Độ lún cố kết của nền theo quá trình gia tải nhiều cấp trong gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 30 ĐỘ LÚN CỐ KẾT CỦA NỀN THEO QUÁ TRÌNH GIA TẢI NHIỀU CẤP TRONG GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC PHAN HUY ĐÔNG* Consolidation settlement of soil under multi – stage loading in soft soil improvement by PVP with surcharge Abstract: Soft soil improvement by PVD combined with surcharge and/or vacuum preloading has been widely applied for industrial projects, transport as well as infrastructures in Vietnam. In practical design, the coupled radial-vertical flow problem has been employed by either analytical solution or numerical simulation. However, the nonlinear consolidation considering the multi-stage loadings has not been incorporated in most design standards in Vietnam. This matter has not reflect the real condition of ground since the construction loads of buildings or embankments on clayed soil are usually applied gradually to extend loading rate in order to against sliding failure or due to construction requirement. During loading, total excess pore water pressure at any given loading stage depends on the excess porter pressure retained from previous stage, and therefore it also affects the general consolidation degree of ground. This paper introduces a practical method for estimating consolidation degree of ground that incorporate influences of loading rate and loading pattern. In addition, the method also considers influences of smear effect and well resistance effects. The analysis and comparison based on data at a soil improvement project using PVD combined with vacuum and surcharge preloading indicate the beneficial use of the method. 1. GIỚI THIỆU* Giải pháp gia tải trước kết hợp với vật thoát nước thẳng đứng (VTNTĐ) như bấc thấm (PVD), giếng cát (SD), đã và đang được áp dụng khá phổ biến ở nước ta hiện nay trong công tác xử lý nền đất yếu cho các công trình xây dựng, giao thông, hạ tầng, công nghiệp,... Trong thực tế thi công công trình trên nền đất yếu, tải trọng của công trình cũng như tải trọng từ các lớp đất đắp sẽ được tăng theo từng cấp, ở mỗi cấp lại được duy trì trong thời gian nhất định nhằm làm giãn tốc độ gia tải. Mục đích của việc làm này là nền có đủ thời gian cố kết, * Bộ môn Cơ học đất-Nền móng, Đại học Xây dựng E-mail: dongph@nuce.edu.vn sức kháng cắt (cường độ) tăng, tránh mất ổn định trượt trước khi thi công đắp các lớp tiếp theo. Như vậy, trong quá trình gia tải, tổng áp lực nước lỗ rỗng dư ứng với mỗi cấp tải trọng sau sẽ phụ thuộc vào áp lực nước lỗ rỗng dư còn lại từ các cấp gia tải trước đó, và do đó cũng sẽ ảnh hưởng đến độ cố kết chung của nền. Trong thực hành thiết kế hiện nay, ngay cả trong các tiêu chuẩn thiết kế đang được áp dụng rộng rãi tại Việt Nam (TCVN 9355:2013, TCVN 9355:2012, 22TCN 262:2000, TCVN 9842:2013), tải trong được mô tả thành tăng tức thời mà chưa mô tả được quá trình gia tải nhiều cấp theo điều kiện thi công. Mặc dù trường hợp xem tải trọng tăng một cấp tuyến tính đã được ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 31 tính đến (mục VI.5, 