Luận án Nghiên cứu phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu để xây dựng công trình

187 trang thiennha21 16/04/2022 7140

Download

Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Luận án Nghiên cứu phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu để xây dựng công trình", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

luan_an_nghien_cuu_phuong_phap_co_ket_chan_khong_xu_ly_nen_d.pdf

Nội dung text: Luận án Nghiên cứu phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu để xây dựng công trình

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI  PHẠM QUANG ĐÔNG NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT CHÂN KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU ĐỂ XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT HÀ NỘI - 2015
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI  PHẠM QUANG ĐÔNG NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT CHÂN KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU ĐỂ XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH Chuyên ngành: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG Mã số: 62-58-60-01 LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT Người hướng dẫn khoa học: 1. GS.TS TRỊNH MINH THỤ 2. GS.TS NGUYỄN CHIẾN HÀ NỘI - 2015
i LỜI CAM ĐOAN Tôi xin cam đoan đây là công trình khoa học do chính tôi thực hiện. Các kết quả, số liệu trong luận án là trung thực và chưa được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác. Tác giả hoàn toàn chịu trách nhiệm về tính xác thực và nguyên bản của luận án. Tác giả luận án Phạm Quang Đông
ii LỜI CẢM ƠN Tác giả luận án xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc và trân trọng đến GS.TS Trịnh Minh Thụ và GS.TS Nguyễn Chiến là hai thầy hướng dẫn trực tiếp đã tận tình chỉ bảo, hướng dẫn và giúp đỡ tác giả trong suốt quá trình thực hiện và hoàn thành luận án. Tác giả xin chân thành cảm ơn đến Ban giám hiệu, khoa Công trình, các thầy giáo tổ bộ môn Địa kỹ thuật - Trường Đại học Thủy lợi, đặc biệt là thầy giáo TS. Hoàng Việt Hùng đã tạo những điều kiện thuận lợi, đóng góp ý kiến quý báu cho tác giả trong quá trình nghiên cứu. Tác giả tỏ lòng biết ơn đến các anh chị em ở công ty FECON và TEINCO đã tạo điều kiện, giúp đỡ tác giả thu thập tài liệu, số liệu, cung cấp những thông tin cần thiết liên quan đến quá trình nghiên cứu, thực hiện luận án, giúp tác giả khảo sát, tham quan và tiếp cận công trình nơi xử lý nền bằng phương pháp mà tác giả đang nghiên cứu. Tác giả cũng bày tỏ lòng biết ơn đến các anh chị em phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật Trường Đại học Thủy lợi, đã tạo những điều kiện thuận lợi, giúp đỡ, động viên trong quá trình thực hiện các nghiên cứu thực nghiệm của luận án. Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn chân thành đến đơn vị nơi tác giả đang công tác là Trường Cao Đẳng Công Nghệ - Kinh Tế và Thủy lợi Miền Trung, đã tạo những điều kiện thuận lợi, giúp đỡ, động viên để tác giả yên tâm tập trung nghiên cứu và hoàn thành luận án của mình. Để hoàn thành được luận án của mình tác giả nhận được sự động viên, ủng hộ, chia sẻ kịp thời từ gia đình trong những lúc khó khăn nhất, tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn và chia sẻ những thành công có được của bản thân đến gia đình. Cuối cùng, tác giả xin chân thành cảm ơn đến bạn bè, đồng nghiệp đã giúp đỡ, động viên, ủng hộ, chia sẻ trong quá trình tác giả hoàn thành luận án của mình.
iii MỤC LỤC MỞ ĐẦU 1 1. Tính cấp thiết của đề tài 1 2. Mục đích của đề tài 2 3. Đối tượng, phạm vi nghiên cứu 2 4. Nội dung nghiên cứu 2 5. Phương pháp nghiên cứu 3 6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn 3 7. Những đóng góp mới của luận án 4 8. Bố cục của luận án 5 Chương 1: TỔNG QUAN VỀ PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT CHÂN KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU VÀ LÝ THUYẾT CỦA PHƯƠNG PHÁP 7 1.1. Nền đất yếu 7 1.2. Tổng quan về nghiên cứu và ứng dụng phương pháp cố kết chân không 8 1.2.1. Tình hình ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu trên thế giới 8 1.2.2. Tình hình nghiên cứu phương pháp cố kết chân không 15 1.2.3. Tình hình nghiên cứu ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu ở Việt Nam 17 1.3. Lý thuyết phương pháp cố kết chân không 19 1.3.1. Bài toán cố kết thấm 19 1.3.2. Phương trình vi phân cơ bản 22 1.3.3. Các phương pháp giải bài toán cố kết thấm 23 1.4. Phương pháp dự báo lún 31 1.4.1. Phương pháp Asaoka 31 1.4.2. Phương pháp điểm uốn (Inflection point) 32 Kết luận chương 1 35
iv Chương 2: NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT CHÂN KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG MÔ HÌNH VẬT LÝ 36 2.1. Mục đích nghiên cứu 36 2.2. Mô hình nghiên cứu 36 2.2.1. Giới thiệu mô hình 36 2.2.2. Mẫu đất thí nghiệm 39 2.2.3. Thiết bị thí nghiệm 41 2.3. Quy trình thí nghiệm 45 2.3.1. Chuẩn bị máng thí nghiệm hình hộp và chế bị mẫu 45 2.3.2. Xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất trước khi thí nghiệm 45 2.3.3. Cắm bấc thấm 45 2.3.4. Lắp đặt thiết bị quan trắc ALNLR 46 2.3.5. Tạo lớp mặt thoát nước và lắp đặt thệ thống thu nước 46 2.3.6. Làm kín mô hình thí nghiệm 46 2.3.7. Lắp đặt các đồng hồ đo lún và áp lực chân không 47 2.3.8. Kết nối và kích hoạt các đầu đo ALNLR 47 2.3.9. Kết nối hệ thống máy bơm và hoạt động mô hình 47 2.4. Kết quả thực nghiệm các MHVL 48 2.4.1. Kết quả thực nghiệm của MHVL1 48 2.4.2. Kết quả thực nghiệm của MHVL2 51 2.4.3. Kết quả thực nghiệm của MHVL3 54 2.5. Hiệu quả kỹ thuật của cố kết chân không 57 2.5.1. Hiệu quả kỹ thuật của MHVL1 57 2.5.2. Hiệu quả kỹ thuật của MHVL2 59 2.5.3. Hiệu quả kỹ thuật của MHVL3 61 Kết luận chương 2 64
v Chương 3: MÔ HÌNH TÍNH CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT CHÂN KHÔNG 65 3.1. Mô hình số tính toán 65 3.2. Mô phỏng bài toán cố kết chân không 67 3.3. Tính toán ứng dụng cho các MHVL 67 3.3.1. Kết quả mô hình số của MHVL1 69 3.3.2. Kết quả mô hình số của MHVL2 70 3.3.3. Kết quả mô hình số của MHVL3 71 3.4. So sánh kết quả thực nghiệm và tính toán các MHVL 72 3.4.1. So sánh kết quả thực nghiệm và tính toán của MHVL1 72 3.4.2. So sánh kết quả thực nghiệm và tính toán của MHVL2 74 3.4.3. So sánh kết quả thực nghiệm và tính toán của MHVL3 75 3.5. Tính toán kiểm tra cho các công trình thực tế 76 3.5.1. Công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 77 3.5.2. Công trình nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 83 3.5.3. Công trình nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai 90 Kết luận chương 3 95 Chương 4: XÂY DỰNG MỐI QUAN HỆ GIỮA CÁC THÔNG SỐ CỦA BÀI TOÁN CỐ KẾT CHÂN KHÔNG 96 4.1. Đặt vấn đề 96 4.2. Các chỉ tiêu cơ lý của các loại đất đất yếu tính toán 96 4.2.1. Đất yếu Duyên Hải – Trà Vinh 96 4.2.2. Đất yếu Đình Vũ – Hải Phòng 97 4.2.3. Đất yếu nhiệt điện Thái Bình 97 4.2.4. Đất yếu Nhơn Trạch – Đồng Nai 97 4.3. Kết quả tính toán 97 4.3.1. Độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 10 m 97 4.3.2. Độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 15 m 98
vi 4.3.3. Độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 20 m 98 4.3.4. Độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 25 m 99 4.3.5. Độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 30 m 100 4.4. Xây dựng mối quan hệ giữa thời gian cố kết (t) với chỉ số dẻo (PI), độ cố kết (U) và chiều dày nền đất yếu xử lý (H) 100 4.4.1. Mối quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý xác định 102 4.4.2. Mối quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu xử lý khi độ cố kết xác định 106 Kết luận chương 4 111 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 112 CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC CỦA TÁC GIẢ ĐÃ CÔNG BỐ 114 TÀI LIỆU THAM KHẢO 115
vii MỤC LỤC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ Hình 1.1. Sơ đồ nguyên lý phương pháp MVC 11 Hình 1.2. Thi công phương pháp MVC 12 Hình 1.3. Sơ đồ nguyên lý phương pháp không có màng kín khí 12 Hình 1.4. Thi công không có màng kín khí 13 Hình 1.5. Sân bay Suvarnabhumi, Thái Lan 14 Hình 1.6. Khu dân cư Steiger Eiland Ijburg, Hà Lan 14 Hình 1.7. Nhà máy điện nguyên tử Singori, Hàn Quốc 15 Hình 1.8. Sơ đồ trạm xử lý nước Pusan, Hàn Quốc 15 Hình 1.9. Mô hình tỉ lệ lớn để thí nghiệm cố kết có và không có áp lực chân không 16 Hình 1.10. Nguyên lý gia tải nén trước 20 Hình 1.11. Bản chất của cố kết thấm 21 Hình 1.12. Nguyên lý cố kết chân không 21  p  f Hình 1.13. Độ cố kết U% theo quan hệ ' và 25  0  p Hình 1.14. Phân bố độ cố kết theo hướng thoát nước 25 Hình 1.15. Quan hệ giữa Uv (Tv) theo Terzaghi 27 Hình 1.16. Biểu đồ phân bố độ cố kết Uz (z/Hdr;Tv) 27 Hình 1.17. Quan hệ giữa Ur(Tr) theo Barron 28 Hình 1.18. Quan hệ giữa F(n) 29 Hình 1.19. Đường kính chuyển đổi của bấc thấm 30 Hình 1.20. Đường thẳng Asaoka 32 Hình 1.21. Điểm uốn 33 Hình 1.22. Đạo hàm U(Tv) 33 Hình 1.23. Hệ số điểm uốn lý thuyết 34 Hình 1.24. Hệ số điểm uốn thực nghiệm 34 Hình 2.1. Sơ họa mô hình thí nghiệm 37 Hình 2.2. Sơ đồ bố trí thiết bị MHVL1 38
viii Hình 2.3. Sơ đồ bố trí thiết bị MHVL2 38 Hình 2.4. Sơ đồ bố trí thiết bị MHVL3 39 Hình 2.5. Mẫu đất khu ven biển PVtex Đình Vũ - Hải Phòng 40 Hình 2.6. Chế bị mẫu đất nghiên cứu 40 Hình 2.7. Biểu đồ biến đổi sức chống cắt không thoát nước (Su) của đất theo độ sâu trước thí nghiệm 41 Hình 2.8. Đầu đo ALNLR kiểu dây rung - Geokon 42 Hình 2.9. Sơ đồ cấu tạo đầu đo ALNLR kiểu dây rung 42 Hình 2.10. Đầu đọc số liệu - Geokon LC 2x4 43 Hình 2.11. Bàn đo lún, đồng hồ đo lún và bộ gá đỡ 44 Hình 2.12. Bấc thấm và hệ thống ống đấu nối 44 Hình 2.13. Lắp đặt các thiết bị của máy bơm 44 Hình 2.14. Lắp đặt bấc thấm trên mô hình thí nghiệm 46 Hình 2.15. Lắp đặt thiết bị quan trắc ALNLR trên mô hình thí nghiệm 46 Hình 2.16. Rải lớp cát vàng và lắp đặt hệ thống thu nước 46 Hình 2.17. Làm kín trên mô hình 46 Hình 2.18. Lắp đặt các thiết bị quan trắc lún 47 Hình 2.19. Cài đặt các thông số của đầu đo ALNLR 47 Hình 2.20. Kết nối hệ thống máy bơm với mô hình 47 Hình 2.21. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL1 48 Hình 2.22. Đường hồi quy tại vị trí cạnh bấc thấm MHVL1 49 Hình 2.23. Đường hồi quy tại vị trí giữa 2 bấc thấm MHVL1 49 Hình 2.24. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của MHVL1 50 Hình 2.25. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL2 51 Hình 2.26. Đường hồi quy tại vị trí cạnh bấc thấm MHVL2 52 Hình 2.27. Đường hồi quy tại vị trí giữa 2 bấc thấm MHVL2 52 Hình 2.28. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của MHVL2 53 Hình 2.29. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL3 54
ix Hình 2.30. Đường hồi quy tại vị trí cách biên phân tố 0,5 m MHVL3 55 Hình 2.31. Đường hồi quy tại vị trí cách biên phân tố 1,0 m MHVL3 55 Hình 2.32. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của MHVL3 56 Hình 2.33. Sơ đồ lấy mẫu và cắt cánh sau thí nghiệm 57 Hình 2.34. Lấy mẫu và cắt cánh sau thí nghiệm 57 Hình 2.35. Quan hệ giữa sức chống cắt không thoát nước (Su) và độ sâu sau thí nghiệm của MHVL1 58 Hình 2.36. Quan hệ giữa sức chống cắt không thoát nước (Su) trước và sau thí nghiệm với độ sâu của MHVL1 58 Hình 2.37. Quan hệ giữa sức chống cắt không thoát nước (Su) và độ sâu sau thí nghiệm của MHVL2 60 Hình 2.38. Quan hệ giữa sức chống cắt không thoát nước (Su) trước và sau thí nghiệm với độ sâu của MHVL2 60 Hình 2.39. Quan hệ giữa sức chống cắt không thoát nước (Su) và độ sâu sau thí nghiệm của MHVL3 62 Hình 2.40. Quan hệ giữa sức chống cắt không thoát nước (Su) trước và sau thí nghiệm với độ sâu của MHVL3 62 Hình 3.1. Sơ đồ trình tự giải bài toán cố kết chân không 67 Hình 3.2. Sơ đồ khối đất nghiên cứu thực nghiệm 68 Hình 3.3. Điều kiện biên trong mô đun SEEP/W của các MHVL 68 Hình 3.4. Điều kiện biên trong mô đun SIGMA/W của các MHVL 68 Hình 3.5. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thời gian của MHVL1 69 Hình 3.6. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thời gian của MHVL1 69 Hình 3.7. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thời gian của MHVL2 70 Hình 3.8. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thời gian của MHVL2 71 Hình 3.9. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thời gian của MHVL3 71 Hình 3.10. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thời gian của MHVL3 72 Hình 3.11. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thực nghiệm với thời gian của MHVL1 73
x Hình 3.12. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thực nghiệm với thời gian của MHVL1 73 Hình 3.13. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thực nghiệm với thời gian của MHVL2 74 Hình 3.14. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thực nghiệm với thời gian của MHVL2 75 Hình 3.15. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thực nghiệm với thời gian của MHVL3 75 Hình 3.16. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thực nghiệm với thời gian của MHVL3 76 Hình 3.17. Mặt bằng các vùng xử lý của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 77 Hình 3.18. Mặt cắt địa chất vùng 1 của công trình Pvtex Đình Vũ - Hải Phòng [9] 78 Hình 3.19. Điều kiện biên mô đun SIGMA/W 80 Hình 3.20. Điều kiện biên mô đun SEEP/W 80 Hình 3.21. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thời gian của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 80 Hình 3.22. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thời gian của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 81 Hình 3.23. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 81 Hình 3.24. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 82 Hình 3.25. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thực nghiệm với thời gian của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 82 Hình 3.26. Quan hệ ALNLR tính toán và thực nghiệm với thời gian của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 83 Hình 3.27. Mặt bằng các vùng xử lý của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 84
xi Hình 3.28. Mặt cắt địa chất của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh [53] 85 Hình 3.29. Điều kiện biên trong mô đun SIGMA/W 86 Hình 3.30. Điều kiện biên trong mô đun SEEP/W 86 Hình 3.31. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 87 Hình 3.32. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 87 Hình 3.33. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 88 Hình 3.34. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 88 Hình 3.35. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thực nghiệm với thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 89 Hình 3.36. Quan hệ giữa ALNLR tính toán và thực nghiệm với thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 89 Hình 3.37. Mặt bằng các vùng xử lý của công trình nhà máy nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai 90 Hình 3.38. Mặt cắt địa chất của công trình nhà máy nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai [14] 91 Hình 3.39. Điều kiện biên mô đun SIGMA/W 92 Hình 3.40. Điều kiện biên mô đun SEEP/W 92 Hình 3.41. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai 93 Hình 3.42. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai 93 Hình 3.43. Quan hệ giữa độ lún tính toán và thực nghiệm với thời gian của công trình nhà máy nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai 94 Hình 4.1. Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý 10 m 98
