Mô hình phẳng đánh giá độ lún cố kết của nền đất được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước

ược xử lý bằng bấc thấm thường được thực hiện căn cứ trên cơ sở lời giải bài toán cố kết đối xứng trục theo các công thức gần đúng. Khi sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn, việc mô phỏng theo sơ đồ phẳng cho phép xét đến gia tải theo từng giai đoạn. Trong bài báo, mô hình phần tử đơn vị kết hợp lời giải bài toán cố kết hai chiều được giới thiệu. Phương pháp đề nghị cho phép đánh giá độ lún của nền được xử lý bấc thấm ở các thời điểm bất kỳ. Ngoài ra, phương pháp này cho phép xét đến gia tải theo từng giai đoạn và độ lún lệch của nền công trình đắp. ABSTRACT Predicting consolidation settlement of ground treated by PVD is usually carries out based on solution of axial symmetrical consolidation problem using approximate formula. Using finite element method, simulation in plane diagram allows to account on load in phases. In the paper, unit cell model combining with solution of two dimension consolidation problem is introduced. The suggested method allows to evaluate settlement of ground treated by PVD at any moments. Besides, this method allows to account on load in phases and different settlement of ground under embankment. 1. MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP ƯỚC LƯỢNG ĐỘ LÚN CỐ KẾT NỀN ĐẤT XỬ LÝ BẰNG BẤC THẤM GIA TẢI TRƯỚC Trong tính toán xử lý nền đất yếu bằng giải pháp thoát nước ngang kết hợp gia tải trước thì độ lún và độ cố kết theo thời gian là vấn đề quan trọng được ưu tiên xét đến. Độ cố kết tổng thể phụ thuộc vào độ cố kết theo phương đứng và phương ngang. Bài toán cố kết xuyên tâm đối xứng trục đã được đề cập nghiên cứu trong các bài viết của Carrillo, Barron, Hoàng Văn Tân, Hansbo và một số tác giả khác [1], [2], [3], [4], [5]. Theo Carillo (1942), độ cố kết tổng hợp có dạng: U = 1 - (1 - Uv)(1 - Uh) (1) TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 341 Trong đó: Uv – độ cố kết theo phương đứng, Uh – độ cố kết theo phương xuyên tâm về phía bấc thấm (phương ngang). Sau đó, Carillo đề nghị biểu thức xác định Uh không và có xét mức độ xáo trộn của đất xung quanh bấc thấm. Việc xác định độ cố kết của nền được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước trên cơ sở lời giải bài toán cố kết ba chiều đối xứng trục cũng được Barron (1948), Hoàng Văn Tân (1971) và Hansbo (1979) giới thiệu trong các bài viết của mình. Theo tiêu chuẩn TCVN 9355-2012, độ cố kết của nền được xử lý cũng có dạng như công thức (1). Đối với phần mềm Địa kỹ thuật như Plaxis, Sage Crisp, Msettle, FoSSA, bài toán cố kết được xét theo sơ đồ bài toán phẳng. Do đó, để phục vụ tính toán áp dụng, nhất thiết phải quy đổi sơ đồ ba chiều thành sơ đồ bài toán phẳng. Trong thực tế có nhiều bài viết nghiên cứu, tổng kết về vấn đề này trên cơ sở kết hợp các dữ liệu quan trắc hay thí nghiệm thực tế. Shinsha (1982) đề xuất tiêu chuẩn phù hợp chuyển đổi các hệ số thấm. Hệ số tương đương với độ thấm được tính toán dựa trên giả định thời gian cần thiết để đạt mức độ cố kết 50% theo cả hai phương là như nhau. Phỏng theo lý thuyết Hansbo (1981) đối với trường hợp biến dạng phẳng, Hird (1992) thể hiện với mức độ cố kết trung bình U tại độ sâu và thời điểm bất kỳ trong hai đơn vị phân tố về mặt lý thuyết là như nhau nếu bỏ qua sức cản của giếng. Chai (1995) đã mở rộng các phân tích của Hird (1992) bao gồm các ảnh hưởng của sức cản của giếng và sự tắt nghẽn. Trong phương pháp này, việc giảm bớt khả năng thoát nước trong biến dạng phẳng (qwp) được đề nghị cho phù hợp với mức độ cố kết trung bình theo phương ngang. Kim và Lee (1997) giả định rằng thời điểm theo hai phương pháp (biến dạng phẳng và đối xứng trục) đạt mức độ cố kết 50% và 90% là giống nhau. Indraratna và Redana (1997) chuyển đổi hệ thống thoát nước dọc thành một tường thoát nước song song tương ứng bằng cách điều chỉnh hệ số thấm của đất. Họ giả định rằng nửa độ rộng của đơn vị phân tố B, dải thoát nước bw và vùng xáo trộn bs đều giống nhau tương ứng theo đối xứng trục là R, rw và rs. Khi đó hệ số thấm vùng xáo động và vùng đất nguyên dạng cho bài toán cố kết thấm phẳng được chuyển đổi từ bài toán cố kết thấm đối xứng trục. Trong phương pháp phần tử hữu hạn, tại các nút của phần tử thoát nước mô tả bấc thấm, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư bằng không. Phần tử này không xét đến đường kính của bấc thấm, ảnh hưởng của sự xáo trộn của đất xung quanh giếng thấm cũng như ảnh hưởng của sự cản thấm mà những yếu tố đó được xét đến thông qua hệ số thấm quy đổi. Hệ số thấm ngang tương đương có xét đến ảnh hưởng do sự xáo trộn được qui đổi từ bài toán không gian đối xứng trục về bài toán phẳng được Lin et al. đề nghị (2000). 2. LỜI GIẢI BÀI TOÁN CỐ KẾT HAI CHIỀU VÀ MÔ HÌNH PHẦN TỬ ĐƠN VỊ PHỤC VỤ ƯỚC LƯỢNG ĐỘ LÚN NỀN ĐẤT XỬ LÝ BẤC THẤM THEO THỜI GIAN Cho đến nay, việc đánh giá cố kết theo sơ đồ phẳng chủ yếu được thực hiện bằng sự trợ giúp của phương pháp phần tử hữu hạn. Ngoài ra, để đánh giá độ cố kết trong nền TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 342 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM được xử lý bằng bấc thấm hay giếng cát, các nghiên cứu đều sử dụng kết hợp độ cố kết theo phương đứng và phương ngang. Ý tưởng của bài viết này là đề nghị tính toán theo giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư căn cứ trên cơ sở lời giải bài toán cố kết hai chiều. Trong thực tế có thể gặp trường hợp hệ số thấm theo phương đứng và phương ngang khác nhau do quá trình lắng đọng trầm tích làm cho đất nền không đồng nhất. Hệ số thấm theo hai phương thường khác nhau, một số kết quả nghiên cứu cho rằng kx = (2÷5)kz. Xét mô hình phần tử đơn vị như Hình 1, phương trình cố kết phẳng có dạng: 2 2 w w w x z2 2 u u uC C t x z ∂ ∂ ∂ = ⋅ + ⋅ ∂ ∂ ∂ (2) Khi xét tính nén ép của nước lỗ rỗng, hệ số cố kết theo hai phương có dạng: ( ) x x sk w kC 2 1 3n K K = + ν + , ( ) z z sk w kC 2 1 3n K K = + ν + Ký hiệu x z k k ζ = - hệ số không đồng nhất về thấm, phương trình (2) được viết lại: 2 2 w w w z 2 2 u u uC t x z  ∂ ∂ ∂ = ζ + ∂ ∂ ∂  (3) Với điều kiện ban đầu và điều kiện biên: - Khi t = 0: uwo(x, z, 0) = βwo.σ(x, z, 0) (4) Với: σ(x, z, 0) – ứng suất tổng trung bình, βwo – hệ số áp lực nước lỗ rỗng ban đầu. - Khi: x = l; x = -l : uw(l, z, t) = uw(-l, z, t) = 0 - Khi: z = 0; z = h : uw(x, 0, t) = uw(x, h, t) = 0 (5) Ở đây: l – nửa bề rộng phạm vi ảnh hưởng, h – bề dày lớp đất cố kết (Hình 1). Xét lời giải phương trình (3) với các điều kiện ban đầu (4) và điều kiện biên (5), tìm lời giải dưới dạng: uw(x, z, t) = T(t)X(x)Z(z) Sau khi biến đổi, nhận được: T’(t) + Cvz.ν2.T(t) = 0; X”(x) + λ2.X(x) = 0; Z”(z) + µ2.Z(z) = 0, Với: µ2 = ζ.