Xác định kích thước hợp lý của bệ phản áp trong thiết kế ổn định nền đắp trên đất yếu và áp dụng xử lý cho tuyến cao tốc đà nẵng quảng ngãi, đoạn từ km3+500 đến km3+600

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

THÂN VĂN CHINH

XÁC ĐỊNH KÍCH THƢỚC HỢP LÝ CỦA BỆ PHẢN ÁP
TRONG THIẾT KẾ ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU
VÀ ÁP DỤNG XỬ LÝ CHO TUYẾN CAO TỐC
ĐÀ NẴNG - QUẢNG NGÃI, ĐOẠN TỪ KM3+500 ĐẾN KM3+600

LUẬN VĂN THẠC SĨ KHOA HỌC
KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG

Đà Nẵng - Năm 2017


ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG
TRƢỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

THÂN VĂN CHINH

XÁC ĐỊNH KÍCH THƢỚC HỢP LÝ CỦA BỆ PHẢN ÁP
TRONG THIẾT KẾ ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU
VÀ ÁP DỤNG XỬ LÝ CHO TUYẾN CAO TỐC
ĐÀ NẴNG - QUẢNG NGÃI, ĐOẠN TỪ KM3+500 ĐẾN KM3+600

Chuyên ngành

: Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông

Mã số

: 60580205

LUẬN VĂN THẠC SĨ

NGƢỜI HƢỚNG DẪN KHOA HỌC:
TS. NGUYỄN HỒNG HẢI

Đà Nẵng - Năm 2017


LỜI CAM ĐOAN
Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi.
Các số liệu, kết quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa từng được ai
công bố trong bất kỳ công trình nào khác.
Tác giả luận văn

Thân Văn Chinh


DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU

Hđ


 đ

: Chiều cao nền đƣờng đắp
: Dung trọng đất đắp

C

: Lực dính đất đắp



: Góc nội ma sát đất đắp

Hy

: Chiều dày lớp đất yếu

Cu

: Lực dính không thoát nƣớc

b

: Bề rộng bệ phản áp

h

: Chiều cao bệ phản áp

Kmin

: Hệ số ổn định nền đƣờng nhỏ nhất


MỤC LỤC

MỞ ĐẦU ....................................................................................................................1
1. Lý do chọn đề tài. ...........................................................................................1
2. Mục tiêu nghiên cứu. ......................................................................................1
3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu của đề tài..................................................2
4. Phƣơng pháp nghiên cứu. ...............................................................................2
5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài. ......................................................2
6. Kết cấu luận văn. ............................................................................................2
CHƢƠNG 1. ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU CÓ XỬ LÝBỆ PHẢN ÁP
.....................................................................................................................................3
1.1. KHÁI NIỆM ĐẤT YẾU. .....................................................................................3
1.2. ỔN ĐỊNH NỀN ĐƢỜNG TRÊN ĐẤT YẾU VÀ CÁC BIỆN PHÁP XỬ LÝ.........4
1.2.1. Ổn định nền đƣờng trên đất yếu. ..............................................................4
1.2.2. Các biện pháp xử lý ổn định nền đƣờng trên nền đất yếu. .......................5
1.3. PHƢƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH NỀN ĐƢỜNG ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU. ....5
1.3.1. Nhóm các phƣơng pháp giả định mặt trƣợt. .............................................6
1.3.2. Phƣơng pháp phân tích trạng thái ứng suất biến dạng. ..........................11
1.3.3. Phƣơng pháp phần tử hữu hạn áp dụng đối với đất................................11
1.3.4. Giới thiệu phần mềm Slope/w trong phân tích ổn định nền đƣờng. ......13
1.4. BỆ PHẢN ÁP VÀ ỨNG DỤNG TRONG THIẾT KẾ ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN
ĐẤT YẾU. .................................................................................................................14
1.4.1. Ứng dụng của bệ phản áp trong thiết kế ổn định nền đắp trên đất yếu. .14
1.4.2. Tác dụng của bệ phản áp đến ổn định của nền đắp trên đất yếu. ...........16
1.4.3. Ảnh hƣởng của kích thƣớc bệ phản áp đến hiệu quả xử lý ổn định nền
đắp trên đất yếu. ........................................................................................................18
1.5. KẾT LUẬN CHƢƠNG......................................................................................19
CHƢƠNG 2. ẢNH HƢỞNG CỦA CÁC THÔNG SỐ NỀN ĐẮP, ĐẤT YẾU
VÀ KÍCH THƢỚC BỆ PHẢN ÁP ĐẾN ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT
YẾU TRONG TRƢỜNG HỢP KHÔNG VÀ CÓ SỬ DỤNG BỆ PHẢN ÁP....20
2.1. MỞ ĐẦU. ...........................................................................................................20
2.2. MÔ HÌNH BÀI TOÁN VÀ LỰA CHỌN CÁC THÔNG SỐ TÍNH TOÁN. ...20

2.2.1. Xây dựng mô hình bài toán. ...................................................................20
2.2.2. Đề xuất các thông số tính toán cho nền đắp và đất yếu. ........................21
2.3. ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẮP TRONG TRƢỜNG HỢP KHÔNG SỬ DỤNG BỆ
PHẢN ÁP. .................................................................................................................23
2.3.1. Kết quả phân tích hệ số ổn định của nền đƣờng Kmin bằng phần mềm
Slope/W. ....................................................................................................................23


2.3.2. Ảnh hƣởng của các thông số đặc trƣng của nền đắp và đất yếu đến ổn
định nền đắp trên đất yếu. .........................................................................................24
2.4. ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU TRONG TRƢỜNG HỢP CÓ
SỬ DỤNG BỆ PHẢN ÁP. ........................................................................................27
2.4.1. Ảnh hƣởng của chiều cao bệ phản áp (h) đến hệ số ổn định Kmin. .........28
2.4.2. Ảnh hƣởng của bề rộng bệ phản áp (b) đến hệ số ổn định Kmin. ............30
2.5. MÔ HÌNH XÁC ĐỊNH HỆ SỐ ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU
TRONG TRƢỜNG HỢP KHÔNG VÀ CÓ XỬ LÝ BỆ PHẢN ÁP. .......................35
2.5.1. Phân tích hồi qui tuyến tính đa biến (Regression Lineaire Multiple). ...35
2.5.2. Mô hình xác định hệ số ổn định nền đắp trên đất yếu trong trƣờng hợp
không sử dụng bệ phản áp. ........................................................................................36
2.5.3. Đề xuất các mô hình xác định kích thƣớc bệ phản áp và độ dốc mái
taluy nền đắp đảm bảo nền đắp trên đất yếu có hệ số ổn định nhỏ nhất Kmin=1.4....37
2.6. KẾT LUẬN CHƢƠNG 2...................................................................................40
CHƢƠNG 3. ÁP DỤNG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÔNG TRÌNH ĐƢỜNG
CAO TỐC ĐÀ NẴNG - QUẢNG NGÃI,ĐOẠN TỪ KM3+500 ĐẾN KM3+600
...................................................................................................................................42
3.1. MỞ ĐẦU. ...........................................................................................................42
3.2. GIỚI THIỆU DỰ ÁN.........................................................................................42
3.3. ĐẶC ĐIỂM ĐOẠN TUYẾN TỪ KM3+500 ĐẾN KM3+600..........................43
3.3.1. Địa hình, địa mạo. ..................................................................................43
3.3.2. Địa chất. ..................................................................................................43

