Phân tích khả năng hóa lỏng trong nền cát cho ổn định nền công trình khu vực ven biển tỉnh Bình Định

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 52 PHÂN TÍCH KHẢ NĂNG HÓA LỎNG TRONG NỀN CÁT CHO ỔN ĐỊNH NỀN CÔNG TRÌNH KHU VỰC VEN BIỂN TỈNH BÌNH ĐỊNH HỨA THÀNH THÂN*; NGUYỄN NGỌC PHÚC** NGUYỄN VĂN CÔNG*** Analysis of liquefaction capacity of sand in coastal areas Binh Dinh province Abstract: Contents of the paper is about the liquefaction capacity calculation of sand by some methods during earthquakes on the construction sites. The liquefaction safety values of sand according to Benouar method is the smallest values and smaller than 1. From that, the correlation is established between the difference for density ΔDr and void ratio Δei with depth in liquefaction sand for earthquake level. Keywords: sand foundation, liquefaction safety factor, the peak horizontal ground surface acceleration, volumetric strain, standard penetration test (SPT), earthquakes. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ * Hóa lỏng là một thuật ngữ đƣợc sử dụng để mô tả một loạt các hiện tƣợng trong đó cƣờng độ và độ cứng của một trầm tích đất bị giảm do kết quả của việc tạo ra áp lực nƣớc mặc dù có thể xảy ra sự hóa lỏng do tải tĩnh nhƣng nó chủ yếu gây ra do động đất [12] Một số nhà khoa học nhƣ Seed và Idriss (1971) [16], Seed (1983, 1985), Tokimatsu và Yoshimi (1983) [7], Ishuhara (1985, 1993), Seed và Harder (1990) [1], J. Dixit, D.M.Dewaikar, R.S. Jangid, (2012) [6], Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, (1980) [17], D.Benouar, E.Yanagisawa, (1992) [3], Japan Road Association (JRA), (2002) [15], Boulanger (2006) [11], Bengt H.Fellenius, (2009) [2] đã nghiên cứu hiện tƣợng hóa lỏng do động đất đánh giá và đề xuất sau khi đất bị hóa lỏng do khung cốt đất của cát chƣa phục hồi hết mà do phải tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng cần thời * Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam Email: huathan020608@gmail.com ** Khoa Xây Dựng, Trường Cao Đẳng Xây Dựng số 2, TP. Hồ Chí Minh *** Khoa Xây Dựng, Trường Đại Học Quang Trung gian dài để khung cốt đất và kết cấu hạt về thành phần độ chặt Dr giá trị hiệu chỉnh năng lƣợng SPT N1,60 N‟1,60 hệ số rỗng e của cát xen kẹp trở về thời kỳ lịch sử ban đầu hệ số hiệu chỉnh cấp động đất MSF (J Dixit D M Dewaikar R S Jangid, 2012), (Bengt H.Fellenius 2009) (Boulanger 2006) thời gian truyền sóng mặt T (Kramer 1996) vận tốc sóng địa chấn lớp đất Vs (T Imai và M Yoshiziwa 1975) hệ số hiệu chỉnh quá tải Kσ (J. Dixit, D.M.Dewaikar, R.S. Jangid, 2012) Tại Việt Nam tiêu chuẩn thiết kế TCXDVN 9386-2012 [14] cho công trình chịu động đất và TCVN 10304-2014 [13] cho móng cọc có đề cập đến ứng suất cắt tuần hoàn do động đất τe hệ số nền S tỷ số gia tốc nền cho từng loại nền nguy cơ hóa lỏng độ sạch FC của đất cát hệ số nhân CM để hiệu chỉnh τe biểu đồ thực nghiệm quan hệ giữa CRR với giá trị SPT N1,60 chƣa nói r tính giá trị SPT N1,60, hƣớng dẫn cách xác định hệ số đánh giá hóa lỏng FSlip cũng nhƣ cách cải thiện nền đất sau khi nền bị hóa lỏng ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 53 Giới hạn của bài báo là áp dụng tính toán ổn định và cải biến nền trong môi trƣờng đất hạt rời cho công trình tại thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định có xét đến ảnh hƣởng hóa lỏng đất nền chịu từng cấp động đất theo chiều sâu 