Tiểu luận xử lý nền đất yếu ước tính độ lún của nền đắp được gia cố bằng bấc thấm ở sân bay quốc tế băng cốc 2

ƯỚC TÍNH ĐỘ LÚN CỦA NỀN ĐẮP ĐƯỢC GIA CỐ BẰNG BẤC THẤM Ở
SÂN BAY QUỐC TẾ BĂNG-CỐC II
B. Indraratna & I. W. Redana
A. S. Balasubramaniam
1. NỘI DUNG BÀI BÁO
Tóm tắt: Nghiên cứu này mô tả việc ước tính độ lún có kể đến tác động của sự xáo động ở ba
nền đắp thử nghiệm trên nền đất yếu được gia cố bằng bấc thấm tại công trường sân bay quốc
tế Băng-Cốc II. Trong quá trình phân tích, lời giải đối xứng trục cố điển cho bài toán cố kết
theo phương đứng được quy đổi thành bài toán phân tích biến dạng phẳng 2D tương đương.
Qua đó cho thấy rằng kết luận về sự tác động của sự xáo động trong phân tích thoát nước một
chiều cải thiện việc một cách đáng kể độ lún được dự đoán tại đường tâm của nền đắp.
1.1. Giới thiệu
Trong hai thập kỷ qua, cọc cát và bấc thấm được sử dụng rộng rãi nhằm mục đích cải tạo
nền đất yếu. Lời giải cổ điển về thoát nước theo phương đứng được chứng minh tốt (Barron,
1948; Hansbo, 1981) và được sử dụng phổ biến trong việc dự đoán độ lún có sử dụng biện
pháp tiêu thoát nước theo phương đứng. Do sự phát triển của phương pháp phân tích phần tử
hữu hạn biến dạng phẳng, nhiều mô hình với lời giải về biến dạng phẳng tương đương đã được
giới thiệu (Cheung, 1991; Hird et al., 1992), Hird et al., 1992, đã mở rộng lời giải bài toán đối
xứng trục thoát nước theo phương đứng có kể đến sự xáo động sang bài toán phân tích biến
dạng phẳng 2D. Indraratna and Redana (1997), tiếp nối Hird et al. (1992) và Hansbo (1981),
đã mở rộng phương pháp phân tích biến dạng phẳng có đề cập một cách rõ ràng đến sự ảnh
hưởng của việc xáo động xung quanh giếng cát, bấc thấm.
Sự xuất hiện của vùng xáo động là không thể tránh khỏi trong quá trình thi công giếng cát,
bấc thấm bằng dùi dẫn. Barron (1948), đã đề xuất ý tưởng về việc giảm hệ số thấm tương
đương để giảm hệ số cố kết tổng quát. Hansbo (1979) đã giới thiệu vùng xáo động với hệ số
giảm của hệ số thấm. Trong nghiên cứu này, vùng xáo động xung quanh giếng cát, bấc thấm
với hệ số chiết giảm về hệ số thấm được xác định cụ thể, chấp nhận phân tích biến dạng phẳng
2D. Mô hình phân tích cùng với lý thuyết Cam-Clay được sử dụng để dự đoán độ lún và áp lực
nước lỗ rỗng thặng dư dọc đường tâm của nền đắp.
1

1.2. Mô hình biến dạng phẳng
Indraratna and Redana (1997) đã chỉ ra rằng nếu bán kính R của vùng ảnh hưởng của
giếng cát, bấc thấm một chiều được lấy tương đương bằng bề rộng B trong biến dạng phẳng
(Hình ), thì tỷ số trong bài toán biến dạng phẳng quy đổi của hệ số thấm ngang trong vùng bị
k 'hp

xáo động

và hệ số thấm ngang trong vùng không bị xáo động

k hp

có thể được xác định

bởi:



k
k h  α + ( β ) 'hp + ( θ ) ( 2lz - z 2 ) 
k hp


k hp =
k
n k 
ln  ÷+  'h ÷l n ( s ) − 0.75 + π ( 2lz − z 2 ) h
qw
 s   kh 

()

với:

2 2bs  bs bs2 
α= −
1 − + 2 ÷
3 B 
B 3B 
;

β=

θ=

b
1
2
b − b w ) + s 3 ( 3b 2w − bs2 )
2 ( s
B
3B
;
k 2hp

 bw
1 −
k Bq z 
B

'
hp


÷.


