R 2= R ị R,_ 2
1,8
cos81,47°
ơ ' 1 = 3,98 X
ơ 3 J
1/2
12 23 2 23
2,23 » -2 . 2/' ±(1,8) 2,3 log (-
12(0,149} + ( l,8 ) ( 2 ,3 ) l o g ^ f - ±(1,8) 2,32 log2( ^ ) + (l,4 2 1 ): 1,0 1,0
1 = 3 ,9 8 {5 ,2 3 3 1 4 ,2 9 1 }
a
Vậy,
n i / I o m \ ^ 1 1 n n 1 , D „
ơ, = 3,98(5,233 + 4,291) ~ 37,90 kPa
ơ* =3,98(5,233 4,291) s. 3,75 kPíì
ơ 2 = v(ơị + ơ 3) « 0,45(37,90 + 3,75) = 18,74 kPa
Hình 1.23
Việc tính toán áp lực nước lỗ rỗng được thực hiện như dưới đây:
Ơ.+ƠT+Ơ-Ị -> ~~ 1
Aua = —1 ------- + ayỊ ( a i - ơ 2r + ( ơ 2 - ơ 3) + ( ơ 3 - ơ ị ) -
Từ phương trình ( i .87), có:
a = = - U ° ’6 - 4 ) = °>189
V2 3 V2 3
Do đó,
Au A - .37’90-+ 1 8 ’.-74+A 75 ÍH (0,189) V(37,90 - 18,74)2 +(18,74 - 3, 75)2 + (3,75 - 37,90)2 3
Aua = 28,05 kPa
2) Tại điếm B:
Tương tự cách tính của điếm A, kết quả tính áp lực nước lỗ rỗng tại điểm B có thể thu được như sau :
AuB «169,31 kPa
1.9. PHÂN LO Ạ I ĐẤT
Hiện nay, hai hệ thống phân loại đất chính đang rất thuận lợi cho ứng dụng trong ĩính vực xây dựng. Hệ thống phân loại đất thống nhất và hệ thống phân loại AASHTO sẽ dược mô lả chi tiết dưới đây. Cả hai hệ thống phân loại này đều sử dụng các chi’ tiêu tính cliất đơn giản, như thành phần cấp phối hạt đất, giới hạn chảy, và chỉ số dẻo của đất.
IJệ thống phân loại đất thông nhất
Hệ thống phân loại đát thống nhất lần đầu tiên được A. Casagrande giới thiệu vào năm 1942 , sau đó vào năm 1952 được Hiệp hội các kỹ sư và Cục cải tạo đất toàn Liên bang Mỹ sửa đổi. Hiện nay, hệ thống phân loại đất này được các tổ chức khác nhau, và các kỹ sư địa kỹ thuật xây dựng sử dụng rộng rãi trong lĩnh vực tư vấn và trong các bộ luật xây dựng.
Hệ thống phân loại đất thống nhất phân đất ra hai loại chính: đất hạt thô (bao gồm cuội, sỏi và cát), nếu hàm krợng của chúng nằm trên sàng 200 chiếm trên 50%; và đất hại mịn (bao gồm bụi và đất loại sét), nếu hàm lượng đất lọt sàng số 200 chiếm trên 50%. Ngoài ra, đất còn được phân chia chi tiết hơn như chỉ ra trong bảng 1.5.
Trong bảng phân loại đất thống nhất thường sử dụng các ký hiệu dưới đây: G : Cuội, sỏi W: Cấp phối hạt tốt
s : Cát p : Cấp phối hạt xấu
34
C : Sét
M : Bụi
o : Bụi hữu cơ hay sét Pt : Bùn và sét hữu cơ cao.
V í dụ 1.17. Cho một mẫu đất, có: Lượng hạt lọt rây số 4 -92%: Lượng hạt lọt rây sô' ỉ 0 = 81 %;
H : Dẻo cao
L : Dẻo thấp
Lượng hạt lọt rây s ố 40 = 78 %; Lượtĩg hạt lọt rây sô'200 = 65 %;
Giới hạn chảy, WL - 48% Chỉ số dẻo, Ip — 32% H ãy phán loại đất trên bằng hệ thống phản loại đất thống nhất ?
Bảng 1.5. Hệ thống phân loại đất thống nhất
Các nhóm đất chính
Ký
hiệu
nhóm
Tên gọi tiêu biểu Tiêu chuẩn phân loại*
1 2 3 4 1. Đất hạt thò
(Lượng hạt lọt rây số
200 dưới 50%)
a. Cuội sỏi (lương hat
thô lọt rây số 4 dưới
50%) : Cuội sỏi chứa
ít hay không chứa hạt mịn.
- Cuội sỏi chứa các hạt mịn
h. Cáĩ (lượng hạt thô lọt rày số 4 trên 50%):
- Cát sạch (chứa ít hay không có hạt mịn)
GW Cuội sỏi có cấp phối lốt, sạn sỏi chứa cát (ít hay không có hạt mịn).
GP Cuội sỏi có cấp phối xấu, Cuội sỏi chứa cát (ít hay không có hạt mịn).
GM Cuôi sỏi chứa bui, san sỏi chứa cát - bụi.
GC Cuội sỏi lẫn sét; sạn sỏi chứa cát, sét.
s w Cát có cấp phối hạt tốt, cát lẫn sạn sỏi (có ít hay không có các hạt mịn)
Qj - ^60/ Dl0 > 4
Cc =(D3o)2/ ( D 10)(D60) - h -3
Không dùng được hai tiêu chuẩn Cu và Cc như đối với GM
Các giới hạn Atterberg nằm bên dưới đưòng “A” hay Ip < 4**
Các giới hạn Atterberg nằm trên đường "A” hay \?> T
Qi = D60 / D)0 > 6
Cc = (D30)2/ ( D l0)(D60) = 1 ^ 3 35
- Cát chứa các hạt mịn (các hạt mịn có hàm iượng đáng kể)
2. Đất hạt mịn
(lượng hạt lọt rây số 200 trên 50%)
a. Bụi và sét
SP
SM sc
ML
Bảng 1.5 (tiếp theo)
Cát có cấp phối hạt xấu, cát lẫn sạn sỏi (có ít hay không có các hạt mịn)
Cát pha bụi, cát chứa bụi Cát pha sét, cát chứa sét
Bụi vô cơ, cát rất mịn, cát lẫn bụi đá, cát mịn pha bụi hay sét
Sét vô cơ (độ dẻo thấp đến
Không dùng được hai tiêu chuẩn Cu, Ce như đối với s w
Các giới hạn Atterberg nằm dưới đưòng “A” hay Ip < 4**
Các giới hạn Atterberg nằm trên đường “A” hay Ip > T*
60
50
CH
Aắ
(W,<50%)
CL
trung), sét lẫn sạn sỏi, sét lẫn cát, sét lẫn bụi, sét tinh
40
50% )
c. Đất chứa nhiều
CHSét vô cơ (dẻo cao), sét
0
béo
OH Sét hữu cơ (dẻo trung bình đến cao), bụi hữu cơ
Than bùn, bùn thối và
0 10 20 30 40 50 60 70 90 Đ ộ ẩm giới hạn «hảyt wt
hĩãi cơ
Pt
đất chứa nhiếu hữu cơ khác.
Ghi chú: * Phân loại dựa trên phần trăm hạt mịn
Hàm lượng hạt lọt rây số 200 Phân loại
<5% GW, GP, sw , SP
> 12% GM, GC, SM, sc
5 H- 12% Dùng dấu gạch nối ví dụ:
GW - GM; GW - GC; GP - OM
GP - SC; sw - SM; sw - SC;
SP - SM; SP - sc
Bài giải:
Do hàm lượng hạt đất lọt sàng số 200 chiếm trên 50%, điéu này có nfkĩa là ềỂẾ có A ể được xếp vào những nhóm: ML; CL; OL; MH; CH; hay OH.
36
Theo bài ra, nếu Wj = 48, và ỉ,, = 32, đối chiếu với sơ đồ cho trong bảng 1.5 thì nhóm đất này hoàn toàn nằm trong vùne CL. Kết luận, đất đã cho được xếp vào loại CL.
Các bài tập chương 1
Bài tập 1.8. Hãy tĩiải ví dụ 1.1 với thể tích mẫu đất ỉà 3xlO~3m 3 , đất có tổng khối lượng ià 5,0 kg, mọi sô' liệu khác được giữ nguyên.
Bài tập 1.9. Hãy giái ví dụ 1.2 bằng cách dùng các kết quả phân tích rây cho trong báng i .6 dưới đây, mọi số liệu khác được giữ nguyên.