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN 2.1. Hệ số kháng lỏng FSlip cho đất nền CSR CRR FS lip  (1) Trong đó: FSlip 1 - không hóa lỏng đất nền; CRR - chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn của đất hóa lỏng động đất khi Mw = 7 5; CSR - chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn của đất hóa lỏng bị động đất 2.1.1. Hệ số kháng lỏng của đất theo Seed (1983, 1985) [7] Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) của đất hóa lỏng bị động đất Theo (Seed và Idriss 1971) [16] CSR đƣợc xác định:                ' 0 0max ' 0 ...65,0     d avh r g a CSR (2) Trong đó: [τh]av - ứng suất cắt tuần hoàn trung bình; amax - gia tốc cực đại tại mặt đất (m/s 2); σ0 , - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu z và môi trƣờng theo Hình 1 hoặc tính theo công thức  zzzzrd .4200.105.42.10.60,10,1 2346   . 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0 4 8 12 16 20 22 24 Heä soá giaûm öùng suaát, rd C h ie àu s a âu b e à m a ët ( m ) M = 5,5 w 6,5 7,5 8 Seed, Idriss (1971) [13] 0 0 10 20 30 40 50 60 0,5 1,0 1,5 2,0 Chæ soá seät, pI C h æ s o á  Hình 1. Quan hệ nhân tố giảm ứng suất rd và độ sâu z (Seed & Idriss, 1971) [16] Hình 2. Quan hệ chỉ số sệt Ip và tỉ số β (Ishihara, 1990)[7] Xác định CRR Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ N1,60‟ = 1 29 CN.ERm.NNY/60 (3) Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất; 2 1 .78,9 '  v NC  với σv‟ (kN/m 2 ) (Liao và Whitman, 1985); ERm - hệ số hiệu chỉnh năng lƣợng (60%) ERm = 50 ÷ 78; NN Y - giá trị hiệu chỉnh kháng bề mặt NNY = 5 ÷ 15. - Nếu hàm lƣợng hạt mịn < 30% thì N1,60 = N1,60‟ - Nếu hàm lƣợng hạt mịn 30% thì N1,60 = N1,60‟ β với β - tỉ số sức chống cắt trung bình với sức chống cắt tại Ip = 5% tra ở Hình 2. Có N1,60 ≤ 30 và giá trị FC với FC hệ số hàm lƣợng độ sạch của cát Từ đó xác định chỉ số    60,1' 0 NfCRR reqh    tra ở Hình 3. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 54 0 10 20 30 40 50 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 FC = 35% 15% 5% Giaùù trò SPT, N 60 C h æ s o á ö ùn g s u a át c a ét , d  0  ' 0 10 20 30 40 50 0 2 4 6 8 10 Ñoä saïch FC(%) N 1 , 6 0 Hình 3. Đường cong quan hệ chỉ số ứng suất cắt,độ sạch FC( ) và giá trị SPT N60 (Seed, Tokimastu và Yoshimi,1983) [7] Hình 4. Quan hệ gia tăng SPT ΔN1,60 và độ sạch FC(%) [1] 2.1.2. Hệ số kháng lỏng của đất theo Ishuhara (1985, 1993) [1] Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) của đất hóa lỏng bị động đất tính nhƣ mục 2.1.1. Xác định chỉ số kháng cắt tuần hoàn (CRR) của đất hóa lỏng bị động đất ở cấp độ động đất bất kỳ. CRR = CRRM=7,5.MSF (4) CRRM=7,5 - chỉ số kháng tuần hoàn ở cấp chấn động đất M = 7 5; MSF - hệ số nhân cho các cấp chấn động đất Theo Robertson và Fear (1996) xác định CRRM=7,5 với N1,60 ≤ 30: 2 1 3,134 95 .100 60,1 60,1 5,7    N N CRRM (5) Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ N1,60‟ = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (6) Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất 2 1 .78,9 '  v NC  với σv‟ (kN/m 2 ) (Liao và Whitman, 1985); CE - hệ số hiệu chỉnh năng lƣợng búa rơi CE = ER/60 = 1 12 † 1 3 (Nhật); CE 0 75 † 1 00 (Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào đƣờng kính d lỗ khoan thiết bị SPT giá trị này đƣợc Robertson và Fear đề nghị: d = 65mm ÷ 115mm thì CB = 1,00; d = 150mm thì CB = 1,05 còn d = 200mm thì CB = 1,15; Cs - hệ số sử dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh thanh cần khoan khi z ≤ 3m thì CR = 0,75; khi 3m < z < 9m thì CR = (15 + z)/24 còn khi z 9m thì CR = 1,0. Khi N1,60 > 30 nền đất không hóa lỏng Giá trị ΔN1,60 tăng thêm do hàm lƣợng hạt mịn trong cát Khi FC ≤ 5% thì ΔN1,60 = 0,0; Khi 5 < FC < 35% thì ΔN1,60 = 7.