3.4. CÁC YÊU CẦU VÀ GIẢI PHÁP THIẾT KẾ XỬ LÝ ỔN ĐỊNH (THEO HỒ
SƠ THIẾT KẾ PHÊ DUYỆT). .................................................................................44
3.4.1. Yêu cầu. ..................................................................................................44
3.4.2. Giải pháp thiết kế xử lý đƣợc áp dụng đoạn từ Km3+500 đến
Km3+600...................................................................................................................44
3.5. ÁP DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH
CỦA NỀN ĐƢỜNG VÀ ĐỀ XUẤT KÍCH THƢỚC HỢP LÝ CỦA BỆ PHẢN ÁP.
...................................................................................................................................44
3.5.1. Xác định các thông số tính toán nền đất yếu. .........................................44
3.5.2. Kiểm toán ổn định của nền đƣờng trƣờng hợp chƣa bố trí bệ phản áp. .45
3.5.3. Xác định độ dốc mái taluy (m) để đạt hệ số ổn định nền đƣờng Kmin=1,4.
...................................................................................................................................48
3.5.4. Xác định kích thƣớc bệ phản áp b để nền đƣờng đạt Kmin=1,4. .............49
3.6. KẾT LUẬN CHƢƠNG 3...................................................................................53
DANH MỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO ...............................................................56

QUYẾT ĐỊNH GIAO ĐỀ TÀI LUẬN VĂN (Bản sao)


DANH MỤC CÁC BẢNG
Số hiệu
bảng
1.1.
2.1.
2.2.
2.3.
2.4.
2.5.
2.6.
3.1.

3.2.
3.3.
3.4.
3.5.

Tên bảng

Trang

Các phƣơng pháp phân tích ổn định mái dốc theo phƣơng
pháp cân bằng giới hạn.
Thông số nền đắp tại một số dự án có xử lý nền đất yếu
Thông số nền đất yếu tại một số dự án
Thông số nền đắp và đất yếu đề xuất trong mô hình tính toán
Ma trận tƣơng quan của các thông số tính toán
Kết quả phân tích ANOVA
Bảng tính toán hệ số tƣơng quan bội R2
Tổng hợp các số liệu khảo sát địa chất tại lỗ khoan
Km3+515
Các chi tiêu cơ lý của lớp đất yếu đƣa vào tính toán
Tổng hợp kết quả phân tích xử lý ổn định nền đƣờng, ứng
với Kmin= 1,4
Kết quả tính toán các tọa độ cung trƣợt (Xo; Yo)
Kết quả tính toán hệ số ổn định Kmin trƣờng hợp bố trí bệ
phản áp theo mô hình Shenbaca R. Kaniraj và Hasan
Abdullah

10
21
22

23
26
36
39
43
45
51
52
53


DANH MỤC CÁC HÌ NH

Số hiệu
hình

Tên hình

Trang

Cấu tạo bệ phản áp để tăng hệ số ổn định nền đƣờng.

1

1.1.

Mất ổn định của nền đắp trên đất yếu

4

1.2.

Các giải pháp chính xử lý nền đắp trên đất yếu

5

1.3.

Phân tí ch ổn đị nh với nhiều cung trƣợt khác nhau

6

1.4.

Sơ đồ tí nh ổn đị nh theo phƣơng pháp phân mảnh

7

1.5.

So sánh hệ số an toàn trên mái dốc giả định (Fredlund & Krahn,
1977)

10

1.6.

Quan hệ ứng suất – biến dạng

12

1.7.

Thuyết phá hoại Mohr - Coulomb đối với đất

13

1.8.

Ứng dụng bệ phản áp thiết kế ổn định nền đắp trên đất yếu
(Pilot & Moreau, 1973)

15

1.9.

Sử dụng bệ phản áp trên đƣờng cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi

16

1.10.

Mô hình tính toán ổn định nền đắp có sử dụng bệ phản áp

16

1.11.

Ảnh hƣởng của bệ phản áp đến độ ổn định mái dốc (Abramson 2002)

18

2.1.

Mô hình bài toán tính toán

21

2.2.

Kết quả phân tích ổn định, trƣờng hợp Hđ=5m, Hy=10m,
Cu=10kPa(Kmin =0.683)

23

2.3.

Kết quả phân tích ổn định, trƣờng hợp Hđ=3m, Hy=4m,
Cu=18kPa(Kmin =2,29)

24

2.4

Kết quả phân tích trên vòng tròn đơn vị tƣơng quan

25

2.5.

Ảnh hƣởng của chiều cao và chiều rộng bệ phản áp đến hệ ổn
định Kmin (trƣờng hợp mái dốc 1/1)

28

2.6.

Ảnh hƣởng của chiều cao và chiều rộng bệ phản áp đến hệ ổn
định Kmin (trƣờng hợp mái dốc 1/1,5)

29

2.7.

Ảnh hƣởng của chiều cao và chiều rộng bệ phản áp đến hệ ổn
định Kmin (trƣờng hợp mái dốc 1/2,0)

29

2.9.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp
Cu=8kPa và mái dốc 1/m=1/1)

30

2.10.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp Cu=8
kPa và mái dốc 1/m=1/1,5)

31

1.


Số hiệu

Tên hình

Trang

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp Cu=8

31

hình
2.11.

kPa và mái dốc 1/m=1/2)
2.12.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp
Cu=10 kPa và mái dốc 1/m=1/1)

32

2.13.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp

32

Cu=10 kPa và mái dốc 1/m=1/1,5)
2.14.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp
Cu=10 kPa và mái dốc 1/m=1/2)

33

2.15.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp
Cu=12 kPa và mái dốc 1/m=1/1)

33

2.16.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp

34

Cu=12 kPa và mái dốc 1/m=1/1,5)
2.17.

Quan hệ giữa bề rộng b và hệ số ổn định Kmin (trƣờng hợp
Cu=12 kPa và mái dốc 1/m=1/2)

34

2.18.

So sánh Kmin từ mô hình tính toán đề xuất và phần mềm
Slope/W

37

2.19.

So sánh kết quả m từ mô hình đề xuất và phần mềm Slope/W

38

2.20.

So sánh kết quả tính toán bề rộng b từ mô hình và phần mềm
Slope/W (trƣờng hợp h=2,5m)

39

2.21.

So sánh kết quả tính toán bề rộng b từ mô hình và phần mềm
Slope/W (trƣờng hợp h=2,0m)

39

2.22.

So sánh kết quả tính toán bề rộng b từ mô hình và phần mềm
Slope/W (trƣờng hợp h=1,5m)

40

3.1.

Tổng mặt bằng tuyến cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi

42

3.2.

Mặt cắt ngang đƣờng cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi

43

3.3.

Quy đổi các lớp đất yếu về lớp đất tƣơng đƣơng

45

3.4.

Hệ số ổn định nền đƣờng ứng với trƣờng hợp chƣa bố trí bệ
phản áp

46

3.5.

Độ dốc mái taluy nền đƣờng để đạt Kmin=1.4 (theo Slope/W)

48

3.6.