()

()

()

Một nửa bề rộng thoát nước qui đổi b w và một nửa bề rộng của vùng xáo động bs trong
biến dạng phẳng được diễn đạt như sau:

bw =

πrw2
πr 2
bs = s
2S và
2S

()

Nếu sự ảnh hưởng của vùng xáo động và sự kháng của giếng cát được bỏ qua, thì tỷ số
giữa

k hp

trong bài toán biến dạng phẳng và hệ số thấm xuyên tâm ngang k h trong bài toán đối

xứng trục được biểu diễn như sau:
2


k hp
kh

=

0.67
ln ( n ) − 0.75

()

Nếu bỏ qua sự ảnh hưởng của sự kháng của giếng cát và bấc thấm và chỉ xét đến sự tác
động của sự xáo động thì hệ số thấm trong vùng bị xáo động

k 'hp

được cho như sau (Indraratna

and Redana, 1997):
k 'hp
k hp

=

β

k hp   n   k h 
ln  ÷+  ' ÷l n ( s ) − 0.75  − α
kh   s   kh 


()

trong đó:

rs - bán kính của vùng bị xáo động;
rw - bán kính của giếng cát, bấc thấm;
s = rs / rw ;
n = R / rw ;
S – khoảng cách của giếng cát, bấc thấm;
B – bề rộng của phần tử đơn vị biến dạng phẳng (B = R);

k h và k 'h - hệ số thấm theo phương ngang bên ngoài và bên trong vùng bị xáo động;
Trong trường hợp sử dụng bấc thấm, đường kính thoát nước tương đương được định nghĩa
như sau:

d=

a−b
2

()

trong đó, a – bề rộng bấc thấm và b – bề dày bấc thấm.

3


Hình . Chuyển đổi từ phần tử đơn vị đối xứng trục (a) sang biến dạng phẳng (b) (Indraratna
and Redana, 1997).
1.3. Hiện trường thử nghiệm sân bay quốc tế Băng-Cốc II
Ba nền đắp thử nghiệm (TS1, TS2 và TS3) tại công trường sân bay quốc tế Băng-Cốc II
cách Băng-Cốc 30 km về hướng đông. Các đặc trưng của các lớp đất bao gồm các thông số
Cam-Clay và lịch sử ứng suất hiện trường dưới nền đắp được trình bày trong Hình 2. Lớp đất
bên trên là lớp đất sét phong hóa (dày 1.5 m) nằm trên lớp đất yếu dày 12 m. Bên dưới lớp đất
yếu là lớp sét cứng có độ sâu từ 20 ÷ 24 m so với bề mặt đất. Trong các mùa ẩm, khu vực
thường xuyên bị ngập lụt và nói chung lớp đất có độ ẩm rất cao.
Ba nền đắp thử nghiệm TS1, TS2 và TS3 có kích thước mặt bằng là 40 m x 40 m với độ
dốc mặt bên là 3:1 được xây dựng và gia cố bằng phương pháp có sử dụng bấc thấm. Bấc thấm
được cắm vào đất theo kiểu hình vuông với độ sâu là 12 m. Có ba loại bấc thấm được sử dụng
đó là Flodrain (FD4-EX), Castle Board (CS1) và Mebra (MD-7007). Loại bấc thấm được sử
dụng và khoảng cách bấc thấm được trình bày trong bảng bên dưới. Các bấc thấm được cắm
bằng dùi dẫn (125 x 45 mm) được ấn liên tục vào đất với tải trọng tĩnh để giảm khả năng xáo
động.

