Phân tích đánh giá lún lệch nền đất yếu dưới nền đường ven sông ở An Giang

Tính lún của nền đất bằng phưong pháp cộng lún các lớp phân tố Nội dung của phương pháp này là chia nền đất thành những lớp nhỏ có chung một tính chất bởi những mặt phẳng nằm ngang sao

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BẮCH KHOA - ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM

Cán bộ hướng dẫn khoa học: PGS TS BÙI TRƯỜNG SƠN

Cán bộ chấm nhận xét 1: TS PHẠM VẤN HÙNG

Cán bộ chấm nhận xét 2: TS TRƯƠNG QUANG HÙNG

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM ngày 08 tháng 01 năm 2016

Thành phần Hội đong đánh giá luận vãn thạc sĩ gồm:

1 Chủ tịch Hội đồng: PGS TS LÊ BÁ VINH

2 Cán bộ nhận xét 1: TS PHẠM VĂN HÙNG

3 Cán bộ nhận xét 2: TS TRƯƠNG QUANG HÙNG

4 Thư ký: TS NGUYỄN CẢNH TUẨN

5 ủy viên: PGS TS TRẦN TUẨN ANH

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đảnh giả LV và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sau khỉ luận văn đã được sủa chữa (nếu cố)

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ tên học viên: Nguyễn Dương Xuân Nguyên MSHV: 7140132

Ngày, tháng, năm sinh: 14/10/1986 Nơi sinh: An Giang

Chuyên ngành: Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Ngầm Mã số: 60580204

I TÊN ĐỀ TÀI

“PHÂN TÍCH ĐÁNH GIÁ LÚN LỆCH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở

AN GIANG”

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

- Đánh giá độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường đắp theo bài toán một chiều và

theo cơ sở lý thuyết có xét chuyển vị ngang của đất nền

- Đánh giá độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường có xét đến sự phân bố ứng suất

trong điều kiện không giới hạn chuyển vị ở biên ngang

- Phân tích ảnh hưởng của khoảng cách biên ngang lên giá trị độ lún

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 17 / 08 / 2015

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 04 /12 / 2015

V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS BÙI TRƯỜNG SƠN

LỜI CẢM ƠN

Để hoàn thành được chương trình cao học và thực hiện luận văn này, tôi đã nhận được sự hướng dẫn, giúp đỡ nhiệt tình của quý thầy cô trường Đại học Bách khoa - Đại học Quốc Gia thành phố Hồ Chí Minh

Trước tiên, tôi xin chân thành cảm ơn quý thày cô Bộ môn Địa cơ nền móng đã tận tâm truyền đạt kiến thức cho tôi suốt thời gian học tập tại trường

Quan trọng nhất, tôi xỉn gửi lời biết ơn sâu sắc đến Thầy Bùi Trường Sơn đã dành nhiều

thời gian và tâm huyết hướng dẫn tận tình, truyền đạt nhiều kiến thức, động viên tôi nghiên cứu, giúp đỡ tôi thực hiện và hoàn thành luận văn này

Tôi cũng chân thành cảm ơn Ban Giám hiệu trường Đại học Bách khoa - Đại học Quốc Gỉa thành phố Hồ Chí Mỉnh, các Thầy Cô ở phòng Đào tạo sau đại học đã giúp đỡ để tồi học tập

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi

Các số liệu, kết quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa từng được ai công bố ửong bất kỳ công trình nào khác

Học viên

Nguyễn Dưong Xuân Nguyên

MỤC LỤC

MỞ ĐẦU 1

1 Ỷ nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài 1

2 Phương pháp và mục đích nghiên cứu 1

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG VÀ CHUYÊN VỊ CỦA ĐẤT NỀN 2

1.1 Các phương pháp đánh giá độ lún của nền công trình 2

1.1.1 Tính lún của nền đất theo lý thuyết đàn hồi [ 1 ] 2

1.1.2 Tính lún của nền đất bằng phương pháp cộng lún các lớp phân tố 2

1.1.3 Tính lún của nền đất bằng phương pháp dựa vào lý thuyết nền biến dạng đàn hồi toàn bộ 5

1.1.3.1 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày vô hạn 5

1.1.3.2 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày giới hạn 5

1.1.3.3 Xác định độ lún ổn định khi nền đất gồm nhiều lớp đất 7

1.1.3.4 Xác định độ lún ổn định theo phương pháp lớp tương đương 8

1.1.3.5 Xác định độ lún ổn định khi nền đất là một lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn 9

1.2 Các phương pháp đánh giá chuyển vị ngang của nền công trình 10

1.2.1 Nguyên lý tính toán chuyển vị ngang 10

1.2.2 Chuyển vị ngang của nền đất trong quá trình thi công 13

1.2.3 Chuyển vị ngang của nền đất sau khi thi công 19

1.2.4 Chuyển vị ngang của nền đất trong trường hợp thi công nhiều đợt 22

1.3 Nhận xét chương 1 28

CHƯƠNG 2 CÁC VẤN ĐÈ VÈ ĐÁNH GIÁ TRẠNG THÁI ỨNG SUẤT TRONG NỀN GIỚI HẠN VÀ ĐẶC DIÊM BIẾN DẠNG CÓ XÉT ĐẾN CHUYÊN VỊ NGANG CỦA ĐẤT NỀN 29

2.1 Các thành phần ứng suất trong nền giới hạn 29

2.1.1 Chọn lựa mô hình nền 29

2.1.2 Phương trình cơ bản ứng dụng cho việc xác định các thành phần ứng suất - biến dạng 30

2.1.3 Lời giải xác định các thành phần ứng suất 33

2.1.4 Điều kiện biên thứ hai (không có chuyển vị thẳng đứng tại các biên hông và không có ứng suất nén tại biên ngang) 33

2.2 Quan hệ giữa tải trọng và chuyển vị trên cơ sở lý thuyết đàn hồi 34

2.2.1 Cơ sở lý thuyết đàn hồi xác định chuyển vị dưới tác dụng tải trọng ngoài 34

2.2.2 Áp dụng đánh giá chuyển vị trong môi trường đất 35

2.3 Nhận xét chương 2 39

CHƯƠNG 3 PHÂN TÍCH ĐÁNH GIÁ LÚN LỆCH NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG VEN SÔNG Ở AN GIANG 40

3.1 Giới thiệu sơ đồ bài toán và cấu tạo địa chất đặc trưng ở An Giang 40

3.2 Độ lún của nền đất yếu dưới công trình đắp theo phân bố ứng suất trong nền bán không gian vô hạn 47