xii Hình 4.2. Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý 15 m 98 Hình 4.3. Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý 20 m 99 Hình 4.4. Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý 25 m 99 Hình 4.5. Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý 30 m 100 Hình 4.6. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 10 m 102 Hình 4.7. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 15 m 103 Hình 4.8. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 20 m 104 Hình 4.9. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 25 m 105 Hình 4.10. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 30 m 106 Hình 4.11. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu khi độ cố kết là 80% 107 Hình 4.12. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu khi độ cố kết là 85% 108 Hình 4.13. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu khi độ cố kết là 90% 109 Hình 4.14. Quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu khi độ cố kết là 95% 110
xiii MỤC LỤC BẢNG BIỂU Bảng 1.1. Một số công trình ứng dụng phương pháp có màng kín khí (MVC) 9 Bảng 1.2. Một số công trình ứng dụng phương pháp không có màng kín khí 10 Bảng 2.1. Các chỉ tiêu cơ lý của đất trước thí nghiệm 40 Bảng 2.2. Sức chống cắt không thoát nước của đất theo độ sâu trước thí nghiệm 41 Bảng 2.3. Kết quả độ lún dự báo theo Asaoka MHVL1 49 Bảng 2.4. Kết quả độ lún dự báo theo Asaoka của MHVL2 52 Bảng 2.5. Kết quả độ lún dự báo theo Asaoka MHVL3 55 Bảng 2.6. Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm của MHVL1 57 Bảng 2.7. Sức chống cắt không thoát nước sau thí nghiệm của MHVL1 58 Bảng 2.8. Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm MHVL2 59 Bảng 2.9. Sức chống cắt không thoát nước của đất theo độ sâu sau thí nghiệm của MHVL2 60 Bảng 2.10. Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm MHVL3 61 Bảng 2.11. Sức chống cắt không thoát nước của đất theo độ sâu sau thí nghiệm của MHVL3 62 Bảng 3.1. Khoảng cách và chiều dài bấc thấm xử lý cho các vùng [30] 77 Bảng 3.2. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất của công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 78 Bảng 3.3. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất tính toán tại công trình Pvtex Đình Vũ – Hải Phòng 79 Bảng 3.4. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất của công trình nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 – Trà Vinh 85 Bảng 3.5. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất của công trình nhà máy nhiệt điện Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai 92 Bảng 4.1.Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất tại công trình nhà máy nhiệt điện Thái Bình 97 Bảng 4.2. Độ cố kết, chỉ số dẻo và thời gian của các loại đất yếu 101
xiv Bảng 4.3. Độ cố kết, chỉ số dẻo và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý 10 m 102 Bảng 4.4. Độ cố kết, chỉ số dẻo và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 15 m 103 Bảng 4.5. Độ cố kết, chỉ số dẻo và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 20 m 104 Bảng 4.6. Độ cố kết, chỉ số dẻo và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 25 m 105 Bảng 4.7. Độ cố kết, chỉ số dẻo và thời gian khi chiều dày nền đất yếu xử lý là 30 m 106 Bảng 4.8. Chiều dày nền đất yếu xử lý, chỉ số dẻo và thời gian khi độ cố kết là 80% 107 Bảng 4.9. Chiều dày nền đất yếu xử lý, chỉ số dẻo và thời gian khi độ cố kết là 85% 108 Bảng 4.10. Chiều dày nền đất yếu xử lý, chỉ số dẻo và thời gian khi độ cố kết là 90% 109 Bảng 4.11. Chiều dày nền đất yếu xử lý, chỉ số dẻo và thời gian khi độ cố kết là 95% 110
xv DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU, CÁC CHỮ VIẾT TẮT a - Hệ số nén lún của đất ALNLR - Áp lực nước lỗ rỗng C - Cường độ lực dính Cc - Chỉ số nén lún Ceq - Hệ số cố kết tương đương Ch - Hệ số cố kết theo phương ngang Cr - Hệ số cố kết theo phương bán kính Cs - Chỉ số nở Cv - Hệ số cố kết phương thẳng đứng C - Chỉ số nén lún thứ cấp de - Đường kính ảnh hưởng của bấc thấm dw - Đường kính quy đổi của bấc thấm e0 - Hệ số rỗng ban đầu của đất Fn - Hệ số khoảng cách bấc thấm Fs - Hệ số vùng xáo trộn Fw - Hệ số kháng giếng g - Gia tốc trọng trường G - Độ bão hòa của đất Gs - Tỷ trọng Hi - Chiều dày lớp đất thứ i Hdr - Đường thoát nước lớn nhất kr - Hệ số thấm phương bán kính ks - Hệ số thấm ngang vùng xáo trộn kv - Hệ số thấm phương đứng l - Chiều dài bấc thấm LI - Chỉ số chảy MHVL - Mô hình vật lý
xvi MVC - Cố kết chân không theo phương pháp có màng kín khí pvac - Áp suất chân không PIE - Thiết bị quan trắc áp lực nước lỗ rỗng PVD - Vật thoát nước thẳng đứng qw - Lưu lượng yêu cầu cho bấc thấm Sc, St - Độ lún Su - Sức chống cắt không thoát nước t - Thời gian Tr, Tv - Nhân tố thời gian TEN - Thiết bị quan trắc lún u - Áp lực nước lỗ rỗng dư Ur - Độ cố kết theo phương bán kính Uv - Độ cố kết theo phương đứng  - Trọng lượng thể tích tự nhiên d - Trọng lượng thể tích khô w - Trọng lượng riêng của nước  - Hệ số nở hông  - Ứng suất
1 MỞ ĐẦU 1. Tính cấp thiết của đề tài Một phần lớn lãnh thổ Việt Nam có thành tạo đất yếu, đặc biệt là các vùng đồng bằng ven sông, ven biển. Ở những vùng này có đất đai trù phú, dân cư đông đúc, và có vị trí quan trọng trong nền kinh tế quốc dân. Với việc đẩy mạnh xây dựng và hoàn thiện cơ sở hạ tầng nhằm đáp ứng sự nghiệp công nghiệp hóa, hiện đại hóa đất nước và ứng phó với biến đổi khí hậu toàn cầu, đã và đang đòi hỏi xây dựng hàng loạt các công trình dân dụng, công nghiệp, giao thông và thủy lợi trên các vùng đất này. Vì thế nhiều thành phố, khu công nghiệp, cảng biển, khu du lịch, đường giao thông đang được đầu tư xây dựng với tốc độ ngày càng lớn và phần lớn nền của các công trình này là mềm yếu cần được xử lý để tăng sức chịu tải, giảm độ lún, đảm bảo ổn định công trình. Có rất nhiều phương pháp xử lý nền đất yếu, nhưng tùy thuộc vào điều kiện và đặc điểm của mỗi công trình có thể chọn một phương pháp xử lý cho phù hợp. Với đặc điểm các vùng có chiều dày đất yếu lớn, diện xử lý rộng, dài, cần rút ngắn thời gian xử lý thì việc tìm ra phương pháp xử lý mới có hiệu quả là một thách thức của các nhà địa kỹ thuật và mang ý nghĩa thời sự. Phương pháp cố kết chân không được ứng dụng thành công trên thế giới và Việt Nam bước đầu ứng dụng. Phương pháp này có những ưu điểm vượt trội so với các phương pháp khác như: Thời gian thi công ngắn, giảm được chiều cao gia tải trước, vì thế tiết kiệm được vật liệu gia tải, công tác dỡ tải sau xử lý gọn, thi công không gây ô nhiễm môi trường, đặc biệt phù hợp khi xử lý nền trên diện rộng, dài. Việt Nam đã ứng dụng phương pháp này để xử lý nền cho một số công trình công nghiệp, đường giao thông, cảng biển, với công nghệ và trang thiết bị do các đơn vị nước ngoài phụ trách. Việc am hiểu, chủ động được công nghệ và xây dựng được mối quan hệ giữa các thông số của nền đất trong quá trình cố kết chân không cho một số loại đất yếu ở Việt Nam mang ý nghĩa thời sự và cần thiết. Vì vậy việc nghiên cứu ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu để xây dựng công trình có ý nghĩa khoa học và thực tiễn to lớn.
2 2. Mục đích của đề tài - Xác định quy luật biến thiên áp lực nước lỗ rỗng và biến dạng (lún) của nền đất yếu trong quá trình cố kết chân không. - Xây dựng mối quan hệ giữa chỉ số dẻo (PI), độ cố kết (U), chiều dày nền đất yếu xử lý (H) và thời gian cố kết (t) khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không. 3. Đối tượng, phạm vi nghiên cứu - Đất yếu ven sông, ven biển khu Đình Vũ – Hải Phòng, Duyên Hải – Trà Vinh, Nhơn Trạch – Đồng Nai, Nhiệt điện Thái Bình – Thái Bình. - Các loại đất yếu khu vực khác có các chỉ tiêu cơ lý tương đồng. 4. Nội dung nghiên cứu - Nghiên cứu tổng quan về các giải pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu trên thế giới và ở Việt Nam. Đánh giá tồn tại về kỹ thuật và chỉ ra vấn đề mà luận án tập trung giải quyết. - Ứng dụng cơ sở lý thuyết, phương pháp tính toán thiết kế giải pháp cố kết chân không, tính toán đưa ra các thông số của quá trình cố kết cho loại đất yếu nghiên cứu để làm cơ sở đối chiếu, so sánh với kết quả thực nghiệm của MHVL và hiện trường. - Nghiên cứu lắp đặt, vận hành hệ thống, các thiết bị thí nghiệm để chủ động về công nghệ cố kết chân không. - Nghiên cứu thực nghiệm về quy luật biến thiên ALNLR và biến dạng của nền đất trong quá trình cố kết chân không bằng các MHVL. Kết quả nghiên cứu thực nghiệm trong phòng được đối chiếu so sánh với kết quả tính toán từ mô hình số để xem xét sự phù hợp của mô hình số tính toán. - Sử dụng mô hình số được chọn, tính toán ứng dụng cho các công trình thực tế, so sánh kết quả tính toán với kết quả thực nghiệm công trình của chúng với nhau để khẳng định sự hợp lý của mô hình số.
3 - Ứng dụng mô hình số được chọn tính toán cho một số loại đất yếu tương đồng. Xây dựng mối quan hệ giữa chỉ số dẻo, độ cố kết, chiều dày nền đất yếu xử lý và thời gian cố kết khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không. 5. Phương pháp nghiên cứu - Phương pháp tính toán, phân tích lý thuyết: Nghiên cứu bài toán cố kết chân không, nghiên cứu các nội dung liên quan đến việc giải bài toán cố kết chân không. - Phương pháp thực nghiệm: Thí nghiệm MHVL để xác định quá trình biến thiên ALNLR và biến dạng tại các vị trí và độ sâu trong nền trong quá trình cố kết chân không. - Phương pháp thống kê: Xử lý số liệu thí nghiệm, xử lý thống kê để xác lập các đường quan hệ giữa các yếu tố nghiên cứu. - Phương pháp phần tử hữu hạn: Lựa chọn, sử dụng mô hình số để tính toán xây dựng mối quan hệ giữa các thông số của quá trình cố kết chân không được thực hiện theo sơ đồ sau: - Phương pháp chuyên gia: Tổ chức hội thảo, báo cáo khoa học nhằm tổng hợp các ý kiến đóng góp của các chuyên gia, các nhà khoa học về lĩnh vực nghiên cứu. 6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn a) Ý nghĩa khoa học Phương pháp cố kết chân không là một phương pháp hiệu quả khi xử lý nền đất yếu, đã được ứng dụng rộng rãi trên thế giới. Việt Nam bước đầu ứng dụng phương pháp này để xử lý nền cho một số công trình, các nghiên cứu về các yếu tố ảnh hưởng đến phương pháp này còn ít, vì vậy kết quả nghiên cứu các quy luật biến đổi các thông số của quá trình cố kết theo phương pháp này của luận án, trong điều kiện đất yếu Việt Nam, để làm cơ sở đưa ra các dự đoán khi xử lý nền đất yếu cho các công trình thực tế.
4 Việc ứng dụng các mô hình số để tính toán xác định các thông số của quá trình cố kết khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không nhằm giảm khối lượng tính toán. Kết quả tính toán được phân tích, so sánh với kết quả thực nghiệm, qua đó giúp đưa ra các kết luận về sự biến đổi thông số của quá trình cố kết. Tuy nhiên, đến nay chưa có phần mềm chuyên dụng nào ứng dụng cho phương pháp này, vì vậy việc lựa chọn được phần tử hữu hạn phù hợp có ý nghĩa khoa học. Để đưa ra các dự đoán về quá trình cố kết khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không, việc xây dựng được mối quan hệ giữa các thông số độ cố kết, thời gian cố kết, chiều dày nền đất yếu xử lý, chỉ số dẻo là cần thiết, qua đó làm cơ sở dự đoán ban đầu quá trình cố kết, khi xử lý nền đất yếu bằng phương pháp nêu trên. b) Ý nghĩa thực tiễn Với kết quả nghiên cứu xác định được quy luật biến thiên các thông số của nền đất, đồng thời xác lập được mối quan hệ của chúng khi xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cố kết chân không, giúp cho các cán bộ địa kỹ thuật có được công cụ để đưa ra các dự đoán ban đầu về quá trình cố kết khi xử lý nền đất yếu theo phương pháp này. 7. Những đóng góp mới của luận án (1) Thiết lập và thí nghiệm MHVL cỡ lớn (2,4m3) là mô hình đầu tiên ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu cho loại đất yếu ven biển được thực hiện tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, trường Đại học Thủy lợi để nghiên cứu quá trình biến thiên ALNLR và biến dạng của nền đất tại các vị trí và độ sâu nghiên cứu khác nhau. (2) Lựa chọn được bộ phần mềm phù hợp (tích hợp giữa mô đun Seep/W và Sigma/W của phần mềm GeoStudio) để tính toán cố kết chân không kết hợp gia tải cho cả bài toán trong phòng và hiện trường. (3) Xây dựng được các biểu đồ về mối quan hệ giữa chỉ số dẻo, độ cố kết, chiều dày nền đất yếu xử lý và thời gian cố kết khi xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cố kết chân không.
5 8. Bố cục của luận án MỞ ĐẦU Chương 1: Tổng quan về phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu và lý thuyết của phương pháp: Trình bày tổng quan về tình hình nghiên cứu, ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu trên thế giới và Việt Nam. Cơ sở lý thuyết bài toán cố kết thấm bằng phương pháp cố kết chân không và phương pháp dự báo lún. Chương 2: Nghiên cứu thực nghiệm phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu bằng MHVL: Chương này giới thiệu các các thiết bị và nguyên lý hoạt động của các thiết bị này, trình tự thí nghiệm, phương pháp quan trắc số liệu biến dạng lún, ALNLR và kết quả thực nghiệm khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không. Chương 3: Mô hình toán cho bài toán cố kết chân không: Chương này ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn tính toán cho các trường hợp mô hình thực nghiệm trong phòng, kết quả tính toán được so sánh, đối chiếu với kết quả thực nghiệm trong phòng, qua đó lựa chọn được phần tử hữu hạn phù hợp. Để có thể khẳng định tính hợp lý của phần tử hữu hạn được chọn, tiến hành tính toán ứng dụng cho các công trình thực tế Pvtex Đình Vũ - Hải Phòng, Duyên Hải 3 – Trà Vinh, Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai thông qua việc so sánh kết quả tính toán và thực nghiệm công trình của chúng với nhau. Chương 4: Xây dựng mối quan hệ giữa các thông số của bài toán cố kết chân không: Ứng dụng mô hình số được lựa chọn, tính toán ứng dụng cho một số loại đất yếu: Pvtex Đình Vũ - Hải Phòng, Duyên Hải 3 – Trà Vinh, Nhơn Trạch 2 – Đồng Nai và đất yếu nhiệt điện Thái Bình với các chiều dày đất yếu khác nhau (10-30) m. Từ kết quả tính toán xây dựng mối quan hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo, độ cố kết và chiều dày nền đất yếu xử lý thông qua các biểu đồ và công thức khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không, từ đó có thể đưa ra được các dự đoán về quá trình cố kết cho nền đất yếu có các chỉ tiêu tương đồng.
