Đánh giá sức chống cắt không thoát nước của nền đất yếu dưới công trình đắp thuộc khu vực đồng bằng sông Cửu Long

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 30 ĐÁNH GIÁ SỨC CHỐNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐẮP THUỘC KHU VỰC ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG LÊ HOÀNG VIỆT* , VÕ PHÁN ** Estimating the undrained shear strength of soft soil under embankment in mekong delta area Abstract: The paper presents the results of evaluating change of undrained shear strength Su based on correlations between undrained shear strength and degree of compaction and timeby on - dimensional consolidation problem. The result from prediction calculation is appropriate to in-siu field vane test and can be used to estimate long- term stability of soft soil under embankment in Mekong Delta area. Keywords: Undrained shear strength; Soft soil; Stability; Displacements. 1. TỔNG QU N KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU* Sức chống cắt không thoát nước (Su) là thông số quan trọng được sử dụng để đánh giá ổn định công trình đắp trên đất yếu. Dưới tác dụng của khối đắp, hiện tượng cố kết xảy ra và kéo dài theo thời gian. Theo 22TCN 262-2000 [1], Su tăng đồng đều theo độ sâu và theo thời gian dưới tác dụng của tải trọng ngoài và việc dự báo thay đổi Su chỉ căn cứ vào mức độ cố kết tổng thể Ut(t). Tuy nhiên, ở khu vực có lớp đất yếu có bề dày tương đối lớn, hiện tượng cố kết kéo dài đến hàng chục năm, thậm chí trăm năm và quá trình cố kết vẫn tiếp diễn ra trong quá trình sử dụng. Trong quá trình cố kết, sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư xảy ra không đồng đều trong phạm vi nền ảnh hưởng. Tại các vị trí gần biên thoát nước, sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư xảy ra nhanh hơn. Khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán *, ** Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM số 268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. HCM, ĐT: 083 8636822 * ĐT: 0979 853 988, Email: lehoangviet2008@gmail.com, ** ĐT: 0913 867008, Email: vophan54@yahoo.com một phần, ứng suất hữu hiệu gia tăng tương ứng với hiện tượng nén chặt đất. Như vậy sự gia tăng Su cũng xảy ra không đồng đều trong nền. Một số kết quả thí nghiệm trong phòng trên cùng một loại đất bão hòa chỉ ra rằng Su phụ thuộc vào độ ẩm và tuân theo quy luật phi tuyến [2]. Như vậy, Su có liên hệ chặt chẽ với độ chặt hay trạng thái ứng suất ban đầu và có thể thể hiện thông qua tỷ số Su/σ’v, [3]. Theo Skempton (1948): Su/ σ′ = 0,11+0,0037Ip (1) Các tương quan giữa Su và chỉ số dẻo Ip của Bjerrum (1972), Terzaghi, Peck và Mersi (1996) đã nghiên cứu. Theo quan điểm thiết kế SHANSEP (Stress History And Normalized Soil Engineering Properties) [4],[5] Su = m' vo )OCR(S (2) Trong đó: S - hệ số chuẩn hóa sức chống cắt không thoát nước cho trạng thái cố kết thường (OCR = 1), S =   1OCR ' vou /S  (3) m - hệ số xác định từ độ dốc của đường quan hệ log (OCR) và log (Su/ ' vo ). ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 31 Su của sét quá cố kết được xác định: Su = (Su/ ' vo )OCR=1 . (OCR) m . 