Bàng i.ò. Các kết quả phân lích rày
Rây tiêu chuẩn
cứa Mỹ, số : 4 10 16 30 40 60 100 200Còn Lại
Khối lượng đất
Còn lại trên rây10 30 52 80 141 96 105 85 51
Bài tập 1.10. Hãy giải ví dụ 1.3 bằng cách dùng chiều dày lớp đất thấm nước dưới đáy đập là 15 m và có hệ số thấm k = 0,005 mm/giây, mọi số liệu khác được giữ nguyên. Bài tậ p 1.11. Hãy giải ví dụ 1.4 nếu có tương quan giữa các hệ số thấm là kx = 2 kz, mọi số liệu khác được giữ nguyên.
Bài tậ p 1.13. Hãỵ giải ví du 1.6 nếu hê số Poísson v = 0 , 4 , mọi số liệu khác được giữ nguyên.
37
Chương 2
ĐỊA KỸ THUẬT ĐỘNG L ực CÔNG TRÌNH
2.1. ĐỊA CHÁN VÀ CƯỜNG Đ ộ ĐỘNG ĐẮT
Hầu hết các trận động đất đều xảy ra ngay trên hay sát phía dưới ranh giới của các mảng lục địa, thường gọi là các vành đai lửa - nơi tiếp xúc hơi nghiêng giữa các mảng lục địa với nhau như được minh hoạ trên hình 2.1 (theo cách m ô phỏng của Gere và Shah, 1984).
Thái Binh Dương Vùng trũng Aleutian Alaska
Hình 2.1. Mặt cắt ngang qua máng kiến tạo Bắc Alaska (theo Gere và Shah, Ỉ984)
Hiện có hai phương pháp cơ bản để đo cường độ động đ ấ t : ỉ ) Dựa trên cường độ động đất, và 2) Dựa trên cường độ phá hoại công trình. Cường độ được đo bằng tổng năng lượng giải phóng ra từ trận động đất, còn cường độ phá hoại được dựa trên khả nãng phá hoại công trình và phản ứng của con người.
Hiện nay, đang tồn tại nhiều thang đo cường độ động đất khác nhau được các nhà nghiên cứu địa chấn sử dụng.
2.1.1. Thang cường độ địa chấn cục bộ
Vào nãm 1935, Giáo sư Charles Richter, thuộc viện nghiên cứu công nghệ Caliíormia đã đưa ra một thang đo cường đọ động đất cho những trận động đất nông và động đất khu vực thuộc phía Nam Califomia. Thang cường độ địa chấn này ngày nay thường được gọi là Thang Cường độ Richter. Do cường độ địa chấn chỉ ứng dụng cho
38
Iihứnii cơn dộng dái nông và mang tính địa phương, nón nó còn được hiếu như là một thanu do cườníỉ độ địa chấn cục bộ (hay địa phương), M L. Chính thang đo cường độ địa chấn này rất dẻ hiếu và dược SƯ dung nhiều. Cường độ địa chấn được tính như sau (Richter, 1935, 1958) :
M t = log A - log A () = log A / A 0 (2.1)
Tron" dó: ML - cường dộ địa chân cục bộ (tham khảo thang đo địa chấn của Richter) A - biên độ dao dộng lớn nhất, 111111, được ghi lại bằng máy địa chấn ký liêu chuẩn của Anderson có chu kỳ riêng bằng 0,8 giây, hệ số tắt dần ià 80%, và cường độ tĩnh bằng 2800. Máy đo địa chấn Anderson phái dược đặt trên nền đá cứng nằm cácli tàm động đất 100 km.
A 0 = 0,001 min.
2.1.2. Tương quan giữa cường dộ địa chán cục bộ, Mị với gia tóc địa chân lớn "hát, u,„:iv
Báng 2.1 giới thiệu các tương quan gán đúng giữa cường độ địa chấn cục bộ, M L, với ịỉia (ốc địa chân lớn nhất, am„, trong khoảng (hời gian xảy ra động đất. Càng cách xa tâm địa cliAn hay khu vực dứt gãy kiến tạo, thì cường độ địa chấn sẽ giảm còn thời gian rung dộng do địa chân sẽ tăng lẻn.
Húng 2.1. Các tương quan gan d ú n g giữa tường đó địa chân, M, , và gia tốc địa chán cực dại, am.,v, xáy ra tro n g quá trình (lọng đẩl, và mức độ hư hóng xung quanh vùng đút gãy kiến tạo đà được Mercalli sửa đổi
Cườna, độ cục bộ
Gia tốc địa chấn cực đại tiêu biểu, aI)m, xung quanh đứt gãy kiên tạo
Thời gian rung động địa chấn xung quanh đút gãy kiến tạo
Trị số cường độ địa chấn xung quanh đứt gãy kiến tạo đã được Mercalli hiệu chính
< 2 - - I -II 3 - - III 4 - - IV-V 5 0,09 g 2 giây VI - VII 6 0,22 g 12 giây VII - VIII 7 0,37 g 24 giây IX-X > 8 > 0,50 g > 34 giây XI - XII
Niĩuòn ÍÙI liệu: Housner, 1970; Yeats và cộng sự, 1997, Gere và Shah, 1984. 2.2. C ÁC SÓNG KHA CHẤN
2.2.1. Mõi trường dồng nhát vô hạn (như chi ra trên hình 2.2 dưói dáy) /. Vận lóc súng dọc (súng ban đẩu, Vr)
Đc tính loán lốc độ sóng ban đầu, chúng ta có thế sử dụng công thức dưới đây: 39
Vp =Ả + 2G (2.2)
Trong đó: G - mô đun cát, G = E / 2 (1 + V ); Ằ - hệ số Lambe, Ằ =
Y - trọng lượng đơn vị của đất;
V - hê số Poisson.
vE
(l + v ) ( l - 2 v ) '■
Hình 2.2. So'dồ íruyéỉì sóng địa clìấỉỉ iừ iìội chấn tâm lèn bé mặt (lất.
Sau khi thay các trị số đã có vào phương trình (2.2), ta có:
B(l-V)
(2.3)
Vp =
Y(1 + v ) ( 1 - 2 v )
2. Vận tốc sóng ngang (sóng th ứ sinh, Vs)
Tốc dộ truyền sóng thứ sinh được tính như sau:
'g
vs = (2.4)
hay,
(2.5)
2 Y(l + V)
Chú ý: Tý sỏ Vp / v s =2 (1 - V)
(l-2 v )
40
Thật vậy, tỷ số Vp / v s phụ thuộc vào hệ sô' Poisson.
3. Vận tốc sóng Rayleigh ị sóng bề mặt), VR
Có thể tính gần đúng bằng công thức sau:
q862+M4v (26)
1 + V
2.2.2. Thay đổi biên độ dao động do truyền sóng địa chấn giữa hai môi trường đàn hồi
Sự truyền sóng địa chấn từ môi trường này sang môi trường khác sẽ tạo ra hai loại sóng: sóng lan truyền và sóng phản xạ như minh hoạ trên hình 2.3 dưới đây.
Ạ ( Sóng tới) A , ( Sóng phản xạ)
Hình 2.3. Sơ đồ tha\ dối biên độ ỉ! uyên sóng từ môi trường này sang môi trường khác.
ỉ. Sự thay đổi biên độ dao động do truyền sóng giữa hai m ôi trường đàn hồi Nếu biên độ dao động của sóng tới, phản xạ, và lan truyền lần lượt được ký hiệu bằng A,, Ap và A, tương ứng, và góc tới là 9 = 0, thì tương quan giữa các biên độ này có thể được biểu diễn như sau:
(2.7)
(2.8)
(2.9)
Trong đó: a - hệ sô' trở kháng của sóng tới;
y - trọng lượng đơn v ị của đít;
V - tốc độ sóng.
41
Nói chunẹ, hệ số trở kháng của lớp đất sét mềm yếu nhỏ hơn so với tầng đất cứng. Do
dó, hệ sô trớ kháng a < 1 nếu như sóng địa chấn được truyền từ môi trường cứng hơn sanu môi trường mềm yếu hơn, trong trường hợp này có thể được biểu diễn như sau:
- _ Y > V 1 a = — X — < 1.