Kết quả phân tích ổn định, trƣờng hợp chiều cao bệ phản áp h
=1,5m

49


XÁC ĐỊNH KÍCH THƢỚC HỢP LÝ CỦA BỆ PHẢN ÁP TRONG THIẾT KẾ
ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU VÀ ÁP DỤNG XỬ LÝ CHO TUYẾN
CAO TỐCĐÀ NẴNG - QUẢNG NGÃI, ĐOẠN TỪ KM3+500 ĐẾN KM3+600
Học viên: Thân Văn Chinh Chuyên ngành: Kỹ thuật XDCTGT
Mã số: 60580205 Khóa: 2015 - 2017 Trƣờng Đại học Bách khoa – ĐHĐN
Tóm tắt –Luận văn trình bày các kết quả phân tíchảnh hƣởng của các thông số nền
đắp, nền đất yếu và kích thƣớc bệ phản áp (chiều rộng, chiều cao)đến hệ số ổn định
Kmincủa nền đƣờng đắp trên đất yếu.Dựa trên kết quảphân tích thành phần chính (PCA) và
phân tích hồi qui đa biến, luận văn đã xây dựng các mô hình cho phép tính toán nhanh hệ
số ổn định Kmin trong trƣờng hợp nền đắp trên đất yếu có mái dốc 1/1,5; đƣa ra các khuyến
nghị về kích thƣớc sử dụng hợp lý của bệ phản ápvà mô hình tính toán xác định sơ bộ kích
thƣớc bệ phản áp,đảm bảo nền đƣờng đạt hệ số ổn định Kmin=1,4 dựa trên 4 thông số chiều
cao đắp (Hđ), dung trọng đất đắp (đ), lực dính không thoát nƣớc (Cu) và chiều dày lớp đất
yếu (Hy). Kết quả có ý nghĩa thực tế, giúp cho các kỹ sƣ thiết kế đánh giá nhanh điều kiện
ổn định của nền đắp, đồng thời đƣa ra các giải pháp thiết kế bệ phản áp một cách nhanh

chóng, hợp lý mà không cần các phần mềm tính toán phức tạp.Kết quả nghiên cứu đƣợc
vận dụng xử lý cho nền đắp trên đất yếu đoạn từ Km3+500 đến Km3+600 tuyến cao tốc
Đà Nẵng - Quảng Ngãi.
Từ khóa: bệ phản áp, hệ số ổn định, đất yếu, nền đắp, phần mềm Slope/W.

DETERMINING
PROPER
DIMENSIONS
OF
BERM
INDESIGNINGSTABLE EMBANKMENT ON
SOFT SOIL AND
APPLYING INTO DA NANG – QUANG NGAI EXPRESSWAY, SECTION
FROM KM3+500 TO KM3+600
Abstract:The thesis presents results of the analysis on theeffectofparameters embankment,
soft soiland berm’s dimensions (width, height) towards the stability coefficient Kmin of
embankment on soft soil. On that basis,creates the models for quick calculation of the
stability coefficientKmin in case slope is designed as 1/1,5;gives recommendations on the
proper size for the berm used in case slope is designed as 1/1,5 and creates models for
quick determination of counterweight berm’s dimensions with stability coefficient
Kmin=1.4 based on 4 parameters: embankment height (Hđ), density of embankment soil
(đ), undrained adhesion (Cu) and the thickness of the soft soil (Hy). The result has practical
meaning, helping the design engineers to come up with solutions of designing berm
quickly and properly without using complicated calculation softwears. The study results
are applied to treat embankment on soft soil, section from Km3+500 to Km3+600, Da
Nang – Quang Ngai Expressway.
Keywords:berm, stability coefficient, soft soil, embankment, Slope/W.


1

MỞ ĐẦU
1. Lý do chọn đề tài.
Xây dựng nền đƣờng ô tô qua khu vực nền đất yếu luôn đòi hỏi ngƣời thiết kế có
các giải pháp xử lý phù hợp để đảm bảo tốt nhất các yêu cầu về kinh tế - kỹ thuật. Đối
với công trình xây dựng nền đƣờng qua khu vực đất yếu không sử dụng các giải pháp
để rút ngắn thời gian cố kết, một trong những giải pháp đơn giản để tăng hệ số an toàn
đảm bảo ổn định trƣợt, giảm thời gian chờ đắp theo giai đoạn là sử dụng bệ phản áp
(xem Hình 1).
B

1/
m

b




BÖ ph¶n ¸p

h

H

NÒn ®-êng

Hy

BÖ ph¶n ¸p

m
1/




h

b

NÒn ®Êt yÕu

Hình 1. Cấu tạo bệ phản áp để tăng hệ số ổn định nền đường.
Bệ phản áp đƣợc sử dụng nhƣ một giải pháp gia tăng đối trọng giữ ổn định mái
dốc nền đƣờng. Tuy nhiên việc lựa chọn kích thƣớc bệ phản áp nhƣ thế nào để nền
đắp vẫn đảm bảo ổn định trong suốt quá trình thi công đắp đất mà không sử dụng
thêm các biện pháp xử lý khác, đồng thời mang lại hiệu quả kinh tế (giảm khối lƣợng
đất đắp và diện tích chiếm đất) là vấn đề có ý nghĩa thực tiễn, cần thiết và luôn đƣợc
các chủ đầu tƣ, đơn vị tƣ vấn thiết kế quan tâm.
2. Mục tiêu nghiên cứu.
2.1. Mục tiêu chung.
Nghiên cứu ảnh hƣởng của kích thƣớc bệ phản áp đến ổn định của nền đắp trên đất
yếu. Áp dụng xử lý cho nền đắp trên đất yếu đoạn từ Km3+500 đến Km3+600 tuyến
cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi.
2.2. Mục tiêu cụ thể.
- Nghiên cứu lý thuyết và phần mềm tính toán ổn định nền đắp trên đất yếu.
- Nghiên cứu ảnh hƣởng của các thông số nền đắp và nền đất yếu đến hệ số ổn
định Kmin bằng phần mềm phân tích ổn định mái dốc Slope/W trên cơ sở thống kê dữ
liệu về nền đắp và nền đất yếu từ một số công trình thực tế.
- Nghiên cứu ảnh hƣởng của kích thƣớc bệ phản áp đến hệ số ổn định Kmin trong

trƣờng hợp bài toán ổn định nền đắp trên đất yếu có xử lý bệ phản áp và áp dụng xử lý
cho nền đắp trên đất yếu đoạn Km3+500 - Km3+600 tuyến cao tốc Đà Nẵng - Quảng
Ngãi.


2
3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu của đề tài.
3.1. Đối tượng nghiên cứu.
Nền đắp trên đất yếu có diện thi công cho phép xử lý bằng bệ phản áp.
3.2. Phạm vi nghiên cứu.
- Nền đất yếu có chiều dày thay đổi từ 2m đến 10m, chịu tác dụng của nền đắp có
chiều cao đắp lớn nhất 5m.
- Ổn định nền đắp trên đất yếu đƣợc phân tích theo phƣơng pháp cân bằng giới hạn
Bishop bằng phần mềm tính toán Slope/W; không xét ảnh hƣởng của thời gian chờ lún
cố kết.
- Ổn định nền đắp trên đất yếu có các thông số chiều cao đắp thay đổi và các đặc
trƣng cơ lý thay đổi và áp dụng cụ thể cho tuyến cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi, đoạn
từ Km3+500 đến Km3+600.
4. Phƣơng pháp nghiên cứu.
- Khảo sát, thu thập thông tin từ các tài liệu, hồ sơ thiết kế nền đắp trên đất yếu
của các dự án trong và ngoài nƣớc, làm cơ sở lựa chọn các thông số thiết kế;
Nghiên cứu lý thuyết kết hợp sử dụng phần mềm tự động hoá thiết kế phân tích ổn
định nền đƣờng đắp trên nền đất yếu trong các trƣờng hợp có xử lý và không có sử
dụng bệ phản áp;
- Tổng hợp, phân tích kết quả tính toán từ đó đề xuất mô hình tính toán ổn định và
xác định kích thƣớc hợp lý của bệ phản áp.
5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài.
Kết quả nghiên cứu của luận văn có thể hỗ trợ cho các kỹ sƣ, đơn vị thiết kế tham
khảo trong tính toán, đánh giá ổn định và xác định nhanh kích thƣớc bệ phản áp.
6. Kết cấu luận văn.