3.3 Độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông theo phân bố ứng suất trong nền giới hạn 54

3.4 Kết luận chương 3 68

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 69

TÀI LIỆU THAM KHẢO 70

DANH MỤC HÌNH

Hình 1.1 Sơ đồ bài toán tính lún cộng lún lớp phân tố cho trường hợp tải trọng phân

bố đều trên diện truyền tải 4

Hình 1.2 Phương pháp tính lún lớp tương đương 8

Hình 1.3 Sơ đồ tính toán độ lún bằng phương pháp lớp tương đương 9

Hình 1.4 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình 11

Hình 1.5 Quan hệ giữa chuyển vị ngang tối đa và độ lún 12

Hình 1.6 Lộ trình ứng suất có hiệu và mối quan hệ giữa độ lún và chuyển vị ngang 13

Hình 1.7 Độ lún và áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình thi công (theo Holtz và Holm, 1979) 14

Hình 1.8 Lộ trình ứng suất dưới tâm công trình 15

Hình 1.9 Sự thay đổi chuyển vị ngang theo độ lún của công trình trong thời gian thi công (theo Javenas et al, 1990c) 15

Hình 1.10 ứng suất có hiệu và chuyển vị ngang vào cuối giai đoạn thi công 17

Hình 1.11 Quan hệ giữa chuyển vị ngang theo độ lún trong quá trình thi công (Tavenas, 1979) 18

Hình 1.12 Phương pháp tính toán sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu ở chân mái dốc (Tavenas) 19

Hình 1.13 Lộ trình ứng suất và các ứng suất tổng ở tâm công trình 20

Hình 1.14 Các thông số ảnh hưởng đến mối quan hệ giữa chuyển vị ngang với độ lún dài hạn 21

Hình 1.15 Quan hệ giữa tỷ số ệ với góc mái dốc p 22

Hình 1.16 Lộ trình ứng suất có hiệu dưới tâm công trình trường hợp thi công nhiều đợt 23

Hình 1.17 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình thi công nhiều đợt 24

Hình 1.18 Chuyển vị ngang của đất nền dưới đập theo độ sâu (đập 1-95 See 246 theo

Ladd và đồng nghiệp 1994) 26

Hình 1.19 Lún theo thời gian của đất nền dưới tâm đập (SRI1-95 See 246) 27

Hình 1.20 Chuyển vị ngang lớn nhất của đất nền dưới đập theo phương ngang (đập Rio de Janeiro Trial) 27

Hình 2.1 Phạm vi vùng ảnh hưởng dưới tác dụng của tải trọng hình băng 30

Hình 2.2 Sơ đồ nền giới hạn theo phương đứng và phương ngang do tải trọng hình băng phân bố đều 33

Hình 3.1 Đường giao thông ven sông ở khu vực Đồng Bằng Sông Cửu Long 40

Hình 3.2 Hình ảnh đường bộ ven kênh rạch ở các tỉnh phía Nam 41

Hình 3.3 Sơ đồ cấu tạo đặc trưng đường cấp III ở khu vực Đồng Bằng Sông Cửu Long 42

Hình 3.4 Đường cong nén lún đặc trưng của bùn á sét (quan hệ e-logp) 44

Hình 3.5 Đường cong nén lún đặc trưng của bùn á sét (quan hệ e-p) 45

Hình 3.6 Quan hệ ứng suất - biến dạng ở cấp áp lực Ơ3 =50KPa 47

Hình 3.7 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời (m) 50

Hình 3.8 Biểu đồ biểu diễn độ lún ổn định (m) 52

Hình 3.9 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời và ổn định (m) 53

Hình 3.10 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời (m) (theo giao diện Mathcab) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 58

Hình 3.11 Biểu đồ biểu diễn độ lún tức thời (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 60

Hình 3.12 Biểu đồ biểu diễn các độ lún tức thời (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 61

Hình 3.13 Biểu đồ biểu diễn độ lún ổn định (m) (theo giao diện Mathcab) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 64

Hình 3.14 Biểu đồ biểu diễn độ lún ổn định (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 65 Hình 3.15 Biểu đồ biểu diễn các độ lún ổn định (m) (theo giao diện Excel) ứng với các khoảng cách khác nhau cách biên ngang không hạn chế chuyển vị 66 Hình 3.16 Biểu đồ biểu diễn chênh lệch độ lún tức thời theo khoảng cách khác nhau 67 Hình 3.17 Biểu đồ biểu diễn chênh lệch độ lún ổn định theo khoảng cách khác nhau 68

67

DANH MỤC BÁNG

Bảng 3.1 Quan hệ hệ số rỗng và ứng suất nén 45

Bảng 3.2 Quan hệ ứng suất - biến dạng ở cấp áp lục ơ3 = 50KPa 46

Bảng 3.3 Kết quả tính toán sụ phân bố độ lún túc thời 48

Bảng 3.4 Kết quả tính toán sụ phân bố độ lún ổn định 51 Bảng 3.5 Kết quả tính toán sụ phân bố độ lún tức thời với các khoảng cách khác nhau 56 Bảng 3.6 Kết quả tính toán sụ phân bố độ lún ổn định với các khoảng cách khác nhau 61 Bảng 3.7 Kết quả tính toán chênh lệch độ lún tức thời với các khoảng cách khác nhau 67 Bảng 3.8 Kết quả tính toán chênh lệch độ lún ổn định với các khoảng cách khác nhau

DANH MỤC PHỤ LỤC

PHỤ LỤC 1 Phương pháp Mathcab tính độ lún tức thời và ổn định của nền đất yếu dưới công trình đắp theo phân bố ứng suất trong nền bán không gian vô hạn

PHỤ LỤC 2 Phương pháp Mathcab tính độ lún tức thời và ổn định của nền đất yếu dưới công trình đường ven sông theo phân bố ứng suất trong nền giới hạn.

