Phân tích ổn định trượt sâu công trình đắp trên đất yếu được xử lý bấc thấm gia tải trước từ những kết quả thí nghiệm hiện trường báo cáo tổng kết kết quả đề tài khcn cấp trường msđt t ktxd 2013 55

Phương pháp 1 theo 22 TCN 244-98 và 2 công thức SHANSEP được sử dụng để dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước của đất nền trong quá trình gia tải.. 13 Chương 3: Các phương ph

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA TP HCM

KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

BỘ MÔN ĐỊA CƠ NỀN MÓNG

BÁO CÁO TỔNG KẾT KẾT QUẢ ĐỀ TÀI KHCN CẤP TRƯỜNG

PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH TRƯỢT SÂU CÔNG TRÌNH ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU ĐƯỢC XỬ LÝ BẤC THẤM GIA TẢI TRƯỚC TỪ NHỮNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG

Mã số đề tài: T-KTXD-2013-55 Thời gian thực hiện đề tài: 10/2013 - 10/201 4

Chủ nhiệm đề tài: PGS.TS Trần Xuân Thọ

TP Hồ Chí Minh, tháng 12 năm 2013

Danh sách các cán bộ tham gia thực hiện đề tài

TÓM TẮT

Nội dung của đề tài là nghiên cứu tổng hợp các phương pháp để phân tích ổn định trượt sâu của công trình đắp trên nền đất yếu được xử lý bằng bấc thấm (PVD) kết hợp gia tải trước Dưới tác dụng của tải trọng gia tải, sức kháng cắt không thoát nước của đất nền

sẽ gia tăng bởi quá trình cố kết Độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước được dự báo

từ kết quả quan trắc lún và áp lực nước lỗ rỗng hiện trường Dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước là hết sức cần thiết để kiểm soát ổn định trong quá trình thi công Phương pháp (1) theo 22 TCN 244-98 và (2) công thức SHANSEP được sử dụng để dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước của đất nền trong quá trình gia tải Kết quả dự báo sẽ được kiểm chứng với các kết quả thí nghiệm hiện trường thực hiện trong quá trình gia tải Ổn định trượt sâu của nền đắp theo từng giai đoạn được phân tích theo các phương pháp dự báo độ gia tăng sức chống cắt, phương pháp phần tử hữu hạn và phân tích từ kết quả quan trắc hiện trường Kiểm tra ổn định trượt sâu là hết sức cần thiết để kiểm soát ổn định công trình trong suốt quá trình thi công

ABSTRACT

The content of this research is to summarise the methods of analysing the slope stability of embankments on soft soils treated by prefabricated vertical drains (PVD) and preloading Under the preloading, the undrained shear strength will be increased during consolidation The increment of undrained shear strength can be estimated from the settlement monitoring and pore water pressure test Prediction of the increment of the undrained shear strength is very important in construction control The two methods: (1) following 22 TCN 244-98 and (2) SHANSEP have been used to predict the increment of the undrained shear strength under the surcharging load Measured results from the monitoring data can be used to back analyse and the empirical relationships can be obtained These empirical relationships can be very helpful in evaluating the increment of the undrained shear strength and in safety control during construction Stability of the embankment in staged construction of preloading are analysed by various methods of estimation of undrained shear strength increment, the finite element and the results of in- situ monitoring data To control the slope stability of embankment is very necessary to keep the structures safety during construction

Keywords: Embankment, prefabricated vertical drains, undrained shear strength, slope stability, soft soils

MỤC LỤC

Mở đầu 1

Chương 1: Tổng quan về ổn định trượt sâu công trình đắp gia tải trước trên đất yếu 1.1 Đất yếu và công trình đắp trên nền đất yếu 2

1.2 Sức kháng cắt của đất yếu 1.3 Ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trước 2

1.4 Một số sự cố mất ổn định công trình tiêu biểu 5

1.5 Nhận xét 5

Chương 2: Phương pháp xác định và dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước 2.1 Các phương pháp xác định sức kháng cắt không thoát nước 6

2.1.1 Phương pháp xác định Su từ các thí nghiệm hiện trường 6

2.1.2 Phương pháp xác định Su từ các thí nghiệm trong phòng 8

2.1.3 Phương pháp xác định gián tiếp Su từ các công thức kinh nghiệm 9

2.2 Các phương pháp dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước 9

2.2.1 Độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước theo các quan hệ kinh nghiệm 9

2.2.2 Độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước từ kết quả nghiệm trong phòng 12

2.3 Nhận xét 13

Chương 3: Các phương pháp phân tích ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu 3.1 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất tổng 14

3.1.1 Phương pháp ước lượng chiều cao đắp an toàn (Hs) 14

3.1.2 Phương pháp xác định hệ số an toàn từ toán đồ Janbu (1968) 15

3.1.3 Xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích 17

3.2 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất có hiệu 18

3.2.1 Phương pháp xác định hệ số an toàn từ toán đồ Cousins (1978) 18

3.2.2 Xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích 20

3.2.3 Xác định hệ số an toàn theo phương pháp phần tử hữu hạn 20

3.2.4 Phương pháp sử dụng đồ thị của Wakita & Matsuo 20

3.3 Nhận xét 21

Chương 4: Phân tích ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trước trên đất yếu được xử lý bằng bấc thấm gia tải trước 4.1 Giới thiệu công trình 23