Phần Mở đầu
Chƣơng 1: Ổn định nền đắp trên đất yếu có xử lý bệ phản áp
Chƣơng 2: Ảnh hƣởng của các thông số nền đắp, đất yếu và kích thƣớc bệ phản
áp đến hệ số ổn định nền đắp trên đất yế trong trƣờng hợp không và có sử dụng bệ
phản áp.
Chƣơng 3: Áp dụng xử lý nền đất yếu công trình đƣờng cao tốc Đà NẵngQuảng Ngãi, đoạn từ Km3+500 đến Km3+600
Kết luận và kiến nghị


3

CHƢƠNG 1. ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP TRÊN ĐẤT YẾU CÓ XỬ LÝ
BỆ PHẢN ÁP
1.1. KHÁI NIỆM ĐẤT YẾU.
Đất yếu là các loại đất khả năng chịu tải nhỏ (thƣờng 0,5-1,0 daN/cm2), có tính
nén lún lớn, hầu hết bảo hòa nƣớc, có hệ số rỗng lớn (e>1), môđun biện dạng thấp
(Eo<50 daN/cm2), khả năng chống cắt nhỏ (lực dính Cu theo kết quả cắt nhanh không
thoát nƣớc từ 0.15 kg/cm2 trở xuống, góc nội ma sát =0 ÷ 10o). Do đó khi xây dựng
nền đắp trên đât yếu nếu không có các biện pháp xử lý thích hợp thƣờng dễ bị mất ổn
định toàn khối hoặc lún quá mức cho phép kéo dài ảnh hƣởng đến nền mặt đƣờng
đƣờng và các công trình trên tuyến.
Tùy theo nguyên nhân hình thành đất yếu có thể có nguồn gốc khoáng vật hoặc
nguồn gốc hữu cơ. Loại có nguồn gốc khoáng vật thƣờng là sét hoặc á sét trầm tích
trong nƣớc ở ven biển, vùng vịnh… có màu nâu đen, xám đen, có mùi. Loại có nguồn
gốc hữu cơ thƣờng đƣợc hình thành từ đầm lầy, nơi nƣớc tích đọng thƣờng xuyên,
mực nƣớc cao, có màu nâu đen hay nâu sẫm, cấu trúc không mịn,thƣờng đƣợc gọi là
đất đầm lầy than bùn. Ở Việt Nam thƣờng gặp các loại đất yếu sau[1]:
a. Đất sét mềm:là các loại đất sét hoặc á sét tƣơng đối chặt, bão hòa nƣớc,có cƣờng
độ cao so với bùn có độ sệt từ dẻo chảy đến chảy, có cƣờng độ kết cấu nhỏ (c =0,20,3daN/cm2).
b.Bùn: là các lớp đất mới hình thành trong môi trƣờng nƣớc ngọt và nƣớc biển gồm

các hạt đất mịn (200m), trong đó hàm lƣợng các hạt nhỏ hơn 2m chiếm tỷ lệ cao.
Đƣợc hình thành do sự lắng đọng tại đáy biển, vùng vịnh, hồ và các bãi bồi của sông,
đặc biệt các cửa sông chịu ảnh hƣởng của thủy triều. Là loại đất luôn no nƣớc,độ ẩm
luôn cao hơn giới hạn chảy, có khả năng chịu lực rất yếu. Mô đun biến dạng nhỏ
(Eo<5daN/cm2đối với bùn sét và từ 10-15daN/cm2 đối với bùn á sét).
c. Than bùn: là đất yếu nguồn gốc hữu cơ đƣợc tạo thành theo kết quả phân hủy các
di tích hữu cơ thực vật tại các đầm lầy. Than bùn có dung trọng khô rất thấp (từ 3đến
5kN/m3), độ ẩm tự nhiên cao (từ 85% đến 95%), hệ số nén lún từ 3 đến 10 cm/daN;
hàm lƣợng hữu cơ chiếm từ 20% đến 80%; thƣờng có màu đen hoặc nâu sẫm, còn thấy
tàn dƣ của thực vật nhƣ các sợi.
d. Cát chảy: là các loại cát mịn, kết cấu rời rạc, khi bảo hòa nƣớc có thể bị pha
loảng hoặc nén chặt đáng kể, có chứa nhiều chất hữu cơ hoặc sét. Khi chịu tác dụng
chấn động hoặc ứng suất thủy động thì chuyển sang trạng thái lỏng nhớt gọi là cát
chảy. Trong thành phần của cát chảy hàm lƣợng cát bụi (0,05-0,002mm) chiếm tới
60% -70% hoặc lớn hơn.
e. Đất badan: Là loại đất là độ rỗng rất lớn, dung trọng khô rất thấp. Thành phần
của đất badan giống với thành phần hạt đất sét, khả năng thấm nƣớc khá cao.


4
1.2. ỔN ĐỊNH NỀN ĐƢỜNG TRÊN ĐẤT YẾU VÀ CÁC BIỆN PHÁP XỬ LÝ.

1.2.1. Ổn định nền đƣờng trên đất yếu.
Nền đƣờng đắp trên đất yếu thƣờngxảy ra hiện tƣợng mất ổn định lún và trƣợt sâu
(trƣợt trồi) nhƣ Hình 1.1.Khi xây dựng nền đắp trên nền đất yếu đòi hỏi phải đảm bảo
ổn định, không bị phá hoại do trƣợt trồi trong quá trình thi công và trong suốt quá trình
khai thác sử dụng sau đó.

a) Mất ổn định trượt trồi
b) Lún

Hình 1.1. Mất ổn định của nền đắp trên đất yếu
Theo 22TCN262-2000“Quy trình khảo sát thiết kế nền đƣờng trên đất yếu”, hệ số
ổn định dự báo theo kết quả tính toán đối với mỗi đợt đắp (đắp nền và đắp gia tải
trƣớc) và đối với nền đắp theo thiết kế phải bằng hoặc lớn hơn hệ số ổn định tối thiểu
(Kmin). Khi áp dụng phƣơng pháp tính toán theo cách phân mảnh cổ điển thì hệ số ổn
định Kmin=1,20 (Trƣờng hợp sử dụng kết quả thí nghiệm cắt nhanh không thoát nƣớc ở
trong phòng thí nghiệm để tính toán thì cho phép Kmin=1,1). Khi áp dụng phƣơng pháp
Bishop để nghiệm toán ổn định thì hệ số ổn định nhỏ nhất Kmin=1,4.
Do đất yếu hệ số thấm nhỏ nên quá trình cố kết thƣờng diễn ra chậm và kéo dài
(nếu không có biện pháp xử lý đẩy nhanh tốc độ cố kết). Tiêu chuẩn 22TCN 262-2000
qui địnhphần độ lún cố kết cho phép còn lại tại trục tim của nền đƣờng sau khi hoàn
thành công trình đối với các đoạn nền đắp thông thƣờng phải nhỏ hơn hoặc bằng 30cm
đối với đƣờng cao tốc và đƣờng cấp 80, nhỏ hơn hoặc bằng 40cm đối với đƣờng cấp
60 trở xuống có tầng mặt cấp cao A1.
Có nhiều nguyên nhân gây nên hiện tƣợng mất ổn định của nền đắp trên đất yếu,
nhƣ: công tác khảo sát, thí nghiệm xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất yếu chƣa chính
xác; lựa chọn sai giải pháp xử lý; quản lý chất lƣợng kém, thiếu kinh nghiệm; thiếu
quan trắc địa kỹ thuật trong quá trình thi công xử lý đất yếu; cán bộ kỹ thuật thiếu cập
nhật thông tin và nâng cao kiến thức chuyên môn.
Khoảng 70% công trình bị mất ổn định và hƣ hỏng có nguyên nhân từ nền đất yếu.
Do đó việc lựa chọn lời giải kỹ thuật và giải pháp công nghệ xử lý nền đất yếu đóng
vai trò hết sức quan trọng nhằm nâng cao chất lƣợng, giá trị kỹ thuật và hạ giá thành
xây lắp.