'v (4) Điều này đã được các tác giả Jamiolkowski (1985), Mersi (1989), Ladd (1991) nghiên cứu bổ sung. Ladd (1991) đề nghị giá trị các hệ số: S = 0,22  0,03 và m = 0,8  0,1. Sức chống cắt không thoát nước cũng được xác định bằng cách phân tích theo ứng suất hữu hiệu với việc sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng Skempton Af (khi phá hoại) [6] như sau:   'sin)1A2(1 )K1(AKsin'cos'c S f 0f0 ' vo u    (5) Đối với sét cố kết thường:   'sin)1A2(1 )K1(AK'sin S f 0f0 ; vo u    (6) Trên cơ sở cân bằng giới hạn, bỏ qua các thông số hệ số áp lực nước lỗ rỗng, Verruijt cũng đưa ra công thức gần tương tự để đánh giá giá trị Su theo trạng thái ứng suất [7]. Ngoài ra, thông qua tính toán trên cơ sở lý thuyết cố kết thấm, tác giả đã tính toán dự báo Su thay đổi theo thời gian bằng các biểu thức (5) và (6) cho kết quả khác nhau đáng kể so với kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện trường. 2. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH Hình 1. Vị trí tuyến đường mở r ng Quốc l 1A đoạn Mỹ Thuận - Cần Thơ. Chiều dài tuyến thuộc khu vực nghiên cứu từ Km 2042 đến Km 2061 dự án nâng cấp mở rộng Quốc lộ 1- Mỹ Thuận - Cần Thơ thuộc địa bàn tỉnh Vĩnh Long. Theo kết quả khảo sát hiện trường & kết quả thí nghiệm trong phòng, địa tầng tại khu vực nghiên cứu được chia làm các lớp đất chính như sau: Lớp K: Đất đắp, là lớp đất không đồng nhất, tuỳ từng khu vực mà lớp này có đặc điểm khác nhau. Bề dày lớp biến thiên từ 0,5m đến 2,8m. Lớp 1a: Sét, màu xám nâu, xám đen, xám xanh, trạng thái dẻo mềm. Cao độ đáy lớp biến thiên từ -1,67m đến 2,75m. Bề dày lớp biến thiên từ 0,4m đến 3,4m. Lớp 1b: Bùn sét cát / bùn sét kẹp cát, màu xám xanh, xám nâu, xám đen. Tại một số lỗ khoan (Km 2056- Km 2061) chưa phát hiện lớp này. Cao độ đáy lớp được từ -29,8m đến -29,0m. Bề dày lớp thay đổi từ 14,0m đến 15,2m. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 32 Lớp 1: Bùn sét/bùn sét kẹp cát, màu xám xanh, xám đen. Lớp này gặp trong tất cả các lỗ khoan. Hầu hết các lỗ khoan phần tuyến đều chưa được khoan qua hết bề dày của lớp. Cao độ đáy lớp biến thiên từ -29,80m đến - 9,58m. Bề dày lớp đã khoan được biến thiên từ 10,0m đến 30,0m. Lớp 2: Sét, màu xám nâu, xám đen, trạng thái dẻo chảy. Lớp này chỉ gặp trong một vài vị trí. Bề dày lớp đã khoan được là 1,8 đến 15,0m. Bề dày lớp chưa được xác định qua hết. Thấu kính TK1: Cát, hạt nhỏ, màu xám đen, đôi chỗ lẫn ổ bùn sét, kết cấu rời rạc. Thấu kính này gặp trong một vài vị trí (Km 2042- Km 2047), cao độ đáy thấu kính biến thiên từ -10,90m đến -3,6m và bề dày thấu kính biến thiên từ 2,0m đến 9,2m. Thấu kính này gặp trong một vài vị trí (Km 2056- Km 2061), cao độ đáy thấu kính biến thiên từ - 21m đến -24,2m và bề dày thấu kính biến thiên từ 4,1m đến 4,7m. Thấu kính TK2: Cát hạt mịn. Thấu kính này gặp trong lớp 1, tại một vài vị trí (Km 042-Km 2047). Cao độ đáy thấu kính là 10,2m. Bề dày thấu kính là 2,0m 3. ĐÁNH GIÁ SỰ TH Y ĐỔI SỨC CHỐNG CẮT THOÁT NƢỚC THEO BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM 3.1. Xây dựng tương quan sức chống cắt không thoát nước theo độ sâu, mức độ nén chặt. Để đánh giá Su của đất yếu cần xác định tương quan giữa độ chặt (e) và trạng thái ứng suất của đất nền. Từ kết quả thí nghiệm nén cố kết, kết quả như hình 2 và: e = 1,6073exp(-0,0015σ'v) (7) Với: e- hệ số rỗng, σ'v- ứng suất nén Hình 2. Tương quan mức độ nén chặt theo trạng thái ứng suất Để dự báo sự gia tăng Su của đất yết theo thời gian, ngoài độ chặt, cần phải đánh giá trạng thái ứng suất trong quá trình cố kết. Từ đó xây dựng tương quan giữa ứng suất (σ'v) - độ chặt (e) và sức chống cắt không thoát nước (Su). Từ tương quan này cho phép dự báo sự gia tăng