6 Kết luận và kiến nghị: Rút ra các kết luận từ các kết quả nghiên cứu thực nghiệm trong phòng, kết quả thực nghiệm hiện trường và mô hình số. Kiến nghị các biện pháp và hướng phát triển tiếp theo của đề tài. Danh mục các tài liệu khoa học đã công bố Danh mục các tài liệu tham khảo
7 Chương 1 TỔNG QUAN VỀ PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT CHÂN KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU VÀ LÝ THUYẾT CỦA PHƯƠNG PHÁP 1.1. Nền đất yếu Khi xây dựng các công trình thì đặc tính chịu tải của nền đất có ý nghĩa quyết định đến sự ổn định của công trình trong quá trình vận hành dưới tác dụng của các tải trọng thường xuyên, tạm thời và cả tải trọng đặc biệt, tránh được các hậu quả khôn lường do các hiện tượng lún, lún không đều, sạt, trượt Tuy nhiên do yêu cầu về dân sinh và giao thông, rất nhiều công trình không có khả năng lựa chọn linh hoạt địa điểm thi công như công trình xây dựng đô thị ven sông, ven biển, đường giao thông, đê điều, cầu, cảng Các công trình này bắt buộc phải được xây dựng trên nền đất có đặc tính chịu tải kém, gọi chung là nền đất yếu [2]. Có rất nhiều quan niệm khác nhau về nền đất yếu. Nếu nền đất không đủ khả năng chịu tải, không đủ độ bền và có độ biến dạng lớn, cần phải gia cố mới có thể thi công và vận hành công trình thì gọi là đất yếu [12]. Đây là một quan niệm mang tính vận dụng cao, được chấp nhận rộng rãi, tuy nhiên quan niệm này lại không có hạn định rõ ràng vì đối với một số công trình, một nền cụ thể có thể coi là nền đất yếu, nhưng đối với một số công trình khác thì không. Điểm này gây khó khăn cho việc quy hoạch xây dựng công trình. Một quan niệm khác cho rằng, đất yếu là đất có khả năng chịu tải nhỏ (vào khoảng (50-100) kPa), có tính nén lún lớn, hầu như bão hòa nước, có hệ số rỗng lớn (e > 1), mô đun biến dạng thấp (E < 5000 kPa) [5]. Đối với xây dựng đường ô tô, theo tiêu chuẩn 22TCN262-2000, nền đất yếu có thể là đất sét, sét pha bụi mềm, bùn, than bùn và đất hữu cơ. Tất cả các loại đất này được được bồi tụ trong nước một cách khác nhau, với đất sét mềm được bồi tụ ở bờ biển hoặc gần biển. Ở trạng thái tự nhiên độ ẩm của chúng thường bằng hoặc lớn hơn giới hạn chảy, hệ số rỗng lớn (đất sét mềm e ≥ 1,5; đất sét pha e ≥ 1), cường độ lực dính theo kết quả cắt nhanh không thoát nước nhỏ hơn 15 kPa, góc ma sát
8 o trong < 10 , hoặc cường độ lực dính từ kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường Cu ≤ 35 kPa. Loại có nguồn gốc hữu cơ (than bùn và đất hữu cơ) thường hình thành từ đầm lầy, nơi đọng nước thường xuyên hoặc có mực nước ngầm cao, các loại thực vật phát triển, thối rửa và phân hủy tạo ra các trầm tích hữu cơ lẫn trầm tích khoáng vật gọi là đất đầm lầy than bùn, hàm lượng hữu cơ chiếm (20-80)%. Trong điều kiện tự nhiên than bùn là loại đất bị nén lún lâu dài, không đều và mạnh nhất, hệ số nén lún có thể đạt (3-8) kPa-1 [18]. Theo quan điểm xây dựng của một số nước, đất yếu được xác định theo tiêu chuẩn về sức chống cắt không thoát nước Su và chỉ số xuyên tiêu chuẩn N như sau [10]: - Đất rất yếu: Su ≤ 12,5 kPa hoặc N ≤ 2; - Đất yếu: Su ≤ 25 kPa hoặc N ≤ 4. Tóm lại, nền đất yếu là nền đất không thuận lợi cho việc xây dựng công trình. Xây dựng công trình trên nền đất yếu đòi hỏi phải xử lý nền thật tốt để đảm bảo an toàn cho việc xây dựng và vận hành [2]. 1.2. Tổng quan về nghiên cứu và ứng dụng phương pháp cố kết chân không 1.2.1. Tình hình ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu trên thế giới Phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu lần đầu tiên được giới thiệu vào năm 1952 bởi tiến sĩ W. Kjellman. Sau đó bài toán cố kết chân không được nghiên cứu lại bởi giáo sư J.M. Cognon với một số nguyên tắc lý thuyết cơ bản mới, đến những năm 70 cố kết chân không được ứng dụng rộng rãi, đặc biệt là ở Nga và Nhật. Vào thời điểm này cố kết chân không được bổ sung một lớp tường chống thấm bao quanh khu vực xử lý nhằm hạn chế nước ngầm từ khu vực xung quanh thấm vào, đồng thời hạn chế sự rò rỉ áp lực chân không để gia tăng áp lực chân không. Tuy nhiên cách bố trí này sớm bộc lộ khuyết điểm là khá tốn kém. Năm 1989 hãng xây dựng Menard (Pháp) dựa trên nghiên cứu và phát minh của giáo sư J.M. Cognon lần đầu tiên áp dụng phương pháp cố kết MVC (Menard
9 Vacuum Consolidation) trên diện tích 390 m2 của một trường huấn luyện phi công ở Ambes, Pháp [37]. Theo sự cải tiến này tường chống thấm được bỏ đi mà thay vào đó là lớp gia tải bằng đất và sự chênh lệch giữa áp suất khí quyển với áp suất chân không dưới màng kín khí bao phủ bề mặt diện tích xử lý. Từ đó phương pháp này đã được ứng dụng rộng rãi ở nhiều nước trên thế giới. Một số công trình xử lý nền bằng cố kết chân không theo phương pháp MVC ở các nước trên thế giới như ở bảng 1.1 [2]. Bảng 1.1. Một số công trình ứng dụng phương pháp có màng kín khí (MVC) Tên công Phạm vi Năm Nước Loại công trình Đơn vị tư vấn trình (m2) 2001 Hamburg Đức Kho hàng sân bay IGB – Dr Maybaum 238.000 Đường vào nhà máy 2001 Bang Bo Thái Lan Seatac 30.000 điện Nhà máy xử lý nước 1999 Jangyoo STP Hàn Quốc KECC 70.000 thải 1999 Quebec Canada Cầu QDOT 1.000 1997 Wismar Đức Cảng Steinfeld & Part 15.000 1996 Khimae PS Hàn Quốc Trạm bơm KECC 20.000 CETE Fort de 1996 RN1 Pháp Đường vòng 6.150 France 1995 Kuching Malaysia Cầu tàu ACER 12.000 Nhà máy xử lý nước 1995 Khimae STP Hàn Quốc KECC 83.580 thải 1994 A 837 - Phase 2 Pháp Đường cao tốc SCETAU ROUTE 10.000 1994 Lubeck Đức Cảng INROS 22.500 1993 A837 - Phase 1 Pháp Đường cao tốc LCPC 44.500 1992 Ipoh Gopeng Malaysia Đường cao tốc ZAIDUN LEENG 2.600 1992 Lamentin Pháp Đường cao tốc BRGM 7.805 1991 Lamentin Pháp Sân bay CEBTP 17.692 1990 Ambes Pháp Bể chứa dầu Mecasol 17.550 1990 Eurotunnel Pháp Hầm SETEC 56.909 1990 Ambes Pháp Đường CETE Bordeaux 21.106 1990 Lomme Pháp Kho hàng FONDASOL 8.130 1989 Ambes Pháp Trạm kiểm tra sân bay Test area 390
10 Từ năm 1997 Công ty xây dựng Cofra của Hà Lan nghiên cứu cải tiến cố kết chân không theo hướng đơn giản hóa, bỏ đi lớp màng bảo vệ thi công phức tạp và dễ bị hư hại, tuy nhiên phải đắp thêm gia tải để bù cho sự chênh lệch áp suất khí quyển bị gỡ bỏ đi. Hướng cải tiến mới này đã cho ra đời ba phương pháp bố trí mới, nhanh chóng được chấp nhận và thi công tại nhiều công trình lớn trên thế giới. Các phương pháp bố trí mới đó là Vertical drain, Beaudrain, Beaudrain-S. Về bản chất, tính hiệu quả của phương pháp MVC, Vertical drain, Beaudrain, Beaudrain-S và các biện pháp thi công khác của cố kết chân không có thể coi là tương đương nhau. Sự khác nhau chủ yếu là thiết bị, cách bố trí và thời gian cố kết. Một số công trình xử lý theo phương pháp Beaudrain-S ở các nước trên thế giới như ở bảng 1.2 [2,23]. Bảng 1.2. Một số công trình ứng dụng phương pháp không có màng kín khí Năm Tên công trình Nước Phạm vi (m2) 2008 Baanhoek Sliedrecht Hà Lan 4.500 2008 Waddinxveen Hà Lan 2.000 Quay wall IHC, Krimpen a/d 2008 Hà Lan 2.500 IJssel 2007 Randeburgseweg, Reeuwijk Hà Lan 4.500 2006 Bremerhaven Đức 62.000 2005 Suvarnabhumi airport Thailand 400.000 2005 Parking Ikea Delft Hà Lan 3.700 2005 Ter Aar Hà Lan 1.800 2004 Railway Betuwelijn Gorinchem Hà Lan 4.400 Hiện nay trên thế giới có rất nhiều Công ty xây dựng thực hiện cố kết chân không, mỗi một Công ty lại có những cải tiến riêng, chính vì vậy mà hiện nay có rất nhiều biện pháp thi công. Tuy nhiên các phương pháp này đều dùng gia tải để hỗ trợ quá trình ép thoát nước ra khỏi nền để giảm hệ số rỗng. Về bản chất có thể phân thành hai loại chính là thi công có màng kín khí và không có màng kín khí.
11 1.2.1.1. Nguyên lý phương pháp thi công có màng kín khí (MVC) Màng kín khí thông thường là màng địa kỹ thuật (geo-membrane) bao kín toàn bộ khu vực thi công. Trong quá trình gia tải, mực nước ngầm hạ xuống và không khí cũng được thoát ra, tạo một vùng áp suất nhỏ hơn áp suất khí quyển trong lớp đất gia tải nằm dưới màng, từ đó hình thành một gia tải phụ do sự chênh lệch về áp suất không khí ở trên và dưới màng kín khí. Gia tải phụ này có thể đạt tới 40 kPa. Sơ đồ nguyên lý thi công theo phương pháp MVC thể hiện ở hình 1.1 [11,37]. Hình 1.1. Sơ đồ nguyên lý phương pháp MVC Khi thi công theo phương pháp MVC cần lưu ý các yêu cầu kỹ thuật sau: - Duy trì hệ thống thoát nước hoạt động có hiệu quả nằm dưới màng chống thấm để thoát nước và khí trong suốt quá trình gia tải, không để tắc hoặc hở. - Giữ cho vùng đất dưới màng kín khí không bão hòa nước. - Giữ ổn định áp suất chân không dưới màng không ít hơn 30 kPa. - Giữ kín khí trên toàn bộ diện tích màng phủ, đặc biệt đoạn nối máy bơm và màng. - Neo giữ và kín khí toàn bộ hệ thống tại biên khu vực xử lý (hào bentonite). - Hạn chế dòng thấm của nước ngầm đi vào khu vực xử lý.
12 Nhìn chung, phương pháp MVC có ưu điểm là có thể giảm khối lượng gia tải, tuy nhiên thi công phức tạp, phải có hào vây để dém màng kín khí nên gây khó khăn cho việc thi công cuốn chiếu trên các công trình có chiều dài lớn. Thi công theo phương pháp MVC được giới thiệu ở hình 1.2 [11,14]. Hình 1.2. Thi công phương pháp MVC 1.2.1.2. Nguyên lý phương pháp thi công không có màng kín khí Nguyên tắc của nhóm phương pháp thi công không có màng kín khí dựa trên cải tiến lùi, đem nguyên tắc MVC đơn giản hóa, bỏ đi màng kín khí, cũng là bỏ đi sự trợ giúp của áp suất khí quyển. Thay vào đó, nhóm phương pháp này đắp lớp gia tải cao hơn để bù đắp sự thiếu hụt về áp lực chân không. Lớp gia tải có thể cao thêm tới 2m, tuy nhiên không phải thi công hào vây và màng kín khí. Sơ đồ nguyên lý thi công theo phương pháp Beaudrain - S được giới thiệu ở hình 1.3 [2]. Hình 1.3. Sơ đồ nguyên lý phương pháp không có màng kín khí
13 Thi công theo phương pháp Beaudrain - S được giới thiệu ở hình 1.4 Hình 1.4. Thi công không có màng kín khí 1.2.1.3. Các lĩnh vực áp dụng phương pháp cố kết chân không Các công trình xây dựng trên nền đất tốt sẽ tiết kiệm được chi phí và thời gian xây dựng. Tuy nhiên, để đáp ứng được yêu cầu xây dựng và phát triển kinh tế xã hội có rất nhiều công trình bắt buộc phải xây dựng trên nền đất yếu, các công trình này có thể chia làm các loại chính sau. a. Công trình giao thông Tùy thuộc vào đặc điểm vận hành chia ra các loại nhỏ sau: Các công trình giao thông thủy (cảng sông, cảng biển, âu thuyền ), các công trình giao thông bộ (đường cao tốc ven biển, cầu, hầm vượt sông ), các công trình giao thông khác (sân bay, đường tàu, nhà ga ). Trên hình 1.5 là sân bay Suvarnabhumi (Thái Lan), một công trình được xử lý nền bằng cố kết chân không với diện tích xử lý 400.000m2 [2].
14 Hình 1.5. Sân bay Suvarnabhumi, Hình 1.6. Khu dân cư Steiger Eiland Thái Lan Ijburg, Hà Lan b. Công trình dân dụng Đây là loại công trình phổ biến nhất, tuy nhiên loại này ít được ứng dụng cố kết chân không mà chủ yếu sử dụng các công nghệ cố kết khác như đầm lăn, đầm rung hoặc làm móng sâu, xuyên qua lớp đất yếu tựa lên lớp đất tốt hơn. Trên hình 1.6 là khu dân cư Steiger Eiland Ijburg (Hà Lan) được xử lý nền bằng cố kết chân không với tổng chiều dài bấc thấm sử dụng là 320.000 m [2]. c. Công trình công nghiệp Công trình công nghiệp có diện tích xây dựng tương đối lớn vì vậy ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền cho loại công trình này mang lại hiệu quả về kinh tế. Mặt khác do yêu cầu nguồn nguyên vật liệu và giao thông nên ngày càng nhiều công trình xây dựng công nghiệp ứng dụng phương pháp này. Trên hình 1.7 là nhà máy điện nguyên tử Singori của Hàn quốc, được xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không với 695.000 m bấc thấm [2].
15 Hình 1.7. Nhà máy điện nguyên tử Hình 1.8. Sơ đồ trạm xử lý nước Singori, Hàn Quốc Pusan, Hàn Quốc c. Công trình thủy lợi Công trình thủy lợi ứng dụng phương pháp này gồm: Công trình chỉnh trị đê, kè ven sông, ven biển, các trạm bơm và công trình xử lý nước. Trên hình 1.8 là sơ đồ công trình xử lý nước thải Pusan, Hàn Quốc với diện tích xử lý nền ứng dụng cố kết chân không là 160.000 m2 [2]. 1.2.2. Tình hình nghiên cứu phương pháp cố kết chân không Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng ảnh hưởng đến quá trình cố kết chân không như: Áp lực chân không, khoảng cách bấc thấm, hệ số cố kết theo phương đứng và phương ngang, hệ số thấm vùng xáo trộn Các yếu tố ảnh hưởng này được nhiều tác giả nghiên cứu từ các kết quả thực nghiệm trong phòng và công trình của các công trình thực tế. Áp lực chân không hiệu quả dọc theo bấc thấm có bị suy giảm theo chiều sâu hay không, vấn đề này vẫn còn nhiều tranh luận qua các kết quả nghiên cứu. Theo Chu và nnk (2000), Indraratna và nnk (2005) chỉ ra rằng áp lực chân không hiệu quả giảm dần theo chiều sâu bấc thấm [39,41,42,46]. Tuy nhiên nhiều nghiên cứu từ các công trình thực tế, Bo và nnk (2003) [24] lại cho rằng áp lực chân không hiệu quả không suy giảm theo chiều sâu bấc thấm.