5

1.2.2. Cỏc bin phỏp x lý n nh nn ng trờn nn t yu.
Cú nhiu bin phỏp x lý nhm nõng cao n nh ca nn ng trờn nn t
yu. Cú th chia thnh 3 nhúm gii phỏp chớnh:

- Nhúm gii phỏp ci thin n nh ca nn p: o b, thay th mt phn hoc
ton b t yu; thi cụng nn p theo nhiu giai oan, gim trng lng ca nn p
(s dng vt liu nh), tng chiu rng ca nn ng, lm thoi mỏi taluy, xõy dng
b phn ỏp.
- Nhúm gii phỏp ci thin cng (c,) v kh nng chu lc ca nn t yu:
bin phỏp gia ti tam thi, gia c bng vi a k thut, s dng h thng thoỏt nc
thng ng (bc thm, cc cỏt);
- Nhúm gii phỏp s dng h cc chu lc trc tip.
Hỡnh 1.2 trỡnh by túm tt s la chn cỏc bin phỏp x lý n nh nn ng
trờn t yu [2]. ng nột lin th hin cỏc gii phỏp x lý mt n nh trt, trong
ú cú gii phỏp ỏp dng b phn ỏp. ng nột t th hin cỏc gii phỏp x lý hin
tng mt n nh lỳn kộo di.
Lún nhiều kéo dài

Không ổn định

Bệ phản áp Giảm chiều cao
nền đắp

Đắp theo
giai đoạn

Cột ba lát

Cột đất gia cố
vôi xi măng

Đắp bằng vật Đào thay toàn
bộ đất yếu
liệu nhẹ

Nền đắp
trên cọc

Cọc cát và
rãnh cát

Đào thay một
phần đất yếu

Đắp trên lớp đệm
Đắp đất trên bè

Gia tải tạm thời

Hỡnh 1.2. Cỏc gii phỏp chớnh x lý nn p trờn t yu[2]
1.3. PHNG PHP TNH N NH NN NG P TRấN T YU.
tớnh n nh nn ng p trờn t yu, cú nhiu phng phỏp khỏc nhau
nhng cú th tp hp thnh hai nhúm phng phỏp tớnh: Nhúm phng phỏp th nht
i phõn tớch n nh nn ng vi cỏc mt trt gi nh. Theo hng ny, ngi ta
cho rng khi mỏi t mt n nh thỡ s b trt theo mt mt trt. Hỡnh dang ca mt
trt cú th l thng, góy khỳc, ng xon logarit, hay l mt cung trũn hỡnh tr. V
khi xy ra trt thỡ ch nhng im nm trờn mt trt vo trang thỏi cõn bng gii
han (trang thỏi cõn bng gii han Morh Coulomb). Trong cỏc mt trt thỡ gi thit
mt trt l mt cung trũn hỡnh tr thng c s dng nht.in hỡnh l cỏc phng
phỏp ca W.Fellenius, A.W.Bishop, N.Janbu,Phn mm tớnh toỏn ph bin nht ai
din cho phng phỏp phõn tớch ny l Slope/W. Nhúm phng phỏp th hai i phõn
tớch trang thỏi ng sut - bin dang ca cỏc im nm trong mỏi t vi cỏc iu kin

6
biên của chúng để xác định sự phân bố ứng suất trong mái đất. So sánh với độ bền cắt
lớn nhất tại các điểm đó sẽ xác định đƣợc các vùng bị phá hủy, vùng biến dạng của
toàn bộ mái đất. Để phân tích ổn định bằng theo cách này phải sử dụng phƣơng pháp
phần tử hữu hạn. Phần mềm tính toán phổ biến dựa theo phƣơng pháp phân tích này là
PLAXIS.
1.3.1. Nhóm các phƣơng pháp giả định mặt trƣợt.
Phƣơng pháp phân tích dựa trên các giả thiết cơ bản sau:
- Giả định mặt trƣợt là một cung tròn hình trụ.
- Khối đất trƣợt (lăng thể trƣợt) đƣợc coi là một cố thể (tuyệt đối cứng).
- Trạng thái cân bằng giới hạn chỉ xảy ra đối với các điểm nằm trên mặt trƣợt
Nội dung cơ bản của phƣơng pháp này là phân tích ổn định của khối đất trƣợt với
nhiều cung trƣợt (tâm trƣợt) khác nhau nhƣ hình 1.3. Mỗi tâm trƣợt khác nhau sẽ cho
hệ số ổn định khác nhau (Ki).Tâm trƣợt nào có hệ số ổn định trƣợt nhỏ nhất (Kmin) là
tâm trƣợt nguy hiểm nhất. So sánh Kmin với hệ số ổn định trƣợt yêu cầu để kết luận
mái đất có ổn định hay không.
03

02

01

R1

R2
R3

Hình 1.3. Phân tí ch ổn đị nh với nhiều cung trượt khác nhau
1.3.1.1. Phương pháp W.Fellenius.
W.Fellenius giải bài toán ổn định theo phƣơng pháp phân mảnh. Giả định trƣớc

mặt trƣợt là mặt trụ tròn quay quanh tâm O với bán kính R. Phân khối trƣợt thành
nhiều mãnh. Xét sự cân bằng lực cho từng mảnh trƣợt, từ đó tính hệ số ổn định chung
cho cả khối trƣợt.
Khối trƣợt sẽ đƣợc chia thành nhi ều mảnh (bằng các mặt phẳng thẳng đứng có bề
1 1
 ) Ri . Sơ đồ phân tích lực tác dụng lên mảnh thứ inhƣ Hình 1.4.
10 20

rộng ΔXi, Xi  (

Hệ số ổn định K đánh giá ổn định của mái dốc đƣợc xác định bằng tỉ số giữa momen
của các lực chống trƣợt với momen của các lực gây trƣợt:


7
K

M ct
M gt

(1 – 1)

0

i

R

Trong đó: K – Hệ số ổn định tƣơng ứng với cung
trƣợt giả định;

Mct – Momen của các lực chống trƣợt đối với tâm
trƣợt O;
Mgt – Momen của các lực gây trƣợt đối với tâm
trƣợt O.

Xi

i

Ei+1

0

gi

Ei-1
Xi

M

C

B

Ti

i+1

i
i-1

gi

Ni
Ui
l i

A
M

a) sơ đồ phân mảnh
b) phân tích lực tác dụng
Hình 1.4. Sơ đồ tí nh ổn đị nh theo phương pháp phân mảnh
Khi xét đến l ực tƣơng tác giƣ̃a các m ảnh trƣợt thƣ́ (i-1), ký hiệu Ei-1 và (i+1), ký
hiệu Ei+1 lên mảnh thứ i, để đơn giản trong tính toán W.Fellenius giả thiết các lƣ̣c E i-1
và E i+1 cân bằng nhau trên phƣơng vuông góc với bán kí nh (đƣờng thẳng OM – hình
1.8b), cho phép bỏ qua lực tƣơng tác giữa các mảnh thứ (i-1) và (i+1) lên mảnh thứ i.
Từ đó, Fellenius đƣa ra công thức xác định hệ số ổn định K nhƣ sau:
n