22TCN262-2000) thì độ cố kết trong giai đoạn tăng tải trọng được xác định gần đúng theo suy diễn hình học mà không có định lượng cụ thể. Hình 1. Sơ đồ gia tải và độ lún cố kết điển hình theo điều kiện thi công thực tế Lý thuyết cố kết thấm có kết hợp vật thoát nước thẳng đứng lần đầu tiên đã được phát triển bởi Barron (1948). Nhiều nghiên cứu về sau đã được mở rộng để mô tả được cả quá trình thoát nước thẳng đứng, mở rộng lý thuyết cố kết thấm tuyến tính và cả phi tuyến để mô tả được gần đúng hơn với ứng sử thực tế của nền. Trong đó nghiên cứu của Hansbo và cộng sự (1981), Deng và cộng sự (2013), chỉ ra rằng ảnh hưởng của sức cản thoát nước đứng của bấc thấm (well resistance) cần phải được tính toán đến, đặc biệt là khi bấc thấm cắm sâu. Thực tế, ảnh hưởng của sức cản thoát nước đứng có thể do một số nguyên nhân như: do tiết diện ngang của bấc thấm giảm, bấc thấm bị xoắn vặn, hay do các hạt mịn thẩm thấu qua lớp vỏ của bấc thấm khi bấc thấm cắm sâu vào đất. Ảnh hưởng của vùng xáo động (smear effect) xung quanh VTNTĐ (thường chỉ xét khi thi công bấc thấm, còn với cọc cát, giếng cát thì không xét đến) cũng đã được thực hiện bởi nhiều tác giả như Walker and Indraratna (2007). Một số nghiên cứu như Conte and Troncone (2009), Geng và cộng sự (2012) hay Lu và cộng sự (2011) đã kể đến được ảnh hưởng của tốc độ gia tải, thời gian gia tải. Ngoài ra, một số nghiên cứu xét đến ảnh hưởng phi tuyến khi quan hệ ứng suất biến dạng của nền là phi tuyến và cả khi dòng thấm không tuân thủ định luật thấm Darcy như Walker và cộng sự (2012). Bài báo này nhằm mục đích giới thiệu bài toán cố kết thấm đối xứng trục phi tuyến khi kể đến ảnh hưởng của tốc độ gia tải, thời gian gia tải, và xét đến cả ảnh hưởng của vùng xáo động (smear zone) và ảnh hưởng lực cản thấm (well resistance). Từ lời giải của bài toán tổng quát của phương trình vi phân cơ bản, một số trường hợp riêng sẽ được phân tích cụ thể. Các ví dụ phân tích sẽ được thực hiện sử dụng số liệu tại một dự án thi công xử lý nền cụ thể và so sánh với kết quả quan trắc thực tế, từ đó khẳng định độ chính xác khi tính toán dự báo độ lún cố kết của nền gia cố bằng phương pháp này. 2. LÝ THUYẾT CỐ KẾT THẤM ĐỐI XỨNG TRỤC PHI TUYẾN 2.1. Phương trình vi phân cơ bản Phương trình vi phân cơ bản của bài toán cố ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 32 kết thấm đối xứng trục tổng quát được xây dựng trên sơ đồ Hình , trong đó có kể đến ảnh hưởng của khu vực bị xáo động quanh VTNTĐ (smear zone) làm hệ số thấm ngang ở vùng xáo động bị giảm theo một trong ba trường hợp Dạng I, Dạng II và Dạng III, tương ứng. Hình 2. Sơ đồ tính cho bài toán cố kết thấm đối xứng trục Một số giả thiết được sử dụng như sau: 1. Biến dạng trong vùng có VTNTĐ và biến dạng ở khu vực đất xung quanh là bằng nhau và chỉ xét đến biến dạng theo phương đứng. Các mối quan hệ phi tuyến của tính thấm và tính nén của đất được mô tả như sau: ' 0 ' 0 log sce e C     (1) 0 0 log hkh h ke e C k   (2) 0 0 log vkv v ke e C k   (3) trong đó: Cc, Ckh và Ckv lần lượt là chỉ số nén, chỉ số thấm theo phương ngang và chỉ số thấm đứng; kh, kh0 là hệ số thấm ngang tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu trong vùng không bị xáo động; kv, kv0 là hệ số thấm ngang tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu trong vùng không bị xáo động; e, e0 là hệ số rỗng tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu; 's và ' 0s là ứng suất hữu hiệu trung bình trong đất tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu; 2. Dòng thấm đứng và ngang tuân thủ định luật thấm Darcy. 