16 Để đánh giá sự ảnh hưởng của của hệ số cố kết theo phương ngang (Ch) và ảnh hưởng của vùng xáo trộn đến quá trình cố kết chân không. Saowapakpiboon và nnk (2011) [60] đã sử dụng MHVL hình trụ cỡ lớn (0,45x0,95) m thí nghiệm cho loại đất sét yếu Bangkok - Thái Lan cho trường hợp có và không có áp lực chân không (hình 1.9). a) Sơ họa mô hình b) Hình ảnh mô hình Hình 1.9. Mô hình tỉ lệ lớn để thí nghiệm cố kết có và không có áp lực chân không Tác giả nghiên cứu này cũng đã đưa ra kết quả của hệ số cố kết theo phương 2 ngang (Ch) là 1,93-2,23 m /năm, tỉ số giữa hệ số thấm theo phương ngang của vùng không xáo trộn và vùng xáo trộn (kh/ks) là 2,0-3,0 [60]. Hiện nay trong các tính toán thiết kế và nghiên cứu vẫn tồn tại sự khác biệt của thông số cố kết theo phương ngang và hệ số thấm của vùng xáo trộn do cắm bấc thấm. Ngay cả nền đất yếu Bangkok đã được nghiên cứu từ nhiều thập kỷ qua nhưng đến nay vẫn còn những tồn tại nêu trên, điều này được minh chứng qua số liệu thực nghiệm của đoạn đắp thử nghiệm tại sân bay quốc tế Bangkok số 2, kết quả phân tích bởi Seah và nnk (2004) [61] cho giá trị Ch của lớp đất yếu từ độ sâu (4-8) m là 0,75 m2/năm, trong khi đó kết quả của Balasubramaniam và nnk (1995) và của Bergado và nnk (2002) là gần 3 m2/năm [20,22].
17 Hầu hết các nghiên cứu đều quan tâm đến vấn đề biến dạng và biến đổi ALNLR trong quá trình cố kết chân không của nền (Rujikiatkamjorn và nnk (2006) [56,58], Indraratna và nnk (2006) [40,43,45], Mohamedelhassan và nnk [50], Chamari [27], Chu [29], Shang và nnk [62]), kết quả của các nghiên cứu này cũng đã chỉ ra rằng tùy thuộc vào loại đất, cấp áp lực, loại bấc thấm, khoảng cách bấc thấm ảnh hưởng đến độ cố kết của nền. Tuy nhiên ngoài các điều kiện trên tạo ra sự khác biệt của các kết quả nghiên cứu, hệ số cố kết theo phương ngang và mức độ xáo trộn quanh vùng bấc thấm là nhân tố chính ảnh hưởng đến quá trình cố kết dẫn đến sự khác biệt này. 1.2.3. Tình hình nghiên cứu ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu ở Việt Nam Phương pháp cố kết chân không bước đầu được ứng dụng ở Việt Nam, công trình đầu tiên ứng dụng thành công là nhà máy khí điện đạm Cà Mau trên diện tích 90 ha, ngoài ra còn có các công trình khác như: Nhà máy sợi Polyester Đình Vũ, Nhà máy điện chu trình hỗn hợp Nhơn Trạch 2 - Đồng Nai, Cảng Đình Vũ - Hải Phòng, đường cao tốc Long Thành - Dầu Giây, công trình bể chứa ven sông Sài Gòn, nhà máy Nhiệt điện Long Phú 1 (Sóc Trăng), nhà máy Nhiệt điện Duyên Hải 1 (Trà Vinh), nhà máy Nhiệt điện Thái Bình 2, khu liên hợp thép Formosa Hà Tĩnh đã dùng công nghệ cố kết chân không theo phương pháp có màng và không có màng kín khí để cố kết nền đất rất nhanh chỉ trong thời gian rất ngắn. Trên cơ sở của những kết quả ứng dụng ban đầu cho thấy đây là một phương pháp mới, hiệu quả. Tuy nhiên, đến nay việc thiết kế và thi công theo phương pháp này chủ yếu do các đơn vị nước ngoài nắm giữ, vì vậy cần có các nghiên cứu về bản chất của quá trình cố kết và nắm bắt được công nghệ thi công phù hợp với điều kiện địa chất và thực tiễn để có thể ứng dụng rộng rãi trong xử lý nền các công trình xây dựng ở Việt Nam. Ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu ở Việt Nam được thực hiện trong vòng một thập kỷ trở lại đây, vì vậy các công trình nghiên cứu về các yếu tố ảnh hưởng đến phương pháp trong thời gian qua không nhiều, một số ít bài báo và công trình khoa học đã được công bố.
18 Nghiên cứu công bố đầu tiên về phương pháp này do tác giả Serge Varaksin và Herve ABT [64], dựa trên kết quả xử lý công trình của công trình khí điện đạm Cà Mau trên nền sét yếu dày 17 m, khoảng cách bấc thấm (0,9x0,9) m với diện tích 90 ha đây cũng là công trình đầu tiên ứng dụng phương pháp cố kết chân không ở Việt Nam. Kết quả thực nghiệm các yếu tố ảnh hưởng của nền trong quá trình xử lý nền gồm: Độ lún mặt, lún theo chiều sâu, đo ALNLR tại một độ sâu để theo dõi quá trình tiêu tán ALNLR và thời gian cố kết, đo áp lực chân không trong đất ở dưới lớp màng kín khí, đo độ nghiêng, kiểm tra độ ổn định của khối đắp. Tác giả cũng đã đưa ra phương pháp suy giảm ALNLR để tính thông số cố kết theo lý thuyết bài toán cố kết thấm và xác định hệ số cố kết theo phương ngang theo phương pháp hình học từ biểu đồ suy giảm ALNLR là 3,78 m2/năm. Tuy tác giả có xét đến xự xáo trộn vùng quanh bấc thấm nhưng trên dự đoán tỉ số giữa hệ số thấm theo phương ngang của vùng không xáo trộn và vùng xáo trộn (kh/ks) là 2,5 và kết quả dự báo lún theo Asaoka là 2,89 m, kết quả đo lún thực tế là 2,64 m [64]. Một nghiên cứu khác được công bố cũng dựa trên kết quả xử lý công trình của công trình cảng SITV dọc theo sông Thị Vải - Tp Hồ Chí Minh trên diện tích 33,57 ha, chiều dày lớp đất yếu xử lý 35 m, khoảng cách bấc thấm (1,2x1,2) m. Kết quả thực nghiệm các thông số gồm: Lún mặt, lún sâu, ALNLR tại các độ sâu khác nhau và chuyển vị ngang. Trong nghiên cứu này tác giả đã dùng phương pháp suy giảm ALNLR và phương pháp Asaoka để tính độ cố kết. Kết quả tính toán cho thấy phương pháp Asaoka lớn hơn phương pháp tính theo ALNLR, kết quả phân tích ngược từ phương trình xác định hệ số cố kết theo phương ngang là 2,2 m2/năm [9]. Nghiên cứu tiếp theo là của nhóm tác giả Vũ Bảo Ngọc và nnk đã công bố kết quả về công nghệ thi công cố kết chân không theo phương pháp có màng và kết quả thực nghiệm về lún của công trình Nhơn Trạch - Đồng Nai 2 và kết quả lún, ALNLR cho công trình Pvtex Đình Vũ - Hải Phòng. Trong nghiên cứu này nhóm tác giả chỉ giới thiệu về công nghệ thi công mà chưa quan tâm đến các yếu tố ảnh hưởng đến thông số cố kết của nền [14].
19 Ngoài các công trình nghiên cứu trên, một trong các nghiên cứu khác cũng đã được công bố là của tác giả Nguyễn Chiến và Phạm Quang Đông về kết quả bước đầu nghiên cứu bố trí hợp lý bấc thấm khi xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cố kết chân không, có ý nghĩa định hướng trong việc xác định một trong những thông số quan trọng khi áp dụng phương pháp [1,8]. Nghiên cứu tiếp theo thuộc đề tài cấp Bộ về nghiên cứu ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu phục vụ xây dựng công trình thủy lợi vùng ven biển do Nguyễn Chiến làm chủ nhiệm [2,3,4,6,51]. Kết quả đề tài đã đưa ra các nội dung hướng dẫn thiết kế xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cố kết chân không, quy trình công nghệ xử lý và phân tích lựa chọn phương pháp dự báo lún trong xử lý nền bằng cố kết chân không. Nghiên cứu còn lại là nghiên cứu xác định quá trình biến thiên ALNLR và biến dạng tại các vị trí và độ sâu trong nền khi xử lý nền bằng phương pháp cố kết chân không bằng MHVL do Bùi Văn Trường làm chủ nhiệm, đây là các đề tài mà tác giả đã trực tiếp tham gia thực hiện nghiên cứu [7,16]. Qua tổng quan về tình hình nghiên cứu ở Việt Nam cho thấy các công trình nghiên cứu về phương pháp này còn ít, các nghiên cứu chủ yếu từ kết quả xử lý của một số công trình thực tế, chưa có các mô hình thực nghiệm trong phòng về nghiên cứu thông số biến đổi ALNLR và biến dạng lún của nền, chưa có các mô hình số phù hợp để kiểm tra so sánh. 1.3. Lý thuyết phương pháp cố kết chân không 1.3.1. Bài toán cố kết thấm Bài toán cố kết thấm đã được nghiên cứu từ đầu thế kỷ 20 và không ngừng được hoàn thiện, các giải pháp phát triển của bài toán dựa trên phương trình của Karl von Terzaghi. Bài toán được giải quyết nhờ phương trình liên tục về chuyển động của các pha trong đất nền [2]. Đất là một tổ hợp phức tạp của ba pha chính là thể rắn, thể lỏng và thể khí. Cả ba pha này đều tham gia vào quá trình chịu tải với các mức độ khác nhau, thành phần chính chịu tải trọng là thể rắn (hạt đất). Khi đất ổn định, ứng suất tác dụng lên hạt đất là ứng suất lớn nhất do tải trọng và trọng lượng bản thân của khối đất gây ra,
20 gọi là ứng suất tổng. Thành phần chịu tải thứ hai là nước nằm trong lỗ rỗng. Khi giải bài toán cố kết thấm, coi nước trong lỗ rỗng là không chịu nén, phần ứng suất mà nước trong lỗ rỗng chịu gọi là ứng suất lỗ rỗng dư, còn phần ứng suất mà các hạt đất phải chịu là ứng suất hiệu quả. Ứng suất tổng có giá trị bằng giá trị của ứng suất dư và ứng suất hiệu quả. Thành phần chịu tải cuối cùng là khí nằm trong đất, tuy nhiên tỉ lệ thường là vô cùng nhỏ, có thể bỏ qua, vì vậy khi giải bài toán cố kết thấm chỉ cần xem bài toán ở dạng hai pha [2]. Tác dụng của việc cố kết đất nền trước khi xây dựng nói chung và cố kết chân không nói riêng có thể được giải thích trên hình 1.10. Nếu trước khi xây dựng công trình mà không gia cố nền, thì sau khi đặt công trình lên, tải trọng công trình (p) gia tăng áp lực lên nền, khiến quá trình cố kết xảy ra do nước vẫn bị đẩy thoát khỏi lỗ rỗng. Kết quả là đất nền bị lún tương đối nhanh, có thể gây ra hiện tượng lún không đều, từ đó có thể dẫn đến nứt, gãy kết cấu. Tại thời điểm t2, đất nền cố kết hoàn toàn và đạt độ lún cuối Sc(p). Nếu không có sự thay đổi về tải trọng, nền ổn định và không tiếp tục lún nữa [2]. Gia cố nền trước khi xây dựng được tiến hành bằng cách gia tải trước có giá trị bằng tổng tải trọng công trình (∆p) với một tải trọng tăng thêm (∆f), tổng tải trọng (∆p+f) sẽ khiến nền lún nhanh hơn và mau chóng đạt được giá trị S(p+f) xấp xỉ giá trị độ lún cuối Sc(p) tại thời điểm t1, sớm hơn t2. Nếu tại thời điểm này bắt đầu xây dựng, đặt công trình lên nền thì độ lún dư trong các năm tiếp theo của công trình là tương đối nhỏ và không gây nguy hại cho kết cấu. Có thể thấy, tải trọng tăng thêm (∆f) càng lớn, thời gian cố kết t1 càng ngắn [13]. a b HÖ sè rçng, e rçng, sè HÖ d c f g øng suÊt hiÖu qu¶ ' Hình 1.10. Nguyên lý gia tải nén trước
21 Lưu ý, trong quá trình xây dựng công trình, đất nền có khả năng nở do gia tải trước đã được dỡ trước khi xây dựng công trình. Vì vậy việc chọn giá trị độ lún S(p+f) tại thời điểm ngừng gia cố đòi hỏi tính toán cả hiện tượng nở ngược này. Nhìn chung việc giải bài toán cố kết chân không luôn luôn bao gồm cả bài toán cố kết nén lún đơn giản [2]. Bản chất của hiện tượng cố kết thấm là sự giảm hệ số rỗng của đất nền do nước trong đất được ép thoát ra ngoài bằng hiện tượng thấm, nhờ đó các hạt đất tì chặt trực tiếp lên nhau, gia cố được sự liên kết của cấu trúc đất (hình 1.11) [2]. Hình 1.11. Bản chất của cố kết thấm Nếu nguyên lý của phương pháp đầm nén cơ học bình thường sử dụng lực tác dụng của tải trọng để gia tăng ứng suất tổng từ đó tăng ứng suất hiệu quả, thì bản chất của cố kết chân không là giảm ứng suất dư trong lỗ rỗng, từ đó tăng ứng suất hiệu quả mà không thay đổi ứng suất tổng (hình 1.12) [2]. ¸p suÊt khÝ quyÓn ¸p suÊt khÝ quyÓn 0 ~100 kPa ¸p lùc 0 ~100 kPa ¸p lùc ¸p suÊt khÝ ø Mùc ng suÊt hiÖu qu¶ Mùc n•íc ngÇm n•íc ngÇm øng suÊt hiÖu qu¶ øng suÊt hiÖu qu¶ khi kh«ng b¬m hót øng suÊt tæng øng suÊt tæng §é s©u (m) §é s©u (m) øng suÊt hiÖu qu¶ khi b¬m hót øng suÊt d• øng suÊt d• khi b¬m hót øng suÊt d• tr•íc khi b¬m hót Khi kh«ng kÕt hîp hót ch©n kh«ng Khi kÕt hîp hót ch©n kh«ng Hình 1.12. Nguyên lý cố kết chân không
22 1.3.2. Phương trình vi phân cơ bản Terzaghi cho rằng phương trình vi phân cơ bản của hiện tượng cố kết thấm có dạng: u 2u Cv 2 (1-1) t z Theo N. Carrillo [25] bài toán cố kết 3 hướng theo (1-1) có thể được xem xét như tổng hợp của hai bài toán cố kết theo phương thẳng đứng và phương bán kính, (1-1) chuyển thành: u  2u  2u 1 u C C (1-2) t v z 2 r r 2 r r Trong đó: Cv - hệ số cố kết theo phương đứng; Cr - hệ số cố kết theo phương bán kính; u - ALNLR dư. Hệ số cố kết có thể được xác định bằng công thức: k 1 e C v (1-3) v a w k 1 e C r (1-4) r a w Trong đó: kv - hệ số thấm theo phương đứng; kr - hệ số thấm theo phương bán kính; e - hệ số rỗng của đất; a - hệ số nén lún của đất. Giá trị hệ số nén lún của đất là tỉ số của độ biến thiên hệ số rỗng e trên độ biến thiên của áp lực gây nén  : e C   a c lg 1 (1-5)    1 Trong đó: Cc - chỉ số nén lún, khi chuyển vế (1-5) thu được biểu diễn dưới dạng:
23 e e e C 1 2 (1-6) c   log  log  log 1 2 1  1 e1, e2 - hệ số rỗng tương ứng với áp lực gây nén σ1 và σ2 = σ1+Δσ 1.3.3. Các phương pháp giải bài toán cố kết thấm 1.3.3.1. Phương pháp cố kết nén lún tương đương Việc giải bài toán cố kết nén lún đơn thuần là cơ sở để áp dụng tính toán bài toán cố kết thấm với tải trọng quy đổi, tức là thay vì tính toán có tải trọng bổ sung do áp suất khí quyển thì quy đổi áp suất khí quyển thành gia tải có giá trị tương đương. Trước khi tính toán cần xây dựng đường quá trình lún và đường biến thiên độ rỗng (hình 1.10) bằng kết quả xác định trong phòng thí nghiệm theo TCVN 4200- 2012 [17]. Từ đó có thể xác định các thông số sử dụng cho tính toán cố kết. Độ lún tổng thể do tải trọng của công trình sau khi xây dựng xong tính đến khi công trình ổn định, có thể tính toán bằng phương pháp cộng lún từng lớp theo công thức: n H  i  i  i S i Ci log pz Ci log z vz (1-7) c 1 ei r  i c  i i 1 0 vz vz Trong đó: Hi - chiều dày lớp đất thứ i; i e0 - hệ số rỗng của lớp đất thứ i ở trạng thái tự nhiên ban đầu không tải; i i i Cc - chỉ số nén lún, trong phạm vi   pz của lớp đất i; i i i Cr - chỉ số nén lún trong phạm vi   pz của lớp đất i; i  pz - ứng suất nén thẳng đứng tiền cố kết của lớp i; i  vz - ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất tự nhiên nằm trên lớp i; i  z - áp lực do tải trọng đắp gây ra ở lớp i.