K

 M cti
i 1
n

M
i 1

Trong đó:

gti



n

n

i 1

i 1
n

 ci .li   ( gi  U i ). cos  i .tgi
 g . sin 
i 1

i

(1 – 2)

i

ci – Lực dính đơn vị của đất ở đáy mảnh trƣợt thứ i;
φi – Góc nội ma sát của đất ở đáy mảnh trƣợt thứ i;
gi – Trọng lƣợng bản thân của mảnh trƣợt thứ i;
Ui – Tổng áp lực thủy động tại đáy mảnh trƣợt thứ i;
i – Góc tạo bởi đƣờng thẳng nối từ tâm trƣợt O đến trọng tâm
đáy của cung trƣợt thuộc mảnh trƣợt thứ i với phƣơng thẳng đứng.
Với nhiều mặt trƣợt tròn giả định khác nhau theo các tâm quay Oj khác nhau, sẽ

xác định đƣợc các hệ số ổn định Kj tƣơng ứng theo công thức (1 - 2).Từ cáctrị sốKjsẽ
xác định đƣợc trị số nhỏ nhất Kmin = min(Kj), tƣơng ứng với nó sẽ là mặt trƣợt nguy


8
hiểm nhất. Nếu có thể tính toán với một số lƣợng tâm trƣợt Oj đủ lớn để khẳng định
Kmin tìm đƣợc là nhỏ nhất thì Kmin chính là hệ số ổn định của mái dốc.
1.3.1.2. Phương pháp A.W.Bishop.
Trên cơ sở phân mảnh, năm 1955, A.W.Bishopđãtính ổn định mái dốc bằng cách
sử dụng phƣơng trình cân bằng các lực theo phƣơng thẳng đứng và điều kiện cân bằng
momen với tâm cung trƣợt. Đối với lực tƣơng tác giữa các mảnh, A.W.Bishopgiả thiết
chỉ có thành phần theo phƣơng ngang, còn thành phần theo phƣơng thẳng đứng bằng
không.
Sử dụng phƣơng trình cân bằng lực theo phƣơng thẳng đứng (chiếu các lực lên
phƣơng thẳng đứng) sẽ tìm đƣợc tổng lực pháp tuyến Ni tại đáy mảnh trƣợt:
1
( g i  U i )   .ci .li .tg  i
K
Ni 
(1 – 3)
 tg  i .tg  i 
cos  i 1 

K


Lấy momen của tất cả các lực giữ và lực đẩy đối với tâm trƣợt (O) sẽ có biểu thức
xác định hệ số ổn định K:
1
( g i  U i )   .ci .li .tg  i

K
.tg  i  ci .li

 tg  i .tg  i 
i 1
cos  i 1 

K


n

K

n

 g . sin 
i 1

i

(1– 4)

i

Với phƣơng pháp này hệ số ổn định K có mặt ở hai vế của biểu thức (1 - 4) nên
phải giải bằng phƣơng pháp lặp cho đến khi chọn đƣợc K thỏa mãn biểu thức trên.
Phƣơng pháp trên còn đƣợc gọi là phƣơng pháp phân mảnh Bishop đơn giản.Tiến hành
giả thiết trƣớc nhiều mặt trƣợt khác nhau (mỗi mặt trƣợt ứng với một tâm trƣợt Oj khác
nhau) sẽ xác định đƣợc các hệ số ổn định Kj tƣơng ứng theo công thức(1- 4).Từ cáctrị

sốKjsẽ xác định đƣợc trị số nhỏ nhất Kmin = min(Kj), tƣơng ứng với nó sẽ là mặt trƣợt
nguy hiểm nhất.
1.3.1.3. Phương pháp N.Janbu.
Năm 1954, N.Janbu đã tính ổn định mái dốc theo phƣơng pháp phân mảnh bằng
cách sử dụng các phƣơng trình cân bằng lực theo phƣơng thẳng đứng và theo phƣơng
ngang. N.Janbu cũng giả thiết rằng lực tƣơng tác giữa các mãnh chỉ có thành phần theo
phƣơng ngang, còn thành phần theo phƣơng thẳng đứng bằng không.Tƣơng tự
nhƣA.W.Bishop,sử dụng phƣơng trình cân bằng lực theo phƣơng thẳng đứng sẽ tìm
đƣợc tổng lực pháp tuyến Ni tại đáy mãnh trƣợt:


9
1
( g i  U i )   .ci .li .tg  i
K
Ni 
 tg  i .tg  i 
cos  i 1 

K



(1 – 5)

Chiếu tất cả các lực lên phƣơng ngang (xem các lực tƣơng tác theo phƣơng ngang
bằng nhau về trị số nhƣng ngƣợc chiều):
N i .sin  i 

1

N i .tgi  ci .li .cos  i
K

(1 – 6)

Từ đó tìm đƣợc biểu thức xác định hệ số ổn định K nhƣ sau:


 1 
 ( g i  U i )   K ' .ci .li .tg  i

 

.tg  i  ci .li . cos  i

 tg  i .tg  i 

i 1 

 cos  i 1 

K' 


K '
 1 
( g i  U i )   .ci .li .tg  i
n
 K'
.sin  i


 tg  i .tg  i 
i 1
cos  i 1 
K ' 

n

(1 – 7)

Để kể đến sự tƣơng tác giữa các mảnh, N.Janbu đã dùng hệ số hiệu chỉnh f0.Hệ số
ổn định (K) theo N.Janbu có dạng nhƣ sau:
(1 – 8)
K  K '. f 0
Trong đó: K - hệ số ổn định sau khi hiệu chỉnh
K’- hệ số ổn định trƣớc khi hiệu chỉnh
f 0 - hệ số hiệu chỉnh, phụ thuộc vào dạng mái đất, đƣợc tính theo công
thức sau:
2
d
d  
f 0  1  b1   1,4  
 L  
 L

(1 – 9)

Trong đó, b1 là hệ số, phụ thuộc loại đất:
+ Đất chỉ có lực dính c (lực ma sát φ =0), thì b1 = 0,69
+ Đất chỉ có lực ma sát φ (lực dính c=0), thì b1 = 0,31

+ Đất có cả c, φ, thì b1 = 0,50
L – chiều dài đoạn thẳng chắn cung trƣợt
d – khoảng cách từ đỉnh cung trƣợt đến đoạn thẳng chắn cung trƣợt.
Năm 1973, N.Janbu đã sử dụng thêm điều kiện cân bằng momen của tất cả các lực
với tâm là điểm giữa của đáy mảnh đã chia, kết hợp với điều kiện cân bằng của tổng
các lực theo phƣơng thẳng đứng và nằm ngang với giả thiết là lực tƣơng tác giữa các
mãnh có phƣơng nằm ngang, tác dụng theo một “đƣờng tác dụng” nằm ở cao độ bằng
1/3 chiều cao của mãnh tính từ đáy. Với cách tính này, hệ số ổn định so với phƣơng


10
pháp đơn giản sẽ chính xác hơn.Phƣơng pháp tính này đƣợc gọi là phƣơng pháp Janbu
tổng quát.
Bảng 1.1 tổng hợp một số phƣơng pháp phân tích ổn định mái dốc theo phƣơng
pháp cân bằng giới hạn, trong đó có lƣu ý các giả định và điều kiện cân bằng đƣợc sử
dụng trong tính toán.
Bảng 1.1. Các phương pháp phân tích ổn định mái dốc theo phương pháp cân bằng
giới hạn.
Hệ số an toàn (F)
Phƣơng pháp

Giả định lực tƣơng tác giữa
các mảnh trƣợt theo phƣơng
ngang (H) và đứng (V)

Cân bằng
lực

Cân bằng
mô men

Fellenius

-

Yes

Bỏ qua H, V

Bishop (1955)

-

Yes

Bỏ qua V, chỉ xét H

Đơn giản hoá
Janbu (1954)

Yes

-

Bỏ qua V, chỉ xét H

Spencer (1967)

Yes

Yes

Có xét cả H và V

GLE

Yes

-

Có xét cả H và V

Để so sánh kết quả tính toán hệ số an toàn theo các phƣơng pháp khác nhau,
Fredlund và Krahn (1977) đã tiến hành phân tích trên mái dốc giả định (Hình 1.5a) và
rút ra kết luận:Phƣơng pháp đơn giản hoá Bishop, Morgenstern-Price và Spencers cho
kết quả hệ số an toàn khá giống nhau (độ sai khác <0,1%, xem Hình 1.5b); Phƣơng
pháp Fellenius cho kết quả thiên về an toàn, hệ số an toàn thấp hơn so với phƣơng
pháp đơn giản hoá Bishop.Phƣơng pháp Janbu cho kết quả sai khác  15% so với các
phƣơng pháp Spencer và Morgenstern-Price.

a) Mô hình phân tích
b) So sánh hệ số an toàn
Hình 1.5. So sánh hệ số an toàn trên mái dốc giả định (Fredlund & Krahn, 1977)


11
Nhƣ vậy, trong các phƣơng pháp phân tích đã trình bày, phƣơng pháp Bishop
đơn giản cho kết quả không sai khác nhiều so với các phƣơng pháp khác
(Morgenstern-Price, Spencers) và hiện nay đã có sẵn các chƣơng trình máy tính có
khả năng giải quyết nhanh bài toán.