ν2- λ2 Từ các điều kiện biên, lời giải của phương trình được viết lại dưới dạng: TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 343 2 zC tT(t) A e− ⋅ν ⋅= ⋅ ( )iX(x) sin x l 2l pi = + ; jZ(z) sin z h pi = Với: i = 1, 2, 3,; j = 1, 2, 3, và các hằng số i 2l piλ = ; j h piµ = và 2 2 2 2 2 2 i j 4l h   ν = pi ζ ⋅ +    , nhận được: ( )w ij i 1 j 1 i j u (x,z,0) A sin x l sin z 2l h ∞ ∞ = =  pi pi     = ⋅ + ⋅        ∑∑ Với Aij tìm được: ( ) h l ij w 0 l 2 i jA u (x,z,0) sin x l sin z dx dz lh 2l h − pi pi    = ⋅ + ⋅ ⋅      ∫ ∫ Cuối cùng nhận được lời giải phương trình (3) cho bài toán cố kết thấm phẳng với hệ số thấm theo phương đứng và phương ngang khác nhau: ( ) 2 2 2 w ij z 2 2 i 1 j 1 i j i j u (x, z, t) A exp C t sin x l sin z 4l h 2l h ∞ ∞ = =     pi pi     = ⋅ − ⋅ pi ζ + ⋅ + ⋅             ∑∑ (6) Lời giải (6) với điều kiện biên là mặt thoát nước bao quanh toàn bộ khối đất. Do đó, khi chuyển sơ đồ nền xử lý bằng bấc thấm thành sơ đồ bài toán phẳng, có thể xem tường bên là biên thoát nước nên có thể sử dụng lời giải này để đánh giá cố kết. Trong thực tế, biên thoát nước tự do thường là biên trên và biên dưới. Khi bên dưới lớp đất yếu được xử lý là lớp không thấm, có thể sử dụng phép đối xứng tương tự trong bài toán cố kết một chiều, tức là thay h trong công thức (6) bằng H/2. Ở đây, H/2 là chiều dài đường thấm theo phương đứng khi bên dưới là lớp không thấm. Do áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại điểm trung bình (điểm giữa lớp đất chịu nén) không thể hiện được mức độ cố kết cũng như khó khăn trong việc tích phân diện tích theo hai phương nên để việc tính toán ước lượng độ lún theo thời gian đạt độ chính xác cần thiết, chúng tôi đề nghị tính toán theo lớp phân tố. Khi đó, việc tính toán được bắt đầu với việc đánh giá giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại điểm trung bình của lớp phân tố ở thời điểm bất kỳ. Từ đó, các thành phần ứng suất hữu hiệu sẽ được xác định và độ lún được ước lượng theo các thành phần ứng suất hữu hiệu tại thời điểm đó. Độ lún của lớp đất là tổng độ lún các lớp phân tố ở các thời điểm khác nhau. Như vậy, căn cứ cơ sở lời giải bài toán cố kết hai chiều kết hợp tính toán theo tổng lớp phân tố, mô hình đánh giá độ lún theo thời gian của nền được xử lý bằng bấc TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 344 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM thấm kết hợp gia tải trước có dạng phần tử đơn vị như Hình 1 cho phép ước lượng được độ lún của nền ở thời điểm bất kỳ. Có thể thấy rằng khi xét các thành phần ứng suất tại điểm bất kỳ, phương pháp này cho phép đánh giá độ lún tại vị trí mặt cắt dọc bất kỳ dưới diện chịu tải nên cho phép ước lượng độ lún lệch của nền công trình đắp theo thời gian. Ngoài ra, độ lún ngắn hạn và lâu dài được dự tính trên cơ sở bài toán phẳng để phù hợp với sơ đồ bài phẳng với diện gia tải giới hạn. Hình 1. Sơ đồ phần tử đơn vị phẳng sử dụng để đánh giá áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo lớp phân tố ở thời điểm bất kỳ. 3. ỨNG DỤNG TÍNH TOÁN XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC 3.1. Cấu tạo địa chất và đặc điểm xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia trước Để đánh giá khả năng sử dụng và mức độ tin cậy của phương pháp đề nghị, chúng tôi chọn lựa áp dụng tính toán cho công trình đường đắp cao Tân Lập - Long An. Căn cứ hồ sơ khảo