Y2 v2
2. Hiện tượng cộng hưởng
Kanai và cộng sự của ông (1953) đã xác nhận một hiện tượng “khuyếch đại quá mức” xảy ra do phản xạ nhiều lần của các sóng trong tầng đất rất yếu trên mặt đất. Nếu chuyến dộng của sóng tới có dạng hình sin điểu hoà, biên độ dao động tại độ sâu z ’ so với dáy lớp đất yếu được xác định như sau:
2 A, cos71- X _
2 T;1h
(2.10)
Cos2
{ rT** ^
71 1
2 T;+ crS in2 — X - :
í 'T' \ n_ X _
2 T:
V V i /
Trong đó: A, - biên độ dao động của sóng tới;
h - chiều dày của lóp đất yếu bề mặt;
Tị - chu kỳ của sóng tới, và;
Tg - chu kỳ riêng của lớp đất yếu bề mặt (T = 4 h/V|).
Nếu sóng tới hình sin có chu kỳ T = Tj = 4 h / Vj, thì biên độ dao động của sóng đchấn tại bề mặt đất (z = h) giả thiết có trị scTlớn nhất, tức ià:
?
= - A; (2. 11)
a
và đây là điều kiện cộng hưởng. Điểu này
thực tế cho thấy, trị số biên độ dao động
sóng địa chấn lớn nhất, lại đó có 2 / ă > 2
cho lớp đất bề mặt mềm yếu, vì ã luôn nhỏ
hơn một đon vị (xem hình 2.4).
2.3. PHÂN TÍCIỈ HOÁ LỎNG VÀ LÚN
DO ĐỘNG ĐẤT GÂY RA
2.3.1. Phiìn lích hoá lỏng do động đất
gây ra
Đô lính toán hệ số kháng hoá lỏng của
dát đá người ta hay dùng phương trình sau:
F S = - ^ (2.12
CSR
Tron li dó: CRR - hệ số kháng hoá lóng chu kỳ;
CSR - hệ số ứng suất chu kỳ, và được tính như sau:
CSR = = 0,65 r, vO( \
Vvr í ơ
omax (2.13) / ’ a /
Ơ V() V ơ v0
Trong dó: r J - hệ số ciảm độ sâu, còn được hiểu như hệ số giảm ứng suất (không có thư nguyên). Theo Seed & Idriss (1992) trị số I d được tính:
r! = 1 - 0 ,015 z (2 .14)
z - chiếu sâu dưới mật đất, tính bàng mét (tức là, ở độ sâu đó được dùng đế tính ơ v(> và ơ v0
ơ 0 - lổng ứng suất thắng đứng tại độ sâu thực tế mà ở đó tiến hành phân tích hoá lóng (kPa); đê tính tổng ứng suất tháng đứng, cần biết trọng lượng đơn vị của đất: ơ'v0 - ứng suất hữu hiệu Ihắng đứng cùng độ sâu tính ơ v0. Để tính ơ'v0 cấn biết tnrớc mực nước dưới đâì;
a m . - gia tốc địa chấn lớn nhất tại mặt đất, đơn vị m /(aiây)2;
II - gia tốc lực trọnii Irường tại nưí đo (9,81 m/(aiãy)~;
CRR là hệ sỏ kháim hoá lỏng cliu ky tại hiện trường và được tính toán như sau I. Theo các trị sô xuyẻn íiéu chuẩn (SPT)
(í) T í n h loútì c ú c tr ị SỐ.XKYỜH tié u c h u ẩ n h iệ u c h ỉ n h ( N ị) m :
(N ,)« , = C n . N 60 = ( IO O / ơ ,v0 )°-s. N 60 (2.16)
Trong dó: CN - hệ sô hiệu chinh dể tính áp lực tầng phủ được lấy gần đúng bãng: (ÍOO/ơ'v0)°'5= 10(1/ ơ , 0 ) 0-5
N00 - trị số xuyên ticu chuẩn, N, được hiệu chỉnh theo phương pháp thí nahiệm hiện trường. Chú ý, N60 được tính theo phương trình dưới đây: Nm = l , 6 E m. C b. C , N (2.17)
Trong đó: E,„ - hiệu suất búa của Mỹ, E,„ = 0.6 cho loại búa an toàn, và Em - 0,45 cho loại búa hình bánh cam vòng;
Ch - hệ số hiệu chinh đường kính hô khoan (Cb =1,0 cho hố khoan có đưòìiii kính dao độne từ 65 đến 115 mm, bằng 1,05 cho đường kính hố khoan 150- mm, và bằng 1,15 cho đường kính hố khon bằng 200mm);
c, - hệ số hiệu chính chiều dài cấn khoan (Cr = 0,75 cho loại cần khoan dài 4 m; 0,85 cho chiều dài cần khoan dài từ 4 đến 6 m; 0,95 cho cần khoan dài từ 6 đến 10 rn ,và 1,00 cho các loại cần khoan dài trên 10 m);
N -trị số sức kháng xuyên tiêu chuẩn đo được.
43
b) Tính toán các trị s ố CRR theo trị s ố ( Nị)m và qCỊ cho động đất có CƯỜIĨÍỊ độ M = 7,5 dựa trên các hình: 2.5; 2.6; và 2.7.
2. Theo các trị số xuyên tĩnh hình côn (CPT)
a) Tính toán các trị sô'sức kháng mũi hiệu chỉnh (hiệu chỉnh cho áp lực tầng phủ):
1,8 qc
Qci — • qc — (2 .18)
0,8 + ơ'v0 / 100
Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh để tính áp lực tầng phủ, và được xác định gần đúng như sau:
CN= l,8 /(0 ,8 + ơ'vo /1 0 0 ) (2.19)
ơ'v0 - ứng suất hữu hiệu thẳng đứng (kPa);
qc - sức kháng mũi xuyên côn.
b) Từ hình 2.6 có thể tính dược CRR theo các trị s ố q rị ứng với động đất có M = 7,5.
2.3.2. Lún do động đất gây ra
Theo Ishihara và Yoshimine (1992), độ lún do động đất gây ra , s, được tính như sau: s =v100y (H) (2.20)
Trong đó: e v - biến dạng thể tích (biến dạng thể tích sau hoá lỏng);
H - chiều dày lớp đất bị hoá iỏng.
0,6
0,5
cc 0,4 ỌỊo•>> -Sí
■
Phán trăm
...........c r
c
hạt mịn s = 35 15 <í
1 1
1 1
1 1
1 1
i 1
í ỉ 1
1 1 i ▲
‘A 9 *
1 / 1
ị 1
ơ>c
0.3
1 i
Ị ỉ
■
/ /
/ /
■
1/// 1
• / '
•o
0,2
0.1
••V các Ịinlỉ chất của dấỉ như sau: - Độ chặt tư ơ n g đối, D,, của đất tại hiện trường,
- Biên clạng cát lớn nhất aây ra do động đất, Y m a x ’ urơng ứng với sức kiiáng mũi xuyên, qcl , kG /enr, hay trị số thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn của Nhật Bản, N,, c) Biến dạng thế lích, Ey (9ó) (xem hình 2.9).
d) Độ lún : độ lún của đất được tính b ằn2: biến dạng thể tích biểu diền bằng số lé th \p phân, t\ . nhân với chiểu dày lớp đất bị hoá lóng, H, (xem phương trình 2.20).
Sưc khảng mũi hiéu chính. q r .( MPa)
Ỉlìỉĩh 2.6. I ỉt'ơn\> (Ịiian giữa hệ sò kiỉúiiọ chu kỳ (CRR) và trị so sức kháỉiụ m ũi .XHYCIÍ cõi! Ỉìỉựỉi clìiỉìh (lốỉ vùi cáĩ s ạ c h , củi pha bụi, và bụi pha cát cho
cíâì có cường dộ M “ 7.5 (theo Sỉark và Oỉson, !995)
45
V í dụ 2.1. Một trầm tích cát sạch có bể mặt đất nằm ngang, tổng trọng lượng đơn vị, y, nằm trên mực nước ngầm bằng 18,90 kN/m 3, và trọng lượng đơn vị đẩy nổi, y \ bằng 9,80 kN/m 3. Mực nước ngầm nằm ở độ sâu 1,5 m dưới mặt đất. Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn thực hiện trong hố khoan có đường kính 10 cm. Tại độ sâu 3 m dưới mặt đất, một thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn tiến hành bằng búa bánh cam vòng cho: N = 7 nhát /15 cm đầu ; 9 nhát / 1 5 cm thứ h a i; và 10 nhát / 15 cm thứ ba. Giả thiết, áp lực nước là thuỷ tĩnh. Các điểu kiện động đất có : gia tốc địa chấn cực đại, amax = 0,4 g và cường độ địa
chấn M =7,5. Hãy tính toán độ lún do địa chấn gây ra cho trầm tích cát sạch nằm trên ? (Chú ý, hàm lượng hạt mịn <5%).
0,6
Cát pha bụi
0,5
0,4
££Ọ?o
Sc
ề 0,3
CDd
'ỌƯ)
<0).