4.2 Đặc điểm địa chất công trình 23

4.3 Thiết bị quan trắc 26

4.4 Trình tự thi công đắp cát gia tải 27

4.5 Kết quả quan trắc hiện trường 28

4.6 Xác định và dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước 30

4.6.1 Xác định sức kháng cắt không thoát nước 30

4.6.2 Dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước trong quá trình gia tải 32

4.7 Phân tích ổn định trược sâu 36

4.7.1 Xác định hệ số an toàn từ kết quả dự báo Su 36

4.7.2 Xác định hệ số an toàn từ phân tích mô hình bằng phần tử hữu hạn 38

4.7.3 Phân tích ổn định từ kết quả quan trắc hiện trường 39

4.8 Tổng hợp kết quả phân tích 42

4.9 Nhận xét 43

Kết luận và kiến nghị 44

Tài liệu tham khảo 45 Phụ lục

1

MỞ ĐẦU

Khi xây dựng công trình cảng, bãi chứa hàng hay nền của nhà xường, nhà kho thường phải được xử lý để đảm bảo các yêu cầu về tải trọng khai thác và độ lún dư cho phép Trong điều kiện thi công thực tế tại Việt Nam hiện nay, có nhiều phương pháp xử lý nền để đảm bảo được các yêu cầu khai thác nói trên như: Xử lý nền bằng bấc thấm (PVD) kết hợp với gia tải trước, xử lý nền bằng cột đất trộn xi măng, xử lý nền bằng cọc tiết diện nhỏ Các biện pháp xử

lý bằng cột xi măng đất hay cọc tiết diện nhỏ rõ ràng không cần gia tải và chờ lún, vì vậy đẩy nhanh tiến độ thực hiện dự án nhưng chi phí xử lý nền lại rất cao Do vậy, phương pháp xử lý nền truyền thống bằng bấc thấm kết hợp với gia tải trước vẫn thường được sử dụng

Khi lựa chọn phương án đắp gia tải trước, vấn đề cần được quan tâm là ổn định trượt sâu của khối đắp trong quá trình thi công đắp gia tải Đối với công trình đắp trên nền đất yếu, các thông số cần đặc biệt quan tâm bao gồm sức kháng cắt không thoát nước ban đầu (Su0)và độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước (∆Su) trong quá trình cố kết của đất nền Các giá trị này sẽ quyết định tới tốc độ cũng như chiều cao đắp để đảm bảo ổn định cho công trình đắp

Ở giai đoạn đắp đầu tiên, giá trị Su0 sẽ quyết định chiều cao của lớp đắp thứ nhất Cho các giai đoạn đắp tiếp theo, giá trị ∆Su sẽ được xem xét để lựa chọn thời điểm và chiều cao đắp của các lớp tiếp theo

Hiện nay, có nhiều phương pháp các định sức kháng cắt không thoát nước cũng như dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước phục vụ cho công tác phân tích ổn định nền đắp cao Nghiên cứu này sẽ đề xuất một số phương pháp phân tích ổn định trượt sâu từ các kết quả quan trắc hiện trường để áp dụng tính toán cho công trình thực tế

Với định hướng là phân tích ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu, mục tiêu chính của nghiên cứu là dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước ∆Sutrong quá trình đắp gia tải theo các phương pháp khác nhau tải là hết sức cần thiết để đánh giá

ổn định của đất nền, từ đó phân tích xác định mức độ ổn định trượt sâu Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để phân tích ổn định trượt sâu nền đất yếu được xử lý bấc thấm gia tải trước

từ kết quả dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước và từ các kết quả quan trắc hiện trường

Đề tài này sẽ ứng dụng để nghiên cứu ổn định công trình nền đắp trên nền đất yếu được

xử lý bấc thấm gia tải trước của công trình nền đắp cảng Container Trung tâm Sài Gòn (SPCT) thuộc khu công nghiệp Hiệp Phước - Thành phố Hồ Chí Minh

2

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ ỔN ĐỊNH TRƯỢT SÂU CỦA CÔNG

TRÌNH ĐẮP GIA TẢI TRƯỚC TRÊN NỀN ĐẤT YẾU

1.1 Đất yếu và công trình đắp trên nền đất yếu

Khái niệm về đất yếu thường dựa trên sức kháng cắt không thoát nước (Su) và trị số xuyên tiêu chuẩn (N), được định nghĩa như sau: Đất rất yếu: Su < 12,5 kPa hoặc N ≤ 2; Đất yếu: Su < 25,0 kPa hoặc N ≤ 4

Hiện nay, hầu hết các công trình Cảng đều phải xây dựng trên nền đất rất yếu, lớp đất sét trên cùng thường có giá trị Su chỉ khoảng 8 ÷ 10 kPa và N ≈ 0 Đây chính là điều kiện rất bất lợi khi xây dựng các công trình tại khu vực này Công trình đắp trên nền đất yếu thường có các chức năng như: Kết cấu công trình như đê, đập, đường dẫn; nền công trình đường giao thông, sân ga, bến bãi; đắp gia tải trước phục vụ công tác san lấp xử lý nền

Đối với công trình đắp gia tải trước phục vụ công tác san lấp xử lý nền, phần lớn vật liệu gia tải chỉ có tác dụng tạo ra tải trọng gây lún ban đầu Sau khi nền đạt được độ lún cố kết yêu cầu, vật liệu gia tải trước này sẽ được dỡ đi để tạo mặt bằng thi công các kết cấu công trình khác

Khi đắp trên nền đất tốt thì độ ổn định của đất đắp quyết định bởi loại vật liệu và kỹ thuật đầm chặt Tuy nhiên, khi đất đắp nằm trên nền đất yếu thì độ ổn định và mức độ biến dạng của chúng không chỉ phụ thuộc vào chất lượng đắp mà phụ thuộc chủ yếu vào loại đất yếu

Do đó, việc nghiên cứu các tính chất cơ lý của nền đất yếu là đặc biệt quan trọng trong việc tính toán ổn định của các công trình xây dựng trên nền đất yếu

