); σ0„ - áp lực lớp phủ
hiệu ứng ban đầu trên lớp cát được xét đến
(Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát
được xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trường
(m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng
suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trường
(m) với rd = 1,0 - 0 15 z với z độ sâu (m)
Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại
chấn rung:
50 10 '
35 , 0 log 25 , 0 7 , 0
0882
,
0
D
N R
o
khi 0,04 mm < D50 ≤ 0 6 mm (17.a)
05 , 0 7 , 0
0882
,
0
N
D50 ≤ 1 5 mm (17.b)
Trong đó: N - giá trị đo được NSPT từ thí
nghiệm; D50 - Kích cỡ hạt trung bình của 50%
lọt rây (D50)
2.2.2.Hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar
(1992) [3]
Thời gian truyền sóng mặt T (Kramer, 1996) như sau:
si
i V
H
T 4 (18) Trong đó: Hi - độ dày lớp đất thứ i (m); Vsi - vận tốc sóng địa chấn lớp đất thứ i (m/s);
314 , 0
97 i
V theo T Imai và M Yoshiziwa (1975); Ni - giá trị SPT trung bình của lớp đất thứ i; từ đó T được tính như sau:
041 ,
Theo phương pháp của Kanail hệ số khuếch đại động học DAF được tính:
674 , 0 1 3 , 0
Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất:
z
g
DAF a
0
0
(21) Trong đó: amax - gia tốc cực đại tại mặt đất (m/s2); σ0„ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát được xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát được xét đến (Mpa);
g - gia tốc trọng trường (m/s2), g = 9,81 (m/s2);
rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trường (m) với rd = 1,0 - 0 15 z với
z độ sâu (m)
Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại
chấn rung tính như mục 2.2.1
Do đó hệ số kháng hóa lỏng FL xác định như sau:
z
R N
DAF a
g L
R
F L
15 , 0 1
1 7
, 0
0882 , 0
' 0 '
0
ΔR - phụ thuộc vào đường kính hạt qua sàn D50
2.2.3 Hệ số kháng lỏng của đất theo Japan
Road Association (JRA), (2002) [3]
Hiện tượng hóa lỏng xảy ra khi xảy ra cả ba
điều kiện sau: độ sâu mực nước nằm trong
khoảng 10m đến 20m tính từ mặt đất; hàm lượng
hạt mịn FC (d < 0 075mm) nhỏ hơn 35% hoặc là
chỉ số dẻo Ip < 15 trong trường hợp FC > 35%);
kích cỡ hạt trung bình của 50% lọt rây (D50) nhỏ hơn 10 mm và kích cỡ hạt 10% lọt rây nhỏ hơn
10 mm; cát có hàm lượng hạt bụi lớn hơn
Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất
tính như mục 2.2.1
Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại chấn rung:
Trang 67 , 1 0882
,
R khi Na < 14 hoặc (23.a)
4 , 5 6
14
10 6 , 1 7 , 1 0882
,
a a
N
N
Trong đĩ:
2 1
1.N c
c
N a và
7 , 0
7 , 1
' 1
o
N N
; 0% ≤ FC < 10% thì c1 = 1; 10% ≤ FC < 60% thì 50
40
1
20
c ; 0% ≤ FC < 10% thì c2 = 0; FC 10% thì
18
10
2
N - giá trị đo được NSPT từ thí nghiệm; Na; N1 - giá trị hiệu chỉnh NSPT từ thí nghiệm lấy bằng 60%;
FC - hàm lượng hạt mịn cĩ d < 0 075 mm (%)
2.3 Biến dạng thể tích hạt ε v khi nền đất
hĩa lỏng theo Shamoto (1996) [18]
Theo Shamotot (1995a 1996a) [18] sự thay
đổi thể tích của đất cát sau khi hĩa lỏng thơng
qua quan hệ nén Rc và hệ số rỗng:
%
min
e
e
e
R
i
Trong đĩ: ei - hệ số rỗng ban đầu; emin - hệ số
rỗng nhỏ nhất; Δe - chỉ số rỗng tăng thêm
Ngồi ra Shamtot cũng tìm ra mối quan hệ giữa
Rc và biến dạng trượt lớn nhất γmax khi thí
nghiệm 5 mẫu cát với độ chặt Dr = 20% † 90%
theo phép tốn:
n
c R
Trong đĩ: R0 - hệ số nén ban đầu R0 = 3 69;