24 Lưu ý: i i - Khi đất chưa cố kết xong,  vz  pz , tức chưa có nén lún phục hồi thì không i tính Cr vì vậy số hạng thứ nhất trong ngoặc của (1-7) bằng 0; i i - Khi đất ở trạng thái quá cố kết, vz  pz : i i i Nếu  z  vz  pz – tức là tổng áp lực vẫn lớn hơn áp lực tiền cố kết, đất tiếp tục nén lún theo công thức (1-7); i i i Nếu  z  vz  pz – tức là tổng áp lực nhỏ hơn áp lực tiền cố kết, đất trong giai đoạn phục hồi, thì áp dụng công thức biến đổi: n H  i  i S i Ci log z vz (1-8) c 1 ei r  i i 1 0 pz Theo hình 1.10, độ cố kết của lớp đất tại thời điểm t1 có giá trị bằng [2,13]: S S U p f  c p (1-9) v S S c p f c p f Thực tế đất yếu ở nước ta là đất cố kết bình thường và dưới cố kết, áp dụng (1- 7) vào (1-9) thu được: ' ' '  0  p  p lg ' lg 1 '  0  0 U (1-10) v ' ' ' ' '  0  p  f   lg lg 1 p 1 f ' ' '  0   0 p ' Trong đó:  0 - ứng suất tiền cố kết; '  p - ứng suất gia tăng tương ứng với tải trọng công trình (p); '  f - ứng suất gia tăng tương ứng với lượng vượt tải (f); Vì vậy độ cố kết có thể tính toán được bằng (1-10). Dựa vào hai tham số chính  p  f ' và , nghiệm của (1-10) được biểu thị trên hình 1.13.  0  p Trong trường hợp đất thoát nước về hai phía (hình 1.14), sau khi dỡ tải, đất ở hai phía bắt đầu nở phục hồi trong khi đất gần mặt phẳng giữa còn đang lún. Do vậy để khắc phục, Johnson [47] đã đề nghị một công thức gần đúng, thiên về an toàn là:
25 U f T (1-11) v C T v t (1-12) v H 2 dr Trong đó: Cv - hệ số cố kết; t - thời gian; Hdr - đường thoát nước lớn nhất: Hdr = Hi/2 - nếu thoát nước hai mặt trên và dưới; Hdr = Hi - nếu thoát nước một mặt trên. 30 40 50 60 70 80 90 100 0,0 Uv (%) 0,2 0,4 p 0,6 TrÞ sè 0' 0,8 1,0 0,1 1,2 0,5 1,4 1,0 1,6 2,0 1,8 5,0 2,0 f p  p  f Hình 1.13. Độ cố kết U% theo quan hệ ' và  0  p Hình 1.14. Phân bố độ cố kết theo hướng thoát nước
26 1.3.3.2. Phương pháp Barron - Terzaghi Phương pháp này ban đầu được dùng để giải bài toán cố kết thấm có vật thoát nước thẳng đứng (PVD). Nguyên lý của phương pháp có thể xem như là dựa trên giả thuyết của Carrillo [25] về nghiệm của phương trình (1.2): u u u rv r v (1-13) u u u 0 0 0 u u u rv r v (1-14) u u u 0 0 0 Trong đó: urv ,u0,ur ,uv - tương ứng là ALNLR tổng, ALNLR ban đầu tại mỗi điểm, ALNLR theo phương bán kính và ALNLR theo phương thẳng đứng tại điểm tương ứng; urv ,u0 ,ur ,uv - là các giá trị trung bình của các đại lượng urv, uo, ur, uv trong phạm vi ảnh hưởng của bấc thấm. Từ đó ta có độ cố kết bình quân của nền được cố kết U rv là: 1 U rv 1 U r 1 U v (1-15) Trong đó: U r , U v - độ cố kết bình quân theo phương bán kính và phương đứng trong phạm vi ảnh hưởng của bấc thấm; Giá trị u v trong (1-14) được xác định theo công thức của Terzaghi khi giải bài toán cố kết một chiều: 2 2 8 2m 1 Tv uv u0 exp (1-16)  2m 1 2 2 4 m 0 Trên hình 1.15 là Quan hệ giữa Uv(Tv) được Terzaghi lập sẵn [2]. Trong công thức (1-16) các thành phần với giá trị m ≥ 1 nhỏ hơn nhiều so với thành phần với giá trị m = 0 ( thí dụ với Tv = 0,5 thì chúng chỉ chiếm khoảng 5% giá trị thực) nên có thể không tính đến:
27 2 8 Tv uv u0 exp (1-17) 2 4 2 uv 8 Tv U v 1 1 exp (1-18) 2 u0 4 Một cách tính gần đúng khác là: 2 Đối với U 60%: Tv 1,781 0,933lg(100 U%) (1-20) Tv 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Uv (%) Hình 1.15. Quan hệ giữa Uv (Tv) theo Terzaghi Khi tính toán, thông thường ta cố gắng sử dụng thông số tính toán cho mặt phẳng giữa của lớp đất yếu cần gia cố. Tuy nhiên trong một số trường hợp đặc biệt cần tính toán với các độ sâu cụ thể thì áp dụng công thức: 2 2 8u0 2m 1 z 2m 1 Tv uv u0 sin exp (1-21)  2m 1 2 2 2H 4 m 0 dr Kết hợp (1-21) và (1-12) được đồ thị Uv theo Tv và z cho thoát nước tại hai mặt trên và dưới (hình 1.16). 2,0 0,1 1,5 Tv = 0 0,2 0,7 0,3 0,4 0,8 0,5 z 0,6 0,9 1,0 Hdr 0,5 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 §é cè kÕt, Uz Hình 1.16. Biểu đồ phân bố độ cố kết Uz (z/Hdr;Tv)
28 Đối với giá trị ur hiện nay có hai lời giải chính theo biến dạng đứng tự do của Glover (1930) và đẳng biến dạng của Barron [21]. Kết quả của cả hai lời giải có xu hướng tiệm cận với nhau, khi độ cố kết đạt hơn 50% thì trùng khớp, vì vậy việc lựa chọn lời giải trở thành ít quan trọng. Theo Barron: 8Tr ur u0 exp (1-22) F n Trong đó: Cr Tr 2 t (1-23) de n2 3n2 1 F n ln n (1-24) n2 1 4n2 d n e (1-25) dw de - đường kính ảnh hưởng của bấc thấm; dw - đường kính quy đổi của bấc thấm. Dựa vào phương trình (1-22) và (1-23) lời giải của Barron được minh họa dưới dạng đồ thị (hình 1.17). Ur (%) 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 n=5 n=10 n=15 n=20 n=25 Tr Hình 1.17. Quan hệ giữa Ur(Tr) theo Barron
29 Trong phạm vi n = 15÷40, ta có giá trị F(n) tương ứng bằng 2÷3, nên (1-24) có thể biểu diễn đơn giản hơn: 3 F n  ln n (1-26) 4 Hoặc tra theo đồ thị hình 1.18 F(n) 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 1 10 100 n Hình 1.18. Quan hệ giữa F(n) Độ cố kết bình quân theo phương bán kính trong trường hợp này tính bằng: u r 8Tr U r 1 1 exp (1-27) u0 F n Thay (1-18) và (1-27) vào (1-15) ta có 2 8 8 Tr 8Tr U rv 1 1 U v 1 U r 1 exp exp (1-28) 2 4 F n Thay (1-12) và (1-23) vào (1-28) thu được 2 8 8 Cvt 8Crt U rv 1 exp (1-29) 2 4H 2 F n d 2 đr e Để có thể chuyển đổi bài toán tính cố kết thấm cho cọc cát có dạng tròn sang bài toán tính cố kết thấm cho bấc thấm có dạng dẹt có thể áp dụng một số công thức chuyển đổi ngược ra đường kính tương đương thể hiện ở hình 1.19 [2,28,44,45, 54,65].
30 Dựa trên công thức về chu vi Hansbo cho rằng [38]: dw=2(a+b)/π (1-30) Theo phương pháp phần tử hữu hạn, Rixner và nnk đề nghị [54]: dw=(a+b)/2 (1-31) Gần đây nhất Long và Covo dựa trên sự mô phỏng điện - thấm xác định [48]: dw=0,5a +0,7b (1-32) dW=0,5(a+b) (1) dW=0,5a+0,7b (2) dW=2(a+b)/   BÊc thÊm b a Tæng l•u l•îng gi¶ thuyÕt de Hình 1.19. Đường kính chuyển đổi của bấc thấm 1.3.3.3. Lời giải áp dụng cho bài toán cố kết chân không Bên cạnh lời giải cổ điển, rất nhiều nhà khoa học đã cố gắng tìm cách giải lại bài toán cố kết của Barron - Terzaghi để áp dụng cho bài toán cố kết chân không. Một trong số đó có thể kể đến lời giải được tổng hợp bởi đại học tổng hợp Wollongong. Theo đó, giá trị trung bình ALNLR tại thời điểm t xác định bằng công thức [57,59]: 2 ut p p 8 2m 1 1 8 va 1 va exp 2 T (1-33) u u u  2 2 2 C L2  h 0 0 0 m 1 2m 1 vh Trong đó: Cvh= Ch/Cv=kh/kv; L=l/de;
31 l: Chiều dài bấc thấm; 2 Th = Cht/de ;  - hệ số nở hông; pva - áp suất chân không trong đất, có giá trị không đổi duy trì suốt quá trình gia tải. Giá trị độ cố kết trung bình và thời gian xác định theo công thức: u0 ut Ut 1 (1-34) u u 0 Từ (1-33) và (1-34) có: 2 8 2m 1 1 8 U 1 exp 2 T (1-35) t  2 2 2 c L2  h m 1 2m 1 vh 1.4. Phương pháp dự báo lún 1.4.1. Phương pháp Asaoka Ngoài việc dự đoán lún bằng phương pháp lý thuyết, Asaoka [19] còn đề nghị một phương pháp dự đoán độ lún cuối tương đối đơn giản dựa vào số liệu thực đo khi thi công. Bằng việc đo nhiều giá trị độ lún St và St+Δ cách nhau một khoảng thời gian tương đối lớn (khoảng thời gian đo tùy thuộc vào tốc độ lún cố kết và sai số của thiết bị quan trắc), ta có được một số giá trị độ lún. Các giá trị này có thể được mô hình hóa gần đúng thành một đường thẳng (hình 1.20). St+Δ = βSi+A (1-36) Trong đó: β - độ dốc của đường thẳng hồi quy mô phỏng chính xác nhất; A - giao điểm kéo dài của đường thẳng mô phỏng với trục tung; Về lý thuyết đường thẳng St+Δ(St) sẽ tiệm cận và cắt đường phân giác góc thứ nhất St(St) tại điểm mà quá trình cố kết đã kết thúc St+Δ = St.
32 St+ §•êng 3 S100% ®•êng 3 S8 S7 St = St+ S6 §•êng 2 -1 S100% ®•êng 2 tan  S5 S4 S3 §•êng 1 S100% ®•êng 1 S2 S1 0 S S S S 0 1 100% ®•êng 1 t Hình 1.20. Đường thẳng Asaoka Vì vậy nên sau khi xác định được đường thẳng hồi quy mô phỏng, giá trị độ lún cuối theo Asaoka [19] tính bằng: A S (1-37) 100% 1  Hệ số cố kết tương đương Ceq theo Asaoka [19] (tổng hợp hiệu ứng của cố kết ngang và đứng) có thể tính bằng: H 2 ln  C dr : Khi thoát nước hai mặt trên và dưới (1-38) eq 6 t H 2 ln  C dr : Khi thoát nước một mặt trên (1-38a) eq 2 t Theo Luger [49] phương pháp dự báo này chỉ chính xác khi độ cố kết lớn hơn 40% và độ lún cuối dự báo đã bao gồm cả lún thứ cấp tiếp theo, có tính tuyến tính với hàm logarit của thời gian. 1.4.2. Phương pháp điểm uốn (Inflection point) Phương pháp điểm uốn truyền thống là một phương pháp dự báo tương đối đơn giản. Theo lý thuyết của Terzaghi, khi đặt đồ thị hàm U(Tv) vào thang độ logarit thì sẽ có một điểm uốn nơi thay đổi sự lồi lõm của đồ thị (hình 1.21). Cour [30] cho rằng điểm này có tọa độ Tv = 0,405 và U = 70%. Như vậy việc dự báo lún sẽ trở nên đơn giản hơn khi thực nghiệm thấy điểm uốn này sẽ xác định được S70%.