X
0,2
0,1
0
0 5 10 15 20' 25 30
Sức kháng mũi xuyên côn, q c , (M Pa)
Hình 2.7. Tương quan giữa hệ số kháng chu kỳ (CRR) vả trị số sức kháng mũi .xuyên côn hiệu chỉnh cho cuội, sỏi sạch và cuội sỏi lẫn bụi ứng với cường độ động đất M = 7,5 (theo Stark và Olson, ỉ 995).
46
Bài giải :
1) Bằng cách dùng hình 2.9 :
a) Bước 1: Tính toán trị sô' CSR, có thể dùng phương trình (2.13), như sau:
CSR = — = 0,65 rc
VO
Theo điều kiện bài toán, ta có:
vO max g
ơ v0 = 1,5 m (18,90 kN/m 3) + (1,5 m( 9,81 + 9,84) kN/m 3) * 58 kPa ơ'v0= 1,5 m (18,90 kN/m3) + (1,5 m( 9,84 kN/m3) « 4 3 kPa
f s l Biến dạng thể tích sau khi hỏa lỏng, £v (%)
Hình 2.8. Sơ đồ đ ể xác định trị số độ lún bê mặt đất của cát sạch như hãm số của hệ số an toàn kháng hớá lỏng FSL. Để sử dụng hình này, cân xác định được các tính chất của đất: độ chặt tương đối, Dr, của đất tại hiện trường, biến dạng cắt lớn nhất gây ra do động đất dự kiến, y max, sức kháng mũi xuyên, qfj, hay trị số xuyên tiêu chuẩn Nhật Bản, N Ị, lấy bằng (Nị)m từ phương trình (2.16). (Sao nguyên bản từKraner, 7996, mà xuất xứ ban đẩu do Ishihara và Yoshimine lập ra vào năm 1992).
47
5
crcọ13
0.6 0,5 0.4 0.3
Biến dạng thể tích, £v (°/
1054 11 0,5 'r.........................................................
I T T
CN
-------//
/ / *t
/ t i * / II 1 / / • * • /
•T
'
1
-
"h.....................................................
i
i
i 1
1 i
! 1 '
Hinh 2.9. Sơ đổ để xác định trị s ố đ ộ lún b ê m ặ t đ ấ t c ủ a cá t sạch như hàm số của hệ số an toàn kháng hoá lỏng FSL nhỏ hơn hay bằng một đơn vị
0.2 0.1
i / / / /
M /
/ s
r
...J
10 20
(Ni)eo
1ị
1
1
1i
30 40 50
(các đường liền nét), và lớn hơn một dơn vị (các đường kháng liền nét). Để sử dụng hình này, cán phải xác điịnh được hệ sỏ
ứng suất chu kỳ theo phương trình (2.13) và trị số(N ì)(i(ì theo phương trình (2.16). (Sao nguyên bản từ Kraner, 1996, mà xuất sứ ban đầu do Ishihara và
Yoshimine lập ra vào năm ỉ 992).
Theo phương trình.( 2.14), với z = 3 m, sẽ cho:
rd = 1 - 0 ,0 1 5 ( 3 ) * 0,96
Trong bài này, ta sử dụng các trị số dưới đày :
rđ = 0,96
£ íỌ = — = ì,35
< 0 43
^m ax _ = 0 4
g g
và sau khi thay các giá trị đã có trên vào phương trình (2.13), chúng ta sẽ tính được trị số hẹ số ứng suất chu kỳ (CSR) do động đất gây ra là:
CSR = 0,65 (0,96) (1,35) (0,4) « 0 ,3 4
b) Bước 2 : Tính toán hệ số kháng chu kỳ (CRR) của đất đá tại hiện trường: - Tính trị số N hiệu chỉnh (Nị)60:
( N|)60 = CN . N6ũ = ( 100/ ơ'v0 )0'5. N60
Trong đó: N60 = 1,6 Em . Cb. Cr. N;
Em = 0,45 cho búa bánh cam vòng;
Cb = 1,0 cho hố khoan có đường kính bằng 65 đến 115 mm;
c , = 0,75 cho loại cần khoan dài trên 4 m.
Khi đó, chúng ta có:
( N ,)60 = 1,6 ( 0,45 (1,0)( 0,75( 9 + 1 0)« 10.
48
- Tra CÍRI trên hình 2.5 VỚI (Nĩ,>(jU = 10 và lựa chọn đường cong có hàm lượng hạt mịn dưới 5%, chúng ta sẽ (Im được hè sô kháng chu kỳ của đất đá tại hiện trường ở độ sâu 3 m là : C R R =0,11.
! ì Hước 3: Tính toán hệ sô an toàn k h á n g hoá long theo phương trình (2.12):
CSR 0,34
Kứì luận: với các kết quá đã tính trên đây, trong quá trình xảy ra động đất , tầng cát sạch nằm ớ độ sâu 3 m cách mặt đất hoàn toàn bị hoá lỏng.
li) Bước 4: Tính toán độ lún bề mật đất (S):
Từ hình 2.9, với CSR = 0,34 và ( N ^ p l O , trị số biến dạng thể tích sẽ là: £v = 2,67%. Do lứp đất bị hoá lóng tại hiện trường có chiều dày 1 m, nên độ lún bể mặt đất của lớp dất này sẽ là:
í ĩ 67 ^
S,| „0 = —1—- ( 1IT1) = 0,0267 m = 2,67 cm
V 100 J v '
Ví dụ 2.2. Môt trầm tích cát sạch có bể mặt đát nằm ngang, tổng trọng lượng đơn vị, Ỵ, nằm trên mực nước n»ám bằng ]>S,9U kN/nv, và trọng lượng đơn vị đẩy nổi, y \ bằng 9,80 kN/nr'. Mực nước ngấm nám ở độ sâu 1,5 1T1 dưới mặt đất Một thí nghiệm xuyên tĩnh hình CÔII thực hiện tụi độ sâu 3 nì dưới inặt đất, cho sức kháng mũi xuyên, qc= 40 kG/crrr. Giả thict, áp lực nước là tliuỷ tĩnh. Các điều kiện đóng đất có : gia tốc địa chấn cực đại, a m.lx = 0,4 g và ciròng độ (lịa chấn M =7,5. Hãy tính toán độ lún do địa chấn gây ra cho trầm
tích cát sạch nằm trên 7(chú ý, hàm lượng hạt mịn < 5%).
Bài ị>iái:
Bằng cách dùng các hình 2.6 và 2.7:
a) Bước I : Tính trị số CSR, có thế sử dụng phương trình (2.13), đó là:
Sử dụng những số liệu cùa ví dụ 2.1, trong đó:
a v0= 1,5 m (18,90 tcN/ni3) + (1,5 m) (9,81+ 9.84) kN /m 3 = 5 8 kPa
ơ'v0= 1.5 m (18,90 k N /n r ) + (1,5 m) {9,84 kN m 3) = 43 kPa
Từ plurơniĩ trình.(2.14) với z =3 m, cho :
rd = 1 - 0,015 (3j = 0,96
Chúiiíi la sẽ dùim các trị số sau:
rd = 0,96
49
^ 0 = 58 =
< 0 43
a inax _ = 0,4
Sau khi thay các trị số đã có vào phương trình (2.13), chúng ta sẽ nhận được hệ số ứng suất chu kỳ của đất đá tại hiện trường (CSR) do động đất gây ra, là: CSR = 0,65 (0,96) (1,35) (0,4) =0,34
b) Bước 2: Tính hệ số kháng chu kỳ (CRR) của đất tại hiện trường :
- Tính trị số sức kháng mũi xuyên hiệu chinh, qcl:
1,8 q c
CỊcl — Q m ■ 0,8 + ơ'vo / 100
qc, = -------— ------ - (40) = 59 kG / C m 2 = 5,9 MPa
0 , 8 + 4 3 / 1 0 0 v ’
- Từ hình 2.6, với qcl = 5,9 MPa và lựa chọn đường cong có hàm lượng hạt mịn dưới 5%, chúng ta sẽ thu được hệ số kháng chu kỳ của đất đá tại hiện trường ở độ sâu 3 m là : CRR = 0,10.
c) Bưức 3: Tính hệ số un toàn kháng hoá lỏng theo phương trình (2.12) : « R = 0 ^ 0
CSR 0,34
Kết luận: với các kết quả đã tính trên đây, trong quá trình xảy ra động đất , tầng cát sạch nằm ở độ sâu 3 m cách mặt đất hoàn toàn bị hoá lỏng.
d) Bước 4: Tính toán độ lún bề mặt đất (S):
c v (H)
J 0 0 ,
Tra cứu trên hình 2.8 với FSL = 0,294 và qcl = 5 9 k G / C m 2 = 5,9 MPa, chúng ta nhiận được biến dạng thể tích, £v = 3,5%.