1.2 Sức kháng cắt của đất yếu

Khi xây dựng công trình đắp trên nền đất yếu, ứng xử thoát nước hay không thoát nước của đất nền sẽ ảnh hưởng tới sức kháng cắt của chúng Trong điều kiện thoát nước, sự thay đổi của tải trọng không phải là nguyên nhân làm thay đổi áp lực nước lỗ rỗng, bởi nước có thể vào hoặc ra khỏi các lỗ rỗng dễ dàng khi thể tích của các lỗ rỗng tăng hay giảm với sự thay đổi của tải trọng Trong điều kiện không thoát nước, sự thay đổi của tải trọng làm thay đổi áp lực nước lỗ rỗng, bởi nước không thể ra vào các lỗ rỗng khi phản ứng với tải trọng

Như vậy, khi tải trọng đắp gia tăng đủ chậm để áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán hoàn toàn thì đất nền sẽ ứng xử ở điều kiện thoát nước và được tính toán với sức kháng cắt thoát nước Ngược lại, đất nền sẽ ứng xử ở điều kiện không thoát nước với sức kháng cắt không thoát nước Quan hệ giữa sức kháng cắt τ với ứng suất có hiệu σ’ có thể diễn tả bằng đường bao ứng suất có hiệu Mohr – Coulomb theo công thức sau:

Trong đó: c’:lực dính có hiệu ; φ’: góc ma sát có hiệu

Khi đất nền ứng xử trong điều kiện không thoát nước, đường bao ứng suất tổng là nằm ngang, sức kháng cắt là hằng số và không phụ thuộc vào độ lớn của ứng suất tổng, khi đó lực dính tổng c chính bằng sức kháng cắt không thoát nước Su và góc ma sát tổng φu = 0

1.3 Ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trước

Các dạng mất ổn định trượt sâu của công trình đắp

Các công trình đắp nói chung khi xây dựng trên nền đất yếu có thể mất ổn định theo các mặt trượt khác nhau mà phổ biến hơn cả là mặt trượt cung tròn

Các dạng trượt cung tròn được thể hiện trên Hình 1.1, bao gồm:

3

- Trượt cung tròn lưng dốc: thường xảy ra ở chỗ đất bất đồng nhất, đáy cung trượt thường nằm trên mặt một lớp đất cứng hơn

- Trượt cung tròn chân dốc: thường xảy ra đối với công trình đắp trên nền đất không chịu nén

- Trượt cung tròn sâu: đây là trường hợp thường gặp nhất đối công trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu chịu nén

Hình 1.1: Các dạng cung trượt tròn Trong quá trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu, dạng cung trượt tròn lưng dốc có thể xảy ra khi mái dốc của khối đắp lớn và cung trượt thường nằm trên lớp vật liệu được đầm chặt, mục đích của lớp vật liệu này là làm nền, móng cho các kết cấu xây dựng sau khi dỡ tải Dạng trượt cung tròn chân dốc có thể xảy ra khi đắp với tốc độ quá nhanh, đất nền không kịp

cố kết Một số dấu hiệu nhận biết công trình mất ổn định theo dạng cung trượt sâu như sau: Phía đỉnh mái dốc xuất hiện các vết nứt do lực đất kéo xuống; xuất hiện một khoảng trống phía đỉnh khối trượt; xuất hiện khối trồi phía chân khối trượt

Giải pháp khắc phục

Để đảm bảo ổn định cho công trình thì sức kháng cắt của đất nền phải lớn hơn sức kháng cắt yêu cầu để duy trì cân bằng Do đó, việc tìm hiểu các nguyên nhân làm giảm sức kháng cắt của đất cũng như đưa ra các giải pháp khắc phục là cần thiết

Một số tác động có thể dẫn tới giảm sức kháng cắt của đất như:

- Gia tăng áp lực nước lỗ rỗng: sự gia tăng cao độ của mực nước ngầm bởi quá trình mưa lớn kéo dài, tốc độ đắp gia tải quá nhanh và ảnh hưởng của tải trọng chu kỳ làm phá vỡ liên kết giữa các hạt đất là các nguyên nhân chính làm gia tăng áp lực nước lỗ rỗng dẫn đến giảm ứng suất có hiệu

- Xuất hiện các vết nứt gần đỉnh mái dốc: các vết nứt xuất hiện là kết quả của áp lực tác dụng lên đất nền vượt quá khả năng chịu kéo của chúng, điều này dẫn đến mất toàn bộ sức kháng cắt của đất trong khu vực xuất hiện vết nứt

Để tránh những tác động có thể xảy ra như trên cần sử dụng các vật liệu gia tải có khả năng thoát nước tốt, bổ sung các giếng bơm hỗ trợ cũng như xem xét chiều cao đắp hợp lý để đảm bảo ổn định cho công trình Một số giải pháp hỗ trợ sau cũng thường được sử dụng để tăng ổn định cho công trình đắp, bao gồm:

- Sử dụng vải địa, lưới địa kỹ thuật gia cường: các vật liệu gia cường này thường đặt dưới khối đắp nhằm tăng ổn định cho công trình nhờ lực neo giữ của chúng (Hình 1.2)

- Sử dụng cột xi măng đất (CDM): các cột xi măng đất có sức kháng cắt không thoát nước lớn, thường được thiết kế gấp khoảng 10 lần sức kháng cắt của đất nền, được bố trí tại khu vực chân mái dốc gia tải, nhờ vậy sẽ làm tăng ổn định mái dốc khi các cung trượt cắt qua khu vực này (Hình 1.3)