sát và thí nghiệm đất, khu vực này phổ biến lớp đất yếu trên bề mặt – sét rất dẻo màu xám xanh, trạng thái chảy, bề dày thay đổi từ 10,5 đến 17,2 m. Đặc trưng cơ lý trung bình của lớp sét mềm: độ ẩm W = 80,9 %, khối lượng riêng tự nhiên ρ = 1,480 g/cm3, tỷ trọng hạt Gs = 2,606, hệ số rỗng e = 2,968, giới hạn chảy LL = 83,9 %, giới hạn dẻo PL = 36,1%. Bên dưới lớp sét mềm bão hòa nước là sét màu xám nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng đến nửa cứng có bề dày thay đổi từ 9,8 đến 15,4 m. Bấc thấm đứng (PVD) kết hợp gia tải trước là phương pháp được lựa chọn để xử lý nền đất yếu cho công trình đường ở đây. Ở khu vực đường đắp cao vào cầu, bề dày lớp đất yếu trung bình là 11,4 m. Chiều dài cắm bấc thấm L = 12 m, bấc thấm được bố trí theo lưới tam giác với các khoảng cách s = 1,3 m. Mặt cắt ngang đặc trưng khu vực xử lý, chiều cao và quá trình đắp gia tải thể hiện như ở Hình 2. TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 345 Trong quá trình gia tải, độ lún của nền đất yếu được ghi nhận thông qua các thiết bị quan trắc phục vụ công tác kiểm tra đánh giá chất lượng cũng như ước lượng mức độ cố kết (Hình 2). Hình 2. Mặt cắt ngang đặc trưng và quá trình gia tải khu vực xử lý Hình 3. Quan hệ chiều cao đắp và độ lún theo thời gian công trình đường Tân Tập - Long An 3.2. Độ lún theo thời gian của nền đất yếu được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước theo TCVN Độ lún cố kết của nền được xử lý bấc thấm kết hợp gia tải trước có theo dự tính theo TCVN 9355-2012. Căn cứ kết quả thí nghiệm đất trong phòng, giá trị hệ số cố kết theo phương đứng Cv = 0,00285 m/ngày đêm, hệ số cố kết theo phương ngang Ch = 3Cv = 0,0086 m/ ngày đêm. Độ lún ổn định dự tính được tóm tắt trong Bảng 1. Độ lún theo thời gian theo TCVN và kết quả quan trắc được tổng hợp ở Hình 4. Từ kết quả tính toán và phân tích so sánh, có thể thấy rằng độ lún theo thời gian và thời điểm đạt độ lún ổn định theo TCVN khá phù hợp với kết quả quan trắc. Tuy nhiên, ở các thời điểm ban đầu kết quả dự tính theo TCVN cho thấy độ cố kết diễn ra sớm hơn. Điều này có thể giải thích là do tính toán xem việc gia tải được thực hiện một lần trong khi thực tế việc gia 5.118 -1.401 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5 0 50 100 150 200 250 300 350 Thời gian (ngày đêm) Ch iề u ca o đă p (m ) Đ ộ lú n S (m ) TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 346 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM tải tiến hành theo từng giai đoạn. Ngoài ra, trong thực tế, thời gian gia tải cuối cùng với chiều cao đắp 5,118 m ở thời điểm 78 ngày (tính từ ngày khởi công). Bảng 1. Độ lún ổn định nền đất yếu được xử lý bấc thấm theo TCVN 9355-2012 Thành phần Ký hiệu Giá trị Đơn vị Chiều dày trung bình đất yếu của nền H 11,35 m Dung trọng bão hòa của nền γbh 14,8 kN/m3 Tổng chiều cao đất đắp hdd 5,118 m Dung trọng đất đắp γdd 18,0 kN/m3 Tải trọng ngoài ∆p 92,12 kN/m2 Ứng suất bản thân tại giữa lớp đất p1 27,07 kN/m2 Ứng suất tại giữa lớp đất sau khi san lấp p2 119,19 kN/m2 Hệ số rỗng ban đầu eo eo 2,968 Chỉ số nén Cc 0,910 Chỉ số nở Cs 0,198 Áp lực tiền cố kết pc 37,00 kN/m2 Độ lún ổn định S 1,40 m Hình 4. Biểu đồ quan hệ độ lún theo thời gian theo TCVN và kết quả quan trắc 3.3. Độ lún theo thời gian của nền đất yếu được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước theo kết quả mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D Phần mềm mô phỏng như Plaxis 2D cho phép xét gia tải theo từng giai đoạn. Khi 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1 10 100 1000 Đ ộ lú n (m ) Thời gian (ngày đêm) Quan trắc Theo TCVN TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 347 mô phỏng theo sơ đồ bài toán phẳng bằng phần mềm, vùng xung quanh bấc thấm được quy đổi thành vùng tương đương với đặc trưng cơ lý như đất tự nhiên và có hệ số thấm theo phương ngang được chuyển đổi khi xem khoảng cách giữa các phần tử thoát nước đứng có giá trị bằng khoảng cách s giữa các bấc thấm trong thực tế. Trong bài toán phẳng, hệ số thấm tương đương có xét đến ảnh hưởng do sự xáo trộn được quy đổi từ bài toán không gian đối xứng trục (axi-symmetric) sang sơ đồ phẳng (plain strain) theo Lin et at., 2000: ( )6 ln ln 0.75 ha hp hax sax kk kn s s k pi =     + −        (7) Trong đó: khp - hệ số thấm ngang của đất không bị xáo trộn trong bài toán biến dạng phẳng, (m/ngày); khax - hệ số thấm ngang của đất không bị xáo trộn trong bài toán đối xứng trục, (m/ngày); ksax - hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn trong bài toán đối xứng trục, (m/ngày); n - tỷ số ảnh hưởng bằng re/rw; s - tỷ số xáo trộn bằng rs/rw. Với: re - bán kính vùng ảnh hưởng (m); rw - bán kính tương đương của giếng thấm (m), rs - bán kính vùng xáo trộn (m). Đặc trưng cơ lý của lớp sét mềm theo mô hình Soft Soil phục vụ mô phỏng được lấy như ở Bảng 1 và hệ số thấm đứng kz = 4,05.10-5 m/ngày đêm, hệ số thấm ngang kx = 1,08.10-4 m/ngày đêm (theo công thức (7)), lực dính c’ = 8,3 kN/m2, góc ma sát trong ϕ’ = 18o31’. Hình 5. Biểu đồ độ lún theo thời gian theo phương pháp phần tử hữu hạn mô phỏng bằng Plaxis 2-D và kết quả quan trắc Biểu đồ quan hệ độ lún tại tâm diện gia tải theo thời gian từ kết quả mô phỏng Plaxis 2D và quan trắc ở Hình 5 cho kết quả hợp lý hơn so với tính toán theo TCVN không xét đến gia tải theo giai đoạn. Từ biểu đồ tổng hợp so sánh, có thể thấy rằng độ 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1 10 100 1000 Đ ộ lú n (m ) Thời gian (ngày đêm) Quan trắc Mô hình Plaxis 2-D TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 348 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM lún ổn định từ kết quả mô phỏng có giá trị xấp xỉ giá trị quan trắc. Mặc dù trong độ lún này bao gồm thành phần do chuyển vị ngang nhưng do tải trọng trong phạm vi gia tải không như nhau nên thành phần biến dạng nén ép thể tích sẽ nhỏ lại. Trong khi đó, đối với bài toán một chiều, tải trọng sử dụng tính toán là tải trọng ứng với chiều cao san lấp lớn nhất. 3.4. Độ lún theo thời gian của nền đất yếu được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước theo mô hình phần tử đơn vị căn cứ lời giải bài toán cố kết hai chiều Việc dự tính độ lún theo thời gian của nền đất yếu được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước có thể được tính toán trên cơ sở bài toán cố kết phẳng với việc xét ứng xử thoát nước theo phần tử đơn vị phẳng (unit cell). Ngoài ra, để phù hợp với sơ đồ bài phẳng với diện gia tải giới hạn, độ ổn định được dự tính trên cơ sở bài toán phẳng khi xem độ lún bao gồm biến dạng thể tích và do trượt ngang [9]. Từ đường cong nén cố kết, module tổng biến dạng Eo = 640 kN/m2, hệ số Poisson ν = 0,3 nên modul nén thể tích K = 533 kN/m2 và module trượt G = 