(FC-5)/30; Khi FC 35% thì ΔN1,60 = 7,0. Giá trị N1,60 đƣợc tính: N1,60 = N1,60‟ + ΔN1,60 (7) Giá trị ΔN1,60 có thể tra ở Hình 4. Xác định hệ số cấp chấn động đất MSF [2] nhƣ sau: Khi Mw < 7,0 thì MSF = 10 3,00 .MW -3,46 < 3,0 (8.a) Khi Mw 7 0 thì 0 8 < MSF = 10 2,24 .MW -2,56 < 1,5 (8.b) 2.1.3. Hệ số kháng lỏng của đất theo Dixit, (2012) [6] Chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) của đất hóa lỏng bị động đất Boulanger (2006) [11]: ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 55   KMSF r g a CSR d 1 . 1 ....65,0 ' 0 0max                (9) Trong đó: 0 65 - hệ số trọng lƣợng quan hệ giữa vòng tròn lập ứng suất khi có áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình động đất; amax - gia tốc cực đại phƣơng ngang tại mặt đất (m/s2); σ0„ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trƣờng (m); MSF - hệ số tỉ lệ cấp động đất; Kσ - hệ số hiệu chỉnh quá tải trong đất Giá trị rd đƣợc xác định nhƣ sau:     wd Mzzr .exp   ;          133,5 73,11 sin.126,1012,1 z z ;          142,5 28,11 sin.118,0106,0 z z ; Mw - cấp động đất; độ sâu z ≤ 34 m MSF - hệ số tỉ lệ động đất khi Mw < 7 5 với: 8,1058,0 4 exp.9,6         w M MSF 0,1ln.1 '          a v p CK   ; 3,0 .5507,29,18 1 .3,179,18 1 60,1      ND C r  ; pa - áp suất khí quyển bằng 100 kPa; độ chặt đất cát 46 60,1N Dr  . Xác định chỉ số kháng cắt tuần hoàn (CRR) của đất hóa lỏng bị động đất ở cấp độ động đất bất kỳ.                                     8,2 4,256,231261,14 exp 4 ' 60,1 3 ' 60,1 2 ' 60,1 ' 60,1 NNNN CRR (10) Giá trị N‟1,60 đƣợc tính: N1,60‟ = N1,60 + ΔN1,60 (11) Xác định giá trị N1,60 nhƣ sau: N1,60 = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (12) Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất 7,1 ' 0          a N p C với σ0‟ (kN/m 2 ), pa = 100 (kN/m 2 ), 5,0.0768,0784,0 60,1  N ; CE - hệ số hiệu chỉnh năng lƣợng búa rơi CE = ER/60 = 1 12 † 1 3 (Nhật); CE = 0,75 ÷ 1,00 (Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào đƣờng kính d lỗ khoan thiết bị SPT giá trị này đƣợc Robertson và Fear đề nghị: d = 65mm † 115mm thì CB = 1,00; d = 150mm thì CB = 1,05 còn d = 200mm thì CB = 1,15; Cs - hệ số sử dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh thanh cần khoan khi z ≤ 3m thì CR = 0,75; khi 3m < z < 10m thì CR = (15 + z)/24 còn khi z 10m thì CR = 1,0. Giá trị ΔN1,60 kể đến sức kháng cự lại khi có vận tốc sóng tác dụng lên thành phần hạt đƣợc xác định thông qua độ sạch FC của đất cát nhƣ sau:                   2 ' 60,1 1,0 7,15 1,0 7,9 63,1exp FCFC N (13) Hệ số kháng hóa lỏng FS đƣợc xác định nhƣ sau: MSF CSR CRR FS vM M lip . 1;5,7 5,7 '     (14) 2.2. Hệ số kháng lỏng FL cho đất nền L R FL  (15) Trong đó: FL - sức kháng hóa lỏng; L - tỉ số ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 56 ứng suất cắt trong quá trình động đất; R - tỉ số sức kháng cắt động 2.2.1. Hệ số kháng lỏng của đất theo Yasuda (1980) [17] Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất: dh rKL .. ' 0 0            (16) Trong đó: Kh - hệ số động đất phƣơng ngang với cấp động đất gaKh max khi công trình cách tâm chấn khoảng 100 km; amax - gia tốc