Do lớp đất bị hoá lỏng tại hiện trường có chiều dày 1 m, nên độ lún bề mặt đất c ủ a lớp đất này sẽ là:
s = °( Im)100(lm ) = 0,035 m = 3,5 cm
Các bài tập chương 2
B ài tập 2.3. Hãy ÊUHÌ ví dụ 2.1 bằng cách dùng trọng lượng đơn vị hữu hiệu của đất à: ỵ' = 9.69 kN / m 3 , mọi số liệu khác được giữ nguyên.
Rài tập 2.4. Hãy giái ví dụ 2.2 bằng cách sử dụng sức kháng mũi xuyên qcl = 50 kG/crn2. 'ực thực hiện tại độ sàu 5 m dưới mặt đất, mọi số liệu khác được giữ nguyên.
50
Chương 3
TÁC DỤNG Cơ HỌC CỦA NƯỚC DƯỚI ĐẤT LÊN ĐẤT, HIỆN TƯỢNG XÓI NGÂM CỦA ĐẤT
3.1 .T Á C DUNG C ơ HỌC CỦA NƯỚC DƯỚI ĐẤT LÊN ĐẤT
3.1.1. Áp lực thuý tình
Tất cá các đất hạt nhó (hạt mịn) nằm dưới mực nước dưới đất đểu bị nước đẩy nổi. Trọng lượng đơn vị dẩy nổi của đất, ỴđII, có thế được tính như sau :
w - V ỵ w / V - V Y / V _ s s vv_ s s s ỉ w ; s
Ydn " V V / V - V / V s ' s V ' s
hay,
Y,|„ = = ( Ys - Y* X 1 - n ) = y' (3.1)
1 + e
Trona dó: v' - tronẹ lơon<2 tỉơn ví hữu hiệu của đíú.
» c. • (2,5) (8) > 20 (3.8)
53
Trong đó: D - đường kính hạt lớn;
d - đường kính hạt nhỏ;
dn - đường kính lỗ rỗng.
b) Građiên thấm tới hạn, ith
E.A. Zamarin đã chứng minh được rằng, građiên thấm tới hạn mà ở đó xảy ra hiện tượng đẩy nổi các hạt có thể xác định theo công thức sau:
th
y' G -1 - í - + 0,5 n = — ----- Yw 1 + e
+ 0,5 n (3.9)
Trong đó: 0,5 - hệ số thực nghiệm;
n - độ rỗng.
c)T ố c độ thấm tới hạn, Vlh
Theo tài liệu thực nghiệm của L.M. Kozlova, khả năng xói ngầm xảy ra tại ranh giới
giữa hai lớp đất khác nhau, tốc độ thấm tới hạn được tính như sau:
í 1 >1 ~
V lh = 0,26 d602
1 + 1000 60 1^60 )
(3.10)
Trong đó: D60 và d60 = các đường kính hạt lớn và hạt nhỏ, tương ứng, tính bằng mm, nhỏ hơn chúng trong đất chứa 60% (chú ý: 0 ^ )= 2,5 -ỉ-15 mm; d60= 0,088 -í- 0,5 mm).
V í dụ 3.2. Một mặt cắt đập như chỉ ra trên hình 3.3. Bằng cách dùng phương pháp Kozlova, hãy xác định nền đập có an toàn với xói ngầm? Giả thiết rằng, lớp đất số 3 có D 60 = 5 mm, lớp đất số 2 có d60 = 0,1 mm.
Bài giải:
1) Hệ số đồng nhất, Cu, được xác định như sau:
Cu = D 60/ d 60= 2,5/0,1 = 50 > 20 - Thoả mãn yêu cẩu
2) Hệ số thấm trung bình được tính như dưới đây :
- Theo phương đứng, K v :
(3.11)
(3.12)
54
K v = Ỳ m i / Ẻ K / K V1)
i=l i—I
ị 7 _ 1 + 2 + 5
= -— —— — = 3,2 m / ng.d
1 2 5
---ị_ _|-----
1 2 10
Theo phương ngang, K h :
n n
K h= X m í K h i / X m
i=l i=l
Hỉnh 3.3. S ơ đồ dùng đ ể tính cho ví dụ 3.2.
- (l)(l) + (2)(2) + (5)(10)
K h = 1 + 2 + 5= 6,875 m/ ng.đ
- Hộ số thấm trung bình, KNb
Klb= (3.13)
Klb= V ã 2 ) ( 6 , 875) = 4,69 m /n g .đ
Từ đây, bài toán clươo xem như nền dổníỊ nhất, nhưng chiều rộng của đáy đâp sẽ giảm đi trị số a (tức là, chiều rộng đáy đập lúc này là: 2b/a).
Trong đó: a = -Jk Z J k ~ = (3.14) a = ^K,, / K , = 7 6 ,8 7 5 /3 ,2 - 1,466
và 2b/a = 20 rn / 1,466 = 13,64 m
3) Tổng khoảng cách đứng và ngang dọc theo đường dòng ngắn nhất được tính như sau: L = 2b/a + (m ,+ m2 + m3) (3.15)
L = 20/1,466 + (1 + 2 + 5) = 21,64 m
4) Tốc độ thấm thực được tính:
A H
v„ = I k„ = — k, (3.16)
v..=6 0 - 1 0
21,64(4,69)
í 100
86.4000,0125 (cm /sec)
hay: v„ = 1,25 X 10 2(cm/sec)
5) Theo L.M. Kozlova, tốc độ thấm tới hạn được tính. Vlh
V , = 0 , 2 6 ( d J 2 1 + 1 0 0 0 Ị - ^ .
V 60 J
55
Vth = 0,26 (0,1) 1 + 1000 0,00364 cm / sec
hay:
V h = 0,364 (Ỉ0 )~ 2 cm /sec
6) Kết luận :
Với 5 bước tính toán trên đây, khả năng xói ngầm dưới nền đập hoàn toàn sẽ x ả y ra, và kết cấu đập sẽ không an toàn, vì :
Vtt = 1,25 X l ( r 2(cm /sec)> V th = 0,364 X 1 0 “2 cm / sec
2. Điều kiện an toàn của các công trình thuỷ công chống xói ngầm cơ học a) Phương pháp của Harza
Harza (1935) sau khi khảo sát mức độ an toàn kháng xói ngầm cơ học của các công trình thuỷ công, ông đã đưa ra hệ số an toàn kháng xói ngầm, FS, được xác định như sau: i,
FS = ^2- = 3 + 4 -T h o ả mãn (3.17)
*ra
Trong đó : ira - građiên thoát lớn nhất, trị số ira có thể tham khảo hình 3.4 dưới đây. Građiên thoát lớn nhất có thể tính bằng:
Ah
•ra = /(3.18)
Trong đó: Ah = tổn thất cột nước giữa hai đường đẳng thế;
/ = chiều dài của một phân tô' đường dòng chảy.
Harza còn đưa ra các sơ đồ cho građiên thoát lớn nhất của các đập thuỷ công xây dựng trên trầm tích đồng nhất dưới sâu (xem hình 3.4 dưới đây).
Một lời giải lý thuyết xác định građiên thoát lớn nhất cho kết cấu hàng cọc cừ đơn như chỉ ra trên hình 3.5, có dạng:
ira = ( l / 7 i ) (hmax/D )
Trong đó: h max - chiều cao cột nước lớn nhất;
D - chiểu sâu xuyên của hàng cọc cừ xuống nền. 1,5
1,0
0,5
15
5 10
b/d
L = C.h/B
Hỉnh 3.4. Sơ đồ xác định građiên thoáĩ tới hạn
(3.19)
1 -Chỉ có cọc cừ
ở chân đập
2- Hàng cọc cừ ở chân vả đế đập
(theo L.F. Harzat nước dâng và thấm trong lớp cát dưới đập, 1935), 56
Mực nước thương ỉưu
Hằng số cột nước dọc íheo dường đẳng thế
Hình 3.5. Sơ đồ lưới dòng chày xung quanh hàng cọc cừ.
b) Phươnq pháp của Lane
Lane (1935) cũng khảo sát sự an toàn của các đập kháng xói ngầm cơ học và đề xuất phương pháp thực nghiệm cho bài toán này. Ông đã đưa ra danh từ khoảng cách xói trọng lực và được xác định cho thành phần dòng chảy ngán nhất (xem hình 3.6):
Hình 3.6. Sơ đồ tính toán khoảng cách xói ngầm trọng lực.