33 Robinson [55] đã mô phỏng bằng đạo hàm quan hệ giữa U(Tv) (hình 1.22) và tính toán lại xác định điểm này có tọa độ là Tv = 0,4 và U = 69%. Tuy nhiên kết quả này chỉ áp dụng hữu hạn trên bài toán thấm một chiều. Nh©n tè thêi gian, Tv 0,001 0,01 0,1 1 10 0 0,8 10 0,7 §iÓm uèn 20 (0,4; 0,69) v 0,6 30 0,5 40 50 0,4 60 §iÓm uèn T log dU/d = v 0,3 §é cè kÕt, U% kÕt, cè §é M 70 0,2 80 0,1 90 100 0 0,001 0,01 0,1 1,0 10 Tv Hình 1.21. Điểm uốn Hình 1.22. Đạo hàm U(Tv) Sinha [63] đã cải tiến phương pháp điểm uốn truyền thống từ phương trình cổ điển của Barron: 8T v U r 1 exp (1-39) Fn Fs Fw Trong đó: re 3 Fn - hệ số khoảng cách bấc thấm, F ln ; n r 4 w kr rs ' Fs - hệ số vùng xáo trộn, F 1 ln với k là hệ số thấm vùng xáo s ' r kr rw trộn; 2 2l kr Fw - hệ số kháng giếng, Fw với qw là khả năng thoát nước của bấc 3qw thấm. 2 Theo Bo [24] giá trị qw hợp lý là 5krl . Các thông số trên đều đã biết hoặc xác định được bằng thí nghiệm công trình, vậy nên dựa vào phương trình (1-15) (1-18) và (1-39) có thể lập được phương trình U(Tr), với quan hệ giữa Tr(Tv) được thiết lập dựa trên quan hệ giữa Cr/Cv và phương trình (1-12) và (1-23). Ta xác định được hệ số điểm uốn lý thuyết và thực nghiệm theo phương trình:
34 dU M theory (1-40) d log Tr max dSt M field (1-41) d log t max Giá trị độ lún cuối sẽ được xác định dựa vào tỉ lệ: M S field (1-42) c M theory Trên hình 1.23 và 1.24 là đồ thị xác định điểm uốn lý thuyết và điểm uốn thực nghiệm tham khảo cho một công trình. Theo đồ thị tham khảo này nhận thấy công trình có độ lún cuối Sc= 1250/0,8 = 1563 mm 1,56 m. 1,0 1800 §iÓm uèn §iÓm uèn 1600 (370;1250) r 0,8 (0,60; 0,80) 1400 / d log t log d / t 1200 0,6 1000 = dS = 800 = dU/d log T log dU/d = 0,4 600 thùc nghiÖm thùc lý thuyÕt thuyÕt lý 400 M M 0,2 200 0 0 0,01 0,1 1,0 10 10 100 1000 Tv t (ngµy) Hình 1.23. Hệ số điểm uốn lý thuyết Hình 1.24. Hệ số điểm uốn thực nghiệm
35 Kết luận chương 1 Luận án đã nêu tổng quan về tình hình nghiên cứu, ứng dụng phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất yếu trên thế giới, nguyên lý thi công khi có và không có màng kín khí. Phương pháp này đã được ứng dụng thành công xử lý nền cho các loại công trình xây dựng: dân dụng, giao thông, công nghiệp và thủy lợi. Bản chất của quá trình cố kết nền đất là giải quyết bài toán cố kết thấm. Việc giải bài toán cố kết chân không đã được nhiều nhà khoa học quan tâm nghiên cứu, các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả bài toán đã được xem xét. Trong số các kết quả giải bài toán, kết quả của đại học Wollongong trên cơ sở kết quả của Barron - Terzaghi đã được lựa chọn làm cơ sở lý thuyết. Các phương pháp dự báo lún khi có kết quả thực nghiệm cũng được giới thiệu để dự đoán quá trình cố kết. Các kết quả nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình cố kết khi xử lý nền đất yếu theo phương pháp cố kết chân không đã được các nhà khoa học nghiên cứu chỉ ra rằng: loại đất, cấp áp lực chân không, loại bấc thấm, khoảng cách bấc thấm, hệ số thấm, ảnh hưởng vùng xáo trộn bằng các nghiên cứu thực nghiệm trong phòng và hiện trường. Phương pháp cố kết chân không bước đầu đã được ứng dụng ở Việt Nam để xử lý nền cho một số công trình. Tuy nhiên, để chủ động về công nghệ và ứng dụng phương pháp này phù hợp trong xử lý nền đất yếu cho các loại công trình xây dựng ở Việt Nam, các nghiên cứu về quy luật biến đổi các thông số của nền đất trong quá trình cố kết cần được quan tâm, nghiên cứu bằng các mô hình thực nghiệm. Trong luận án này tác giả đề xuất sử dụng mô hình thực nghiệm cỡ lớn trong phòng1 để nghiên cứu quy luật biến thiên ALNLR và biến dạng của nền tại các vị trí và độ sâu nghiên cứu khác nhau. 1 Kích thước: (2,0x1,0x1,2)m
36 Chương 2 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM PHƯƠNG PHÁP CỐ KẾT CHÂN KHÔNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG MÔ HÌNH VẬT LÝ 2.1. Mục đích nghiên cứu Nghiên cứu thực nghiệm trong phòng nhằm xác định quy luật biến thiên độ lún và ALNLR cho loại đất yếu nghiên cứu tại các vị trí và độ sâu khác nhau trong quá trình cố kết chân không, cụ thể là: - Nghiên cứu lắp đặt, vận hành hệ thống cố kết chân không và các thiết bị thực nghiệm để có thể chủ động trong thực hành khi xử lý nền bằng công nghệ này; - Xác định quá trình lún bề mặt tại các vị trí khác nhau trong nền (vị trí bấc thấm và vị trí giữa hai bấc thấm) trong quá trình cố kết chân không; - Xác định quá trình biến thiên của ALNLR tại các vị trí và độ sâu nghiên cứu khi áp dụng phương pháp cố kết chân không; - Đánh giá hiệu quả kỹ thuật của phương pháp cố kết chân không. 2.2. Mô hình nghiên cứu 2.2.1. Giới thiệu mô hình Mô hình thí nghiệm là MHVL được xây dựng tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật Trường Đại học Thủy lợi - Hà Nội. Mô hình gồm khối hộp hình chữ nhật có kích thước (2,0 x1,0x1,2) m, thể tích V = 2,4 m3, được ghép bởi hệ khung bằng thép và hệ kính cường lực dày 1,0 cm ở các mặt bên, hệ thống máy bơm tạo chân không chuyên dùng, các Piezometer (PIE) để quan trắc ALNLR, các Tenxomet (TEN) để quan trắc lún, hệ giá đỡ thiết bị thí nghiệm, hệ thống thiết bị làm mát máy bơm, hệ thống thu nước và màng làm kín khí tạo áp lực chân không. Sơ họa mô hình thí nghiệm ở hình 2.1. MHVL mô phỏng một khối đất cho loại đất yếu nghiên cứu. Trong đó, bấc thấm được bố trí với khoảng cách hiệu quả (1,0x1,0) m, có chiều dài xuyên suốt khối đất. Các PIE quan trắc ALNLR được bố trí ở các độ sâu nghiên cứu tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm, các TEN quan trắc lún được bố trí ở ngay trên mặt tại vị
37 trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm. Lớp cát dày 0,2 m trên mặt khối đất vừa có nhiệm vụ tiêu thoát nước, vừa có nhiệm vụ gia tải. 9 1 8 2 4 10 3 Líp c¸t tho¸t n•íc 200 4 1200 400 7 5 MÉu ®Êt thÝ nghiÖm 1000 2000 450 1200 1000 600 6 1 D©y truyÒn tÝn hiÖu tõ ®Çu ®o ¸p lùc n•íc lç rçng 6 Thïng chøa m¸y b¬m ch©n kh«ng 2 §Çu ®äc sè liÖu datalogger 7 M¸y b¬m ch©n kh«ng 3 èng nhùa truyÒn ¸p lùc ch©n kh«ng mm 8 §ång hå ®o lón 4 §ång hå ®o ¸p lùc ch©n kh«ng 9 Gi¸ ®ì thiÕt bÞ 5 Van ®iÒu ¸p 10 Mµng kÝn khÝ Hình 2.1. Sơ họa mô hình thí nghiệm Các MHVL được xây dựng cho trường hợp có và không có bấc thấm. Sơ đồ bố trí các thiết bị quan trắc lún và ALNLR tại các vị trí nghiên cứu ở các MHVL như sau: MHVL1: Xây dựng cho trường hợp có sử dụng bấc thấm, áp lực chân không được tạo bằng máy hút chân không. Các PIE quan trắc ALNLR được bố trí ở độ sâu 0,5 m tại vị trí cạnh bấc thấm (PIE 1-1) và vị trí giữa hai bấc thấm (PIE 1-2), ở độ sâu 0,75 m tại vị trí cạnh bấc thấm (PIE 1-3). Các TEN quan trắc biến dạng lún được bố trí trên mặt khối đất nghiên cứu tại vị trí cạnh bấc thấm (TEN 1-1), giữa hai bấc thấm (TEN 1-2). Sơ đồ bố trí các PIE và TEN thể hiện ở hình 2.2.
38 ThiÕt bÞ ®o ¸p lùc n•íc lç rçng (Piezometer) §ång hå ®o ¸p lùc ch©n kh«ng Mµng kÝn khÝ Mµng kÝn khÝ V¶i ®Þa V¶i ®Þa Líp c¸t tho¸t n•íc èng thu n•íc ThiÕt bÞ ®o lón èng thu n•íc 200 200 TEN 1-2 TEN 1-1 PIE 1-1 BÊc thÊm 1200 PIE 1-2 1200 BÊc thÊm 1000 1000 BÊc thÊm PIE 1-3 BÊc thÊm 500 250 500 500 500 500 500 500 500 500 2000 2000 Hình 2.2. Sơ đồ bố trí thiết bị MHVL1 MHVL2: Xây dựng cho trường hợp có sử dụng bấc thấm, áp lực chân không được tạo bằng máy hút chân không. Các PIE quan trắc ALNLR được bố trí ở độ sâu 0,75 m tại vị trí cạnh bấc thấm (PIE 2-1) và vị trí giữa hai bấc thấm (PIE 2-2), ở độ sâu 0,5 m tại vị trí cạnh bấc thấm (PIE 2-3). Các TEN quan trắc biến dạng lún được bố trí trên mặt khối đất nghiên cứu tại vị trí cạnh bấc thấm (TEN 2-1), giữa hai bấc thấm (TEN 2-2). Sơ đồ bố trí các PIE và TEN thể hiện ở hình 2.3. ThiÕt bÞ ®o ¸p lùc n•íc lç rçng (Piezometer) §ång hå ®o ¸p lùc ch©n kh«ng Mµng kÝn khÝ Mµng kÝn khÝ V¶i ®Þa V¶i ®Þa Líp c¸t tho¸t n•íc èng thu n•íc ThiÕt bÞ ®o lón èng thu n•íc 200 200 TEN 2-2 TEN 2-1 PIE 2-3 BÊc thÊm 1200 1200 BÊc thÊm 1000 1000 BÊc thÊm PIE 2-1 BÊc thÊm PIE 2-2 500 250 500 500 500 500 500 500 500 500 2000 2000 Hình 2.3. Sơ đồ bố trí thiết bị MHVL2 MHVL3: Để đánh giá hiệu quả của phương pháp cố kết chân không trong trường hợp có và không có bấc thấm, thông qua việc phân tích, so sánh kết quả thí nghiệm với MHVL2, MHVL3 được xây dựng cho trường hợp không sử dụng bấc
39 thấm, áp lực chân không được tạo từ máy bơm chân không. Các PIE quan trắc ALNLR được bố trí ở độ sâu 0,75 m tại vị trí cách biên khối đất nghiên cứu 0,5 m theo chiều dài (PIE 3-1), vị trí cách biên khối đất nghiên cứu 1,0 m theo chiều dài (PIE 3-2) và ở độ sâu 0,5 m tại vị trí cách biên khối đất nghiên cứu 0,5 m theo chiều dài (PIE 3-3). Các TEN quan trắc biến dạng lún được bố trí trên mặt khối đất nghiên cứu tại vị trí cách biên 0,5 m theo chiều dài (TEN 3-1), cách biên 1,0 m theo chiều dài (TEN 3-2). Sơ đồ bố trí các PIE và TEN thể hiện ở hình 2.4. ThiÕt bÞ ®o ¸p lùc n•íc lç rçng (Piezometer) §ång hå ®o ¸p lùc ch©n kh«ng Mµng kÝn khÝ Mµng kÝn khÝ V¶i ®Þa V¶i ®Þa Líp c¸t tho¸t n•íc èng thu n•íc ThiÕt bÞ ®o lón èng thu n•íc 200 200 TEN 3-2 TEN 3-1 PIE 3-3 1200 1200 1000 1000 PIE 3-1 PIE 3-2 500 250 500 500 500 500 500 500 500 500 2000 2000 Hình 2.4. Sơ đồ bố trí thiết bị MHVL3 2.2.2. Mẫu đất thí nghiệm Đất thí nghiệm được lấy tại khu ven biển Pvtex Đình Vũ - Hải Phòng (hình 2.5), mẫu đất thí nghiệm được chế bị từ loại đất này, có các chỉ tiêu cơ lý tương đồng với loại đất cần nghiên cứu là bùn sét pha nhẹ. Trình tự chế bị được thực hiện như sau: - Lấy (7 -10) kg mẫu cho vào chậu, nhặt bỏ tạp chất sau đó cho (1,7-2) lít nước vào để tạo độ ẩm, nhào trộn đất đến khi đạt trạng thái chảy thể hiện ở hình 2.6. - Sau khi mẫu đất chế bị đạt yêu cầu, được cho vào máng thí nghiệm hình hộp thành từng lớp với chiều dày 10 cm, dùng tấm thép dày 2 cm, nặng 3 kg đầm sơ bộ cho đến khi thả tấm thép rơi tự do ở độ cao 15 cm thì mặt trên của tấm thép bằng với mặt đất thì đổ lớp tiếp theo, tiếp tục cho đến khi chiều cao của mẫu đạt 1,0 m. - Để mẫu đất trong mô hình được ổn định và ngâm bão hòa trước khi tiến hành thí nghiệm.
40 Hình 2.5. Mẫu đất khu ven biển PVtex Hình 2.6. Chế bị mẫu đất nghiên cứu Đình Vũ - Hải Phòng Để đánh giá hiệu quả của phương pháp, trước khi thí nghiệm lấy mẫu xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất, kết quả được thể hiện ở bảng 2.1. Bảng 2.1. Các chỉ tiêu cơ lý của đất trước thí nghiệm TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị 1 Độ ẩm tự nhiên W % 44,19 2 Trọng lượng thể tích tự nhiên γ kN/m3 17,48 3 3 Trọng lượng thể tích khô γd kN/m 11,97 4 Tỷ trọng hạt Gs - 2,67 5 Hệ số rỗng e - 1,20 6 Độ lỗ rỗng n % 54,69 7 Độ bão hòa S % 97,75 8 Giới hạn chảy LL % 33,04 9 Giới hạn dẻo PL % 21,95 10 Chỉ số dẻo PI % 11,09 11 Chỉ số chảy LI - 2,01 φ độ 4o07’ 12 TN cắt trực tiếp C kPa 3,00 2 -5 13 Hệ số cố kết Cv m /s 3,57.10 14 Chỉ số nén Cc - 0,33 15 Chỉ số nở Cs - 0,06 16 Hệ số thấm k m/s 8,66.10-8 17 Hệ số ép co a kPa-1 5,33.10-4 18 Mô đun biến dạng E kPa 380
41 Sử dụng phương pháp cắt cánh trong phòng để xác định sức chống cắt không thoát nước của đất theo độ sâu trước khi thí nghiệm. Kết quả được lấy trung bình từ ba lần cắt cánh tại các vị trí cách biên trái và phải của khối đất thí nghiệm lần lượt 0,5 m và 1,0 m được thể hiện ở bảng 2.2 và hình 2.7. 0,0 Bảng 2.2. Sức chống cắt không 0,1 Su tr•íc thÝ nghiÖm thoát nước của đất theo độ sâu 0,2 trước thí nghiệm 0,3 0,4 Độ sâu (cm) Su (kPa) 0 - 0,5 §é s©u (m) s©u §é 0,2 1,10 0,6 0,4 1,50 0,7 0,6 1,60 0,8 0,8 1,80 0,9 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 Søc kh¸ng c¾t Su (kPa) Hình 2.7. Biểu đồ biến đổi sức chống cắt không thoát nước (Su) của đất theo độ sâu trước thí nghiệm 2.2.3. Thiết bị thí nghiệm Thiết bị thí nghiệm mô hình (hình 2.1) gồm: hệ thống bơm tạo chân không, đầu đo ALNLR (Piezometer), đầu đọc số liệu (Datalogger), thiết bị đo biến dạng, màng làm kín khí, bấc thấm, hệ thống thu nước đấu nối với bấc thấm và máy bơm. Các thiết bị này thường được sử dụng cho các công trình khi xử lý tại hiện trường. 2.2.3.1. Đầu đo ALNLR (Piezometer) Thiết bị đo ALNLR là loại thiết bị chuyên dùng được lắp đặt trong nền đất tại một độ sâu bất kỳ trong quá trình xử lý nền. Thiết bị đo ALNLR phổ biến gồm hai loại: đầu đo ALNLR kiểu dây rung và đo ALNLR kiểu ống đứng. Đầu đo ALNLR kiểu dây rung sử dụng một màng cảm biến, ALNLR sẽ làm thay đổi sức căng trên bề mặt cảm biến, sự thay đổi sức căng bề mặt này được chuyển hoá thành tín hiệu tần số xung điện từ rồi được máy đo chuyển hoá thành
42 đơn vị số đọc. Đầu đo ALNLR kiểu dây rung có thể quan trắc được sự thay đổi nhỏ của ALNLR và nhiệt độ. Khi sử dụng đầu đo ALNLR được nối với đầu đọc datalogger và số liệu sẽ được ghi vào trong bộ nhớ máy. Trước khi lắp đặt đầu đo ALNLR cần được ngâm trong nước tối thiểu 24 giờ để nước ngấm qua lớp gốm (đá), khí thoát hết ra ngoài. Đo ALNLR kiểu ống đứng gồm một đầu lọc được khoan, lắp đặt ngay tại vị trí muốn đo ALNLR, đầu lọc này được nối với các ống nhựa PVC theo chiều thẳng đứng lên đến mặt đất. ALNLR khi thay đổi sẽ làm thay đổi mực nước trong ống, khi đo sẽ sử dụng cuộn dây đo mực nước thả vào trong ống để xác định chiều cao mực nước trong ống. Trong MHVL này sử dụng đầu đo ALNLR kiểu dây rung của hãng Geokon (Mỹ), xem hình 2.8 và hình 2.9. Hình 2.8. Đầu đo ALNLR kiểu dây rung - Geokon Hình 2.9. Sơ đồ cấu tạo đầu đo ALNLR kiểu dây rung
43 2.2.3.2. Đầu đọc số liệu (Datalogger) Datalogger (hình 2.10) là thiết bị đọc tín hiệu và ghi lại số liệu vào bộ nhớ khi kết nối hoạt động với đầu đo ALNLR, thiết bị của hãng Geokon, mã hiệu LC 2x4, có thể đọc được số liệu của 4 đầu đo cùng lúc. Datalogger hoạt động nhờ nguồn điện từ 2 pin 1,5V, có thể kết nối với máy tính thông qua phần mềm Logview. Hình 2.10. Đầu đọc số liệu - Geokon LC 2x4 2.2.3.3. Thiết bị đo biến dạng Quan trắc biến dạng nhằm xác định độ lún, độ dịch chuyển theo phương ngang của nền đất trong quá trình xử lý. Các thiết bị quan trắc biến dạng gồm các loại: bàn quan trắc lún để đo biến dạng đứng (settlement plates), đo lún sâu (extensometer), ống đo độ nghiêng (inclinometer). Quan trắc biến dạng trong MHVL là quan trắc biến dạng theo phương thẳng đứng (độ lún) của nền trong quá trình xử lý. Thiết bị đo lún gồm bàn đo lún có kích thước (15x15) cm được gắn với thanh kim loại inox dài 1,5 m và đồng hồ đo lún (loại đo biến dạng 5 cm) cùng bộ gá đỡ định vị để quan trắc độ lún mặt tại các vị trí cần nghiên cứu (hình 2.11).