- Dùng bệ phản áp: phương án này thường được sử dụng khi có không gian đất ở xung quanh khu vực đắp gia tải Bệ phản áp đắp ngay bên cạnh mái dốc và trải hết phạm vi của cung có nguy cơ trượt Bệ phản áp thường chỉ là khối đắp tạm thời và sẽ được dỡ bỏ sau

Hình 1.2: Tăng ổn định trượt sâu bằng vải địa kỹ thuật gia cường

Hình 1.3: Tăng ổn định trượt sâu bằng cột xi măng đất

Hình 1.4: Tăng ổn định trượt sâu bằng bệ phản áp

Các phương pháp phân tích ổn định trượt sâu

Trên cơ sở ứng xử của đất nền như đề cập ở trên, các phương pháp phân tích ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu sẽ bao gồm:

• Phương pháp phân tích theo ứng suất tổng: phương pháp này dựa vào sức kháng cắt không thoát nước để phân tích ổn định cho giai đoạn đắp đầu tiên Trong các giai đoạn đắp tiếp theo, độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước sẽ được dự báo và sử dụng để phân tích ổn định Một số phương pháp phân tích theo ứng suất tổng thường sử dụng:

- Phương pháp phân tích sử dụng công thức kinh nghiệm

- Phương pháp phân tích dựa trên các toán đồ lập sẵn

- Phương pháp giải tích dựa trên phương trình cân bằng lực và mô men đối với tâm trượt

5

- Phương pháp phân tích dựa trên các toán đồ lập sẵn

- Phương pháp giải tích

- Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM)

Ngoài các phương pháp trên, phương pháp phân tích ổn định dựa trên đồ thị lập sẵn của Wakita & Matsuo cũng thường được sử dụng để xác định hệ số an toàn Hệ số an toàn thu được từ phương pháp này dựa vào kết quả quan trắc chuyển vị ngang và chuyển vị đứng (độ lún) tại hiện trường

1.4 Một số sự cố mất ổn định công trình tiêu biểu

Các sự cố mất ổn định công trình thường gây hậu quả rất nghiêm trọng, gây thiệt hại lớn

về kinh tế Phần lớn các sự cố là do chủ quan của người thiết kế và Nhà thầu không lường hết được những rủi ro có thể xảy ra khi thi công Một số công trình đã bị mất ổn định trượt có thể

kể đến như:

• Kè bảo vệ bờ cảng Năm Căn - Cà Mau: Ngày 11/09/2002, tại khu vực kè bảo vệ bờ - Cảng Năm Căn đã xảy ra hiện tượng sạt lở nghiêm trọng Nguyên nhân xảy ra hiện tượng trên là do:

- Mái dốc kè lớn, khối đá đắp trên mái dốc quá nặng

- Phía đỉnh kè đang được san lấp tạo bãi

- Mưa lớn kéo dài làm tăng mực nước ngầm trong bãi

- Tác động của dòng chảy gây xói lở chân kè

• Cảng Interflour: Ngày 15/05/2008, trong quá trình thi công san lấp xử lý nền, tại khu vực tiếp giáp với bờ sông đã xảy ra hiện tượng mất ổn định Toàn bộ các công trình tạm phục

vụ cho thi công đã bị trượt theo khối cát gia tải ra phía sông Nguyên nhân của hiện tượng này là do lớp cát sạch thoát nước không đảm bảo chất lượng, do đó khi chất tải áp lực nước lỗ rỗng tăng lên quá cao gây mất ổn định cho công trình

1.5 Nhận xét

Việc đảm bảo ổn định trượt sâu cho công trình đắp trên nền đất yếu cần phải được quan tâm đúng mức, đặc biệt là khâu thiết kế Công tác quan trắc hiện trường trong quá trình thi công đắp gia tải trước là cần thiết để có thể kiểm soát ổn định của công trình cũng như cung cấp thêm các số liệu phục vụ cho công tác phân tích ổn định

Do đất yếu thường có hệ số thấm thấp nên ứng xử của đất nền sau mỗi lần đắp là không thoát nước và thường được phân tích theo ứng suất tổng Ngoài ra, các phân tích theo ứng suất

có hiệu cũng nên được thực hiện để so sánh với kết quả phân tích theo ứng suất tổng, đặc biệt

là khi có kết quả quan trắc áp lực nước lỗ rỗng tại hiện trường

Sức kháng cắt và độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước trong quá trình đắp gia tải cần phải được nghiên cứu bởi chúng quyết định tới chiều cao đắp ban đầu cũng như thời gian

và chiều cao đắp cho các giai đoạn tiếp theo

6

CHƯƠNG 2: PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH VÀ DỰ BÁO ĐỘ GIA TĂNG

SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC

2.1 Các phương pháp xác định sức kháng cắt không thoát nước

Trong quá trình phân tích ổn định trượt sâu của công trình đắp gia tải trên nền đất yếu, sức kháng cắt không thoát nước Su là một thông số quan trọng cần phải được xem xét

Sức kháng cắt không thoát nước có thể được xác định từ các kết quả thí nghiệm trong phòng hoặc hiện trường Các thí nghiệm hiện trường thường sử dụng:

- Thí nghiệm cắt cánh hiện trường (VST)

- Thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT) hoặc xuyên tĩnh điện (CPTu)

- Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT)

Các thí nghiệm trong phòng sử dụng để xác định trực tiếp Su:

- Thí nghiệm nén 3 trục theo sơ đồ UU

- Thí nghiệm nén nở hông (UCT)

- Thí nghiệm cắt trực tiếp (DST)

Giá trị Su cũng có thể được xác định gián tiếp từ kết quả của các thí nghiệm trong phòng bởi việc sử dụng một số công thức kinh nghiệm