Nền đắp

Loại bấc thấm

Tiết diện bấc thấm

Khoảng cách bấc thấm

TS1

Flodrain

100 mm x 4 mm

1.5 m

TS2

Castle Board

94 mm x 3 mm

1.2 m

4


TS3

Mebra

100 mm x 3 mm

1.0 m

Hình . Hồ sơ địa chất, các thông số Cam-Clay và điều kiện ứng suất được sử dụng trong phân
tích số, sân bay quốc tế Băng-Cốc II, Thái Lan (theo Asian Institute of
Technology, 1995)
Nền đắp được thi công trong 4 giai đoạn. Tốc độ gia tải và lịch sử xây dựng của ba công

trình đắp được thể hiện trong Hình 4a. Tải trọng giai đoạn 1 tương đương với ứng suất theo
phương

đứng

18

kPa,

sau

giai

đoạn

2

là

45

kPa,

giai

đoạn

3

là

54 kPa và giai đoạn 4 là 75 kPa. Để duy trì sự ổn định của nền đắp TS1, một bờ đất rộng 5m
và cao 1.5 m được bổ sung, khi tải trọng gia tăng từ 45 kPa đến 54 kPa. Áp lực nước lỗ rỗng
và độ lún được đo trong vòng hơn một năm. Ứng xử của nền đất yếu được theo dõi thông qua
bàn lún, nghiêng kế và hàng loạt các áp kế, kể cả các ống đứng mở, các áp kế chạy bằng khí
nén và thủy lực kín.
Ứng xử về lún của đất sét dưới tải trọng được phân tích bằng phương pháp phần tử hữu
hạn, được mở rộng tử CRISP nguyên bản (Britto and Gunn, 1987), cùng với với mô hình CamClay hiệu chỉnh (Roscoe and Burland, 1968). Một phân tích sâu hơn được tiến hành dựa trên
nhiều chương trình con được phát triển bởi các tác giả. Hình 3b thể hiện mô hình phần tử hữu
hạn của nền đắp, được cấu tạo thành từ phần tử tam giác biến dạng tuyến tính có 3 nút áp lực
5


lỗ rỗng. Do tính đối xứng, chỉ cần xét một nửa nền đắp là đủ. Hệ số thấm theo phương đứng
k v đo được của đất không bị xáo động được cho trong Hình 2, và biến dạng phẳng tương
đương được chuyển đổi bằng biểu thức (6) và (7) trên mô hình của các tác giả. Trong vùng xáo
động, hệ số thấm theo phương ngang được lấy bằng hệ số thấm theo phương đứng và bên
ngoài vùng xáo động, hệ số thấm theo phương ngang được lấy bằng 1.75 – 2 lần hệ số thấm
theo phương đứng (Bergado et al., 1991; Indraratna and Redana 1998a). Bán kính tương đương
của bấc thấm và bán kính của dùi dẫn (đối xứng trục) được quy đổi bằng biểu thức (8), lần lượt
tương ứng với rw = 0.03 m và rm = 0.06 m . Bán kính của vùng xáo động được lấy bằng 0.3 m,
bằng khoảng 5 lần bán kính của dùi dẫn dựa trên các nghiên cứu về cố kết với quy mô lớn. Kỹ
thuật ước tính của sự mở rộng vùng xáo động được mô tả bởi Indraratna and Redana, (1998a).
Bề rộng vùng biến dạng phẳng tương đương của giếng cát, bấc thấm và vùng bị xáo động được
xác định bởi biểu thức (5). Trong phân tích, thông số Cam-Clay λ được lấy gần với giá trị κ
trong hai giai đoạn đầu gia tải, khi áp lực tiền cố kết chưa bị vượt qua. Lớp đất sét được mô tả
đặc điểm bởi điều kiện thoát nước chỉ ở biên trên, do sự hiện diện của lớp sét cứng bên dưới độ
sâu 12 m.
Kết quả phân tích biến dạng phẳng cùng với độ lún đo được được biểu diễn trong Hình 4
cho tất cả các nền đắp. Sự phân tích dựa trên điều kiện thoát nước hoàn hảo (không có sự xáo

động, tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng nhanh chóng) cho kết quả dự đoán lớn hơn so với độ lún đo
được, nhưng khi kể đến sự xáo động có cải thiện đáng kể đến kết quả dự đoán. Riêng đối với
TS1 và TS3, sự tương thích tốt hơn khi hệ số thấm trong vùng xáo động
hệ

số

từ

2

đến

3.