cực đại tại mặt đất (m/s2); σ0„ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s 2 ), g = 9,81 (m/s 2 ); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trƣờng (m) với rd = 1,0 - 0 15 z với z độ sâu (m) Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại chấn rung:            50 10' 35,0 log.25,0 7,0 .0882,0 D N R o khi 0,04 mm < D50 ≤ 0 6 mm (17.a) 05,0 7,0 .0882,0 ' 0     N R khi 0,6 mm < D50 ≤ 1 5 mm (17.b) Trong đó: N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí nghiệm; D50 - Kích cỡ hạt trung bình của 50% lọt rây (D50). 2.2.2.Hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar (1992) [3] Thời gian truyền sóng mặt T (Kramer, 1996) nhƣ sau:  si i V H T .4 (18) Trong đó: Hi - độ dày lớp đất thứ i (m); Vsi - vận tốc sóng địa chấn lớp đất thứ i (m/s); 314,0.97 isi NV  theo T Imai và M Yoshiziwa (1975); Ni - giá trị SPT trung bình của lớp đất thứ i; từ đó T đƣợc tính nhƣ sau:  314,0..041,0 ii NHT (19) Theo phƣơng pháp của Kanail hệ số khuếch đại động học DAF đƣợc tính:  314,0..674,01 3,0 1 ii NH T DAF (20) Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất:  z g DAFa L .15,01.. . ' 0 0max          (21) Trong đó: amax - gia tốc cực đại tại mặt đất (m/s 2); σ0„ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trƣờng (m) với rd = 1,0 - 0 15 z với z độ sâu (m) Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại chấn rung tính nhƣ mục 2.2.1. Do đó hệ số kháng hóa lỏng FL xác định nhƣ sau:  z R N DAFa g L R FL .15,01 1 .. 7,0 .0882,0. . 0 ' 0 ' 0max                (22) ΔR - phụ thuộc vào đƣờng kính hạt qua sàn D50. 2.2.3. Hệ số kháng lỏng của đất theo Japan Road Association (JRA), (2002) [3] Hiện tƣợng hóa lỏng xảy ra khi xảy ra cả ba điều kiện sau: độ sâu mực nƣớc nằm trong khoảng 10m đến 20m tính từ mặt đất; hàm lƣợng hạt mịn FC (d < 0 075mm) nhỏ hơn 35% hoặc là chỉ số dẻo Ip 35%); kích cỡ hạt trung bình của 50% lọt rây (D50) nhỏ hơn 10 mm và kích cỡ hạt 10% lọt rây nhỏ hơn 10 mm; cát có hàm lƣợng hạt bụi lớn hơn. Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất tính nhƣ mục 2.2.1. Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại chấn rung: ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 57 7,1 .0882,0 a N R  khi Na < 14 hoặc (23.a)   5,46 14.10.6,1 7,1 .0882,0   a a N N R khi Na 14 (23.b) Trong đó: 211. cNcNa  và 7,0 .7,1 '1   o N N  ; 0% ≤ FC < 10% thì c1 = 1; 10% ≤ FC < 60% thì 50 40 1   FC c ; FC 60% thì 1 20 1  FC c ; 0% ≤ FC < 10% thì c2 = 0; FC 10% thì 18 10 2   FC c ; N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí nghiệm; Na; N1 - giá trị hiệu chỉnh NSPT từ thí nghiệm lấy bằng 60%; FC - hàm lƣợng hạt mịn có d < 0 075 mm (%) 2.3. Biến dạng thể tích hạt εv khi nền đất hóa lỏng theo Shamoto (1996) [18] Theo Shamotot (1995a 1996a) [18] sự thay đổi thể tích của đất cát sau khi hóa lỏng thông qua quan hệ nén Rc và hệ số rỗng:    % minee e R i c    (24) Trong đó: ei - hệ số rỗng ban đầu; emin - hệ số rỗng nhỏ nhất; Δe - chỉ số rỗng tăng thêm Ngoài ra Shamtot cũng tìm ra mối quan hệ giữa Rc và biến dạng trƣợt lớn nhất γmax khi thí nghiệm 5 mẫu cát với độ chặt Dr = 20% † 90% theo phép toán: n c RR max0. (25) Trong đó: R0 - hệ số nén ban đầu R0 = 3 69; n - hệ số mũ n = 0 725; γmax xác định Hình 5. Biến dạng thể tích rỗng εv của cát khi vƣợt hóa lỏng: n i i i vr e ee R e e max min 0 . 1 . 