44 Hình 2.11. Bàn đo lún, đồng hồ đo lún và bộ gá đỡ 2.2.3.4. Màng làm kín khí Màng kín khí là màng địa kỹ thuật có giới hạn chảy và giới hạn kéo rách lớn dùng để phủ kín toàn bộ vùng xử lý. Trong quá trình gia tải, nước và không khí được thoát ra ngoài tạo nên một vùng áp suất nhỏ hơn áp suất khí quyển trong lớp đất gia tải nằm dưới màng kín khí, từ đó hình thành một tải trọng gia tải do sự chênh lệch về áp suất không khí ở trên và dưới màng này. 2.2.3.5. Bấc thấm và hệ thống ống đấu nối đến máy bơm Loại bấc thấm CT-D910 được dùng để thí nghiệm các MHVL, là loại bấc thấm phổ biến, được sản xuất hàng loạt tại nhà máy có kích thước (100x4) mm, khoảng cách bấc thấm nghiên cứu là 1,0 m, chiều sâu bấc thấm xuyên suốt khối đất (1,0 m). Đầu các bấc thấm nối với hệ thống ống hút, hệ thống này được nối trực tiếp đến hệ thống máy bơm tạo chân không được thể hiện ở hình 2.12. Hình 2.12. Bấc thấm và hệ thống Hình 2.13. Lắp đặt các thiết bị của máy bơm ống đấu nối
45 2.2.3.6. Hệ thống máy bơm chân không Hệ thống máy bơm chân không là hệ thống máy bơm chuyên dụng, có thể cho cả khí và nước đi qua trong quá trình gia tải. Hệ thống gồm máy bơm, thùng chứa, các thiết bị tuần hoàn và tạo áp lực chân không, công suất của máy bơm 7,5 kW, có thể đảm bảo xử lý trên diện tích (1000 – 2000) m2 (hình 2.13). Máy bơm làm việc theo nguyên lý tuần hoàn, nước đi từ cửa vào đến cửa ra sẽ tạo ra một áp lực chân không có thể gia tải trên một diện tích hơn 1000 m2. Trong quá trình hoạt động máy bơm được làm mát nhờ sự thay đổi lượng nước tuần hoàn trong thùng chứa. Áp lực chân không được duy trì trong suốt quá trình gia tải vì vậy luôn luôn có một máy bơm dự phòng được chuẩn bị trong quá trình xử lý. Để quản lý và kiểm tra được áp lực chân không tại vị trí máy bơm và trong nền, các đồng hồ đo áp lực chân không được đặt tại các vị trí này. 2.3. Quy trình thí nghiệm 2.3.1. Chuẩn bị máng thí nghiệm hình hộp và chế bị mẫu Máng thí nghiệm hình hộp được gia cố kín, khít và gia cường khả năng chịu lực khi tạo áp lực chân không, các mặt trong thành bên của máng được dán tấm nilông mỏng nhằm làm sạch mặt kính để tiện kết hợp quan trắc trực quan quá trình lún, mặt khác làm giảm sự ma sát giữa đất và thành máng, gia cố các thanh chống phía trên thành bên của máng để hỗ trợ khả năng chịu lực của thành máng trong quá trình gia tải, mặt ngoài máng được đính lưới ôli (mm) để quan sát. 2.3.2. Xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất trước khi thí nghiệm Để có cơ sở so sánh phân tích, đánh giá với các chỉ tiêu sau xử lý. Dùng ống thành mỏng đường kính 7,0 cm lấy mẫu để xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất trước khi thí nghiệm. 2.3.3. Cắm bấc thấm Cắm bấc thấm có kích thước (100x4) mm với khoảng cách cách nghiên cứu xác định là 1,0 m. Để xét đến sự xáo trộn của vùng đất quanh bấc thấm trong quá trình lắp đặt giống như ở hiện trường, dùng ống thép hộp chữ nhật (2x12x1200) cm, luồn bấc thấm vào trong ống thép để lắp đặt bấc thấm thể hiện ở hình 2.14.
46 Hình 2.14. Lắp đặt bấc thấm trên mô Hình 2.15. Lắp đặt thiết bị quan trắc hình thí nghiệm ALNLR trên mô hình thí nghiệm 2.3.4. Lắp đặt thiết bị quan trắc ALNLR Dùng ống nhôm chữ nhật (1x3x1200) cm, luồn dây cáp của piezometer vào trong ống để lắp đặt thiết bị quan trắc ALNLR thể hiện ở hình 2.15 đồng thời lắp đặt các bàn đo lún mặt tại các vị trí nghiên cứu. 2.3.5. Tạo lớp mặt thoát nước và lắp đặt thệ thống thu nước Rải lớp cát vàng hạt thô 0,2 m làm mặt thoát nước và lắp đặt hệ thống thu nước đến đầu các bấc thấm, xem hình 2.16. Hình 2.16. Rải lớp cát vàng và lắp đặt Hình 2.17. Làm kín trên mô hình hệ thống thu nước 2.3.6. Làm kín mô hình thí nghiệm Bọc màng làm kín trên mô hình, làm kín tại các vị trí lắp đặt thiết bị quan trắc, xem hình 2.17.
47 2.3.7. Lắp đặt các đồng hồ đo lún và áp lực chân không Lắp đặt các đồng hồ đo lún và áp lực chân không tại các vị trí nghiên cứu thể hiện ở hình 2.18. Hình 2.18. Lắp đặt các thiết bị quan Hình 2.19. Cài đặt các thông số của đầu trắc lún đo ALNLR 2.3.8. Kết nối và kích hoạt các đầu đo ALNLR Kết nối đầu đọc số liệu (datalogger) với máy tính để cài đặt các thông số của từng đầu đo ALNLR và kích hoạt chúng, xem hình 2.19. 2.3.9. Kết nối hệ thống máy bơm và hoạt động mô hình Kết nối hệ thống ống thu nước từ các đầu bấc thấm đến máy bơm tạo chân không, tiến hành hoạt động mô hình và quan trắc số liệu, xem hình 2.20. Hình 2.20. Kết nối hệ thống máy bơm với mô hình
48 2.4. Kết quả thực nghiệm các MHVL 2.4.1. Kết quả thực nghiệm của MHVL1 2.4.1.1. Độ lún thực nghiệm Quan hệ giữa độ lún và thời gian của MHVL1 (trường hợp có bấc thấm) trong quá trình cố kết chân không được thể hiện ở hình 2.21 và bảng I.1 phụ lục I. Do điều kiện trang thiết bị nên trong MHVL1 chỉ tạo được áp lực chân không trong nền tối đa khoảng 36 kPa. 12 50 10 45 8 40 6 35 4 2 30 0 Lón mÆt thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm (TEN 1-1) 25 Lón mÆt thÝ nghiÖm gi÷a 2 bÊc thÊm (TEN 1-2) -2 20 §élón (cm) ¸p lùc ch©n kh«ng -4 15 -6 10 kh«ngch©n ¸plùc (kPa) -8 -10 5 -12 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Thêi gian (ngµy) Hình 2.21. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL1 Kết quả từ hình 2.21 cho thấy, trong giai đoạn đầu gia tải (khoảng 1 ngày) lún mặt phát triển khá nhanh. Sau đó tốc độ lún giảm chút ít và đến khoảng 6 ngày sau khi gia tải thì giảm dần. Độ lún của nền gần như ổn định từ 16 ngày sau khi gia tải. Độ lún tại vị trí giữa 2 bấc thấm nhỏ hơn so với độ lún cạnh bấc thấm. Nhưng sự chênh lệch độ lún tại 2 vị trí này rất nhỏ. 2.4.1.2. Độ lún dự báo Để dự báo độ lún cuối cùng dựa trên số liệu thực nghiệm của MHVL1, sử dụng phương pháp dự báo Asaoka. Với thời gian thí nghiệm là 26 ngày, để tăng độ tương quan khi xây dựng đường hồi quy theo phương pháp Asaoka, chọn = 2 ngày, giả sử độ lún ngày thứ 4 có giá trị St = 4,51 cm (vị trí cạnh bấc thấm – TEN -1) và St = 4,04 cm (giữa hai bấc thấm - TEN 1-2) là lớn hơn giá trị độ lún tương ứng với độ cố kết 40%. Ta có các giá trị sử dụng để tính toán theo phương pháp Asaoka ở bảng 2.3.
49 Bảng 2.3. Kết quả độ lún dự báo theo Asaoka MHVL1 Ngày thứ t St (cm) Ngày thứ t+ St+ (cm) TEN 1-1 TEN 1-2 TEN 1-1 TEN 1-2 4 4,51 4,04 6 5,51 5,24 6 5,51 5,24 8 5,94 5,69 8 5,94 5,69 10 6,36 6,11 10 6,36 6,11 12 6,73 6,44 12 6,73 6,44 14 6,93 6,66 14 6,93 6,66 16 7,19 6,89 16 7,19 6,88 18 7,37 7,10 18 7,37 7,10 20 7,54 7,29 20 7,54 7,29 22 7,63 7,38 22 7,63 7,38 24 7,72 7,51 24 7,72 7,51 26 7,83 7,60 26 7,83 7,60 Ta có thể xây dựng đường hồi quy đi qua 11 điểm sử dụng trên. Từ đó ta xác định được đường thẳng hồi quy mô phỏng theo phương pháp Asaoka thể hiện ở hình ở 2.22 và 2.23. Hình 2.22. Đường hồi quy tại vị trí cạnh Hình 2.23. Đường hồi quy tại vị trí bấc thấm MHVL1 giữa 2 bấc thấm MHVL1 - Vị trí cạnh bấc thấm (TEN 1-1): St+∆ = 0,75St + 1,95 = St + A A Từ phương trình trên ta tính được S100% theo: S . 100% 1  S100% =A/(1-) = 1,95/(1-0,75) = 7,90 cm. - Vị trí giữa 2 bấc thấm (TEN 1-2): St+∆ = 0,72St + 2,09 = St + A. S100% =A/(1-) = 2,09/(1-0,723) = 7,55 cm.
50 Kiểm tra lại thấy 4,51 cm > 0,4*7,90 = 3,16 cm và 4,04 cm > 0,4*7,55 = 3,02 cm, thỏa mãn điều kiện của Luger. Vậy độ lún cuối cùng dự báo tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa 2 bấc thấm theo Asaoka lần lượt là 7,90 cm và 7,55 cm. Độ lún dự báo và thực nghiệm ở thời điểm dừng gia tải (26 ngày) tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa 2 bấc thấm chênh lệch nhau rất nhỏ, sai số tại các vị trí trên lần lượt là 0,9% và 0,7%. Kết quả này cho thấy sự phù hợp của phương pháp dự báo lún Asaoka. 2.4.1.3. ALNLR thực nghiệm Quan hệ giữa độ biến thiên ALNLR thực nghiệm và thời gian ở các độ sâu nghiên cứu trong quá trình cố kết chân không của MHVL1 thể hiện ở hình 2.24 và bảng I.2 phụ lục I. 40 40 35 30 35 25 20 30 15 10 25 5 ALNLR thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm ë ®é s©u 50 cm (PIE 1-1) 0 ALNLR thÝ nghiÖm gi÷a 2 bÊc thÊm ë ®é s©u 50 cm (PIE 1-2) 20 -5 ALNLR thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm ë ®é s©u 75 cm (PIE 1-3) ¸p lùc ch©n kh«ng -10 15 -15 -20 10 ¸p lùc ch©n kh«ngch©n ¸plùc (kPa) ¸p lùc n•íc ¸prçnglùc lç (kPa) -25 -30 5 -35 -40 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Thêi gian (ngµy) Hình 2.24. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của MHVL1 Từ hình 2.24 cho thấy: - Tại thời điểm trước khi gia tải, ALNLR ở các độ sâu nghiên cứu trong nền là ALNLR tĩnh như thể hiện ở hình 2.24; - ALNLR dư suy giảm khá nhanh trong giai đoạn đầu gia tải (khoảng 1 ngày), giá trị ALNLR dư tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm có sự chênh lệch lớn do áp lực chân không được truyền vào nền thông qua bấc thấm. Sau đó tốc độ suy giảm ALNLR dư giảm chút ít và đến khoảng 6 ngày sau khi gia tải thì tốc độ suy giảm ALNLR dư giảm dần. ALNLR dư tại vị trí cạnh bấc thấm lớn hơn vị trí giữa 2 bấc thấm;
51 - ALNLR dư gần như ổn định từ 16 ngày sau khi gia tải. Chênh lệch giá trị ALNLR dư tại hai vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm rất bé; - Giá trị ALNLR dư suy giảm phụ thuộc vào độ sâu nền đất, càng gần mặt đất hơn thì ALNLR dư suy giảm nhiều hơn. 2.4.2. Kết quả thực nghiệm của MHVL2 2.4.2.1. Độ lún thực nghiệm Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL2 (trường hợp có bấc thấm) trong quá trình cố kết chân không, được thể hiện ở hình 2.25 và bảng I.3 phụ lục I. Do điều kiện trang thiết bị nên áp lực chân không tạo được trong MHVL2 khoảng 41 kPa. 20 50 18 16 45 14 12 40 10 8 35 6 4 30 2 0 25 -2 -4 20 §élón (cm) -6 -8 15 -10 -12 Lón mÆt thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm (TEN 2-1) 10 kh«ngch©n ¸plùc (kPa) -14 Lón mÆt thÝ nghiÖm gi÷a 2 bÊc thÊm (TEN 2-2) -16 5 -18 ¸p lùc ch©n kh«ng -20 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Thêi gian (ngµy) Hình 2.25. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL2 Hình 2.25 cho thấy, độ lún phát triển rất nhanh trong giai đoạn đầu gia tải (khoảng 1 ngày). Sau đó tốc độ lún giảm đi một ít và đến khoảng 8 ngày sau khi gia tải thì tốc độ lún giảm dần. Độ lún của nền gần như ổn định từ sau 20 ngày sau khi gia tải. Độ lún tại vị trí cạnh bấc thấm lớn hơn vị trí giữa 2 bấc thấm, tuy nhiên sự chênh lệch độ lún tại 2 vị trí này rất bé. Kết quả từ hình 2.25 cũng cho thấy, quy luật phát triển độ lún tại các vị trí nghiên cứu ở MHVL2 khá giống với MHVL1, sự khác nhau chủ yếu này là về giá trị của độ lún do khác nhau về cấp áp lực chân không. 2.4.2.2. Độ lún dự báo Sử dụng phương pháp Asaoka để dự báo độ lún cuối cùng của MHVL2. Để đạt được độ tương quan chặt chẽ chọn = 2 ngày, giả sử độ lún ngày thứ 4 có giá
52 trị St = 5,44 cm (vị trí bấc thấm – TEN 2-1) và St = 4,64 cm (giữa hai bấc thấm – TEN 2-2) là lớn hơn giá trị độ lún tương ứng với độ cố kết 40%. Ta có các giá trị sử dụng để tính toán theo phương pháp Asaoka ở bảng 2.4 Bảng 2.4. Kết quả độ lún dự báo theo Asaoka của MHVL2 Ngày thứ t St (cm) Ngày thứ t+ St+ (cm) TEN 2-1 TEN 2-2 TEN 2-1 TEN 2-2 4 5,44 5,12 6 6,05 5,68 6 6,05 5,68 8 6,50 6,20 8 6,50 6,20 10 6,98 6,72 10 6,98 6,72 12 7,33 7,11 12 7,34 7,11 14 7,61 7,42 14 7,61 7,42 16 7,97 7,74 16 7,97 7,74 18 8,27 8,04 18 8,27 8,04 20 8,50 8,32 20 8,50 8,32 22 8,73 8,52 22 8,73 8,52 24 8,93 8,70 24 8,93 8,70 26 9,03 8,82 26 9,03 8,82 Ta có thể xây dựng đường hồi quy đi qua 11 điểm sử dụng trên. Từ đó ta xác định được đường thẳng hồi quy mô phỏng theo phương pháp Asaoka thể hiện ở hình 2.26 và 2.27. Hình 2.26. Đường hồi quy tại vị trí cạnh Hình 2.27. Đường hồi quy tại vị trí bấc thấm MHVL2 giữa 2 bấc thấm MHVL2 - Vị trí cạnh bấc thấm (TEN 2-1): St+∆ = 0,88St + 1,24 = St + A. A Từ phương trình trên ta tính được S100% theo: S . 100% 1  S100% =A/(1-) = 1,24/(1-0,88) = 10,07 cm.