-1 -

MỞ ĐẦU

1 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Theo quyết định số 11/2012/QĐ-TTg ngày 10/02/2012 của Thủ tướng Chính Phủ về việc phê

duyệt Quy hoạch phát triển giao thông vận tải vùng kinh tế trọng điểm vùng đồng bằng sông Cửu

Long đến năm 2020 và định hướng đến năm 2030 Giao thông vận tải khu vực đồng bằng sông

Cửu Long được xem có tiềm năng rất lớn Nếu hình thành được một hệ thống giao thông đồng

bộ, liên hoàn và kết hợp được các hình thức vận tải sẽ tạo điều kiện thuận lợi cho phát triển kinh

tế xã hội của vùng

Trong thực tế, hệ thống giao thông đường bộ và đường thủy ở khu vực đồng bằng sông Cửu

Long thường có sự liên hệ chặt chẽ Ngoài ra, do sự khan hiếm của vật liệu san lấp để nâng cao

nền đường nên hệ thống giao thông đường bộ sử dụng vật liệu địa phương thường đặt song song

với kênh rạch Do đó, nền đất dưới nền đường không phải là một bán không gian hoàn chỉnh mà

bị giới hạn bởi sự phân cắt địa hình Vì vậy, việc phân tích đánh giá lún lệch nền đất yếu dưới nền

đường ven sông là một trong những vấn đề rất quan trọng trong tính toán thiết kế, nhất là khi

chuyển vị ngang của đất nền lớn về phía sông có thể gây ra lún, trượt dẫn đến phá hoại điều kiện

làm việc ổn định công trình

Việc phân tích đánh giá ổn định và lún lệch của nền đường ven sông trên đất yếu có ý nghĩa

thực tiễn đối với khu vực các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long Đó cũng là các vấn đề phân tích cần

thiết khi xây dựng, cải tạo, san lấp hay nạo vét kênh rạch

2 Phương pháp và mục đích nghiên cứu

- Tổng hợp một số phương pháp đánh giá độ lún và chuyển vị của đất nền

- Thu thập số liệu, chọn lựa phương pháp tính và lập trình tính toán để đánh giá chuyển vị,

đánh giá độ lún, (độ lún lệch) của nền đường ven sông trên cơ sở phân bố ứng suất trong nền giới

hạn của đất yếu dưới công trình đường ven sông

Mục đích nghiên cứu:

- Đánh giá độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường đắp theo bài toán một chiều và theo

cơ sở lý thuyết có xét chuyển vị ngang của đất nền

- Đánh giá độ lún của nền đất yếu dưới công trình đường có xét đến sự phân bố ứng suất

trong điều kiện không giới hạn chuyển vị ở biên ngang

- Phân tích ảnh hưởng của khoảng cách biên ngang lên giá trị độ lún

-2 -

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP

TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG VÀ CHUYỂN VỊ CỦA ĐẤT NÈN

Biến dạng của đất nền trong các bài toán Địa kỹ thuật thường được đánh giá thông qua độ lún Tồn tại một số phương pháp khác nhau để xác định trị số lún như lý thuyết nền biến dạng đàn hồi cục bộ, lý thuyết nền hỗn hợp, lý thuyết nền biến dạng tổng quát, lý thuyết nền biến dạng tuyến tính Các lý thuyết này đều căn cứ trên cơ sở lý thuyết đàn hồi [1], [2], [3], [12],

Tuy nhiên, kết quả thí nghiệm đối với nhiều loại đất khác nhau đã xác nhận rằng, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng, về thực chất mang tính chất phi tuyến Để đơn giản trong tính toán,

có thể xem rằng khi tải trọng công trình không lớn lắm (vào khoảng 1-2 kG/cm2) thì quan hệ giữa ứng suất và biến dạng là tuyến tính và biến dạng lún của đất nền hoàn toàn chỉ do sự giảm thể tích của các lỗ rỗng gây ra, còn sự giảm thể tích của bản thân các hạt rắn và nước trong lỗ rỗng được xem như không đáng kể

Trong phạm vi của chương này, chúng tôi tập trung giới thiệu một số phương pháp tính toán độ lún dựa vào lý thuyết nền biến dạng tuyến tính, là lý thuyết được áp dụng rộng rãi trong các quy trình và quy phạm tính toán nền móng hiện nay

1.1 Các phương pháp đánh giá độ lún của nền công trình

1.1.1 Tính lún của nền đất theo lý thuyết đàn hồi [1]

Xem nền đất là một bán không gian đàn hồi (đồng nhất và đẳng hướng), có thể áp dụng công thức tính chuyển vị của một điểm nằm trong nền đất của Bussinesq để tính độ lún của nền

Đổ kể đến cả biến dạng đàn hồi và biến dạng dư của nền đất, module đàn hồi Edh theo công thức của Bussinesq với nền đàn hồi được thay bằng module biến dạng tổng quát Eo

1.1.2 Tính lún của nền đất bằng phưong pháp cộng lún các lớp phân tố

Nội dung của phương pháp này là chia nền đất thành những lớp nhỏ có chung một tính chất bởi những mặt phẳng nằm ngang sao cho biểu đồ phân bố ứng suất nén do tải trọng ngoài gây nên trong phạm vi mỗi lớp nhỏ thay đổi không đáng kể và độ lún của toàn bộ nền đất sẽ bằng tổng độ lún của từng lớp nhỏ được chia, tức là:

5 = Khi tính độ lún Si của mỗi lớp có thể áp dụng kết quả của bài toán nén đất một chiều (không có biến dạng hông từ kết quả của thí nghiệm hộp nén Oedometer) hoặc tính lún có kể đến biến dạng hông của đất

Khi không kể đến biến dạng hông của đất, có thể áp dụng kết quả của bài toán nén đất một chiều để tính độ lún của mỗi lớp chia, cụ thể nhu sau:

(1.1)

-3 -

❖ Trường hợp sử dụng đường cong nén e =f(p)

Độ lún của mỗi lớp chia có thể tính bằng công thúc sau:

Trong đó: Si - độ lún của lớp đất đang xét

ei - hệ số rỗng của đất tại điểm giữa lớp đang xét úng với úng suất do trọng luợng bản thân đất

e2 - hệ số rỗng của đất cũng tại điểm trên úng với úng suất do trọng luợng bản thân đất và tải trọng ngoài

ao - hệ số nén tuơng đối của đất tại điểm giữa lớp đang xét mv - hệ số nén thể tích

E - module biến dạng của đất

h - chiều dày lớp đất đang xét

V - hệ so Poisson của đất

-4 -

Hình 1.1 Sơ đồ bài toán tính lún cộng lún lớp phân tố cho trường hợp tải trọng

phân bố đều trên diện truyền tải

❖ Trường hợp sử dụng đường cong nén e - f (Igp)

Độ lún của mỗi lớp chia tính theo công thức:

Trong đó: Si - độ lún của lớp đất đang xét

c - chỉ số nén, lấy là Cr nếu Po, P1< Pc, lấy là Cc nếu Po, P1> Pc- Ở đây, Cr, Cc - chỉ số dỡ tải (nén lại), chỉ số nén ; pc - áp lực tiền cố kết

e0 - hệ số rỗng ban đầu ứng với Po tại điểm giữa lớp đất đang xét

Po - ứng suất ban đầu tại điểm giữa lớp đất đang xét

P1 - ứng suất cấp tiếp theo tại điểm giữa lớp đất đang xét

ho - chiều dày ban đầu tại điểm giữa lớp đất đang xét

Xác định chiều dày vùng ảnh hưởng của lún tức là phải xác định chiều sâu đường giới hạn nén lún Điều này được thực hiện nhờ biểu đồ ứng suất ơz bảnthân và nz gâylún*

Chiều dày lớp đất bị nén chặt được tính từ đáy móng đến độ sâu được xác định theo điều kiện:

^zbảnthân — 5ơz gây lún (trương hợp đát tot)

ơ z bảnthân > 10ơ zgây i ún(trường hợp đất yếu) Chia nền đất dưới đáy móng thành nhiều lớp nhỏ, chiều dày mỗi lớp h < 0,4b, ranh giới lớp chia trùng với mặt phân lớp tự nhiên và trùng với mặt nước ngầm

-5 - Với Àz là độ lún tương đối, thì độ lún của lớp đất được tính bằng công thức sau:

ổn định có thể trực tiếp sử dụng những thành quả đạt được trong lý thuyết đàn hồi Tuy nhiên, để xét đến đặc tính của đất, tức kể đến biến dạng dư của đất, trong tất cả các biểu thức có chứa trị số E (module đàn hồi) sẽ được thay thế bằng trị số Eo (module tổng biến dạng)

1.1.3.1, Xác định độ lún ổn định khỉ nền đất có chiều dày vô hạn

Khi nền đất có chiều dày vô hạn, độ lún của những điểm trên mặt đất xác định theo biểu thức

Eo, V - module tổng biến dạng và hệ so Poisson của đất

(O - hệ số phụ thuộc hình dạng, kích thước của đáy móng được xác định bằng cách tra bảng [2],

1.1.3.2 Xác định độ lún ổn định khi nền đất có chiều dày giói hạn

Khi dưới đế móng ở một độ sâu nào đó xuất hiện một lớp đá gốc, biểu thức tính toán độ lún (1.6) sẽ không còn phù hợp nữa, bởi vì biểu thức này thành lập dựa vào giả thiết nền đất là bán không gian đồng nhất

(1.7)

-6- vấn đề xác định độ lún ổn định của lớp đất có chiều dày giới hạn được nhiều

tác giả như K E Egorov, I Sovinc, E H Davis, H Taylor nghiên cứu [2]

K E Egorov đã đề nghị biểu thức tính toán độ lún dưới đế móng hình tròn tuyệt đối cứng khi

đất nền có chiều dày giới hạn như sau:

(1.8) Trong đó:

Dựa vào cơ sở nghiên cứu của D M Burmister, đối với dạng chịu tải hình chữ nhật phân bố

đều p, I Sovinc đã đề nghị biểu thức tính toán độ lún ở góc diện chịu tải

như sau:

(1.12) Trong đó: fc - hệ số, phụ thuộc vào tỷ số h/bi và 11/bi (bi nửa cạnh ngắn, 11 nửa cạnh dài)

Trong quy phạm tính toán nền móng công trình thủy lợi QP.20-64, biểu thức xác định độ lún

tại điểm góc của móng trong nền đất đồng nhất có dạng tương tự như biểu thức của K E Egorov:

(1.13)

Trong đó: kz - hệ số, phụ thuộc tỷ số 1/b, z/b và

V

Trị số kz ứng với V = 0,1 - 0,4 cho trong quy phạm QP 20-64 Trong quy phạm này cũng nêu

biểu thức tính toán độ lún trung bình của móng khi trong nền xuất hiện tầng đá cứng [16]

E o

u

-7-

1.1.3.3 Xác định độ lún ổn định khỉ nền đất gồm nhiều lớp đất

Trong thực tế, nền đất thường gồm nhiều lớp đất đá có tính chất cơ lý khác nhau, do đó việc xác định độ lún sẽ phức tạp hơn Để giải quyết vấn đề này, K E Egorov đã đề nghị phương pháp tính toán gần đúng bằng cách đổi nền đất gồm nhiều lớp thành nền đồng nhất, trong đó mỗi một lớp đất trong nền được xem như kéo dài cả hai phía: phía trên đến tận đáy móng, còn phía dưới đến vô tận

Độ lún của toàn bộ nền đất chính bằng tổng độ lún các lớp đất đó

Chẳng hạn, xét một lớp đất thứ i trong nền đất có đỉnh ở độ sâu Zi-1 và đáy ở độ sâu Zị

Độ lún của lớp đất có chiều dày Zị.i:

-8-

1.1.3.4 Xác định độ lún ổn định theo phưong pháp lớp tuong đu'0'ng

Phương pháp lớp tương đương cũng như các phương pháp khác đều dựa vào cơ sở

lý thuyết nền biến dạng tuyến tính Nội dung của phương pháp này là thay việc tính toán

độ lún của nền đất dưới tác dụng của tải trọng phân bố đều trên diện chịu tải giới hạn bằng việc tính toán độ lún của nền đất đó dưới tác dụng tải trọng có cùng trị số, nhưng phân bố đều kín khắp trên bề mặt (hình 1.2)

Đối với nền đất đồng nhất, trị số độ lún tính theo phương pháp lớp tương đương khá chính xác, phù hợp thực tế, còn đối với nền đất gồm nhiều lớp thì trị số độ lún tính toán thường lớn hơn so với kết quả tính toán theo phương pháp cộng lún từng lớp

Trị sô của Aro được lập thành bảng tra [8]

Hình 1.2 Phương pháp tính lún lớp tương đương Theo lý thuyết đàn hồi:

-9 - Như vậy để tính độ lún của nền đất dưới tải trọng cục bộ bằng phương pháp lớp tương đương, tiến hành theo trình tự sau:

- Từ hình dạng, kích thước móng, loại đất, vị trí tính lún, tra bảng tìm được giá trị tương ứng A(0

- Tính chiều dày lớp tương đương theo công thức (1.20) hay bảng tra

Hình 1.3 Sơ đồ tính toán độ lún bằng phương pháp lớp tương đương

Ưu điểm của phương pháp lớp tương đương là cho phép đánh giá độ lún theo thời gian trên cơ sở lý thuyết cố kết thấm một chiều do sơ đồ bài toán tính lún được chuyển từ hai chiều thành bài toán một chiều