2.1.1 Phương pháp xác định S u từ các thí nghiệm hiện trường

• Phương pháp xác định S u từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường

Trong thí nghiệm cắt cánh hiện trường, sức kháng cắt không thoát nước sẽ được xác định dựa vào moment cắt đo được và phụ thuộc vào kích thước cánh của lưỡi cắt chữ thập

Sức kháng cắt không thoát nước được tính toán trên cơ sở giả định rằng sức kháng cắt là đồng nhất trên toàn bộ bề mặt cắt (trên cạnh, đỉnh và đáy của lưỡi cắt) Sức kháng cắt không thoát nước SuVST được xác định theo công thức:

K T

µ cho đất sét có PI = 20 ÷ 80%

Hình 2.1: Đồ thị xác định hệ số hiệu chỉnh µ, Bjerrum (1972)

7

Trên cơ sở nghiên cứu hình dạng phá hoại thực tế của công trình đắp, Azzouz et al (1983) đã đưa ra hệ số hiệu chỉnh µ cho thí nghiệm cắt cánh hiện trường thấp hơn đề xuất của Bjerrum (1972) khoảng 10% như thể hiện trên Hình 2.2

Hình 2.2: Hệ số hiệu chỉnh µ, Bjerrum (1972) và Azzouz et al (1983)

Từ kết quả nghiên cứu cho loại đất yếu cố kết thường (NC) và cố kết trước nhẹ, Larsson

et al (1984) đề xuất công thức xác định hệ số µ theo giới hạn chảy wL (LL) như thể hiện trên Hình 2.3

Hình 2.3: Hệ số hiệu chỉnh µ, Larsson et al (1984)

• Phương pháp xác định S u từ thí nghiệm xuyên tĩnh điện

Giá trị Su được xác định từ thí nghiệm xuyên tĩnh điện theo công thức:

kt

v t

q

(2.2) Trong đó: σv0 : ứng suất tổng; qc, qt : sức kháng mũi, sức kháng mũi hiệu chỉnh; N*k,

Nkt : hệ số mũi xuyên, hệ số mũi xuyên hiệu chỉnh

8

Hình 2.4: Đồ thị quan hệ giữa N*k và PI, Lunne & Klevan (1982)

• Phương pháp xác định S u từ thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn

Terzaghi (1996) đã thiết lập tương quan giữa Su/N với chỉ số dẻo PI như thể hiện trên Hình 2.5 Từ biểu đồ quan hệ này có thể ước lượng được sức kháng cắt Su trên cơ sở số nhát búa N thu được tại hiện trường

Hình 2.5: Đồ thị quan hệ giữa Su/N và PI, Terzaghi (1996)

2.1.2 Phương pháp xác định S u từ các thí nghiệm trong phòng

Xác định S u từ thí nghiệm 3 trục theo sơ đồ UU

Thí nghiệm theo sơ đồ không cố kết, không thoát nước (UU) là thông dụng nhất trong thí nghiệm nén 3 trục, kết quả sức kháng cắt thu được là ở trạng thái ứng suất tổng

Kết quả thí nghiệm được thể hiện dưới dạng 2 biểu đồ sau:

- Biểu đồ quan hệ giữa ứng suất lệch q = σ1-σ3 với biến dạng của các mẫu đất ε, giá trị lớn nhất của q trên đường cong sẽ thu được các cặp giá trị (σ1,σ3) tương ứng và được sử dụng để vẽ vòng tròn Mohr (σ1 là ứng suất chính thẳng đứng và σ3 là áp lực buồng nén)

- Biểu đồ sức kháng cắt τ – áp lực pháp tuyến σ, thể hiện quan hệ Coulomb qua các vòng tròn Mohr

9

Kết quả thí nghiệm theo sơ đồ này sử dụng cho đất dính thường cung cấp 2 thông số cUU

và φUU Cho đất dính thuần túy và bão hòa nước: φUU = 0, cUU = Su, các còng tròn Mohr sẽ có kích thước bằng nhau và đường quan hệ Coulomb sẽ nằm ngang

Xác định S u từ thí nghiệm nén nở hông (UCT)

Thí nghiệm nén nở hông là một phương pháp đơn giản để xác định sức kháng cắt của đất dính Nguyên lý của thí nghiệm là nén một mẫu đất có chiều cao bằng 2 lần đường kính, với

áp lực nén thẳng đứng và để mẫu đất nở hông tự do cho đến khi phá hỏng Sức kháng cắt không thoát nước đựợc xác định theo công thức:

2

u u

- Biểu đồ biến thiên sức kháng cắt τ theo độ chuyển vị ε ở từng cấp áp lực σ, sức kháng cắt sẽ được lấy từ giá trị lớn nhất trên đường cong này

- Biểu đồ đường Coulomb thể hiện mối quan hệ τ-σ

Số lượng mẫu tối thiểu cho thí nghiệm cắt trực tiếp là 3 mẫu, đường Coulomb được xác định theo phương pháp bình phương cực tiểu Với sơ đồ cắt nhanh cho đất dính thuần túy, bão hòa nước thì đường Coulomb cũng nằm ngang với φ = φUU = 0 và c = cUU = Su

2.1.3 Phương pháp xác định gián tiếp S u từ các công thức kinh nghiệm

Một số công thức kinh nghiệm sử dụng để ước lượng sức kháng cắt không thoát nước Su

từ các kết quả thí nghiệm trong phòng, bao gồm:

- Công thức Skemton (1957):

Su = (0,11 + 0,0037PI) σ’v (2.4)

Trong đó: PI: chỉ số dẻo; σ’v: ứng suất có hiệu theo phương thẳng đứng

- Công thức của Jamiolkowski (1985):

Su = [0,23(OCR)0,8]σ’v (2.5)