1.3.2. Phƣơng pháp phân tích trạng thái ứng suất biến dạng.
Trong phƣơng pháp này, phƣơng pháp phân tích giữa ứng suất và biến dạng của
nền đất nằm trong mái dốc với các điều kiện biên của chúng để có thể xác định đƣợc
trƣờng ứng suất tại mọi điểm của nền đất. Để phân tích ổn định theo phƣơng pháp này,
ngƣời ta phải sử dụng các phƣơng pháp số: phƣơng pháp sai phân hữu hạn (Finite
Difference Method), phƣơng pháp phần tử hữu hạn (Finite Elements Method), phƣơng
pháp phần tử biên (Boundary Element Method), phƣơng pháp phần tử rời rạc (Distinct
Element Method)…Hiện nay, phƣơng pháp phần tử hữu hạn thƣờng đƣợc sử dụng khá
phổ biến để xây dựng các chƣơng trình phân tích ổn định nền đƣờng.

1.3.3. Phƣơng pháp phần tử hữu hạn áp dụng đối với đất.
Phƣơng pháp phần tử hữu hạn (PTHH) là một phƣơng pháp thuộc nhóm phƣơng
pháp số để giải gần đúng các bài toán kết cấu bằng cách rời rạc hóa kết cấu phức tạp
thành một số hữu hạn các phần tử có hình dạng đơn giản đƣợc liên kết với nhau tại các
điểm nút và tính gần đúng các đại lƣợng cần nghiên cứu (ứng suất, chuyển vị…) trên
từng phần tử .Từ đó, suy ra kết quả cho toàn bộ kết cấu.
Khi chịu tác dụng của tải trọng, trong các phần tử sẽ xuất hiện nội lực.Trong
phƣơng pháp PTHH giả thiết nội lực của các phần tử đƣợc truyền qua các nút.Nhƣ
vậy, các thành phần nội lực đều đƣợc biểu diễn dƣới dạng lực nút.
Mối quan hệ chuyển vị - ứng suất trong mỗi phần tử với các giá trị chuyển vị - ứng
suất tại các điểm nút đƣợc lấy xấp xỉ theo một hàm đơn giản nhƣng phải thỏa mãn điều
kiện liên tục trên biên các phần tử tiếp xúc với nhau (trên các điểm nút hoặc biên các
phần tử kế cận) gọi là hàm xấp xỉ.
Các đặc trƣng tổng quát của mỗi phần tử hữu hạn đƣợc xác định dƣới dạng các ma
trận độ cứng.Các ma trận này đƣợc dùng để tập hợp các phần tử lại thành mô hình rời
rạc hóa của cả kết cấu.
Phƣơng trình cơ bản của phƣơng pháp PTHH tính theo mô hình chuyển vị nhƣ
sau:

k . e  Pe
K .  P

(cho từng phần tử)

(1 – 13)

(cho cả kết cấu)

(1– 14)


12
trong đó:

k  - Ma trận độ cứng của phần tử
 e - Vectơ chuyển vị nút của phần tử
Pe - Vectơ tải trọng nút của phần tử

K  - Ma trận độ cứng của kết cấu
 - Vectơ chuyển vị nút tổng thể (của kết cấu)
P- Vectơ tải trọng nút tổng thể (của kết cấu)

Giải hệ phƣơng trình cơ bản trên kết hợp với các điều kiện biên sẽ đƣợc vectơ
chuyển vị nút tổng thể.Từ đó, xác định vectơ chuyển vị nút của từng phần tử hữu hạn,
biến dạng, ứng suất trong từng phần tử.
Có rất nhiều mô hình xác định vectơ chuyển vị nút của từng phần tử hữu hạn,
biến dạng nhƣ: mô hình đàn hồi - dẻo(mô hình Mohr – Coulomb), mô hình "Cam –
clay", mô hình "Hard Soil". Trong đó, mô hình Mohr – Coulomb thƣờng đƣợc sử
dụng.

Theo mô hình này, quan hệ ứng suất – biến dạng của vật thể đàn hồi – dẻo đƣợc
mô tả nhƣ Hình 1.6.Sự cân bằng của đất trong giai đoạn đàn hồi gọi là sự cân bằng đàn
hồi(cân bằng bền).Sự cân bằng ứng với điểm bắt đầu chảy dẻo là sự cân bằng dẻo (cân
bằng giới hạn).
Ứng suất
Giai đoạn

Giai đoạn chảy dẻo

đàn hồi
a

O

b

Biến dạng

Hình 1.6. Quan hệ ứng suất – biến dạng
Theo thuyết phá hoại Mohr - Coulomb đối với đất, khi phân tố đất ở trạng thái cân
bằng giới hạn thì vòng tròn Morh ứng suất tiếp xúc với đƣờng biểu diễn sức chống cắt
của Coulomb. Vòng tròn Morh ứng suất lúc này gọi là vòng tròn Morh giới hạn (xem
hình 1.7).


13





tg

=

c
tg+



c
S=


c
c

S






O

a) Đối với đất rời
b) Đối với đất dính
Hình 1.7. Thuyết phá hoại Mohr - Coulomb đối với đất
Theo lý thuyết đàn hồi, khi đất ứng xử trong giai đoạn đàn hồi, trạng thái ứng suất

tại một điểm nào đó trong khối đất đƣợc đặc trƣng bằng 3 thành phần ứng suất: x,z,
z(bài toán phẳng). Các thành phần ứng suất phải thỏa mãn hai điều kiện: điều kiện cân
bằng tĩnh của phân tố và điều kiện biến dạng tuyến tính và liên tục.
  x  zx
0
z

 zx  
x
 z


Từ điều kiện cân bằng tĩnh:  x

 z



Từ điều kiện biến dạng: 2 ( x   y )  0 ; 2 

(1 – 10)
2
2

x 2 z 2

(1 – 11)

Khi đất ở trạng thái cân bằng giới hạn, các thành phần ứng suất phải thỏa mãn điều
kiện cân bằng tĩnh và điều kiện cân bằng giới hạn Morh - Coulomb


 x  zx


0
x
z

 z  zx





z

x

2
2
  z   x   4 xz  sin 2 
     2c / tg  2
x
 z

(1 – 12)

Phƣơng trình (1 - 12) dùng để xác định ứng suất trong khối đất ở trạng thái cân
bằng bền, đồng thời để xác định ứng suất và hệ thống mặt trƣợt trong khối đất bị phá
hoại.