I.I.3.5 Xác định độ lún ổn định khi nền đất là một lớp đàn hồi có chiều dày hữu hạn

Áp dụng lời giải của Iegorov về trạng thái ứng suất biến dạng của một lớp đàn hồi

có chiều dày hữu hạn, công thức tính lún là:

(1.22)

(1.23)

-10 -

(1.25) Lời giải này cũng có thể áp dụng trong trường hợp nền đất không đồng nhất, khi đó:

(z - độ sâu của lớp đàn hồi hữu hạn, cũng kí hiệu là H; b - bề rộng đáy móng) Trị

số hệ số k tra bảng Xét đến tập trung ứng suất ở lớp đất đàn hồi, có thể phải hiệu chỉnh công thức (1.14) bằng cách nhân với hệ số M theo bảng tra [1]

1.2 Các phương pháp đánh giá chuyển vị ngang của nền công trình

1.2.1 Nguyên lý tính toán chuyển vị ngang

Trước thập niên 1980, việc tính toán thiết kế cũng như dự đoán ứng xử của nền sét dưới công trình đắp chủ yếu dựa trên giả thiết của Skempton với quan điểm là nền sét hoàn toàn không thoát nước suốt trong quá trình thi công Giả thiết này dựa trên cơ sở là hệ số thấm của sét nhỏ và thời gian thi công công trình đắp nhanh cho nên sự thay đổi độ ẩm của sét không đáng kể [4]

Trên cơ sở này việc thiết kế công trình đất đắp được phân chia làm hai giai đoạn:

- Trong quá trình thi công, nền sét không thoát nước biến dạng được tính toán với module không thoát nước Eu và hệ so Poisson vu=0,5 Áp lực lỗ rỗng được tính toán trên

cơ sở lý thuyết đàn hồi hoặc trên cơ sở lý thuyết dẻo, phân tích ổn định với sức chống cắt trong điều kiện không thoát nước với phương pháp tổng ứng suất (<p=0)

- Sau khi thi công nền sét cố kết, áp lực nước lỗ rỗng giảm dần đồng thời ứng suất

có hiệu và độ lún trong nền gia tăng Việc tính toán độ lún và độ lún theo thời gian dựa trên thí nghiệm cố kết và chuyển vị ngang trong nền được bỏ qua

Quan niệm thiết kế trên có thể không được thỏa đáng, đặc biệt khi so sánh kết quả tính toán theo phương pháp này với kết quả quan trắc ở nhiều công trình thì không mang lại kết quả mong muốn Như vậy cần thiết phải dựa trên kết quả quan trắc về áp lực lỗ rỗng biến dạng và phá hoại từ nhiều công trình khác nhau để phân tích bản chất ứng xử của nền sét dưới công trình đắp

Trong thiên nhiên, các lớp sét ít nhiều đều có tính quá cố kết Khi thi công một công trình đất đắp trên các lợp sét nói trên thì lộ trình ứng suất có hiệu là 0’P’A’B’D’ (hình

(1.26)

-11

- 1.11) Ở giai đoạn đầu của quá trình thỉ công, áp lực lỗ rỗng hình thành thấp do phần khí trong lỗ rỗng bị nén lại hoặc hòa tan trong nước hoặc do sét quá cố kết nên quá trình cố kết xảy ra nhanh, kết quả là ứng suất có hiệu phát triển nhanh theo lộ trình O’P’ Lộ trình này gàn với đường Ko và trong giai đoạn này độ lún của nền là quá trình

Hình 1.4 Lộ trình ứng suất cỗ hiệu bên dưới công trình

Khi ứng suất cỏ hiệu tiến về đường cong dẻo Y’ o tại P’, có nghĩa là ờ v = ờ p thì nền sét trờ nền cố kết thường Kết quả là độ cứng và hệ số cố kết giảm làm cho nền sét ứng xử hầu như theo điều kiên không thoát nước suốt trong thời gian còn lại trong quá trình thi công Trong thời gian còn lại của quả trình thỉ công, lộ trình ứng suất cỗ hiệu di chuyển lên trên mặt chảy dẻo P’A’ Biến dạng của nền trong giai đoạn này là biến dạng dẻo trong điều kiện không thoát nước, tức là biến dạng trượt của sét cố kết thường Độ lún cùa nền gia tăng nhanh giống với sự gia tăng tải trọng từ thời điểm này

Sau khỉ thỉ công xong, nền bắt đầu cố kết, ứng suất cố hiệu gia tăng theo lộ trình

A’B’D’ Suốt quá trình từ ơp đến ơ-’o + &ờ v, biến dạng của nền rất lớn và chủ yếu là biến dạng thể tích theo một phương vì lộ trình A’B’D’ rất gần với lộ trình Ko Trong giai đoạn này độ lún được xảc định từ bài toán cố kết thấm một trục

Chuyển vị ngang của đất nền bên dưới chân mái dổc của các công trình cũng xảy ra tương tự như trường hợp lún ở tỉm Ban đầu khỉ đất còn ở trạng thái quá cố kết và thoát nước thì chuyển vị ngang của nền rất nhỏ so với độ lún ở giai đoạn này (O’P’) vì lộ trình ứng suất cỏ hiệu di chuyển rất gần với đường Ko (không cỏ chuyển vị ngang) Ở cuối giai đoạn thỉ công nền sét trở nên cố kết thưởng và không thoát nước (P’A’), chuyển vị ngang gia tăng cùng tốc độ với độ lún Sau khi thi công (A’D’) thì quả trình cố kết của nền sét cũng gây ra chuyển vị ngang nhỏ hon so với độ lún

Những phân tích trên cho thấy điềm quan trọng trong quả trình hình thành úng suất

-12 - trong nền trong giai đoạn ban đầu của quá trình thỉ công, nền ờ trạng thái quá cố kết và ứng

xử theo điều kiện thoát nước Vì lý do như vậy, cần phải xem xét lại những phương pháp tính toán trước đây cho rằng nền ứng xử theo điều kiện không thoát nước

Hình 1.5 Quan hệ giữa chuyển vị ngang tối đa và độ lún Chuyền vị ngang của nền trong quả trình thi công cũng như sử dụng lâu dài được phân tích dựa trên lộ trình ứng suất có hiệu của nền trong quá trình thỉ công cũng như sử dụng lâu dài Hình 1.5 trình bày lộ trình ứng suất có hiệu cũng như mối quan hệ giữa độ lún s và chuyển vị ngang lớn nhất ym