3. Ảnh hưởng đến khả năng thoát nước ngang trong vùng xáo động (smear zone) được mô tả như sau: ( ) ( )r hk r k f r (4) trong đó: kh biến đổi trong suốt quá trình thoát nước theo phương trình (2). Trong vùng bị xáo động, giá trị năng tăng từ ks đến kh theo qui luật hàm f(r) như mô tả trong hình 2. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 33 4. Lượng nước thoát ra khỏi VTNTĐ bằng lượng nước chảy vào. Khi đó: w 2 2s w w 2 w w u u( )[2 r ] wr r r kk r r r z           (5) với uw là áp lực nước lỗ rỗng dư trong VTNTĐ tại các độ sâu khác nhau, us áp lực nước lỗ rỗng dư trong nền đất xung quanh VTNTĐ tại độ sâu bất kỳ; rw, rs và rc lần lượt là bán kính của VTNTĐ, của vùng xáo động và vùng ảnh hưởng; kr(r) là hệ số thấm của nền đất xung quanh có thể biến đổi theo bán kinh r theo các dạng I, Dạng II và Dạng III; kw là hệ số thấm của VTNTĐ và sẽ là hằng số trong suốt quá trình cố kết (Hình ). 5. Tải trọng đắp tại mức mặt nền đất yếu tăng từng cấp theo hàm thời gian như sau: ( ) ( )up t p g t (6) trong đó pu là giá trị tổng tải trọng ở các lần gia tải và biến đổi theo hàm g(t) theo thời gian. Phương trình vi phân cơ bản của bài toán cố kết thấm đối xứng trục được mô tả dựa vào giả thiết tổng biến dạng thể tích bằng tổng lượng nước thoát ra theo cả hai phương đứng và phương ngang (xuyên tâm) như sau: 2 2 w w ( )1 sv s vr u kk r ur t r r r z                (7) trong đó su là áp lực nước lỗ rỗng dư trung bình của đất xung quanh VTNTĐ tại độ sâu bất kỳ, v là biến dạng thể tích của khối đất và của VTNTĐ. Tiếp tục biến đổi với các điều kiện biên tương ứng, sau đó giải phương trình vi phân sẽ thu được nghiệm là giá trị su theo độ sâu và thời gian như sau (chi tiết lời giải tham khảo các nghiên cứu của tác giả Lu và cộng sự, 2011, 2015): 0 2 1 0 2 ( )( )sin( ) h m h m h m T T T t s u m dg t Mu p e p e e dt M dt H           (8) 2 2 0 0 84 vm e h c k Mr k H F        (9) trong đó H chiều dài đường thoát nước theo phương đứng; M=(2m-1)/2; m=1,2,3; Fc là hệ số kể đến ảnh hưởng của kích thước hình học và đặc điểm của bấc thấm; m là hệ số tính toán kể đến ảnh hưởng của vùng xáo động và khả năng thoát nước, trong công thức (9), hệ số m được đơn giản hóa khi không xét đến sức cản thấm trong bấc thấm (chi tiết về thông số này xem trong Xie và cộng sự, 2009 hoặc Lu và cộng sự, 2015). Hệ số cố kết của nền được xác định theo nguyên lý ứng suất như sau: 0 2 1 0 2 ( )( ) ( ) ( ) h m h m h m T T T t h h m u p dg tU T g T e e e dt M p dt            (10) 2.2. Lời giải cho một số trường hợp đặc biệt Hình 3. Một số trường hợp gia tải. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 34 (1) Trường hợp tải trọng tức thời Tải trọng tăng tức thời theo thời gian như mô tả trong Hình .a, khi đó ta có: 1 2( , ) sin( )m hTus m p Mu z t e z M H      (11) 2 1 2( ) 1 m hTh m U T e M       (12) (2) Trường hợp tải trọng tăng tuyến tính một cấp Trường hợp tải trọng tăng tuyến tính theo một cấp và giữ ổn định được mô tả trong Hình .b, khi đó ta có: 1 1 1 1 ( ) 1 1 1 2 (1 ) sin( ), ( , ) 2 ( ) sin( ), m h m h h m h T u h h m m h s T T T u h h m m h p e M z T T M T H u z t p e e M z T T M T H                     (13) 1 12 11 1 ( ) 12 1 1 2(1 ) , 2( )1 , m h m h h m h T h h h mh m h p T T T h h m m h T e T T T M T U e e T T M T                       (14) (3) Trường hợp tải trong tăng tuyến tính nhiều cấp Trường hợp tổng quát và thông thường gặp đó là khi nền đất yếu không đủ chịu tổng tải trọng đắp lớn, cần thi công nhiều bước, mỗi bước có một thời gian đợi nhất định như trình bày trong Hình .c. Khi đó tải trọng gia tải được mô tả dưới dạng sau: 1 (2 2) (2 2) (2 1) (2 1) (2 ) 0 0; ( ), ( ) , i i h h i h i h h i i h i h h i p a R T T T T T g t a T T T              (15) với ai = pi/pu; Ri = (ai-ai-1)/(Th(2i-1)-Th(2i-2)); i là chỉ số cho bước tải trọng thứ i=1,2,3; pi là tải trọng cuối cùng ở cấp thứ i; Giá trị áp lực nước dư trung bình trong đất tại độ sâu z được xác định như sau: ( 2 2)( )( ) ( , ) 1 1 2 sin( ) ( )m h h jm h s i T TT Tu s z t j m jm p Mu z R e e M H             (16) với Ts = min(Th, Th(2j-1)) và j =1,2,3 Độ cố kết trung bình của nền được xác định như sau: (2 2)( )( ) 2 1 1 2( ) ( )m h h jm h s i T TT T p h j m jm U g T R e e M              (17) 3. ÁP DỤNG TÍNH TOÁN CHO TRƯỜNG HỢP CỤ THỂ 3.1 Giới thiệu dự án Nhằm kiểm tính phương pháp tính toán, phân tích tiếp theo dựa trên số liệu đầu vào tại một dự án có công tác xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp với hút chân không và tải trọng đắp. Dự án thuộc khu vực khí điện đạm Cà Mau, Tỉnh Cà Mau. Địa chất điển hình tại khu vực được trình bày trên hình 4. Hình 4. Lát cắt địa chất tại khu vực khảo sát. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 35 Hình 4 trong đó lớp đất yếu số 1 là bùn sét lẫn hữu cơ trạng thái dẻo nhão đến nhão phân bố đến độ sâu từ 17m đến 18m trên toàn khu vực dự án. Hình 5 trình bày một số chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của nền đất biến động theo độ sâu tại khu vực dự án. Số liệu trên hình 5 cho thấy nền đất yếu ở trạng thái cố kết thường. Lớp đất yếu có hệ rố rỗng lớn, các chỉ số nén lớn. Khu vực dự án có tổng diện tích xấp xỉ 20 ha, được chia thành nhiều khu vực nhỏ nhằm kiểm soát chất lượng trong quá trình thi công và phù hợp với mặt bằng xử lý nền. Khu vực xem xét có diện tích xấp xỉ 2 ha. 0 5 10 15 20 25 30 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 Cc chỉ số nén Cr Chỉ số nén lại Đ ộ s â u ( m ) Cc, Cr 0 5 10 15 20 25 30 0 0,5 1 1,5 2 Pc-Áp lực tiền cố kết Us bản thân p'c (kg/cm2) Đ ộ s â u (m ) 0 5 10 15 20 25 30 0 0,5 1 1,5 2 2,5 Đ ộ s â u ( m ) Hệ số rỗng (e) Hình 5. Một số chỉ tiêu cơ lý điển hình. 3.2. Kết quả tính toán và phân tích Bấc thấm được thiết kế đảm bảo yêu cầu về độ cố kết dưới tải trọng thi công đạt trên 90%, độ lún dư của nền dưới 20 cm trong vòng 10 năm kể từ năm bắt đầu khai thác. Bảng 1 tổng hợp các thông số thiết kế cho bấc thấm theo thực tế thi công tại dự án. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 36 Bảng 1. Thông số thiết kế bấc thấm. STT Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị 1 Kích thước của bấc thấm aw*bw 100*3 mm 2 Khoảng cách bấc thấm (lưới ô vuông) s*s 1,0*1,0 mxm 3 Độ sâu cắm bấc thấm L (H) 18 m 4 Đường kính thoát nước tương đương (rc=dc/2) dc=1,13*s 1,13 m 5 Hệ số phạm vi vùng xáo động rs/rw 2 6 Hệ số ảnh hưởng xáo động kh/ks 2 7 Hệ số sức cản bấc thấm kn/qw 0,0001 m-2 Công tác thi công san lấp và xử lý nền thực tế tại khu vực xem xét bao gồm các bước sau: (1). San lấp đến cao độ thiết kế, chiều dày đắp trung bình 3m. Thời gian tính toán là 60 ngày. (2). Thi công lớp cát đệm dày 0,5m trong vòng 8 ngày. (3). Thi công cắm bấc thấm trong vòng 20 ngày. Bấc thấm được thiết kế với khoảng cách 1.0x1.0m, chiều sâu bấc thấm là 18m tính từ mặt lớp đất yếu (hết phạm vi đất yếu). (4). Thi công hệ thống chân không, các lớp màng kín khí và bắt đầu hút chân không, áp suất chân không đã đạt giá trị thiết kế là trên 70 kPa sau 7 ngày chạy hệ thống chân không. Tổng thời gian từ lúc bắt đầu gia tải chân không đến thời điểm áp suất chân không đạt giá trị thi thiết kế là xấp xỉ 7 ngày theo đúng lộ trình thiết kế. (5). Thi công bơm cát bù lún ngay sau khi áp suất chân không đạt giá trị thiết kế và ổn định trong vòng 8 ngày. Tổng thời gian thi công bơm cát bù lún là 20 ngày; (6). Đợi gia tải; (7). Dỡ tải chân không. Như vậy, tải trọng được gia tải theo nhiều cấp mở mỗi cấp có thời gian đợi khác nhau sau đó mới tăng cấp tiếp theo theo trình tự thi công. Qui trình gia tải theo các bước thi công từ lúc thi công san lấp ban đầu đến khi xử lý nền xong và dỡ tải chân không được mô tả trong hình 2a. Trong đó, đường gia tải trung bình được tổng hợp sử dụng cho tính toán. Trong quá trình thi công, các số liệu quan trắc (lún mặt, áp lực nước lỗ rỗng, lún theo độ sâu và chuyển vị nghiêng) được theo dõi liên tục nhằm đánh giá chất lượng thi công, độ cố kết của nền và đánh giá thời điểm ngừng gia tải chân không. Các giá trị này sẽ là cơ sở để so sánh đối chiếu giữa các phương pháp tính. Hình 2.b trình bày độ lún mặt trung bình của khu vực đang xét được xác định từ quan trắc bàn đo lún bề mặt trong suốt quá trình thi công. Trong quá trình thi công cát san lấp (3m), do chưa có bấc thấm nên nền đất lún rất ít. Sau khi thi công xong bấc thấm, độ lún của nền tăng lên nhanh chóng, đặc biệt là khi bắt đầu vận hành hệ thống chân không. Nhằm đánh giá độ tin cậy của phương pháp tính, một đoạn chương trình phần mềm đã được lập dựa trên phân tích độ cố kết của nền theo lý thuyết cố kết cấm đối xứng trục trình bày trong công thức (15) và (16). Kết quả tính toán cho thấy độ lún dự báo là sát với giá trị quan trắc cả về trị số độ lún cuối cùng và tốc độ lún theo thời gian (Hình 6c), đặc biệt là khi hệ số cố kết ngang Ch=2,5Cv. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 37 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 T ải tr ọn g (k N /m 2) Gia tải thực tế Tải trọng tính toán (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) a. 