246 kN/m2. Hệ số thấm của đất theo phương đứng: kz = 4,05.10-5 (m/ngày đêm) Hệ số cố kết có xét tính nén ép của nước lỗ rỗng: ( ) 4 26,62.10 ( / ) 2 1 3 z v w kC m day n K K ν − = = + + Hệ số bất đẳng hướng: ζ = kx/kz = 3,0. Để tính toán độ lún ở các thời điểm khác nhau, cần phân chia thành các lớp phân tố và giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư được xác định theo từng lớp phân tố. Ngoài ra, quá trình tính toán còn xét đến gia tải theo từng giai đoạn. Giá trị ứng suất hữu hiệu ở các thời điểm khác nhau tại điểm trung bình của lớp phân tố xác định được và độ lún ở các thời điểm khác nhau được xác định theo biểu thức sau [9]: ( ) ( ) ( ) ( ) ' ' ' 1 - . . 2 n i zi i i i i t t t S t h h K G σ σ σ =   = +    ∑ Giá trị uw(x,z,t) theo biểu thức (6) được xác định nhờ sự trợ giúp của chương trình tự thiết lập trên cơ sở phần mềm tính toán Mathcad. Giá trị áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian ở điểm trung bình lớp đất với phần tử đơn vị có bề rộng 2l = 1,3 m và chiều cao h = 11,4 m được thể hiện như ở Hình 6. Biểu đồ độ lún theo thời gian theo kết quả dự tính theo phương pháp đề nghị với sơ đồ bài toán phẳng và kết quả quan trắc thể hiện ở Hình 7. Kết quả cho thấy độ lún theo thời gian từ kết quả dự tính theo phương pháp đề nghị khá phù hợp với kết quả quan trắc đặc biệt là ở các thời điểm ban đầu so với tính toán theo TCVN không xét gia tải theo từng giai đoạn. ( /ngà ) TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 349 Hình 6. Biểu đồ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở điểm giữa lớp đất Hình 7. Biểu đồ quan hệ độ lún theo thời gian theo sơ đồ bài toán phẳng và kết quả quan trắc Rõ ràng, để thực hiện đánh giá độ lún theo thời gian của nền được xử lý bằng bấc thấm theo sơ đồ bài toán phẳng, cần thiết thực hiện qui đổi sơ đồ ba chiều thành sơ đồ phẳng. Những kết quả nghiên cứu đã có chủ yếu thực hiện qui đổi theo giá trị hệ số thấm theo phương ngang, giữ nguyên các kích thước hình học khác. Trong tính toán theo mô hình đề nghị, chúng tôi chọn lựa giá trị kx = 3.kz. Mặc dù cần thiết phân tích sâu hơn về ảnh hưởng của giá trị hệ số thấm theo phương ngang kx lên kết quả tính toán nhưng rõ ràng mô hình và cơ sở lý thuyết đề nghị cho phép đánh giá được độ lún theo thời gian của nền được xử lý bằng bấc thấm. Ngoài ra, để dự báo độ lún theo thời gian hợp lý so với kết quả quan trắc, cần thiết thực hiện tính toán và mô phỏng theo điều kiện thi công thực tế là gia tải theo từng giai đoạn. Trong tính toán theo mô hình đề nghị, việc chia nhỏ từng bước tính trong bài toán cố kết thấm được thực hiện theo từng khoảng thời gian, tức là sau khi đắp một đợt và tính toán bài toán cố kết, sau cấp tải kế tiếp, giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tính toán trước đó được sử dụng như là những dữ liệu điều kiện ban đầu cho bước tính kế tiếp. 0 5 10 15 20 25 30 35 1 10 100 1000 Áp lự c n ư ớ c lỗ rỗ n g th ặn g dư u (k Pa ) Thời gian (ngày đêm) 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 1 10 100 1000 Đ ộ lú n (m ) Thời gian (ngày đêm) Quan trắc Bài toán phẳng TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 350 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Từ kết quả nghiên cứu phương pháp đánh giá độ lún theo thời gian theo sơ đồ bài toán phẳng theo mức độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của