Trong quá trình thỉ công, trong giai đoạn đầu của quá trình cố kết, chuyển vị ngang nhỏ hơn nhiều so vối độ lún, tuy nhiên cảc thành phần biến dạng lúc này đều nhỏ vì độ cứng của nền sét Trong quá trình cố kết, nền sét chịu biến dạng trượt trong điều kiện không thoát nước Lúc này chuyển vị ngang gỉa tăng nhanh chỏng cùng tốc độ với sự gia tăng độ lún

b)

-13

- Hình 1.6 Lộ trình ứng suất cố hiệu và mối quan hệ giữa độ lún và chuyển vị ngang Sau khỉ thi công, lộ trình ứng suất cỗ hiệu di chuyển theo đường A’B’ Độ lún của sét cố kết thường gia tăng một cách đáng kể trong khi chuyển vị ngang của nền gia tăng chậm hơn Tỷ số 5=Ay/As là một hàm phụ thuộc vào kích thước, độ ổn định của mái đất

và đất nền

1.2.2 Chuyển vị ngang của nền đất trong quá trình thi công

Biến dạng bên dưới của nền sét liên quan trực tiếp với lộ trình ứng suất Kết quả quan trắc một đập ở Thụy Điển mô tả cảc giai đoạn ứng xử của nền sét trong quả trình thi công (hình 1.7)

- 14-

Hình 1.7 Độ lún và áp lực nước lỗ rỗng trong quả trình thi công

(theo Holtz và Holm, 1979) Trong miền đàn hồi từ O’ đến P’ (hình 1.8), đất nền cỏ tính nén lún không lổn cho nên độ lún nhỏ và vì ứng suất có hiệu gần với đường Ko cho nên chuyển vị ngang của nền vẫn còn nhỏ so với độ lún

-15 -

Hình 1.8 Lộ trình ứng suất dưới tâm công trình Kết hợp với số liệu từ nhiều đập khác, Tavenas cứng minh rằng trong giai đoạn của quá trình thi công, chuyển vị ngang lớn nhất của nền đất ở chân công trình đắp có quan hệ tuyến tính với độ lún s ở bề mặt bên dưới tâm công trình (hình 1.9) theo quan hệ sau đây:

ym=(0,18±0,09)S

Hình 1.9 Sự thay đổi chuyên vị ngang theo độ lún của công trình trong thời gian

thi công (theo Javenas et al, 1990c) Trong giai đoạn thi công sau đó, khi chiều cao đất đắp vượt qua chiều cao tới hạn điểm P’ (hình 1.7 và 1.8) thì lộ trình ứng suất đi theo đoạn P*F* Trong đoạn P’F’ (hình 1.8) ứng suất có hiệu theo phương thẳng đứng không đổi Lúc bấy giờ, đất sét trở thành cố kết thường, độ cứng của sét giảm thấp cho nên độ lún gia tăng (hình 1.7) Dựa trên quan trắc 12 đập, Tavenas và Leroueil chứng minh rằng độ lún của đập sau khi đạt chiều cao tới hạn có mối liên quan với sự gia tăng độ lún của công trình sau đó: As=(0,07±0,03)AH

Ngoài ra, lúc nền sét hầu như ở điều kiện không thoát nước, độ gia tăng lớn nhất

-16 - theo chuyển vị ngang gần bằng với độ lún ở bề mặt nền bên dưới tâm đập (hình 1.7 và 1.9) Kết hợp nhiều số liệu, Tavenas đề nghị biểu thức quan hệ sau đây:

Ayrn=o, 19As Nếu tiếp tục tăng chiều cao đất đắp cho đến khi nền phá hoại thì đầu tiên nền bị phá hoại cục bộ khi lộ trình ứng suất có hiệu gặp phải đường bao sức chống cắt Mohr - Coulomb tại điểm F’ (hình 1.8) Từ lúc này tính chất suy bền của hầu hết các loại sét làm gia tăng tốc độ phát triển áp lực lỗ rỗng trong nền, đồng thời làm tăng độ lún cũng như chuyển vị ngang của nền

Đối với những đập bình thường không bị phá hoại thì cuối giai đoạn thi công, chuyển vị ngang của nền phụ thuộc vào ứng suất có hiệu của nền (hình 1.10) Đối với đập Culzac -Les-Ponts (hình 1.1 Oa) thì ứng suất có hiệu đạt đến áp lực tiền cố kết trên toàn bộ chiều sâu của nền đều ở trạng thái cố kết thường, sự phân bố của chuyển vị ngang theo độ sâu chứng tỏ tính chất đồng nhất này Hình dạng đường cong phân bố chuyển vị ngang theo

độ sâu tương tự theo lý thuyết với chuyển vị ngang lớn nhất ở hai phần ba chiều sâu của nền

Đối với đập ở Saint Alban (hình 1.1 Ob) chỉ có phần bên trên của nền trở thành cố kết thường và đường cong y=f(z) phản ảnh tính không đồng nhất này Phần dưới của địa tầng vẫn còn ở trạng thái quá cố kết đất nền vẫn còn cứng và chuyển vị ngang nhỏ trong khi đó phần bên trên chuyển vị ngang lớn vì đất nền ở trạng thái cố kết thường cho nên độ cứng kém hơn rất nhiều

- 17-

Hình 1.10 ứng suất cỏ hiệu và chuyển vị ngang vào cuối giai đoạn thi công

Chuyển vị ngang của nền đát ở cuối giai đoạn thi công ymc bằng tổng chuyển vị ngang trong quá trình nén lại ymr với chuyển vị ngang do biến dạng trượt trong điều kiện không thoát nước ymu

ymc = ynờ^ymu

Chuyển vị ngang trong quá trình nén lại Ỵmr xảy ra trong quá trình nén lại và nền

cố kết ở giai đoạn ban đầu Chuyển vị ngang trong giai đoạn này nhò hơn độ lún rất nhiều Nghiên cứu từ 21 công trình khác nhau, Tavenas đã đưa ra biểu thức xảc định chuyền vị ngang Ymr như sau:

-18 -

ymu= (0,91±0,2)Su

Theo kỉnh nghiệm, su được ước tính theo biểu thức sau:

\=(0,07±0,03)(H,-Hnc) Với Hnc - chiều cao khối đắp tại thời điểm lớp sét cố kết thường xong