Su dưới tác dụng của quá trình gia tải. Trong phạm vi nghiên cứu này, tác giả sử dụng giá trị hệ số hiệu chỉnh của Bjerrum. Su= µ.Su(VST) (8) với µ=1.7 - 0.54*log(IP) để hiệu chỉnh giá trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh (VST) và thành lập các tương quan: Su -z; tương quan Su/e- z; tương quan Su/e - σ’v của các khu vực nghiên cứu. Kết quả tính toán được như sau: Su = 0,395z + 13,978 (9) 79,442 e S ln.2,201 u'V        (10) Từ kết quả tổng hợp sức chống cắt không thoát nước của thí nghiệm VST và được hiểu chỉnh theo biểu thức (8), xây dựng được các tương quan (9) và (10) là khá chặt chẽ, với hệ số tương quan R2=0,99 và được thể hiện trên hình 3, hình 4, hình 5 và hình 6. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 33 Hình 3. Tương quan giữa Su theo độ sâu khu vực dự kiến mở rộng mặt đường Hình 4. Tương quan giữa Su theo độ sâu (với lớp đất trên bề mặt cố kết trước) Hình 5. Tương quan giữa Su/e theo độ sâu Hình 6. Tương quan giữa Su/e và ứng suất hữu hiệu 3.2. Cơ sở lý thuyết dự báo sức chống cắt không thoát nước theo bài toán cố kết thấm Để thực hiện tính toán giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở thời điểm bất kỳ theo độ sâu có thể sử dụng lý thuyết cố kết thấm 1 chiều của K.Terzaghi. Lời giải cố kết thấm một chiều của K.Terzaghi chấp nhận nước lỗ rỗng không chịu nén ép, hệ số cố kết phụ thuộc vào tính nén ép của cốt đất và tính thấm của đất: w0 z v a k C   (11) Thực tế, nước lỗ rỗng luôn chứa một hàm lượng khí nhất định, các loại khí này khi chịu nén ép sẽ bị hòa tan một phần. Xét tính nén ép của nước lỗ rỗng, hệ số cố kết có thể được biểu diễn bằng biểu thức sau:             w,ask w z v K n3 K )v1(2 k C (12) )v21(3 E K 0u   (13) ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 34           pp 1 p 1 2 )H1(S1 3 K o0 r w,a (14) Trong đó: Ksk - module biến dạng thể tích khung cốt đất; Ka,w - module biến dạng thể tích hỗn hợp khí-nước lỗ rỗng; Với: po = patm + γw.z - áp lực ban đầu của nước lỗ rỗng trong điều kiện tự nhiên; E0 - Module biến dạng tổng quát; ν - Hệ số Poisson của đất ; γw - trọng lượng riêng của nước; n - độ rỗng của đất; kz - hệ số thấm theo phuơng đứng. Sử dụng lý thuyết cố kết thấm cho phép xác định được giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo độ sâu tại một thời điểm nhất định nào đó. Từ đó, ứng suất hữu hiệu: σ′ = (σ − u) xác định được khi đã biết ứng suất tổng tác dụng. Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của bài toán cố kết thấm một chiều được tính theo biểu thức sau:                1i 2 22 v t h iC exp h zi sin i 1q4 u (15) Với điều kiện địa chất khu vực nghiên cứu, xét khối đắp dày 2m, trọng lượng riêng của vật liệu đắp là 19,5kN/m3, hệ số cố kết tính theo biểu thức (12), Cv= 6,704x10-4 m2/ngđ và hệ số thấm kz = 3,145x10-5 m/ngđ. Kết quả tính toán biểu thức (7) và (10) trên cở sở bài toán cố kết thấm một chiều khi xét tính nén ép của nước lỗ rỗng, giá trị sức chống cắt không thoát nước Su gần với giá trị Su từ thí nghiệm VST. Kết quả tính toán được thể hiện hình 7 và hình 8. Kết quả dự báo sức chống cắt không thoát nước Su theo độ sâu (hình 8) tại tâm diện gia tải ở các thời điểm khác nhau trên cơ sở bài toán cố kết thấm một chiều cho thấy có sự khác biệt không đáng kể. Kết quả tính toán cho thấy ở gần bề mặt trong phạm vi 30 năm, ở độ sâu từ 8-9m trở lại thì Su ở tâm diện truyền tải lớn hơn ở taluy vì ứng suất nén trong nền ở tâm diện gia tải lớn hơn ở taluy. Ở độ sâu từ 9-14 m, giá trị Su ở các thời điểm khác nhau có giá trị gần bằng nhau và phù hợp với giá trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện trường. Từ độ sâu 14m trở lên, giá trị Su ở các thời điểm khác nhau có giá trị gần bằng nhau và lớn hơn đáng kể với giá trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện trường thuộc khu vực nghiên cứu. Hình 7. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố kết và độ sâu theo thời gian không xét tínhnén ép của nước lỗ rỗng Hình 8. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố kết và độ sâu theo thời gian có xét tính nén ép của nước lỗ rỗng ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 35 4. KẾT LUẬN Kết quả phân tích và tổng hợp số liệu thí nghiệm xác định sức chống cắt không thoát nước và xây dựng các tương quan: (Su-z), (e-Su), (σ’v-Su/e), và kết hợp với lý thuyết cố kết thấm một chiều có xét tính nén ép của nước lỗ rỗng, cho phép dự báo được sự thay đổi Su theo thời gian và theo độ sâu. Kết quả nghiên cứu có thể rút ra các kết luận chính như sau: - Khu vực nền đất cố kết trước (khu vực đã tồn tại công trình đắp), kết quả tính toán Su theo các tương quan thí nghiệm đề nghị với bài toán cố kết thấm thấm một chiều có xét tính nén ép của nước lỗ rỗng phù hợp với kết quả thí nghiệm VST tại hiện trường. Sức chống cắt ở khu vực này gần bề mặt giảm dần đến độ sâu 2m, từ độ sâu này trở đi thì Su tăng gần như tuyến tính theo độ sâu. - Dưới tác dụng của tải trọng ngoài, kết quả dự báo Su theo thời gian tại tâm diện gia tải với bài toán cố kết thấm một chiều phù hợp với xu hướng gia tăng sức chống cắt nơi tồn tại công trình đắp. - Giá trị Su dưới mái taluy tăng ít hơn so với tâm ở khu vực bề mặt. Kết quả nghiên cứu cho phép đánh giá khả năng ổn định của nền đất yếu theo thời gian và sự gia tăng khả năng chịu tải của đất nền ở khu vực bề mặt. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN: 262-200, "Qui trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất yếu," Nhà xuất bản Xây dựng, 2000. [2] Nguyễn Thành Long, Lê Bá Lương, Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực, "Công trình trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam," Trường Đại học Bách Khoa TP. HCM - Tổ Giáo trình, 1989. [3] Kenya Sagae, Motohiro Sugiyama, Akira Tonosaki and Masaru Akaishi, "Ratio of undrained shear strength to vertical effective stress," Proc.Schl.Eng.Tokai University, vol. 31, pp. 21-25, 2006. [4] F.H. Kulhavy, P.W. Mayne, Manual on estimating soil properties for foundation design, Cornell University Ithaca ed., 1990. [5] Charles C. Ladd, Hon. M., "Recommended practice for soft ground site characterization," in 12th Panamerican conference on soil mechanics and geotechnical engineering, 2003. [6] Braja M. Das, Advanced Soil Mechanics, T. edition, Ed., Taylor & Francis Group, 2008. [7] Arnold Verruijt, Soil Mechanics, D. U. o. Technology, Ed., 2001. [8] Bùi Trường Sơn, "Biến dạng tức thời và lâu dài của nền đất sét bão hòa nước," Tạp chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, vol. 9, pp. 17-24, 2006. [9] Lê Hoàng Việt, Bùi Trường Sơn, "Tương quan sức chống cắt không thoát nước của sét mềm theo độ sâu và mức độ nén chặt," Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi & Môi trường, Đại học Thủy Lợi, vol. 39, pp. 120- 125, 2012. Người phản biện: PGS,TS. ĐẶNG HỮU DIỆP