1        (26) Trong đó: Dr - độ chặt hạt cát ar ND .16 ; emax, emin - hệ số rỗng lớn nhất nhỏ nhất; Fc - độ sạch của cát Quan hệ nhƣ sau: 0,1.02,0max  FCe ; 6,0.008,0min  FCe ;   ri Deeee .minmaxmax  theo Tukimatsu và Yoshimi (1982); Hirama (1991). Quan hệ đƣờng cong biến dạng trƣợt lớn nhất γmax với mật độ hạt Dr và biến dạng thể tích εv (Ishihara và Yoshimine,1992) [96] theo Hình 6. 0 0,5 Heä soá an toaøn, FS 1,0 1,5 2,0 0 10 20 30 40 50 60 D = 40% r 50% 60% 70% 80% 90% B ie án d a ïn g t r ö ô ït , ( % )  m a x 0 2 4 6 8 10 12 14 16 0 1 2 3 4 5 D = 40% r 50% 60% 70% 80% 90% Caùt saïch Hoùa loûng ban ñaàu Bieán daïng tröôït, (%)  max B ie án d a ïn g t h e å t íc h h o ùa lo ûn g , ( % ) v  Hình 5. Đường cong quan hệ biến dạng trượt γmax (%) với hệ số an toàn FS và mật độ Dr (Zhang,2004) [12] Hình 6. Đường cong biến dạng trượt lớn nhất γmax, mật độ hạt Dr và biến dạng thể tích εv (Ishihara và Yoshimine,1992) [9] ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 58 3. KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ XÂY DỰNG MỐI TƢƠNG QUAN 3.1. Kết quả thí nghiệm Thí nghiệm tại công trình thuộc địa bàn TP Quy Nhơn - tỉnh Bình Định - Công trình Plaza Quy Nhơn hạng mục Nhà ở dân dụng 9 tầng số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo phƣờng Trần Phú, thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định Bảng 1. Bảng 1. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý đất nền - Công trình Plaza Quy Nhơn (9 tầng). Lớp đất h (m) SPT N30 γw (T/m 3 ) φ (độ) c (T/m 2 ) pc (T/m 2 ) fs (T/m 2 ) Loại đất 1 0 ÷ 10 8÷16 1,73 29 - 2400 226,7 Cát hạt trung 2 11 ÷ 13 2 1,72 4 1,0 300 75 Bùn cát pha hữu cơ 3 14 ÷24 10÷20 1,73 30 - 3100 300 Cát hạt trung 4 > 24 25 1,85 16 2,2 2000 190 Sét pha Mực nƣớc ngầm sâu 2,5 mét Địa điểm công trình thuộc thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định theo TXDVN 9386-2012 [14] vùng công trình tƣơng ứng động đất cấp M = 6 5 và gia tốc nền theo phƣơng ngang lớn nhất bề mặt đất cho nền loại A là amax = 0 0941 g hệ số nền S = 1 0 3.2. Xây dựng tƣơng quan 3.2.1. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với cấp động đất M = 6,5 Hình 7. Quan hệ giữa FSlip hay FL với chiều sâu z khi M = 6,5 Hình 8. Quan hệ giữa FSlip hay FL với chiều sâu z khi M = 8,0 Hệ số kháng hóa lỏng cho trong các phƣơng pháp đƣợc thể hiện Hình 7 phƣơng pháp Ishuhara cho giá trị lớn nhất còn phƣơng pháp Benouar nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 Các phƣơng pháp còn lại cho kết quả kháng hóa lỏng lớn hơn 1 Hệ số kháng FSlip càng lớn khi chỉ số SPT N càng lớn tức độ chặt Dr càng lớn Lớp đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 trong các phƣơng pháp 3.2.2. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với cấp động đất M = 8 Xét tại cấp động đất M = 8 0 giá trị hệ số kháng hóa lỏng tính theo phƣơng pháp Seed cho giá trị lớn nhất phƣơng pháp Benouar nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 theo Hình 8 Khi tăng cấp động đất làm cho gia tốc mặt amax theo phƣơng ngang ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 59 tăng từ amax = 0 0941 g → 0 1152 g hiện tƣợng hóa lỏng nền đất xảy ra cho phƣơng pháp Dixit Ishuhara Yasuda và Benoura còn phƣơng pháp JRA Seed thì nền vẫn ổn định tức có hệ số kháng lỏng hai phƣơng pháp này vẫn lớn hơn 1 Lớp đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 tính theo các phƣơng pháp Chênh lệch giá trị hệ số kháng lỏng cho trong các phƣơng pháp có khác nhau cụ thể độ chênh lệch giá trị hệ số kháng là 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 % (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar, JRA). 