n - hệ số mũ n = 0 725; γmax xác định Hình 5
Biến dạng thể tích rỗng εv của cát khi vượt hĩa lỏng:
n i i i
vr
e
e e R e
e
max min
1
Trong đĩ: Dr - độ chặt hạt cát D r 16 N a ;
emax, emin - hệ số rỗng lớn nhất nhỏ nhất; Fc - độ sạch của cát Quan hệ như sau:
0 , 1 02 , 0
r
e max max min theo Tukimatsu và Yoshimi (1982); Hirama (1991) Quan hệ đường cong biến dạng trượt lớn nhất γmax với mật độ hạt Dr và biến dạng thể tích εv (Ishihara và
Yoshimine,1992) [96] theo Hình 6
Hệ số an toàn, FS
0
10
20
30
40
50
60
D = 40%r
50%
60%
70%
80%
90%
max
0 1 2 3 4
5
50%
60%
70%
80%
90%
Cát sạch
Hóa lỏng ban đầu
Hình 5 Đường cong quan hệ biến dạng trượt
γ max (%) với hệ số an tồn FS và mật độ D r
(Zhang,2004) [12]
Hình 6 Đường cong biến dạng trượt lớn nhất
γ max , mật độ hạt D r và biến dạng thể tích ε v
(Ishihara và Yoshimine,1992) [9]
Trang 73 KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ XÂY
DỰNG MỐI TƯƠNG QUAN
3.1 Kết quả thí nghiệm
Thí nghiệm tại công trình thuộc địa bàn TP
Quy Nhơn - tỉnh Bình Định
- Công trình Plaza Quy Nhơn hạng mục Nhà
ở dân dụng 9 tầng số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo phường Trần Phú, thành phố Quy Nhơn tỉnh
Bình Định Bảng 1
Bảng 1 Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý đất nền -
Công trình Plaza Quy Nhơn (9 tầng)
Lớp
đất
h
(m)
SPT
N 30
γ w (T/m 3 )
φ (độ)
c (T/m 2 )
p c (T/m 2 )
f s (T/m 2 ) Loại đất
cơ
Mực nước ngầm sâu 2,5 mét
Địa điểm công trình thuộc thành phố Quy
Nhơn tỉnh Bình Định theo TXDVN 9386-2012
[14] vùng công trình tương ứng động đất cấp M
= 6 5 và gia tốc nền theo phương ngang lớn nhất
bề mặt đất cho nền loại A là amax = 0 0941 g hệ
số nền S = 1 0
3.2 Xây dựng tương quan
3.2.1 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với cấp động đất M = 6,5
Hình 7 Quan hệ giữa FS lip hay F L với chiều
sâu z khi M = 6,5
Hình 8 Quan hệ giữa FS lip hay F L với chiều
sâu z khi M = 8,0
Hệ số kháng hóa lỏng cho trong các phương
pháp được thể hiện Hình 7 phương pháp
Ishuhara cho giá trị lớn nhất còn phương pháp
Benouar nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 Các phương
pháp còn lại cho kết quả kháng hóa lỏng lớn
hơn 1 Hệ số kháng FSlip càng lớn khi chỉ số
SPT N càng lớn tức độ chặt Dr càng lớn Lớp
đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 trong các
phương pháp
3.2.2 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với cấp động đất M = 8
Xét tại cấp động đất M = 8 0 giá trị hệ số kháng hóa lỏng tính theo phương pháp Seed cho giá trị lớn nhất phương pháp Benouar nhỏ nhất
và nhỏ hơn 1 theo Hình 8 Khi tăng cấp động
đất làm cho gia tốc mặt amax theo phương ngang
Trang 8tăng từ amax = 0 0941 g → 0 1152 g hiện tượng
hóa lỏng nền đất xảy ra cho phương pháp Dixit
Ishuhara Yasuda và Benoura còn phương pháp
JRA Seed thì nền vẫn ổn định tức có hệ số
kháng lỏng hai phương pháp này vẫn lớn hơn 1
Lớp đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 tính theo các
phương pháp Chênh lệch giá trị hệ số kháng
lỏng cho trong các phương pháp có khác nhau
cụ thể độ chênh lệch giá trị hệ số kháng là
19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 %
(Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar,
JRA)
3.4 Cải tiến nền đất hóa lỏng do động đất
3.4.1 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với từng cấp động đất