Chuyển vị ngang ymu cỏ thể viết lại như sau:

ymu=(0,07±0,03)(Hr-Hnc) Hình 1.11 trình bày các biểu thức thực nghiệm diễn tả mối quan hệ giữa chuyên vị

ngang tối đa đối với độ lún trong giai đoạn thỉ công

Hình 1.11 Quan hệ giữa chuyển vị ngang theo độ lún trong quả trình thỉ công

(Tavenas, 1979) Cuối cùng, chuyển vị ngang ymc vào cuối giai đoạn thỉ công có thể tính toán theo

độ lún Sr và độ lún su như sau:

Ymc = 0,2Sr + su

Sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu tùy thuộc vào trạng thái cố kết kết của sét

ở bên dưới công trình Hình 1.12 trình bày các trạng thái khác nhau

-19 -

Hình 1.12 Phương pháp tính toán sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu

ở chân mái dốc (Tavenas) Trong giai đoạn đầu của quả trình thỉ công, nền đất ở trạng thái quá cố kết, biến dạng ngang thuộc loại 1 và tưong ứng vổd lời giải theo lý thuyết đàn hồi Điểu thức chuyển

vị ngang sau khi được chuyển hỏa Y=f(Z) cỏ thể trình bày dạng hàm số như sau:

Y = 1,78Z3 - 4,72Z2 + 2,21Z + 0,71 (1.27) Trong đó: Y = y/y^ ymđược tính toán từ (1.27)

y - chuyển vị ngang của nền theo độ sâu Trong giai đoạn sau của quá trình thỉ công, nếu toàn bộ nền đều trở nên cố kết thường (loại 3 trong hình 1.12a) thì biến dạng ở cuối giai đoạn thỉ công cho thấy sự đồng nhất của nền (hình 1.12b) và sau khỉ chuẩn hóa nó trùng vối trường hợp ban đầu (hình 1.12c) Ngược lại, nếu chỉ có một phần trở nên cố kết thường thì biến dạng ở cuối giai đoạn thi công phản ảnh sự không đồng nhất của nền (loại 2 trong hình 1.12c) Độ sâu zc là ranh giới giữa miền cố kết thường và quả cố kết, điểm uốn ở đường cong biến dạng trong hình 1.12c có thể xác định bằng cách so sánh áp lực tiền cố kết ơ p = f(z) và ứng suất có hiệu của nền ở cuối giai đoạn thỉ công

1'23 Chuyển vị ngang của nền đất sau khỉ thỉ công

Chúng ta đã biết rằng lộ trình ứng suất cố hiệu trong giai đoạn thỉ công là 0’P’A’ (hình 1.13) và A là trạng thái ứng suất tổng ở cuối gai đoạn thi công (ov=ơyo+Aơv) Sau khi thi công xong nền sét bắt đàu cố kết, ứng suất tổng không thay

đổỉ nhưng ứng suất có hiệu gia tăng Lộ trình ứng suất cố hiệu là đoạn A’B’ tương ứng với

lộ trình ứng suất tổng AB

V- yờm 0,0 ữ.2 0,4 ũ,6 o.ữ 1,0

-20 -

Hình 1.13 Lộ trình ứng suất và các ứng suất tảng ở tâm công trình

Nhỏm của Tavenas (1979), Bourges và Mỉeussens (1979) đã phân tích chi tiết kết quả quan trắc chuyển vị ngang của nhiều công trình đập và đưa ra hai nhận xét rất hữu ít như sau:

- Thứ nhất, chuyển vị ngang theo độ sâu của nền bên dưới đập không thay đổi sau khi thi công

- Thứ hai, tỷ số giữa chuyển vị ngang và độ lún cố kết là hằng số

Từ kết quả quan trắc 8 đập ở Pháp, Na Uy, Canada và ở những nơi khác, Tavenas

đã rút ra mối quan hệ giữa chuyền vị ngang lớn nhất vối độ lún cổ kết như sau:

Điểu thúc trên tương tự như biểu thức mối quan hệ trong quả trình cố kết ban đầu Chuyển vị ngang sau khi thi công ym(t) tỷ lệ với độ lún cố kết S(t) cỏ thể xác định như sau:

ym(t) = ?s(t)

Hệ số ị phụ thuộc vào nhiều yếu tố và được xem là phụ thuộc vào bề rộng L hoặc

độ dốc p của mải dốc, chiầu dày D của lớp sét và hệ số an toàn của mải đất, những yếu tố xác định sức chống cắt tại A’ là trạng thái ứng suất ờ cuối giai đoạn thi công (Hình 1.14b), tuy nhiên cho đến nay người ta chỉ thành lập được mối quan hệ giữa 5 và p với hệ số an toàn nằm trong khoảng 1,25 -ỉ- 1,5 Quan hệ này được trình bày trong hình 1.15 và có thể

sử dụng vào việc thiết kế

Chú ý rằng hình 1.14 chỉ nên áp dụng trong giai đoạn đầu của quá trình thi công, càng về sau chuyển vị ngang thay đổi càng ít cho nên 5 phải phụ thuộc vào thời gian

Việc tính toán chuyển vị ngang thực sự đáng tin cậy với khoảng thời gian vài năm

và độ cố kết của nền nhỏ hơn 50%

-21 -

Hình 1.14 Các thông số ảnh hường đến mối quan hệ giữa chuyển vị ngang

với độ lún dài hạn

Hình 1.15 Quan hệ giữa tỷ số ị với gỏc mải dốc p

1.2.4 Chuyển vị ngang của nền đất trong trường họp thỉ công nhiều đợt

Nguyên tắc của quá trình thỉ công từng đợt là sau mỗi giai đoạn thi công, nền sẽ cố

-22 - kết dưới trọng lượng bản thân đập, hệ số rỗng giảm và sức chống cắt của đất nền tăng lên

Một đập đất được thỉ công đến một chiều cao nào đỗ vối một hệ số an toàn nhất định đều

có thề nâng cao hơn sau một thời gian cố kết nhất định nào đó [4],

Lộ trình ứng suất của những điểm nằm bên dưới và nằm trên trục của một công trình

đắp được thi công từng đợt (hình 1.16) Trạng thái ứng suất ở cuối giai đoạn thỉ công ban

đầu được mô tả bởi điểm A’ trong hình và nền sét lúc bấy giờ ở trạng thái cố kết thường,

sau đố nền đất cố kết, áp lực lỗ rỗng thặng dư tiêu tán và ứng suất cố hỉậu gia tăng theo lộ

trình A’B’ Trong đợt thỉ công thứ hai tiếp theo, nền sét đã ở trạng thải cố kết thường và