L , = ^ - + EL. (3.20)
Trong đó: L w = khoảng cách xói trọng lực;
LLh = Lh ị + Lh0 + L h3 + • ■ • + Lhn: tổng khoảng cách ngang theo dòng chảy ngắn nhất £ L V = Lvl + Lv, + LV3 + • ■ • + Lvn : tổng khoảng cách đứng theo dòng chảy ngắn nhất.
57
Khi biết L w , có thể tính được hệ số xói ngầm trọng lực (xem hình 3.6) như sau:
Hê số xói ngầm trong lưc = —— — (3.21) h| - h 2
Lane kiến nghị, muốn kết cấu đập an toàn đối với xói ngầm trọng lực, thì hệ số xói ngầm trọng lực phải bằng hay lớn hơn các trị số an toàn cho trong bảng 3.1 dưới đây: Nếu một tiết diện ngang của đập nào đó có độ dốc lớn hơn 45°, thì thành phần dòng chảy ngắn nhất chính là thành phần đứng.
c) Phương pháp của Terzaghi
Terzaghi (1922) đã tiến hành thí nghiệm bẳng mô hình cho một hàng cọc cừ như biêu diễn trên hình 3.7, và ông đã chỉ ra rằng, sự phá hoại do xói ngầm xảy ra trong khoảng cách bằng D/2 so với hàng cọc cừ (D là chiều sâu cắm ngập của cọc cừ).
Thật vậy, tính ổn định của loại công trình này có thể được xác định bằng việc nghicn cứu một lăng thể đất nằm ngay sát phía sau về phía hạ lưu và có kích thước D X D / 2. Bằng cách dùng lưới dòng chảy, có thể xác định được áp lực nâng thuỷ lực dưới lăng thể đất như sau:
U = i Y(1)D h a (3.22)
Á*
Trong đó: ha - chiều cao cột nước áp trung bình tại đáy lăng thể đất; Ỵ(0 - trọng lượng đơn vị của nước.
Bảng 3.1. Các trị sô an toàn đối với hệ số xói ngầm trọng lực
Loại đất Hệ số xói ngầm trọng lực an toàn
Cát rất mịn và bụi 8,5 Cát mịn 7,0 Cát trung 6,0 Cát thô 5,0 Cuôị sỏi nhỏ 4,0 Cuôị sỏi to 3,0 Sét mềm đến trung bình 2,0-3,0
Sét cứng 1,8 Sét rất cứng 1,6
Trọng lượng bản thân của lăng thể đất ngập trong nước và có hướng từ trên xuống có thê được tính như sau:
W ’ = - y ’ D 2 (3.23)
2
Cuối cùng, hệ số an toàn kháng xói ngầm, FS, được xác định như sau: 58
7 / / 7 7 / 7 7 /////*//// / / 7 7 7 7 7 7 / / / / /
L___ Đây cách nước
Hình 3.7. Sơ đồ phá hoại hàn,ự cọc cừ dữ xói ngẩm.
FS =wTT2 Ỵ,p2 _ Y'P
;y«D ha
Một hệ số an toàn bằng khoảng 4 nói chung có thê chấp nhận được.
(3.24)
Đối với các công trình khác so với hàng cọc cừ dơn, ví dụ như chỉ ra trên hình 3.8. Terzaghi (1943) khuyên rằng, sự ổn dịnh của toàn bộ lăng thể đất có kích thước bằng (D /2)(D ’)(1) phái được khảo sát để xác định một hệ số an toàn nhỏ nhất. Chú ý rằng,
0 < D' I - trạníĩ thái ổn dịnh.
64
(4.1)
(4.2) (4.3)
4.3.2. Phân tích sườn dốc dài vó hạn bảng phương pháp giải tích
Như chì ra trên hình 4.3 dưới đây:
Hình 4.3. đỏ sườn dổc dùi vô hạn.
C.ac thành phần ứnu s 11 rú pháp và ứng suất tiếp tuyến được cho dưới đây:
N
ơ = — cosp (4.4)
T = —cosỊ3 (4.5)
Tronỉi đó: N = G cos(^ = Y ZLcosP;
T - Ci sin [5 -Ỵ ZLsin[5;
Sau klìi thay N và 1' vào các phươrm trình (4.4) và (4.5), chúng ta nhận được , ơ = y Z c o s 2 p (4.6)
T -• Y z sin 3 cos(3 = - ^ s i n 2ị3 (4.8)
Ap lực IIƯỚC lỗ rỗnn tại điếm bất kv ( Uj là :
u = IT1 z Y(1) cos" [3 , với 0 < m <1; (4.9)
Theo K. Terza i , 5
£ W iSina,
I
Y ( W , cos(Xj - u j ) tgọ + c ! -
r , c o s a ,
hay, FS = —-------------- ------— --------- -———- > 1 , 5
Z w i s in a i
1
Trong đó: Uj =ư, b6x,
cosa
Để xác định hệ số an toàn của sườn dốc, ta cần lập bảng tổng hợp các tham số cúa sườn dốc dưới đây:
Hình 4.1 ỉ.
75
Báng 4.4. Một sô tham số quan trọng cho từng mảnh trượt nhỏ trong ví dụ 4.3 Mánh số ôx, (m) h,(m) w, (kN) a , (độ) u, (kN/m2)
i 11,5 2,5 690 -5 24 2 I 1,5 5,25 1450 + 16 50,4 3 1 1,5 3,25 900 +34 31,2
Thật vậy, ta có:
f ( W l c o s a l - li ^ ) t g < ( , + c Ì ^
FS = —---------------------- 1,28 < 1,5-> sườn dốc sê bị trượt.
: sin a.
i w , s ,
1
2) Theo phương pháp Fellenius (đôi khi còn gọi là phương pháp cung tròn Thuỵ
Điến), hệ sô an toàn của sườn dốc có thể được xác định như sau:
b ôx ỵ
FS =cosa- ( C - u l ígcp) + Wj c o s a : tg(p n
Z w isin a i
I
= 1,16 < 1,5 sườn dốc sẽ bị trượt.
VVhitman & Bailey (1967) đã chỉ ra rằng, giả thiết chính trong phương pháp Bishop ở chồ, tống hợp các lực tác dụng lên các cạnh của từng phân tố (xem hình 4.9) đều nằm ngang; còn các lực tác dụng theo phương đứng lên từng mảnh nhỏ là bằng nhau về trị số nhưng ngược nhau về dấu, nên chúng tự triệt tiêu nhau. Nói chung, giả thiết này không thực tế, do đó hệ số an toàn kháng trượt sẽ có sai số.
NVhitman đã so sánh các hệ số an toàn tính theo phương pháp Bishop với phương pháp tính chính xác. Một cách tổng quát, ông chứng minh được rằng, sai số trở lên nghiêm trọng hơn khi hệ số an toàn nhỏ hơn một đơn vị.
Theo Whitman & Bailey (1967), những hệ số an toàn tính theo phương pháp Fellenius có thể sai số nghiêm trọng hơn. Hai nhà bác học này đã chỉ ra cho thấy, nguyên nhân của sai số này là Fellenius đã đưa áp lực nước lỗ rỗng vào trong tính toán. Nguyên nhân khác của sai số là sai lầm trong tính toán các trị số N. Hai nhà khoa học trên còn chí ra rằng, sai số của phương pháp Fellenius là đánh giá quá thấp trị số N dọc theo những đoạn cung trượt dốc đứng. Để cho những sai số trên đây là nhỏ nhất do áp lực nước lỗ rỗng gây ra, Whitman đề nghị dùng trọng lượng đơn vị đẩy nổi của các mánh nhỏ nếu áp lực nước là ũnh.
Các bài tập chương 4
Bài tập 4.4. Hãy giái ví dụ 4.1 bằng cách dùng chiểu cao sườn dốc, h = 12 m, góc dốc cứa sườn dốc, ị3 = 65u, và lực dính, c = 20 kN/nr, mọi sô' liệu khác được giữ nguyên. Iìài tập 4.5. Hãy giải ví dụ 4.3 nếu h, = 3 m; h2 = 6 m; h3 = 4 m, và trong sườn dốc có hệ số áp lực nước lỗ rỗng ru = 0,40, mọi số liệu khác được giữ nguyên.