Phương pháp đánh giá hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar (1992) [55] cho kết quả nền đất cát bị hóa lỏng nhanh nhất tức là FL ≤ 1 khi đất nền bị động đất ở cấp M = 5 5; M = 6 5; M
= 7,0 hay M = 8,0 theo Hình 9
Hình 9 Quan hệ giữa F L với chiều sâu z cho
các cấp động đất
Hình 10 Quan hệ giữa D r với chiều sâu z cho
các cấp động đất
Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền
ΔFSlip từ 0 27 † 0 50 (M = 5 5); 0 25 † 0 75 (M
= 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M
= 8 0) và giá trị chênh lệch này giảm dần theo
chiều sâu Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính
thì độ chênh lệch hệ số kháng lỏng lớn tức vùng
này cải thiện nền rất khó vì trị số xuyên tiêu
chuẩn vẫn rất nhỏ sau khi hiệu chỉnh đất nền
theo các phương pháp
3.4.2 Biến dạng thể tích hạt ε v khi nền đất
hóa lỏng
Cấp động đất M càng lớn thì phân tố hạt
xoay xung quanh càng lớn gây ra ứng suất tiếp
tăng lên càng nhiều thành phần mật độ hạt Dr
càng lớn Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95%
÷ 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M =
6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷
119 80% (M = 8 0) Tại độ sâu nằm trong vùng
thấu kính mật độ D
22 62% Giá trị xuyên tiêu chuẩn càng lớn thì
độ chênh lệch mật độ càng nhỏ tức mật độ Dr
càng lớn theo Hình 10
Theo Hình 11 cấp động đất M càng lớn hiện
tượng phá vỡ khung kết hạt càng nhiều phân tố hạt xoay xung quanh di chuyển càng lớn ứng suất cắt càng lớn thành phần hạt chèn ép được sắp xếp lại hệ số rỗng hạt càng nhỏ Để cải thiện ổn định nền đất cho công trình phải tiến hành cải biến nền đất làm giảm hệ số rỗng thêm trong khoảng độ sâu nền đất bị hóa lỏng cho từng cấp động đất Kết quả tính toán độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 15 47% (M = 5 5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% (M = 7 0); 17 15% † 26 52% (M = 8 0) Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính hệ số rỗng ei
không thay đổi giá trị là 9 09% Giá trị xuyên tiêu chuẩn càng lớn thì độ chênh lệch hệ số rỗng càng nhỏ
Trang 9
Hình 11 Quan hệ giữa e i với chiều sâu z
cho các cấp động đất
Hình 12 Quan hệ giữa ε v với chiều sâu z
cho các cấp động đất
Quá trình tăng cấp động đất M làm co nén
phân tố hạt theo phương ngang tăng thành phần
biến dạng phương đứng do thành phần tải thẳng
đứng bên trên có xét thêm phần dao động tải
trọng công trình cũng tăng theo Hình 12 Độ
biến dạng thể tích trung bình theo phương đứng
εv là 0,054 (M = 5,5); 0,040 (M = 6,5); 0,034
(M = 7,0) và 0,006 (M = 8,0)
4 KẾT LUẬN
Ở cấp động đất M = 6 0 hệ số kháng lỏng
FSlip theo phương pháp Ishuhara có giá trị lớn
nhất phương pháp Benourar có giá trị nhỏ nhất
và nhỏ hơn 1
Ở cấp động đất M = 8 0 hệ số kháng lỏng
FSlip theo phương pháp Seed có giá trị lớn
nhất phương pháp Benourar có giá trị nhỏ
nhất và nhỏ hơn 1 Độ chênh lệch giá trị hệ số
kháng là 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷
71,22 % (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda,
Benouar, JRA)
Đánh giá hệ số kháng lỏng của đất theo
Benouar (1992) cho kết quả FL ≤ 1 nhanh nhất
ứng M = 5 5; M = 6 5; M = 7 0 hay M = 8 0 Độ
chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền ΔFSlip từ