53 - Vị trí giữa 2 bấc thấm (TEN 2-2): St+∆ = 0,88St + 1,21 = St + A. S100% =A/(1-) = 1,21/(1-0,88) = 9,98 cm. Kiểm tra lại thấy 5,44 cm > 0,4*10,07 = 4,03 cm và 5,12 cm > 0,4*9,98 = 3,99 cm, thỏa mãn điều kiện của Luger. Vậy độ lún cuối cùng tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa 2 bấc thấm dự báo theo Asaoka lần lượt là 10,07 cm và 9,98 cm. Sai số giữa độ lún dự báo và thực nghiệm tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm tại thời điểm kết thúc gia tải (26 ngày) không có sự chênh lệch lớn, với sai số lần lượt là 10,3% và 11,6%. Kết quả này cho thấy được sự phù hợp của phương pháp dự báo lún Asaoka. 2.4.2.3. ALNLR thực nghiệm Quan hệ giữa độ biến thiên ALNLR thực nghiệm và thời gian trong quá trình cố kết chân không của MHVL2 được thể hiện ở hình 2.28 và bảng I.4 phụ lục I. 50 50 45 40 45 35 30 40 25 20 35 15 10 30 5 0 25 -5 -10 20 -15 -20 15 -25 ¸p lùc n•íc ¸prçnglùc lç (kPa) -30 ALNLR thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm ë ®é s©u 75 cm (PIE 2-1) 10 kh«ngch©n ¸plùc (kPa) -35 ALNLR thÝ nghiÖm gi÷a 2 bÊc thÊm ë ®é s©u 75 cm (PIE 2-2) -40 ALNLR thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm ë ®é s©u 50 cm (PIE 2-3) 5 -45 ¸p lùc ch©n kh«ng -50 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Thêi gian (ngµy) Hình 2.28. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của MHVL2 Kết quả từ hình 2.28 cho thấy: - ALNLR ở các độ sâu nghiên cứu trong nền tại thời điểm trước khi gia tải là ALNLR tĩnh như thể hiện ở hình 2.28; - Tốc độ suy giảm ALNLR dư rất nhanh ở giai đoạn đầu gia tải (khoảng 1 ngày), giá trị ALNLR dư tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm có sự chênh lệch nhau lớn do áp lực chân không được truyền vào nền thông qua bấc thấm. Sau đó tốc độ suy giảm ALNLR dư giảm chút ít và đến khoảng 8 ngày sau khi gia tải thì
54 tốc độ suy giảm ALNLR dư giảm dần. ALNLR dư tại vị trí cạnh bấc thấm lớn hơn vị trí giữa hai bấc thấm; - ALNLR dư gần như ổn định từ 20 ngày sau khi gia tải. Chênh lệch giá trị ALNLR dư tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm rất bé. Càng gần mặt đất hơn thì ALNLR dư suy giảm nhiều hơn; - Quy luật biến thiên ALNLR dư của MHVL2 khá giống với MHVL1 trong quá trình cố kết chân không, sự khác nhau chủ yếu là về giá trị của ALNLR dư do cấp áp lực chân không khác nhau. 2.4.3. Kết quả thực nghiệm của MHVL3 2.4.3.1. Độ lún thực nghiệm Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL3 (trường hợp không có bấc thấm) trong quá trình cố kết chân không được thể hiện ở hình 2.29 và bảng I.5 phụ lục I. Do điều kiện trang thiết bị nên áp lực chân không tạo được trong MHVL3 khoảng 40 kPa. 12 50 10 45 8 40 6 35 4 2 30 0 25 -2 §élón (cm) 20 -4 15 -6 Lón mÆt thÝ nghiÖm c¸ch biªn 50 cm (TEN 3-1) 10 kh«ngch©n ¸plùc (kPa) -8 Lón mÆt thÝ nghiÖm c¸ch biªn 100 cm (TEN 3-2) -10 ¸p lùc ch©n kh«ng 5 -12 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Thêi gian (ngµy) Hình 2.29. Quan hệ giữa độ lún thực nghiệm và thời gian của MHVL3 Từ hình 2.29 cho thấy, trong 8 ngày đầu gia tải lún mặt phát triển chậm, đường cong quá trình lún thoải. Trong 10 ngày gia tải tiếp theo tốc độ lún giảm đi không nhiều. Ở thời gian còn lại tốc độ lún khá chậm, đường cong quá trình lún thoải hơn. Tại thời điểm dừng gia tải (26 ngày), đường cong quá trình lún vẫn còn dốc, chưa ổn định. Lún mặt tại các vị trí chênh lệch nhau rất bé trong quá trình cố kết chân không.
55 2.4.3.2. Độ lún dự báo Sử dụng phương pháp Asaoka để dự báo độ lún cuối cùng dựa trên số liệu thực nghiệm của MHVL3. Giống như MHVL1 và MHVL2 chọn = 2 ngày, giả sử độ lún ngày thứ 16 có giá trị St = 3,99 cm (vị trí cách biên khối đất nghiên cứu theo chiều dài 0,5 m – TEN 3-1) và St = 4,22 cm (vị trí cách biên khối đất nghiên cứu theo chiều dài 1,0 m – TEN 3-2) là lớn hơn giá trị độ lún tương ứng với độ cố kết 40%. Ta có các giá trị sử dụng để tính toán theo phương pháp Asaoka ở bảng 2.5 Bảng 2.5. Kết quả độ lún dự báo theo Asaoka MHVL3 Ngày thứ t St (cm) Ngày thứ t+ St+ (cm) TEN 3-1 TEN 3-2 TEN 3-1 TEN 3-2 16 3,99 4,22 18 4,35 4,56 18 4,35 4,56 20 4,59 4,79 20 4,59 4,79 22 4,88 5,11 22 4,88 5,11 24 5,14 5,37 24 5,14 5,37 26 5,37 5,57 26 5,37 5,57 Ta có thể xây dựng đường hồi quy đi qua 5 điểm sử dụng trên. Từ đó ta xác định được đường thẳng hồi quy mô phỏng theo phương pháp Asaoka có dạng đường thẳng thể hiện ở hình 2.30 và 2.31. Hình 2.30. Đường hồi quy tại vị trí cách Hình 2.31. Đường hồi quy tại vị trí biên phân tố 0,5 m MHVL3 cách biên phân tố 1,0 m MHVL3 - Vị trí cách biên khối đất 0,5 m (TEN 3-1): St+∆ = 0,91St + 0,70 = St + A A Từ phương trình trên ta tính được S100% theo: S . 100% 1  S100% =A/(1-) = 0,70/(1-0,91) = 7,53 cm.
56 - Vị trí cách biên khối đất 1,0 m (TEN 3-2): St+∆ = 0,91St + 0,71 = St + A S100% = A/(1-) = 0,71/(1-0,91) = 7,72 cm. Kiểm tra lại thấy 3,99 cm > 0,4*7,53 = 3,01 cm và 4,22 m > 0,4*7,72 = 3,09 cm, thỏa mãn điều kiện của Luger. Vậy độ lún cuối cùng cách biên khối đất 0,5 m và 1,0 m dự báo theo Asaoka lần lượt là 7,53 cm và 7,72 cm. Độ lún cuối cùng dự báo theo Asaoka tại vị trí cách biên khối đất 0,5 m và 1,0 m là là 7,53 cm và 7,72 cm. Độ lún thực nghiệm tại thời điểm kết thúc gia tải (26 ngày) tại các vị trí trên lần lượt là 5,37 cm và 5,57 cm, lúc này đường cong lún vẫn còn dốc, chưa ổn định vì vậy giá trị dự báo lún theo Asaoka là phù hợp. 2.4.3.3. ALNLR thực nghiệm Quan hệ giữa độ biến thiên ALNLR thực nghiệm và thời gian trong quá trình cố kết chân không của MHVL3 được thể hiện ở hình 2.32 và bảng I.6 phụ lục I. 60 50 50 45 40 40 30 35 20 30 10 25 0 20 -10 -20 ALNLR thÝ nghiÖm c¸ch biªn 50 cm ë ®é s©u 75 cm (PIE 3-1) 15 ALNLR thÝ nghiÖm c¸ch biªn 100 cm ë ®é s©u 75 cm (PIE 3-2) 10 -30 kh«ngch©n ¸plùc (kPa) ¸p lùc n•íc ¸prçnglùc lç (kPa) ALNLR thÝ nghiÖm c¸ch biªn 50 cm ë ®é s©u 50 cm (PIE 3-3) -40 ¸p lùc ch©n kh«ng 5 -50 0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Thêi gian (ngµy) Hình 2.32. Quan hệ giữa ALNLR thực nghiệm và thời gian của MHVL3 Kết quả từ hình 2.32 cho thấy: - Trước khi gia tải, ALNLR tại các độ sâu nghiên cứu (0,5 m, 0,75 m) trong nền là ALNLR tĩnh như thể hiện ở hình 2.32; - Trong ngày đầu tiên gia tải, ALNLR dư tăng do nước trong lỗ rỗng chưa kịp thoát ra ngoài, ALNLR dư bắt đầu suy giảm sau khoảng 1 ngày gia tải. Do không có bấc thấm quá trình tiêu tán ALNLR dư diễn ra chậm trong khoảng 8 ngày đầu gia tải. Trong 10 ngày gia tải tiếp theo tốc độ suy giảm ALNLR dư giảm không nhiều. Ở thời
57 gian còn lại tốc độ suy giảm ALNLR dư khá chậm, đường cong quá trình tiêu tán ALNLR dư vẫn còn dốc, chưa ổn định. Giá trị ALNLR dư tại các vị trí có cùng độ sâu trong nền chênh lệch nhau rất nhỏ trong quá trình cố kết chân không. 2.5. Hiệu quả kỹ thuật của cố kết chân không Để đánh giá hiệu quả của phương pháp cố kết chân không, sau khi kết thúc thí nghiệm đã tiến hành lấy mẫu xác định các chỉ tiêu của đất để so sánh với trước thí nghiệm. Vị trí lấy mẫu và cắt cánh ở cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm với các độ sâu khác nhau, sơ đồ lấy mẫu và cắt cánh thể hiện ở hình 2.33 và 2.34. Mẫu đất được lấy bằng ống thành mỏng có đường kính 7 cm, dài 80 cm.   Hình 2.33. Sơ đồ lấy mẫu và cắt cánh Hình 2.34. Lấy mẫu và cắt cánh sau sau thí nghiệm thí nghiệm 2.5.1. Hiệu quả kỹ thuật của MHVL1 Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm MHVL1 được trình bày ở bảng 2.6. Bảng 2.6. Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm của MHVL1 TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị 1 Độ ẩm tự nhiên W % 33,89 2 Trọng lượng thể tích tự nhiên γ kN/m3 18,01 3 3 Trọng lượng thể tích khô γk kN/m 12,97 4 Tỷ trọng hạt Gs - 2,67 5 Hệ số rỗng e - 0,96 6 Độ lỗ rỗng n % 51,81 7 Độ bão hòa S % 96,57 8 Giới hạn chảy LL % 32,65 9 Giới hạn dẻo PL % 21,47 10 Chỉ số dẻo PI % 11,09
58 TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị 11 Chỉ số chảy LI - 1,19 φ độ 10o08’ 12 Thí nghiệm cắt trực tiếp C kPa 11,30 2 -5 13 Hệ số cố kết Cv m /s 1,45.10 14 Chỉ số nén Cc - 0,237 15 Chỉ số nở Cs - 0,058 16 Hệ số thấm k m/s 7,17.10-9 17 Hệ số ép co a kPa-1 9,38.10-5 Sức chống cắt không thoát nước trung bình của đất, tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm theo độ sâu sau khi xử lý được trình bày ở hình 2.35 và bảng 2.7. Bảng 2.7. Sức chống cắt không thoát nước sau thí nghiệm của MHVL1 Su (kPa) Độ sâu (cm) Vị trí cạnh bấc thấm Giữa hai bấc thấm 0 - - 0,2 11,20 9,10 0,4 12,60 7,00 0,6 10,80 5,90 0,8 11,50 6,30 0,0 0,0 Su sau thÝ nghiÖm gi÷a 2 bÊc thÊm Su sau thÝ nghiÖm gi÷a 2 bÊc thÊm 0,1 Su sau thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm 0,1 Su sau thÝ nghiÖm c¹nh bÊc thÊm Su tr•íc thÝ nghiÖm 0,2 0,2 0,3 0,3 0,4 0,4 0,5 0,5 §é s©u (m) §é §é s©u(m) 0,6 0,6 0,7 0,7 0,8 0,8 0,9 0,9 4 6 8 10 12 14 0 2 4 6 8 10 12 14 Søc kh¸ng c¾t Su (kPa) Søc kh¸ng c¾t Su (kPa) Hình 2.35. Quan hệ giữa sức chống Hình 2.36. Quan hệ giữa sức chống cắt cắt không thoát nước (Su) và độ sâu không thoát nước (Su) trước và sau thí sau thí nghiệm của MHVL1 nghiệm với độ sâu của MHVL1 Sức chống cắt không thoát nước của đất trước và sau thí nghiệm của MHVL1 được trình bày trên hình 2.36.
59 Nhận xét So sánh các chỉ tiêu cơ lý của đất trước và sau khi xử lý bằng phương pháp cố kết chân không thể hiện ở bảng 2-1, 2-2, 2-6 và 2-7 cho thấy: - Khi dùng thí nghiệm cắt trực tiếp góc ma sát trong ( ) và cường độ lực dính (C) lần lượt tăng từ 4007' lên 10008', tăng 2,46 lần và từ 3,0 kPa lên 11,3 kPa, tăng 3,77 lần. - Từ kết quả bảng 2-1 và bảng 2-6 cho thấy hệ số thấm (k) giảm từ 8,66.10-8 m/s xuống 7,17.10-9 m/s, giảm 12,08 lần; - Kết quả từ hình 2.36 cũng cho thấy, sức chống cắt không thoát nước của đất (Su) sau xử lý tại vị trí cạnh bấc thấm lớn hơn vị trí giữa hai bấc thấm. Điều đó cho thấy rằng vùng đất gần vị trí bấc thấm cố kết nhanh hơn do áp lực chân không được đưa trực tiếp vào bấc thấm rồi sau đó mới lan truyền trong nền đất đến các vùng khác; - Sức chống cắt không thoát nước của đất sau thí nghiệm càng gần mặt đất thì lớn hơn so với các điểm phía dưới và giảm dần theo độ sâu, do các điểm ở dưới sâu thoát nước chậm hơn; - Sức chống cắt không thoát nước trung bình của đất sau thí nghiệm tại vị trí cạnh bấc thấm và giữa hai bấc thấm tăng từ 1,5 kPa lên 11,5 kPa và 7,1 kPa tương ứng 7,71 và 4,71 lần. 2.5.2. Hiệu quả kỹ thuật của MHVL2 Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm MHVL2 được trình bày ở bảng 2.8. Bảng 2.8. Các chỉ tiêu cơ lý của đất sau thí nghiệm MHVL2 TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Giá trị 1 Độ ẩm tự nhiên W % 30,94 2 Trọng lượng thể tích tự nhiên γ kN/m3 18,34 3 3 Trọng lượng thể tích khô γk kN/m 13,49 4 Tỷ trọng hạt Gs - 2,67 5 Hệ số rỗng e - 0,78 6 Độ lỗ rỗng n % 49,44 7 Độ bão hòa S % 98,01 8 Giới hạn chảy LL % 33,04 9 Giới hạn dẻo PL % 21,95 10 Chỉ số dẻo PI % 11,09 11 Chỉ số chảy LI - 1,09 φ độ 11050’ 12 Thí nghiệm cắt trực tiếp C kPa 13,60 2 -5 13 Hệ số cố kết Cv m /s 1,22.10