lớp phân tố của phần tử đơn vị (unit cell), áp dụng tính toán, so sánh với kết quả quan trắc và các phương pháp khác, có thể rút ra các kết luận chính như sau: - Mô hình phần tử đơn vị kết hợp lời giải bài toán cố kết hai chiều cho phép đánh giá độ lún theo thời gian của nền đất được xử lý bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước. Ngoài ra, độ lún của nền đất cũng được xác định theo sơ đồ bài toán phẳng nên phù hợp khi diện gia tải có bề rộng giới hạn. - Kết quả tính toán theo mô hình đề nghị và mô phỏng bằng Plaxis 2D theo sơ đồ bài toán phẳng cho thấy độ lún theo thời gian phù hợp với kết quả quan trắc. Ở đây, cũng cần lưu ý rằng độ lún theo sơ đồ bài toán phẳng có xét đến phần chuyển vị ngang của đất nền và tải trọng của khối san lấp có giá trị không đồng đều theo phương ngang khác với tải trọng lớn nhất nếu sử dụng mô hình một chiều. Từ kết quả tính toán và so sánh độ lún theo thời gian của nền được xử lý bằng bấc thấm gia tải trước và áp dụng tính toán cho bài toán thực tế, một số nhận xét rút ra: việc tính toán bằng giải tích căn cứ bài toán cố kết một chiều có thể cho độ lún khác biệt so với thực tế do tải trọng được chọn với giá trị lớn nhất. Tuy nhiên, do không xét độ lún do chuyển vị ngang nên độ lún ổn định có thể gần với kết quả quan trắc. Trong một số trường hợp đặc biệt, kết quả có thể khác biệt đáng kể; đối với trường hợp diện gia tải hẹp so với bề dày lớp đất yếu, việc tính toán theo sơ đồ bài toán phẳng có thể phù hợp hơn so với thức tế. Để việc dự tính đạt độ chính xác hơn nhất thiết chia các giai đoạn tính phù hợp với thực tế gia tải; để phương pháp đề nghị đạt được độ chính xác cao hơn cần nghiên cứu bổ sung phương pháp qui đổi hệ số thấm theo phương ngang và phân tích để xác định kích thước phần tử đơn vị (unit cell) hợp lý hơn. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Hoàng Văn Tân, Trần Đình Ngô, Phan Xuân Trường, Phạm Xuân, Nguyễn Hải (1973). Những phương pháp xây dựng công trình trên nền đất yếu. NXB Khoa Học và Kỹ Thuật Hà Nội,. [2] D.T Bergado, L.R Anderson (1996). Soft ground improvement in lowland and other engviroment. Bublished by ASCE,. [3] Buddhima Indraratna, Jian Chu. Ground improvemeent – Case histories – Elsevier Geo- engineering book series Volume 3. [4] M.P. Moseley and K. Kirsch (2004). Ground Improvement. Spon Press is an imprint of the Taylor & Francis Group. pp. 13-61. [5] Trần Quang Hộ (2011). Công trình trên nền đất yếu. NXB Đại Học Quốc Gia Thành phố Hồ Chí Minh. [6] 22TCN 262-2000. Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất yếu. NXB Giao thông vận tải. TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2017 - 2018 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 351 [7] TCVN 9355-2012. Gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm, 2012. [8] Hird C.C., Pyrah I.C., Russel D. (1992). Finite element modeling of vertical drains beneath embankments on soft ground, Geotechnique, 42 (3). pp. 499-511. [9] Bùi Trường Sơn. Biến dạng tức thời và lâu dài của nền sét bão hòa nước. Tạp Chí Phát Triển Khoa học & Công nghệ, tập 09, số 11-2006. trang 17-24. [10] Bùi Trường Sơn. Phương pháp xác định áp lực nước lỗ rỗng ban đầu trong nền đất sét bão hòa nước dưới công trình đắp. Tạp chí Phát triển Khoa học & Công nghệ, tập 12, số 08- 2009. trang 90-96. Phản biện: GS. TSKH. Nguyễn Văn Thơ