3.4. Cải tiến nền đất hóa lỏng do động đất 3.4.1. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với từng cấp động đất Phƣơng pháp đánh giá hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar (1992) [55] cho kết quả nền đất cát bị hóa lỏng nhanh nhất tức là FL ≤ 1 khi đất nền bị động đất ở cấp M = 5 5; M = 6 5; M = 7,0 hay M = 8,0 theo Hình 9. Hình 9. Quan hệ giữa FL với chiều sâu z cho các cấp động đất Hình 10. Quan hệ giữa Dr với chiều sâu z cho các cấp động đất Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền ΔFSlip từ 0 27 † 0 50 (M = 5 5); 0 25 † 0 75 (M = 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M = 8 0) và giá trị chênh lệch này giảm dần theo chiều sâu Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính thì độ chênh lệch hệ số kháng lỏng lớn tức vùng này cải thiện nền rất khó vì trị số xuyên tiêu chuẩn vẫn rất nhỏ sau khi hiệu chỉnh đất nền theo các phƣơng pháp 3.4.2. Biến dạng thể tích hạt εv khi nền đất hóa lỏng Cấp động đất M càng lớn thì phân tố hạt xoay xung quanh càng lớn gây ra ứng suất tiếp tăng lên càng nhiều thành phần mật độ hạt Dr càng lớn Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% ÷ 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 119 80% (M = 8 0) Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính mật độ Dr không thay đổi giá trị là 22 62% Giá trị xuyên tiêu chuẩn càng lớn thì độ chênh lệch mật độ càng nhỏ tức mật độ Dr càng lớn theo Hình 10. Theo Hình 11 cấp động đất M càng lớn hiện tƣợng phá vỡ khung kết hạt càng nhiều phân tố hạt xoay xung quanh di chuyển càng lớn ứng suất cắt càng lớn thành phần hạt chèn ép đƣợc sắp xếp lại hệ số rỗng hạt càng nhỏ Để cải thiện ổn định nền đất cho công trình phải tiến hành cải biến nền đất làm giảm hệ số rỗng thêm trong khoảng độ sâu nền đất bị hóa lỏng cho từng cấp động đất Kết quả tính toán độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 15 47% (M = 5 5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% (M = 7 0); 17 15% † 26 52% (M = 8 0) Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính hệ số rỗng ei không thay đổi giá trị là 9 09% Giá trị xuyên tiêu chuẩn càng lớn thì độ chênh lệch hệ số rỗng càng nhỏ ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 60 Hình 11. Quan hệ giữa ei với chiều sâu z cho các cấp động đất Hình 12. Quan hệ giữa εv với chiều sâu z cho các cấp động đất Quá trình tăng cấp động đất M làm co nén phân tố hạt theo phƣơng ngang tăng thành phần biến dạng phƣơng đứng do thành phần tải thẳng đứng bên trên có xét thêm phần dao động tải trọng công trình cũng tăng theo Hình 12 Độ biến dạng thể tích trung bình theo phƣơng đứng εv là 0,054 (M = 5,5); 0,040 (M = 6,5); 0,034 (M = 7,0) và 0,006 (M = 8,0). 4. KẾT LUẬN Ở cấp động đất M = 6 0 hệ số kháng lỏng FSlip theo phƣơng pháp Ishuhara có giá trị lớn nhất phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 Ở cấp động đất M = 8 0 hệ số kháng lỏng FSlip theo phƣơng pháp Seed có giá trị lớn nhất phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 Độ chênh lệch giá trị hệ số kháng là 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 % (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar, JRA). Đánh giá hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar (1992) cho kết quả FL ≤ 1 nhanh nhất ứng M = 5 5; M = 6 5; M = 7 0 hay M = 8 0 Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền ΔFSlip từ 0,27 ÷ 0,50 (M = 5,5); 0,25 ÷ 0,75 (M = 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M = 8,0). Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% † 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 119,80% (M = 8,0). Độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 15,47% (M = 5,5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% (M = 7,0); 17,15% ÷ 26,52% (M = 8,0). TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Alan F.Rauch, An Emperrical Method for Predicing Surface Displacements sue to Liquefaction Induced Lateral Spreading in Earthquakes, Virginia Polytechnic Institute and State University, Virginia, (1997). 2. Bengt H.Fellenius, Basic of Foundation Design, British Columbia Canada, V8L 3C9, (2009). 3. Benouar .D, Yanagisawa .E, Soil Liquefaction Potential Evaluation With Use of The Spectrum at Depth, Earthquake Engineering, Rotterdam, ISBN 90 5410 0605, pp. 1441 - 1446, (1992). 4. Bozorgnia Y., Bertero V.V., Earthquake engineering, From Engineering Seismology to ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 61 Performance Based Engineering, CRS Press, pp. 39-41, (2004). 5. Công ty CP Tƣ Vấn Thiết Kế Xây Dựng Bình Định Công trình Plaza Quy Nhơn, hạng mục Nhà ở dân dụng 9 tầng, số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định (2009). 6. Dixit J., Dewaikar D.M., Jangid R.S., Assessment of liquefaction potential inde for Mumbai city, Natural Hazards and Earth System Sciences, No.12, pp. 2759-2768, (2012). 7. Geotechnical Engineering Bureau, Liquefaction potential of cohensionless soils, New York state Department of Transportation, (2007). 8. dat-kinh-hoang-nhat-trong-lich-su- 20110312021634115.chn 9. Mark Stringer, The Axial Behaviour of Piled Foundation in Liquefiable Soil, Doctor of Philosophy, Department of Engineering, University of Cambridge, pp. 9-38, (2011). 10. Nguyễn Viết Trung Nguyễn Thanh Hà Cơ sở tính toán cầu chịu tải trong của động đất, NXB Giao Thông Vận Tải Hà Nội (2004) 11. I.M.Idriss, R.W. Boulanger, Semi- empirical Procedures for Evaluating Liquefaction Potential During Earthquakes, Soil Dynamics and Earthquake Enguneering, pp. 115 - 130, (2006). 12. Kramer S.L., Evaluation of liquefaction hazards in Washington state, Department of Civil ad Environmental Engineering, University of Washington, pp. 1-329, (2008). 13. TCXD 10304-2014, Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế. 14. TCVN 9386-2012, Thiết kế công trình chịu động đất. 15. Japan Road Association (JRA), Specifications for highway bridges, prepared by Public Works Reseach Institute (PWRI) and Civil Enginneering Reseach Laboratory (CRL), Japan, (2002). 16. Seed, H. B., and Idriss, I. M., Simplified procedure for evaluating soil liquefaction potential, Journal of Geotechnology Engineering, ASCE, 97(9), pp. 1249-1273, (1971). 17. Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, Soil Liquefaction with Use of Standard Penetration Resistances, Public Works Research Institute, Ministry of Construction, Tsukuba, Japan, pp. 387 - 394, (1980). 18. Yasuhiro Shamoto, Jian-Min Zhang, Sigeru Goto, New pproach to Evaluate Pót- Liquefaction Permanent Deformation in Saturated Sand, World Conference on Earthquake Engineering, ISBN: 0 08 042822 3, pp. 1-8, (1996). Người phản biện: TS TRẦN THƢƠNG BÌNH