1.3.4. Giới thiệu phần mềm Slope/w trong phân tích ổn định nền đƣờng.
Slope/W là một trong 07 modul của bộ phần mềm phân tích địa kỹ thuật GEO
SLOPE do Công ty GEO-SLOPE International Ltd – Canada sản xuất. Phần mềm này
sử dụng lý thuyết cân bằng giới hạn để tính toán hệ số an toàn của mái dốc đất và đá.
Sử dụng Slope/W, có thể dễ dàng phân tích các vấn đề độ dốc ổn định mái dốc từ đơn
giản và phức tạp bằng cách sử dụng một loạt các phƣơng pháp để tính toán hệ số ổn
định. Slope/W có thể ứng dụng trong phân tích và thiết kế địa kỹ thuật, dân dụng, và
các dự án kỹ thuật khai thác mỏ.


14
Slope/W có các tính năng cần thiết để giải quyết bài toán phân tích ổn định mái
dốc bằng nhiều phƣơng pháp khác nhau: Fellenius (Ordinary), Bishop, Janbu đơn giản,
Spencer, phƣơng pháp Morgenstern - Price, GLE. Với các mặt trƣợt giả định có nhiều
dạng khác nhau: tròn, tổng hợp, hình dạng bất kỳ hoặc hình dạng khối với ba phân
đoạn tuyến tính. Điều kiện áp lực nƣớc lỗ rỗng đƣợc mô tả bằng một đƣờng đo áp. Có
thể phân tích khi có phụ tải ở trên bề mặt mái đất.
Các khả năng của Modun Slope/W bao gồm
- Khả năng mô hình hóa:
+ Mô hình hóa phƣơng pháp phân tích (Bishop, Janbu, Ordinary, Spencer…);
+ Mô hình hóa mặt trƣợt;
+ Mô hình hóa các điều kiện áp lực nƣớc lỗ rỗng;
+ Mô hình hóa neo, tải trọng ngoài;
+ Mô hình hóa đất không bão hòa;
- Khả năng phân tích ổn định mái dốc theo quan điểm xác suất:
+ Áp dụng phƣơng pháp Monter Carlo;
+ Giải quyết đƣợc bài toán về tính biến đổi ngẫu nhiên của các thông số đầu vào;
+ Dùng hàm phân bố chuẩn với độ lệch và phƣơng sai đã biết;
+ Xem kết quả phân tích theo xác suất.
Dùng Slope/W phân tích ổn định mái dốc ta phải giả thiết trƣớc mặt trƣợt bằng

cách vẽ lƣới tâm trƣợt và đƣờng bán kính cung trƣợt (những đƣờng thẳng mà cung
trƣợt sẽ tiếp xúc). Chƣơng trình sẽ tự động xác định đƣợc khối đất trƣợt ứng với từng
tâm trƣợt và bán kính cung trƣợt và tiến hành phân mãnh khối trƣợt, rồi xét điều kiện
cân bằng cho từng mãnh trƣợt để tìm ra hệ số ổn định chung cho khối trƣợt (Ki). Tiến
hành phân tích với nhiều tâm trƣợt, mặt trƣợt khác nhau sẽ tìm đƣợc nhiều hệ số ổn
định khác nhau.Tâm trƣợt, mặt trƣợt nào cho hệ số ổn định nhỏ nhất (Kmin) là tâm
trƣợt, mặt trƣợt nguy hiểm nhất.Và hệ số ổn định tìm đƣợc (Kmin) là hệ số ổn định
trƣợt của mái đất.
1.4. BỆ PHẢN ÁP VÀ ỨNG DỤNG TRONG THIẾT KẾ ỔN ĐỊNH NỀN ĐẮP
TRÊN ĐẤT YẾU.
1.4.1. Ứng dụng của bệ phản áp trong thiết kế ổn định nền đắp trên đất yếu.
Bệ phản áp là giải pháp đƣợc sử dụng để tăng cƣờng độ ổn định của nền đƣờng ra
đời từ rất lâu và đƣợc sử dụng phổ biến ở nhiều nƣớc trên thế giới. Đây là một trong
những giải pháp đơn giản và hiệu quả trong việc hạn chế hiện tƣợng mất ổn định trƣợt
trồi của nền đắp trên đất yếu trong quá trình thi công.
Trong một số trƣờng hợp, dùng bệ phản áp có thể đảm bảo ổn định nền đƣờng
trong quá trình đắp mà không cần khống chế tốc độ đắp, do đó có thể rút ngắn đƣợc
thời gian xử lý nền đƣờng đắp, đẩy nhanh tiến độ thi công công trình. Giải pháp này
đƣợc dùng phổ biến trong nhiều dự án giao thông. Nhƣợc điểm chính của giải pháp
này là không giảm đƣợc thời gian lún cố kết và không những không giảm đƣợc độ lún


15
mà còn tăng thêm độ lún (do thêm tải trọng của bệ phản áp ở hai bên), khối lƣợng đắp
và diện tích chiếm dụng lớn.
Tùy theo đặc điểm công trình và điều kiện địa chất mà có nhiều biện pháp để tăng
cƣờng độ ổn định của nền đƣờng nhƣ sử dụng vải địa, xử lý móng, xử lý cố kết nền đất
yếu, sử dụng bệ phản áp…Bệ phản áp là giải pháp đơn giản và hiệu quả trong việc hạn
chế lún sụt - trƣợt trồi, dùng bệ phản áp có thể đảm bảo ổn định nền đƣờng trong quá
trình đắp mà không cần khống chế tốc độ đắp do đó rút ngắn đƣợc thời gian xử lý nền

đƣờng đắp, đẩy nhanh tiến độ thi công công trình. Giải pháp này có các ƣu điểm nhƣ:
thi công đơn giản, không cần máy móc đặc biệt, thời gian thi công nhanh chóng, chi
phí xây dựng thấp, tận dụng đƣợc vật liệu địa phƣơng. So với việc làm thoải mái taluy,
đắp bệ phản áp với một khối lƣợng đất đắp nhƣ nhau sẽ cho hệ số an toàn lớn hơn do
giảm đƣợc mô men của các lực trƣợt nhờ tập trung tải trọng ở chân taluy. Hình 1.8
giới thiệu kết quả nghiên cứu của Pilot và Moreau (1973) ứng dụng bệ phản áp xử lý
ổn định nền đắp trên đất yếu có các thông số nền đắp và đất yếu nhƣ nhau. Kết quả
cho thấy, để đạt hệ số ổn định nhƣ nhau K=1,52, giải pháp sử dụng bệ phản áp có thể
tiết kiệm và giảm khối lƣợng đắp hơn so với trƣờng hợp làm thoải mái taluy đến độ
dốc 3/1.

Hình 1.8. Ứng dụng bệ phản áp thiết kế ổn định nền đắp trên đất yếu (Pilot & Moreau,
1973)
Điều này cho thấy, trong điều kiện thi công cho phép (chiều cao đắp, chiều dày lớp
đất yếu, bỏ qua ảnh hƣởng diện tích chiếm đất, tốc độ và độ lún của nền đắp), giải
pháp thiết kế xử lý bệ phản áp có thể xem là một giải pháp đơn giản, hiệu quả để cải
thiện điều kiện ổn định nền đắp trên đất yếu.
Nhƣợc điểm chính của giải pháp này là không giảm đƣợc thời gian lún cố kết và
trong nhiều trƣờng hợp, không những không giảm đƣợc độ lún mà còn tăng thêm độ
lún (do thêm tải trọng của bệ phản áp ở hai bên);khối lƣợng đất đắp và diện tích chiếm
dụng lớn.
Ở nƣớc ta, bệ phản áp đƣợc sử dụng khá phổ biến, một số dự án đã sử dụng giải
pháp thiết kế bệ phản áp để đảm bảo độ ổn định nền đƣờng nhƣ: Đƣờng cao tốc cầu
Giẽ -Ninh Bình, Đƣờng cao tốc Đà Nẵng – Quảng Ngãi (Hình 1.9).