Kiến

nghị

k 'hp

rằng

được tăng nhẹ với
trên

thực

tế hệ số thấm trong vùng bị xáo động có thể lớn hơn một ít so với giá trị đo được trong phòng
thí nghiệm với các thiết bị cố kế tỷ lệ lớn (Indraratna and Redana, 1998a). Áp lực nước lỗ rỗng

theo dự đoán và đo được dọc theo đường tim của nền đắp ở độ sâu 8 m bên dưới mặt đất được
so sánh trong Hình 5. Xu hướng diễn biến của sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng được dự đoán
tốt trong giai đoạn 1 và 2, nhưng sau khi gia tải ở giai đoạn 3, kết quả dự đoán về áp lực nước
lỗ rỗng khá lớn so với kết quả đo được. Một lần nữa khẳng định rằng điều kiện về sự xáo động
của các phần tử cho sự dự đoán tốt hơn trong giai đoạn 4, khi hệ số thấm trong vùng bị xáo
động được tăng nhẹ. Như dự đoán, với điều kiện thoát nước hoàn hảo cho kết quả áp lực nước
6


lỗ rỗng thấp hơn so với thực tế. Trong mô hình phần tử hữu hạn, việc tăng đột ngột áp lực
nước lỗ rỗng tương ứng với đỉnh của giai đoạn gia tải không phải lúc nào cũng phản ánh bởi
giá trị đo được. Lý do là vì trong thực tế, tải áp vào chậm hơn và thỉnh thoảng không đều, do
đó áp lực nước lỗ rỗng tăng đột biến (như mô phỏng trong phân tích số) thường ít biểu hiện
hơn.
1.4. Kết luận
Trong bài nghiên cứu này, các đặc trưng của ba nền đắp thử nghiệm được gia cố theo
phương pháp thoát nước theo phương đứng được khảo sát với phương pháp phân tích biến
dạng phẳng. Qua đó cho thấy rằng việc mô hình chi tiết với các ảnh hưởng của sự xáo động ở
vùng lân cận của giếng cát, bấc thấm cải thiện kể cả độ lún và áp lực nước lỗ rỗng dự đoán
trước một cách đáng kể. Mô hình với điều kiện thoát nước hoàn hảo cho kết quả dự đoán lớn
hơn so với độ lún quan trắc…

Hình . (a) Nền đắp điển hình với sự thoát nước theo chiều thẳng đứng; (b) Chia lưới của mô
hình phần tử hữu hạn trong vùng lân cận của bấc thấm
(Indraratna and Redana, 1998).

7


Hình . (a) Lịch sử gia tải; (b), (c) và (d) lần lượt là độ lún bề mặt tại đường tâm nền đắp (TS1),

(TS2) và (TS3), SBIA (Indraratna and Redana, 1998b).
2. ĐÁNH GIÁ VÀ NHẬN XÉT BÀI BÁO
2.1. Những đóng góp của bài báo
-

Bài báo đưa ra được phương pháp chuyển đổi từ bài toán đối xứng trục sang bài toán biến dạng
phẳng để từ đó có thể mô phỏng đầy đủ bài toán cần xét.

-

Cho thấy sự ảnh hưởng của vùng xáo động xung quanh giếng cát, bấc thấm mà cụ thể đó là sự
thay đổi hệ số thấm trong vùng bị xáo động, đến kết quả dự đoán về độ lún và áp lực nước lỗ
rỗng.

-

Đưa ra kiến nghị về giải pháp khi xét tới sự xáo động đó là tăng hệ số thấm trong vùng bị xáo
động lên (2 – 3 lần) so với kết quả thí nghiệm trong phòng.
2.2. Những điều cần bổ sung

-

Nêu các thành phần trong các biểu thức chưa đầy đủ, cụ thể trong biểu thức (1) chưa nêu rõ ý
nghĩa của các thông số như q w , z và l .

-

Chưa đề cập đến việc lấy bán kính của vùng bị xáo động khoảng 5 lần so với bán kính dùi dẫn.

-

Chưa đánh giá được về hiệu quả khi sử dụng các loại bấc thấm có tiết diện khác nhau cho 3
nền đắp thử nghiệm về phương diện độ lún và áp lực nước lỗ rỗng.

8


9


MỤC LỤC

10