Trong đó: OCR là hệ số tiền cố kết

- Công thức của Mesri (1989):

Trong đó: σ’p là áp lực tiền cố kết

- Công thức SHANSEP (bởi Ladd, 1991):

m v

u S OCR

Trong đó: S, m là các hệ số, S = 0,22 ± 0,03 và m = 0,8 ± 0,1 cho đất sét cố kết thường Trong các công thức trên, công thức SHANSEP, bởi Ladd (1991) là tổng quát hơn các công thức đề xuất bởi Jamiolkowski và Mesri, hiện nay công thức này được dùng khá phổ biến trên thế giới

2.2 Các phương pháp dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước

Độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước có thể được dự báo theo các phương pháp:

- Phương pháp dựa vào các quan hệ kinh nghiệm

- Phương pháp dựa vào các thí nghiệm trong phòng

2.2.1 Độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước theo các quan hệ kinh nghiệm

Công thức SHANSEP, bởi Ladd (1991)

Sức kháng cắt không thoát nước của đất nền trong quá trình đắp gia tải được dự báo theo công thức:

10

m v

u S OCR

S

)(

'0 =

Trong đó: S: hệ số chuẩn hóa sức kháng cắt không thoát nước cho trạng thái cố kết thường (OCR = 1), S = Su/σ’v0 ; σ’v0 : ứng suất có hiệu ban đầu; m: hệ số xác định từ độ dốc của đường quan hệ log(OCR) và log(Su/σ’v0); OCR: hệ số tiền cố kết, OCR = σ’p/σ’v0 ; σ’p: áp

lực tiền cố kết

Giá trị của các hệ số S và m được Ladd (1991) tổng hợp từ kết quả nghiên cứu của Koutsoftas và Ladd (1985) cho loại đất sét dẻo AGS (PI=43%, LI=0,6) và của Lefebvre et al (1983) cho đất sét ở James Bay (PI=13%, LI=1,9), các kết quả thể hiện trên Hình 2.6

Hình 2.6: Đồ thị quan hệ OCR và Su/σ’ vc, Ladd (1991)

TC, TE: lần lượt là thí nghiệm nén và kéo 3 trục

u

S

S = 1−

0 0

)'

'(σ

p v u

u

S

S S

0 0

0

)'

'()''(

σ

σσ

σ

(2.10)

Công thức Bergdahl et al (1987)

Kết quả nghiên cứu trên đất bùn sét hữu cơ của Bergdahl et al (1987) cho thấy sức kháng cắt không thoát nước Su không chỉ thay đổi ở trạng thái quá cố kết (OC) mà còn ở trạng thái

cố kết thường (NC) Do đó, để diễn tả sự thay đổi của Su với ứng suất, đặc biệt ở trạng thái

NC, “mức độ ứng suất có hiệu” (ESL – Effective Stress Level) được định nghĩa như sau:

Trong đó: (σ’p)0 là áp lực tiền cố kết ban đầu

Công thức dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước theo ESL có dạng tương tự như công thức SHANSEP:

OC

m s

v

u K S ESL

S

)(

NC

m s

v

u K S ESL

S

)(

Trong đó: Ks: hệ số độ gia tăng sức kháng cắt; S: hệ số chuẩn hóa sức kháng cắt không thoát

11

nước cho trạng thái cố kết thường với ESL = 1; mOC: hệ số xác định từ độ dốc của đường quan hệ log(ESL) và log(Su/σ’ v) ở trạng thái OC (ESL > 1); mNC: hệ số xác định từ độ dốc của đường quan hệ log(ESL) và log(Su/σ’ v) ở trạng thái NC (ESL ≤ 1)

Hình 2.7: Đồ thị quan hệ Ks và ESL, Bergdahl et al., 1987

Đồ thị quan hệ giữa hệ số độ gia tăng sức kháng cắt Ks và ESL được thể hiện trên Hình 2.7 Các thông số S, mOC và nOC ước lượng từ kết quả thí nghiệm trong phòng và hiện trường

12

cho đất than bùn và đất có chứa đá vôi ở Antoniny được thể hiện trên Hình 2.8

Giá trị của thông số mOC thu được từ Bergdahl et al., 1987 tương tự như thông số m trong công thức SHANSEP và đều nằm trong khoảng 0,8

Hình 2.8 cho thấy, khi đất ở trạng thái NC, độ gia tăng sức kháng cắt theo ESL sẽ chậm hơn ở trạng thái OC (do độ dốc của đồ thị quan hệ giữa τfu/σ’ v và ESL ở trạng NC thoải hơn ở trạng thái OC) và giá trị mNC = 0,2 ± 0,1

Hình 2.8: Đồ thị quan hệ τfu/σ’ v (hay Su/σ’ v) và ESL, Bergdahl et al., 1987

2.2.2 Độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước từ kết quả nghiệm trong phòng

Quan hệ giữa sức kháng cắt không thoát nước và biến dạng của đất nền ở bên dưới và bên ngoài phạm vi đặt tải trong quá trình thi công có thể mô phỏng từ các thí nghiệm trong phòng:

- Thí nghiệm 3 trục hoặc cắt trong mặt phẳng biến dạng nén cho khu vực nền đặt ngay dưới phạm vi gia tải

- Thí nghiệm cắt phẳng cho khu vực mặt phẳng cắt gần như nằm ngang, thường trong phạm vi dưới mái dốc của khối đắp

- Thí nghiệm 3 trục hoặc cắt trong mặt phẳng biến dạng kéo cho khu vực nền nằm ngoài khu vực chân mái dốc gia tải