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 Đ ộ lú n (c m ) Thời gian thi công (ngày) Độ lún tính toán, Ch= 2Cv Độ lún tính toán, Ch= 2.5Cv Độ lún tính toán, Ch= 3Cv Độ lún quan trắc San lấp và thi công bấc Hút chân không + Bơm cát b. 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 T ốc đ ộ lú n (m m /n gà y) Thời gian thi công (ngày) Tốc độ lún tính toán, Ch=2.5Cv Quan trắc c. Hình 2. Độ lún cố kết của nền theo tốc độ gia tải thực tế: a. Sơ đồ gia tải thực tế và số liệu tính toán; b. Độ lún cố kết trung bình của nền trong giai đoạn thi công; c. Tốc độ lún trung bình của nền. Ảnh hưởng của tốc độ gia tải tới độ cố kết chung của nền được khảo sát với các trường hợp gia tải khác nhau như trình bày trên hình 7. Trong đó hình 7a mô tả lộ trình gia tải theo các trường hợp tải trọng thực tế, tải trọng tăng nhiều cấp theo thực tế thi công, tải trọng tăng tuyến tính một cấp và trường hợp tải trọng tăng tức thời. Giá trị độ lún cố kết và tốc độ ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 38 lún của nền theo thời gian thi công, ứng với các trường hợp được trình bày trên hình 7b và hình 7c, trong khi giữ nguyên tỷ số Ch/Cv = 2,5. Kết quả phân tích cho thấy ở các qui trình gia tải khác nhau, mặc dù độ lún cố kết tổng cuối cùng (lún sơ cấp) giữa các sơ đồ gia tải là giống nhau, tuy nhiên tốc độ lún của nền, đặc biệt trong giai đoạn đầu tiên khi bắt đầu tăng tải là rất khác nhau. Ngoài ra, trong hình 7b có trình bày kết quả tính toán độ lún cố kết của nền trong trường hợp độ cố kết được xác định theo công thức được trình bày trong TCVN 9355: 2012 về thiết kế xử lý nền bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước, và tải trọng tăng tức thời. Kết quả trên hình 7b cho thấy hai kết quả là tương đối khớp nhau. Kết quả tổng hợp trên bảng 2 tại thời điểm ngừng gia tải xử lý nền cho thấy, nếu sơ đồ gia tải không chính xác sẽ dẫn đến việc dự báo không chính xác về độ cố kết cũng như tốc độ lún tại thời điểm nhất định. Trong khi, việc xác định độ lún cố kết và tốc độ lún một cách chính xác có ý nghĩa thực tế rất lớn trong công tác thiết kế, thi công và kiểm soát chất lượng của công tác xử lý nền. Ví dụ, trường hợp cần khống chế tốc độ lún để đảm bảo điều kiện chống trượt cho công tác thi công đắp, xác định thời điểm dỡ tải trọng gia tải trước 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 T ải t rọ ng ( kN /m 2) Gia tải thực tế TH1: Tải tăng nhiều cấp TH2: Tải tăng tuyến tính TH3: Tải tăng tức thời a. 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 Đ ộ lú n (c m ) Thời gian thi công (ngày) Độ lún quan trắc TH1: Tải tăng từng cấp TH2:Tải tăng tuyến tính TH3: Tải tăng tức thời TH3: Tăng tải tức thời (TCVN 9355:2012) Hút chân không + Bơm cát bù PVD Dỡ tải chân không San lấp b. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 39 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 T ố c đ ộ l ú n ( m m /n g ày ) Thời gian thi công (ngày) Quan trắc TH1: Tải tăng từng cấp TH2: Tải tăng tuyến tinh TH3: Tải tăng tức thời c. Hình 7. Ảnh hưởng của lộ trình gia tải đến độ lún cố kết của nền Bảng 2. Độ cố kết của nền được xác định tại thời điểm ngừng gia tải chân không Trường hợp gia tải STT Thông số Thực tế TH1 TH2 TH3 TH3 (TCVN 9355: 2012) 1 Thời điểm ngừng gia tải (ngày) 205 205 205 205 205 2 Độ lún cố kết (cm) 185,94 185,48 182,26 180.57 180,47 3 Độ cố kết dưới tải trọng thi công thực tế (%) 92,3% 92,1% 90,5% 89.6% 89,6% 4 Tốc độ lún (mm/ngày) 2,31 2,35 4,11 4.63 4,78 4. KẾT LUẬN Bài báo đã giới thiệu phương pháp phân tích độ cố kết của nền dưới các trường hợp tải trọng tăng phi tuyến. Mặc dù cần có các số liệu đánh giá so sánh với các điều kiện địa chất và phương pháp thi công khác nhau, các phân tích trong bài báo này có thể dẫn đến kết luận là phương pháp phân tích độ cố kết của nền có kể đến tải trọng tăng theo nhiều cấp giúp mô tả chính xác hơn độ lún cố kết của nền trong quá trình thi công, đặc biệt giúp kiểm soát tốc độ thi công đắp nền và thời điểm dỡ tải xử lý nền. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. TCVN 9355-2012: Gia cố nền đất yếu bảng bấc thấm thoát nước. 2. TCVN 9842-2013: Xử lý nền đất yếu bằng Phương pháp Cố kết hút chân không có màng kín khí trong Xây dựng các công trình ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 40 giao thông - Thi công và Nghiệm thu. 3. 22TCN262-2000: Qui trình khảo sát, thiết kế nền đường ô tô trên nền đất yếu. 4. Barron, R.A., (1948). “Consolidation of fine-grained soils by drain wells”. Trans. Am. Soc. Civ. Eng. 113, 718-742. 5. Conte, E., Troncone, A. (2009). “Radial consolidation with vertical drains andgeneral time-dependent loading”. Can. Geotech. J. 46, 25-36. 6. Deng, Y.B., Xie, K.H., Lu, M.M., Tao, H.B., Liu, G.B. (2013). “Consolidation by prefabricated vertical drains considering the time dependent well resistance”. Geotext. Geomembr. 36, 20-26. 7. Geng, X.Y., Indraratna, B., Rujikiatkamjorn, C. (2012). “Analytical solutions for a single vertical drain with vacuum and time-dependent surcharge preloading in membrane and embraneless systems”. ASCE Int. J. Geomech. 12 (1), 27-42. 8. Hansbo, S., Jamiolkowski, M., Kok, L. (1981). “Consolidation by vertical drains”. Geotechnique 31 (1), 45-66. 9. Lu, M.M., Xie, K.H., Wang, S.Y., (2011). “Consolidation of vertical drain with depth- varying stress induced by multi-stage loading”. Comput. Geotech. 38 (8), 1096-1101. 10. Lu, M.M., Wang S., Sloan S.W., Sheng D., Xie K. (2015). “Nonlinear consolidation of vertical drains with coupled radial-vertical flow considering well resistance”. Geotex. and Geomembr. 11. Xie, K.H., Lu, M.M., Liu, G.B., (2009). Equal strain consolidation for stonecolumn reinforced foundation. Int. J. Numer. Anal. Methods Geomech. 33 (15), 1721-1735. 12. Walker, R., Indraratna, B., Rujikiatkamjorn, C. (2012). “Vertical drain consolidation with non-Darcian flow and void ratio dependent compressibility and permeability”. Geotechnique 62 (11), 985-997. 13. Walker, R., Indraratna, B., (2007). “Vertical drain consolidation with overlapping smear zones”. Geotechnique 57 (5), 463-467. Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