0,27 ÷ 0,50 (M = 5,5); 0,25 ÷ 0,75 (M = 6,5);
0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M = 8,0)
Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% † 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 119,80% (M = 8,0)
Độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 15,47% (M = 5,5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% (M = 7,0); 17,15% ÷ 26,52% (M = 8,0)
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1 Alan F.Rauch, An Emperrical Method for
Predicing Surface Displacements sue to Liquefaction Induced Lateral Spreading in Earthquakes, Virginia Polytechnic Institute and
State University, Virginia, (1997)
2 Bengt H.Fellenius, Basic of Foundation
Design, British Columbia Canada, V8L 3C9,
(2009)
3 Benouar D, Yanagisawa E, Soil Liquefaction Potential Evaluation With Use of The Spectrum at Depth, Earthquake Engineering, Rotterdam, ISBN 90 5410 0605,
pp 1441 - 1446, (1992)
4 Bozorgnia Y., Bertero V.V., Earthquake
engineering, From Engineering Seismology to
Trang 10Performance Based Engineering, CRS Press, pp
39-41, (2004)
5 Công ty CP Tư Vấn Thiết Kế Xây Dựng
Bình Định Công trình Plaza Quy Nhơn, hạng
mục Nhà ở dân dụng 9 tầng, số 10-12-14-16 Đô
Đốc Bảo thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định
(2009)
6 Dixit J., Dewaikar D.M., Jangid R.S.,
Assessment of liquefaction potential inde for
Mumbai city, Natural Hazards and
Earth System Sciences, No.12, pp
2759-2768, (2012)
7 Geotechnical Engineering Bureau,
Liquefaction potential of cohensionless soils,
New York state Department of Transportation,
(2007)
8
http://kenh14.vn/kham-pha/5-tran-dong-
dat-kinh-hoang-nhat-trong-lich-su-20110312021634115.chn
9 Mark Stringer, The Axial Behaviour of
Piled Foundation in Liquefiable Soil, Doctor of
Philosophy, Department of Engineering,
University of Cambridge, pp 9-38, (2011)
10 Nguyễn Viết Trung Nguyễn Thanh Hà
Cơ sở tính toán cầu chịu tải trong của động đất,
NXB Giao Thông Vận Tải Hà Nội (2004)
11 I.M.Idriss, R.W Boulanger,
Semi-empirical Procedures for Evaluating
Liquefaction Potential During Earthquakes,
Soil Dynamics and Earthquake Enguneering,
pp 115 - 130, (2006)
12 Kramer S.L., Evaluation of liquefaction
hazards in Washington state, Department of
Civil ad Environmental Engineering, University
of Washington, pp 1-329, (2008)
13 TCXD 10304-2014, Móng cọc – Tiêu
chuẩn thiết kế
14 TCVN 9386-2012, Thiết kế công trình
chịu động đất
15 Japan Road Association (JRA),
Specifications for highway bridges, prepared by
Public Works Reseach Institute (PWRI) and Civil Enginneering Reseach Laboratory (CRL), Japan, (2002)
16 Seed, H B., and Idriss, I M., Simplified
procedure for evaluating soil liquefaction potential, Journal of Geotechnology Engineering, ASCE, 97(9), pp 1249-1273, (1971)
17 Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, Soil
Liquefaction with Use of Standard Penetration Resistances, Public Works Research Institute,
Ministry of Construction, Tsukuba, Japan, pp
387 - 394, (1980)
18 Yasuhiro Shamoto, Jian-Min Zhang,
Sigeru Goto, New pproach to Evaluate
Pót-Liquefaction Permanent Deformation in Saturated Sand, World Conference on Earthquake Engineering, ISBN: 0 08 042822
3, pp 1-8, (1996)
Người phản biện: TS TRẦN THƯƠNG BÌNH