Tuy nhiên, hầu hết các phòng thí nghiệm hiện nay không có thiết bị để thực hiện thí nghiệm cắt trong mặt phẳng biến dạng, vì vậy để dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước trong phòng thí nghiệm người ta thường sử dụng các số liệu từ thí nghiệm CK0U

từ máy 3 trục cho tất cả các mặt phẳng phá hoại

Khi sử dụng các thí nghiệm trên để dự báo độ gia tăng sức kháng cắt thì cần phải nắm rõ lịch sử ứng suất ban đầu cũng như dự báo chính xác ứng suất thực tế trong tương lai để có thể

mô phỏng

13

Trên cơ sở đó, các thí nghiệm nên thực hiện trên các mẫu đất đại diện với các mức độ ứng suất sẽ tác dụng trong tương lai Thiết lập quan hệ ứng suất – sức kháng cắt ứng với các mức độ ứng suất hiện tại và tương lai để ước lượng các thông số sức kháng cắt không thoát nước S và m

Aas (1976) và Larsson (1984) đã đề xuất các công thức xác định độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước cho mỗi vùng tính toán như Hình 2.9

Hình 2.9: Dự báo độ gia tăng sức kháng cắt bởi quá trình cố kết, Larsson (1984)

σ’v: ứng suất có hiệutại điểm tính toán trên cung trượt

(σ’v)0: ứng suất có hiệuban đầu

∆σ’v: độ gia tăng ứng suất có hiệutại vị trí phân tích trên cung trượt

(σ’p)0: áp lực tiền cố kếtban đầu

∆σ’p: độ giảm áp lực tiền cố kết bởi độ gia tăng ứng suất có hiệu

- Ứng suất tác dụng trong quá trình cắt

- Ảnh hưởng của quá trình phá hoại và mặt phẳng phá hoại tương ứng

- Ảnh hưởng của tốc độ cắt

- Ảnh hưởng của mức độ xáo động của mẫu

Trong thực tế tính toán thiết kế, giá trị sức kháng cắt không thoát nước thường được xác định từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường Các phương pháp còn lại chỉ dùng để so sánh, kiểm chứng kết quả thu được

Hệ số hiệu chỉnh µ trong thí nghiệm cắt cánh hiện trường được đề nghị dựa trên kinh nghiệm nghiên cứu của các tác giả và là giá trị trung bình của các số liệu thu thập được Nếu

có bất kỳ nghi ngờ nào về giá trị của hệ số hiệu chỉnh đối với một loại đất nghiên cứu thì thí nghiệm cắt cánh hiện trường nên được hiệu chỉnh lại từ kết quả nén 3 trục và cắt trực tiếp

Trong các phương pháp dự báo độ gia tăng sức kháng cắt, phương pháp dự báo theo 22

TCN 244-98 thường được sử dụng hơn bởi chỉ cần kết quả của φcu thu được trong phòng thí nghiệm Các công thức SHANSEP, Ladd (1991) và Bergdahl et al (1987) khi sử dụng phải lưu ý đến sự thay đổi của ứng suất có hiệu σ’v do quá trình cố kết với áp lực tiền cố kết σ’p bởi

sự thay đổi này sẽ quyết định tới công thức dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước Su

Các kết quả dự báo theo lý thuyết nên được so sánh, kiểm chứng với các kết quả thu được

từ thí nghiệm hiện trường, bao gồm các thí nghiệm cắt cánh hiện trường và xuyên tĩnh điện CPTu được thực hiện trong một số giai đoạn đắp

- Phương pháp xác định hệ số an toàn từ các toán đồ lập sẵn của Janbu (1968)

- Phương pháp phân tích xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích (phương pháp phân mảnh cổ điển)

• Phương pháp ứng suất có hiệu: phương pháp này sử dụng các thông số sức kháng cắt có hiệu Các phương pháp thường sử dụng theo dạng phân tích này:

- Phương pháp xác định hệ số an toàn từ các toán đồ lập sẵn của Cousins (1978)

- Phương pháp giải tích: sử dụng các kết quả quan trắc áp lực nước lỗ rỗng tại hiện trường để xác định ứng suất có hiệu, các thông số sức kháng cắt không thoát nước c’ và φ’ lấy từ thí nghiệm nén 3 trục

- Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM): sử dụng phần mềm Plaxis để phân tích ổn định cho từng bước thi công

- Phương pháp phân tích ổn định theo đồ thị Wakita & Matsuo (1994): phương pháp này sử dụng các kết quả quan trắc chuyển vị ngang và chuyển vị đứng tại hiện trường, kết quả sẽ được đưa vào đồ thị để xác định hệ số an toàn

3.1 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất tổng

3.1.1 Phương pháp ước lượng chiều cao đắp an toàn (H s )

Ước lượng H s theo công thức Terzaghi (1956)

Terzaghi (1956) đề xuất công thức xác định chiều cao tối đa của khối đắp trên nền đất yếu ứng với hệ số an toàn yêu cầu (chiều cao đắp an toàn) như sau:

e s

u c

s

F

S N

Ước lượng H s từ toán đồ Taylor (1956)

Toán đồ sử dụng để xác định chiều cao an toàn của khối đắp theo Taylor (1956) được thể hiện trên Hình 3.1

Chiều cao an toàn của khối đắp Hs được xác định theo công thức:

e T s

u

s F N

S H

γ

Trong đó: Su: sức kháng cắt không thoát nước trung bình của đất nền; NT: hệ số ổn định phụ thuộc vào D, M và β ứng với vị trí cung trượt đang xét; Fs: hệ số an toàn yêu cầu; γe: dung trọng của đất đắp

15

Hình 3.1: Toán đồ phân tích ổn định mái dốc theo Taylor (1956) β: góc nghiêng của khối đắp