76
Phấn II
CÁC PHƯƠNG PHÁP CẢI TẠO ĐÃT YÊU TRONG XÂY DỰNG
Chương 5
PHƯƠNG PHÁP GIA CƯỜNG ĐÂT
BẰNG CÁC GIẾNG TIÊU NƯỚC THANG đứ ng
5.1. KHẢI NIỆM CHUNG
LÚI) cỏ kết cúa nền đất sét yếu là một trong nlũrnu nhiệm vụ chính cùa còng tác xử lý nể 11 móng cónu trình. Nuuyên nhân là do tính tham nước cúa đất sét rất nhó, mức độ cố kct han đầu phái mất nhiểu thời íỊĨan mới kếl thúc. Đe rút ngắn thời gian cố kcì, cần tiến hanh lắp dặt những giếm: tiêu nưóc thắn” đứnu kết hợp với gia tải tnrớc bằng những khối đất đắp tạm thời hay nén cliân không. CYtc ịiiếníỉ tiêu nước thẳng dứng sẽ tạo ra những vật thoát nước và clúms được lắp đặt bang nhiều phương pháp khác nhau, có đặc trưng lý học khác nhau. Trong phương pháp nàv, nước lỗ rỗng được ép ra ngoài trong quá trình cố kết đất sét do građiên thuỷ lực hình thành bởi gia tải trước, dòng chảy từ các lớp đất sét vận dòng theo phương ngang vào các giếtm tiêu nước và thoát tự do ra ngoài dọc theo các giếníZ tiổu nước này. Thật vậy, việc láp clặl những gicng tiêu nước thắng đứng tron2 đất sét sẽ làm giảm chiều dài đường thoát nước và, đồrm thời sẽ làm giảm thòi gian hoàn thành quá trình cố kết. Do đó, tính thâm nước theo phương ngang của đất sét cao hơn sơ với phươim đứns cũng là một lợi thế lớn. Chính vì lẽ đó, việc lắp đặt các giống tiêu nước lliáns dứns sẽ được lợi gấp đói. Thứ nhất, dẩy nhanh được quá trình cố kêt của nến đâl sét, và. thứ hai, làm tãiìi’ nhanh độ ben đc tạo ra tính ốn định của các công trình xây dựng liên nền đất sét yếu. GiêYì" lièu nuức thần« dứng có thể phân ra 3 loại cơ bán, (ló là: ịỉiêìiỊỊ CÚI (dá) lia\' ạiênv CÚI có vó !)()(' niỊoài (b a o tiừ/iìíỊ CÚI); cục cái nén chặt ịIÌIÓI vác h tổniị quát ÌỊỌĨ là các trụ VỘI lién lời), và bấc llìấni. Bủng 5.1 dưới đây qiới thiệu các loại uicìiíĩ thoát nước thắng đứne chính và phụ.
5.2. GIA TAI TRƯỚC
Gia tai trưóc được xcm như một I|iiá trình nén nen đất dưới tác dụnỉí của ứng suất thdnu dứnc trưức khi xây dỊnia côn 2 trình. Nê LI tái trọn ỉ! tác dụng tạm thời vượt quá tái
77
irọng cuối cùng, thì tổng tải trọng vượt thêm đó được xem như phụ tải. Khi nén trước lác dụng một cách nhanh chóng lên nền sét yếu bão hoà nước, tổng độ lún có thể chia thành ba phần chính, đó là: độ lún lức thời; độ lún c ố kết ban đầu, và độ lún c ố kết thứ sinh. Trong thực tế, tính chất 1ÚI1 là vô cùng phức tạp. Hình 5.1 minh hoạ một tương quan của ba thành phần độ lún chính này. Điều tương đối quan trọng và có tính quyết định của từng loại độ lún là tuỳ thuộc vào nhiều yếu tố, như: loại đất và đặc trưng nén lún của nó; lịch sử phái triển ứng suất, cường độ và tốc độ gia tải, cũng như chiểu dày của tầng dất chịu nén. Một cách tổng quát, độ lún cố kết ban đầu đóng vai trò chính cho nhiều công trình gia tải trước. Các phương pháp gia tải trước được mô tả chi tiết trong phần khác (Pilot, 1981; Jamiolkowski và cộng sự, 1983).
Bang 5.1. Những loại vật thoát phổ biến (theo Rixner và cộng sự, 1986). Các lcnii chính Các phụ loại Ghi chú
Giếng cấi tiêu nước
Giếng cát ticu nước có vỏ bọc ngoài
Lõi đáy bịt kín
Mũi khoan kiểu xoắn ruột gà Mũi khoan cẩn rồng liên tục Khoan thuỷ lực trong
Khoan phụt quay
Khoan bơm - phụí Hà Lan
Bấc thấm bằng cát, bao tượng cát, bấc thấm bằng vải
Chuyển vị lớn nhất
Kinh nghiệm còn hạn chế Chuyến vị hạn chế
Khó kiếm tra
Có thể không chuyến vị
Có thế không chuyến vị
Chuyển vị toàn bộ của khối tương đối nhỏ
Bấc thấm Tiêu nước bằng bìa cứng Vải bọc
Châ't dẻo thoát nước không có vỏ
1. Cô' kết:
Chuyến vị toàn bộ của khối nhỏ Chuyển vị toàn bộ của khối nhỏ Chuyển vị toàn bộ của khối nhỏ
Khi một lớp đất chịu tác dụng của các ứng suất nén, giống như trong quá trình xây dựng một công trình, nó sẽ xuất hiện tổng độ lún xác định. Hiện tượng nén lún xay ra theo các nguyên nhân khác nhau, đó là do sự sắp xếp lại của các hạt đất hay do sự ép tách nước và khí ra khỏi các lỗ rỗng của đất.
Theo TcrzíHịlìi (1943): "Sự giảm một lượng nước của đất bão hoà nước mù không thay th ế nó bằiìí> klií, được í>ọi là một quá trình c ố k ế l”.
Khi các loại đất sét bão lioà nước - loại đất có hệ số thấm thấp, khi chịu tác dụng của ứno suất nón ciìa công trình truyền xuống đáy móng, thì áp lực nước lỗ rỗng sẽ tăng lên một ciích tức iliời. Tuy nhiên, do tính thấm của đất nhỏ, nên sẽ cần một thời gian dài QÌỮa Iúc gia tái và ép tách nước lỗ rỗng ra ngoài, kéo theo đó là hiện tượng lún.
2. Lún:
"Sự lỊÍa lânq ứiiíỊ sitứt í rong các lớp đất do tải trọng công trình gây ra tại dáy móng kéo theo sự biến dạng, kếl quá đó s ẽ ẹây ra độ lún của công trình
Những dạng lún khác nhau sẽ được phân tích trong phần này, một cách tổng quát, tống độ lún, s, cúa nền đất dưới móng công trình có thế biểu diễn như sau: S = SC + sc + S s (5.1)
Trong đó: s. - độ lún tức thời;
sc - độ hìn cố kết ban đầu;
Ss - độ lún cố kết thứ sinh.
Hình 5.1. LÝ tưởng lioá cúc loại độ lún.
5.3. GIA CƯỜNíỉ đ ấ t b ằ n g c á c t r ụ Vậ t l iệ u Rờ i
Các irụ vật liệu ròi cấu tạo bằng cát hay đá (cuội sỏi) được đưa vào trong nền sét yếu Iheo phương pháp thay Ihế hoặc không thay thế. Danh từ “trụ vật liệu rời” ở đây có liên quan đến thành phần cúa cọc, thường là cuội sói hay cát được đầm nén chặt. Đôi khi, có cả nhữni! tại đá dăm. Đất dược gia cường bằng các trụ vật liệu rời thường gọi là đất hỗn hụp. Khi bị nen, trụ vật liệu rời thường bị biên danẮ‘phình ngang vào tầng đất xung quanh và phân bố lại ứim suất ở phần trên cùng mặt cắt'đất nền thay vì’truyền các ứng
79
SUỐI xuống các lớp đất dưới sâu hơn, điều đó làm cho đất sau gia cường ổn định hơn. Kêt quá là, độ bển và khả năng chịu tải của đất hỗn hợp có thể được tăng lên, đồng thời tínli nén lún bị giám xuống. Mặt khác, I1Ó còn làm giảm được ứng suất phát sinh trong các trụ vạt liệu rời. Thành phần của trụ vật rời có tính thấm cao hơn, nên chúng còn có tác ciụng dẩy nhanh độ lún cố kết và giảm đến mức tối thiểu các trị số độ lún sau thi công.