ứng xử theo cơ chế không thoát nước.Trạng thái ứng suất cỗ hiệu di chuyển trên mặt chảy

dẻo theo lộ trình B’D’

Sau đợt thỉ công thứ hai, nền sét tiệp tục cố kết và ứng suất có hiệu tiệp tục gỉa tăng

theo lộ trình D’E’ Nếu sau đỗ tiếp tục chất đợt tải thứ ba thì trạng thải ứng suất tiếp tục di

chuyền trên mặt chảy dẻo mới theo lộ trình E’G’ Nêu ờ đợt thứ ba chất tải đến khỉ nền phá

hoại thì các phân tố đất bị phá hoại cục bộ ứng với trạng thái ứng suất tại F’E và tiếp tục

suy bền cho đến khi đạt trạng thái tới hạn tại điềm C’E và tương ứng với hệ số rỗng mới

Như vậy đối với công trình thỉ công nhiều đợt, người thiết kế cần phải tính toán

chiều cao mái đất mỗi lần thi công sao cho nền vẫn còn ồn định, sự gia tăng súc chống cắt

trong quá trình cố kết cũng như thời gian đạt được giá trị gia tăng đó

-23 - Chiều cao của mái đất thỉ công đợt đầu tiên được xác định từ việc phân tích ốn định của mái đất

Hình 1.16 Lộ trình úng suất cỗ hiệu dưới tâm công trình trưởng hợp

thỉ công nhiều đợt Khi thỉ công đợt đầu tiên, nền sét được đặc trưng hằng áp lực tiền cố kết ơ’p, đường cong chảy dẻo tương ứng là Yo và trạng thái tới hạn tương ứng là điểm C’ (hình 1.24b) Lộ trình ứng suất có hiệu trong giai đoạn thỉ công ban đầu là đường 0’P’A’, nền đạt trạng thái

cố kết thường tại điểm P’ Nếu tiếp tục chất tải cho nền đến phá hoại thì phá hoại cục bộ bắt đầu tại F’ và sức chống cắt trung bình Tf sẽ nằm giữa điềm F’ và điểm trạng thái tới hạn C’ được xác định như sau:

Sau khỉ thỉ công đợt đầu tiên nền sét sẽ cố kết và ứng suất có hiệu tăng từ ơ’p đến ơ’vi, trạng thái tới hạn tăng từ C’ đền C’1 Sau khỉ nền đạt tới trạng thái ứng suất có hiệu ơ’vi bắt đầu thỉ công giai đoạn hai thì lộ trình ứng suất cỏ hiệu di chuyển theo đường B’F’1

và sức chống cắt lúc bấy giờ sẽ nằm giữa F* 1 và C’1 và bằng:

-24 -

Hình 1.17 Lộ trình ứng suất có hiệu bên dưới công trình thi công nhiều đợt

Đối với những điểm bền dưới mái dốc hoặc bệ phản áp chẳng hạn tại N, các trục ứng suất chính đã thay đổi, cỏ nghĩa là ứng suất theo phương thẳng đứng không còn là ứng suất chính nữa và không thể xác định được lộ trình ứng suất cỗ hiệu Chỉ cố thề nỗi rằng, phần lớn nền đã trở nên cố kết thường và như vậy sức chống cắt nền phải gỉa tăng Nỏỉ cách khác những điểm ở xa như o chẳng hạn, đất nền vẫn còn ở trạng thái quá cổ kết và súc chống cắt của đất không gia tăng Ngoài ra, ứng suất cỗ hiệu thay đổi dọc theo cung trượt

do cấu tạo hình học của mái đất và những điểm gần biên thấm thì hiện tượng cố kết xảy ra nhanh Với những yếu tố ở trên có thể phán đoán rằng (Xc trong (1.28) khác với (1.29), như vậy:

Việc xác định sức chống cắt phụ thuộc vào việc chọn các giá tậ ac và Ơ*V1 Trên

cơ sở phân tích các trường hợp mái đất bị phả hoại trong giai đoạn đầu của quá trình thi công, de có thể chọn như sau:

ac = a = 0,22 Tuy nhiên, ứng suất có hiệu cũng nhu sức chống cắt tăng nhiều ở vùng (1.32)

-25 - nằm bên duới tâm công trình, nơi nền chịu nén đến khi phá hoại Giá trị cục bộ ĩf/ơ’vi tuơng ứng với cơ chế phá hoại này lớn hơn 0,22

Nhiều công trình ở Pháp cũng nhu ở Canada đã xây dụng thành công với ac=0,25 Sau cùng công thức xác định nhu sau:

Trong đó, Acu đuợc chọn nhu sau:

Ở duới tâm mái đất:

u - độ cố kết

<Pcu - góc ma sát trong điều kiện cố kết không thóa nuớc Trong truờng hợp thi công nhiều đợt, điều cần luu ý là trong trường hợp thi công nhiều đợt thì rất có thể có những lớp sét khác nhau của nền không cùng trở thành cố kết thường trong đợt đắp đầu tiên, yếu tố này phải được xét đến trong quá trình xác định sự phân bố của chuyển vị ngang theo độ sâu

Trong giai đoạn cố kết chuyển vị ngang cũng như chuyển vị ngang lớn nhất tăng chậm so với độ lún cố kết (1.32) Suốt trong quá trình chất tải của những lần sau đó nền sét

đã trở thành cố kết thường, lộ trình ứng suất có hiệu là các đường B’D’ và E’G’ (hình 1.17)

và ứng xử của nền tương tự như giai đoạn hai của lần chất tải ban đầu với Aym gần bằng

As

-26 - Theo quan sát của Ladd và đồng nghiệp 1994, về chuyển vị ngang và lún ở tâm của nền sét dưới công trình đất đắp (hình 1.18 và hình 1.19) như sau:

Tímt (diyiỉ Ế20 (EOQ ĩũũữ

(cm)

Hình 1.18 Chuyển vị ngang của đất nền dưới đập theo độ sâu (đập 1-95 See 246 theo

Ladd và đồng nghiệp 1994) Chuyển vị ngang dưới đập đất đạt giá trị cực đại ở độ sâu khoảng 20m (khoảng D)

và chuyên vị giảm dần, ở độ sâu khoảng 45m hầu như không có chuyển vị ngang ở tất cả

cá vị trí (1-3,1-4,1-5,1-6 ) quan trắc chuyển vị ngang