H: chiều cao khối đắp

D: tỉ số giữa chiều sâu cung trượt với chiều cao khối đắp

M: tỉ số giữa khoảng cách từ vị trí cung trượt tại mặt đất đến chân mái dốc của khối

đắp với chiều cao khối đắp

3.1.2 Phương pháp xác định hệ số an toàn từ toán đồ Janbu (1968)

Toán đồ Janbu sử dụng để phân tích ổn định khối đắp được thể hiện trên Hình 3.2 Toán

đồ này sử dụng để xác định hệ số an toàn trên cơ sở giả thiết đỉnh mái dốc nằm ngang và đất nền là đồng nhất

Trình tự xác định hệ số an toàn được thực hiện như sau:

- Phán đoán vị trí cung trượt:

+ Với điều kiện đất nền đồng nhất, cung trượt có thể đi qua chân mái dốc nếu độ dốc lớn hơn 1:1 và có thể đi xuống sâu hơn nếu mái dốc thoải hơn

+ Nếu có nước phía bên ngoài mái dốc thì cung trượt tới hạn có thể nằm phía trên mực nước

+ Nếu có một lớp đất yếu hơn lớp đất phía trên nó, cung trượt tới hạn có thể kéo tới lớp đất yếu hơn

+ Nếu có một lớp đất tốt hơn lớp đất phía trên nó thì cung trượt tới hạn có thể tiếp tuyến với lớp đất tốt hơn

- Tính toán hệ số độ sâu d theo công thức:

- Xác định tâm trượt ứng với độ sâu giả thiết ban đầu, sử dụng đồ thị phía dưới của Hình 3.2

và vẽ cung truợt trên mặt cắt ngang của mái dốc

- Xác định sức kháng cắt trung bình Suav trên cung trượt theo công thức:

S S

δ

δ

(3.4) Trong đó: δi: góc ở tâm của cung tròn trong vùng của lớp I; Sui: sức kháng cắt trung bình của lớp i

- Tính trị số Pd theo công thức:

t w q

w w d

H q H

P

µ µ µ

- Sử dụng toán đồ phía trên của Hình 3.2 để xác định N0 tùy thuộc vào góc nghiêng của mái dốc β và hệ số độ sâu d

Hình 3.2: Toán đồ Janbu (1968) cho đất dính

- Tính toán hệ số an toàn:

Khi β > 530: cung trượt tới hạn sẽ là cung trượt chân dốc

Khi β ≤ 530: cung trượt tới hạn có thể là một trong ba loại kiểu trượt: lưng dốc, chân dốc

và giữa mái

3.1.3 Xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích

Phương pháp giải tích xác định hệ số an toàn trượt sâu dựa trên phương trình cân bằng

mô men đối với tâm trượt Các giá trị của mô men gây trượt và mô men giữ sẽ được xác định

từ các mảnh chia theo phương pháp phân mảnh cổ điển

Sơ đồ phân tích ổn định được thể hiện trên Hình 3.3

Hình 3.3: Sơ đồ phân tích ổn định mái dốc

Mô men gây trượt có thể được xác định theo công thức:

i i d

r

s

W

l s M

W

l s

)'tan''(

W

l c

F s

(3.11)

18

Giá trị ứng suất có hiệu σ’ sẽ được xác định bởi ứng suất pháp N tác dụng tại đáy mỗi mảnh chia Có nhiều phương pháp xác định N như phương pháp Ordinary, Bishop…, dưới đây sẽ giới thiệu phương pháp thường được sử dụng là phương pháp Bishop đơn giản hóa Phương pháp Bishop đơn giản hóa thừa nhận lực tác dụng giữa các mảnh chia chỉ có lực ngang, không có lực cắt giữa các mảnh chia Các lực tác dụng lên mỗi mảnh chia được thể hiện trên Hình 3.4

Hình 3.4: Các lực tác dụng lên một mảnh chia Phương trình cân bằng lực theo phương đứng được viết như sau:

Lực cắt S được biểu diễn theo hệ số ổn định Fs như sau:

]'tan)(

'[

F F

l

s

S

s s

∆

−+

N

/)'tan(sincos

sin)'tan'

)(

/1(

φαα

αφ+

φαα

sin

/)'tan(sincos

'tan)cos(

cos'

W

F

l u W l

φα

sin

/)tan(sincos

tancos

W

F

W l

c

3.2 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất có hiệu

3.2.1 Phương pháp xác định hệ số an toàn từ toán đồ Cousins (1978)

Toán đồ Cousins sử dụng để phân tích ổn định của công trình đắp trên nền đất yếu theo ứng suất có hiệu khi biết được điều kiện áp lực nước lỗ rỗng trong công trình đắp và được thể hiện trên Hình 3.5 Toán đồ này cũng được thiết lập trên cơ sở giả thiết đỉnh mái dốc nằm ngang và đất nền là đồng nhất

19

Hình 3.5: Hệ số ổn định NF, Cousins (1978) β: góc nghiêng của mái dốc

H: chiều cao mái dốc

D: tỉ số giữa chiều sâu cung trượt với chiều cao khối đắp

λcφ, ru: thông số không thứ nguyên và tỉ số áp lực nước lỗ rỗng, xác định theo các

công thức sau:

)/(

'

'tan

(3.18) φ’: góc ma sát có hiệu của đất nền

c’: lực dính có hiệu của đất nền

u: áp lực nước lỗ rỗng tại điểm cần xác định trên cung trượt

h: độ sâu từ điểm xác định u tới mặt đất

γ: dung trọng trung bình của khối đất phía trên điểm xác định u

Hệ số an toàn được xác định theo công thức sau:

H

c N

F

e F