5.3.1. Những phương pháp thi công trụ vật liệu ròi
Những phương pháp khác nhau đế tạo các cọc vật liệu rời đã được ứng dụng khắp the gioi, tuỳ thuộc vào khá năng ứng du nụ thực tế và khả năng thiết bị có được ở từng địa phương. Dưới dây, chúng tói sẽ mô tá tóm tắt những phương pháp mang tính tham khảo. 1. Phương pháp đầm nén bằng rung
Phương pháp đầm nén bầng rung được sử dụng đế tăng độ chặt của các loại đất rời , không dính bằng bộ phận rung động chìm trong đất dưới trọng lượng bản thân và có sư hồ trợ của nirớc và CO' cấu rung (Baumann & Bauer, 1974; Engelhardt & Kirsch, 1977). Siiu khi đạt được độ sâu thiết kế, bộ phận rung động từ từ rút lên khỏi mặt đất và đố đầy vậi liệu rời vào đó kết hợp vói đầm nén chặt vật liệu rời.
2. Phưong pháp thay th ế bằng rung
Phương pháp thay thế bằng rung động được ứng dụng để cái tạo các loại đất dính có trên 18% trọng lượng hạt lọt qua sàng (rây) số 200 tiêu chuẩn của Mỹ. Thiết bị được dùng tương tự phương pháp đầm nén bằng rung. Bộ phạn rung động được nhân chìm vào trong đất dưới trọng lượng bản thân có sự hỗ trợ của tia nước hay khí phun để thổi rửa cho đến khi đạt được độ sâu thiết kế (Baumann & Bauer 1974; Engelharđl & Kirsch
1977). Phương pháp có thế tiến hành hoặc bằng quá trình ướt hoặc bằng quá trình khô. Trong quá trình ướl, hố được tạo ra trong đất nhờ bộ phận vừa rung vừa phun nước đế dạí đến độ sâu mong muốn. Khi bộ rung được rút lên, nó tạo ra một hố khoan có đường kính lớn hơn dường kính bộ rung. Lỗ khoan không vỏ bọc được đổ đầy từng phần bằng cuội sỏi có kích thước hạt từ 12 mm đến 75 mm. Việc làm chặt được thực hiện bằng máy rung diện hay máy runo thuỷ lực đặt sát đáy của bộ rung. Quá trình rung ướt nói chung là phù hợp với các hố khoan không ổn định và mực nước ngầm nằm cao. Sự khác nli:iu chính giữa các quá trình khô và quá trình ướt là không phun nước trong giai đoạn dầu tạo hố. Trong quá trình rung khò, lỗ khoan phải duy trì ổn định khi rút bộ phận rung lén, đi cu này chí có thế đạt được khi đất cần cải tạo có độ bền cắt không thoát nước lớn hơn 40 k N /n r và mực nước ngầm nằm tương đối sâu cách mặt đất.
3. Phương pháp rung động kết họp
Phương pháp được sử dụng nhiều ỏ' Nhật Bản để cải tạo các loại đát sét yếu khi mực nước níựim nằm cao (Aboshi và cộng sự, 1979; Aboshi & Suematsu, 1985; Barksdale, 19ÍSI). Tru có [liệu quả thường sử dụns cọc cát nén chặt. Các cọc cát nén chặt được xây dựim bane 01011« ốna chôYiu đến độ sâu yêu cầu, dùng búa nặng rung thẳng đứng đặt tại
SO
dính ỏng chống. Sati khi đố dầy cát vào ống rỗng rồi từ từ kéo ống lên từng đoạn một. Chú ý, liến hành run” búa bắt đầu lừ đáy hố trở lên. Quá trình thi công được lặp lại cho đến khi toàn bô cọc vật liệu rời nén chặt đươc thi công xong.
4. P hương pháp khoan có ống chống
Trong phương pháp này, các trụ đươc thi công bằng cách đầm nén các vật liệu rời vào trong các hô' khoan tao ra trước theo từng bước. Việc đầm nén nhờ quả nặng ( 1 5 - 2 0 kN) cho rơi tự do từ độ cao bằng 1,0 dến 1,5 m (Dalye & Nagaraju 1975, 1978 và 1981; Bergado và cộn« sự, 1984; Ranjan, 1989). Plnrong pháp này thay thê' tốt cho phương pháp đầm chặt bằng rung, lại vừa có ỉiiú thành thấp hon Tuy nhiên, tác dụng phá hoại và tái tạo đất sau đầm nén có thể bị hạn chê khi áp dung đối với các loại đất nhạy cám. Phương pháp này rất hữu ích cho các nước đang phát triển vì chỉ dùng những thiết bị có thê tự chế (Rao 1982; Ranjan & Rao 1983).
5.3.2. T ính cliất xây dựng của đất hỏn hợp
Tính năng của đất hỗn họp đã được đánh giá khá đầy đủ, như khả năng chịu tải tới hạn, đô lún, và lính ổn định nói chung. Trong phần dưới đây, trước hết sẽ trình bày tưoìig quan cơ ban cúa đất hỗn hợp cũng nlnr cơ chè phá hoại các trụ vật liệu rời trong đâì sél yếu đổng nhất, tiếp dó giới thiệu khá năng chịu tải tới hạn, độ lún, và ổn định của đíú hỗn hợp dua irên nghiên cứu thực nghiệm và phân tích bằng giải tích.
ỉ. Các tương quan cơ bán
a) Khái niệm 1111 dơn vị
Diện tích đất bao quanh mỗi trụ vật liệu rời lất gấn với diện tích hình tròn tương dương. Đối với các tru vật liệu rời bô trí theo sơ đổ tam giác đều, hình tròn tương đương có đường kính hữu hiệu (đường kính tưưng dương) bằng:
Dt. = l ,0 5 S (5.2)
Còn theo sơ dồ hình vuông:
D l. = 1,13 s (5.3)
7’rong dó: s - khoảng cách giữa tâm các trụ vật liệu rời.
Sơ đổ tam giác đều sẽ cho diện tích vùng ánh hướng bao quanh trụ vật liệu rời kín nhất. Trụ đất tạo ra của đất hỗn hợp có đường kính D. bao gồm đất chịu ảnh hưởng xung quanh và một trụ vậl liệu ròi, được hiếu như một trụ đơn vị (xem hình 5.3 a).
Hình 5.2 minh hoa (ý số diện lích thay thế cũng như sự tập trung ứng suất trong trụ vại liệu rời. Tý số diện lích lliay thế là tỷ số eiữa diên tích trụ vật liệu rời với tổng diện lích irụ tròn đất tương đương của VÙI1ÍÍ anh hưởne; trono một trụ đ ơ n vị và được biểu diễn như sau:
as = ( 5 -4 )
+
Troim dó: A - diên iícli tiết diện nííane của một tru vât liệu rời; o T . o <_ . . . . f
A . - điên tích íicì diện nuanu của đất sét bao quanh một trụ vật liệu rời. 81
Tỷ số diện tích thay thế còn có thể được biểu diễn dưới các thuật ngữ đường kính, D, và khoảng cách giữa tâm các trụ vật liệu rời, s, như sau:
(5.5)
Trong đó: C| - hằng sô phụ thuộc vào sơ đồ bô trí các trụ vật liệu rời được dùng:
- Đối với sơ đồ hình vuông, ta có:
Cj = 71/4
- Đối với sơ đồ hình tam giác đều, thì:
c, = n/(2>/3).
Thật vậy, các trụ vật liệu rời bố trí theo sơ đồ tam giác đều được tính như sau:
í D Ì a s = 0 ,9 0 7 —
s V ° /
Các trụ vặt liệu rời
(5.6)
--------------------► r s
s
a) Sơ đổ mạỉìíị ỏ Vỉt ỗ n ^ b) Sơ dồ mạng tam qiác đêu Hình 5.2. Sơ đỏ bố trí các trụ vậĩ liệu rời trong gia cường ỉìéỉi đấĩ yếu.
Trong công tác kỹ thuật cải tạo đất bằng các trụ cát (đá), điều quan trọng là phải chú ý tới tỷ số diện tích thay thế, as.
b) Sự lập trunẹ ứng suất
Khi đất hỗn 1101-) chịu (ải, nhiều nghiên cứu đã chỉ ra rằng sự tập trung (tăng) ứng suất nong tru (cọc) vậi liệu rời sẽ kéo theo sự giảm ứng suất trong đất sét yếu hơn ở xung quanh (xem hình 5.3 b). Điổu này, thực tế có thể giải thích rằng, khi gia tải, độ lún của trụ vậi liệu rời và đất bao quanh xấp xí nhau, nên ứng suất sẽ tập trung trong trụ vật liệu ròi vì nó có độ cứng lớn hơn đất dính hay đất không dính bao quanh. Sự phân bô' ứng suất lliắne dứng trong trụ đơn vị có thể được biểu diễn bằng hệ số tập trung ứng suất, n, như sau:
S2