Đánh giá giải pháp giếng cát bọc vải trong xử lý nền đất yếu

adopts the results of theoretical calculations and models of bag sand well to verify, and compares with the wick drain method calculation results under the same conditions, thereby making valuable conclusions and recommendations. Key words: Bag sand well, Consolidated settlement, Solf ground 1. ĐẶT VẤN ĐỀ * Giếng cát có bọc vải là một trong những kỹ thuật xử lý nền đất yếu mới, phƣơng pháp này đƣợc phát triển từ phƣơng pháp giếng cát thông thƣờng kết hợp với gia tải trƣớc. Ở Nhật Bản[3] từ những năm 60 đã bắt đầu dùng giếng cát bọc vải thay thế cho giếng cát thông thƣờng. Giếng cát bọc vải đƣợc thi công bằng cách khoan tạo lỗ, sau khi lỗ khoan đƣợc tạo xong thì tiến hành hạ các túi cát xuống tạo nên hệ thoát nƣớc thẳng đứng. Thông thƣờng giếng cát có bọc vải có đƣờng kính nhỏ 7cm - 12cm, nên giếng cát có bọc vải còn đƣợc gọi là giếng cát nhỏ. Đối với giếng cát thông thƣờng đƣờng kính 30cm - 45 cm, khi thi công do đƣờng kính lớn nên dễ gây sự xáo động của đất nền xung quanh giếng, ngoài ra cho đƣờng kính lớn nên khi chiều sâu xử lý lớn dễ gây ra hiện tƣợng đứt giếng hay khi gia tải dƣới nền đƣờng phát sinh biến dạng theo phƣơng ngang cũng gây ra hiện tƣợng này [3]. Do giếng cát bọc vải cát đƣợc bọc lại nên hạn chế những nhƣợc điểm của giếng cát thông thƣờng, đồng thời lƣợng cát sử dụng ít hơn đem lại hiệu quả kinh tế. So với phƣơng * Bộ môn Địa k thuật - Khoa Công trình- Trường Đại học Công nghệ Giao thông vận tải Số 54 Triều Khúc-Thanh Xuân - Hà Nội pháp bấc thấm khi sử dụng giếng cát bọc vải khi chiều sâu xử lý lớn thì hạn chế đƣợc nhƣợc điểm của bấc thấm là rão bấc và hiện tƣợng xoắn bấc ít ảnh hƣởng hơn đến khả năng thoát nƣớc. Chính vì vậy, khi sử dụng giếng cát có bọc vải có thể rút ngắn đƣợc thời gian thi công đem lại hiệu quả về kinh tế. 2. LÍ LUẬN CỐ KẾT CỦA ĐẤT KHI XỬ LÝ BẰNG GIẾNG CÁT Đất nền dƣới tác dụng của tải trọng gia tải sau một khoảng thời gian t khiến đất nền bị lún một khoảng St hay còn gọi là độ lún cố kết của và đƣợc đánh giá thông qua hệ số cố kết Ut là tỉ số giữa độ lún theo thời gian St và độ lún cuối cùng Sc. Khi tiến hành xử lý nền đất yếu bằng phƣơng pháp giếng cát có bọc vải, đƣờng thấm của nƣớc chảy theo hai phƣơng đứng và ngang. Do đó, độ cố kết của đất nền khi xử lý bằng giếng cát bọc vải thuộc cố kết theo 3 chiều. Theo lý luận cố kết thấm của Terzaghi, tại một điểm bất kỳ trong đất có tọa độ (r, z) bất kỳ thì độ cố kết của đất đƣợc thể hiện bằng công thức sau[2]:                  2 2 2 2 1 z u r u rr u C t u v (1) Nếu hệ số thấm theo hai phƣơng đứng kv và ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 37 ngang kh khác nhau thì công thức (1) đƣợc viết lại nhƣ sau: 2 2 2 2 1 z u C r u rr u C t u vh                 (2) Trong đó: Ch, Cv - lần lƣợt là hệ số cố kết theo phƣơng thẳng đứng và ngang, cm2/s; n h h a ek C    )1( và n v v a ek C    )1( (3) Áp dụng phƣơng pháp tách biến và giải công thứ (2) ta đƣợc: 2 2 z u C t u z v z      (4)               r u rr u C t u rr h r 1 2 2 (5) Trong công thứ (4) và (5) uz và ur lần lƣợt là áp lực nƣớc lỗ rỗng theo phƣơng đứng và ngang. Kết hợp với các điều kiện biên ban đầu để giải bài toán thì độ cố kết của đất nền theo hai phƣơng đứng và ngang đƣợc tính nhƣ sau: )1)(1(1 rzrz UUU  (6) Trong đó: rzU - là độ cố kết trung bình xung quanh giếng cát; zU - là độ cố kết theo phƣơng đứng; rU - là độ cố kết theo phƣơng ngang. Theo lý thuyết của Terzaghi và Barron thì: )( 8 1 nF T r h eU  (7) 4 2 2 8 1 VT z eU     (8) Trong đó: Th và Tv - là nhân tố thời gian; 2 e h h d tC T  và 2H tC T VV  (9) F(n) - nhân tố xét đến ảnh hƣởng của khoảng cách giếng 2 2 2 2 4 23 )ln( 1 )( n n n n n nF     (10) Khi xét đến lực cản của giếng và đất xung quanh giếng bị xáo trộn hệ số Fn đƣợc thay bằng F = Fn + Fr + Fs, với:                      w s s h s w h r d d k k F q kL F ln1 4 22 (11) L - chiều dài đƣờng thấm, (m); qw - khả năng thấm của giếng cát bọc vải, qw = kw..dw 2 /4 ; de - đƣờng kính ảnh hƣởng, (m); dw, ds - đƣờng kính giếng cát bọc vải và đƣờng kính khu vực đất bị xáo trộn quanh giếng, (m). Thay các công thức (7) và (8) vào công thức (6) thì độ cố kết tổng đƣợc tính nhƣ sau: t rz eU    2 8 1 (12) 2 2 2 4 8 H C Fd C v e h   (13) 3. PHƢƠNG PHÁP TÍNH ĐỘ CỐ KẾT CỦA ĐẤT NỀN XỬ LÝ BẰNG GIẾNG CÁT BỌC VẢI Hiện nay, để tính toán độ cố kết của đất nền, công thức phổ biến nhất thƣờng đƣợc dùng là của Hansbo và Barron. Tuy nhiên, hai cách tính này đều có chung một giả thiết là đất gia tải đƣợc đắp một lần trong thời gian nhanh. So với thực tế công trình, để đảm bảo đất nền không bị phá hoại, quá trình gia tải phải đƣợc thực hiện theo từng cấp tải. Sau một khoảng thời gian khi cƣờng độ đất nền đạt đến cƣờng độ nhất định mới tiến hành đắp giai đoạn tiếp theo. Nhƣ vậy, khi tính toán theo lý thuyết của Hansbo và Barron cần phải có sự hiệu chỉnh sao cho phù hợp với thực tế thi công ngoài hiện trƣờng. Đến năm 1974, Yoshikuni[3] đã sử dụng lí luận cố kết Biot tiến hành hiệu chỉnh từ phƣơng trình cố kết thấm một chiều của Terzaghi, sau khi cải tiến công thức tính đã xem xét đến đồng thời cố kết hƣớng tâm và cố kết theo phƣơng thẳng đứng. Sau đó, phƣơng pháp tính của Takagi Shunsuke cũng đƣợc áp dụng để tính độ cố kết của đất nền xử lý bằng giếng cát theo giai đoạn. Hai phƣơng pháp này sau đó đƣợc áp dụng và cho kết quả chính xác hơn[3]. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 38 3.1. Phƣơng pháp tính độ cố kết theo công thức cải tiến của Terzaghi Phƣơng pháp này giả định mỗi một cấp gia tải tăng lên thì sự cố kết của của đất đƣợc độc lập tiến hành. Với giả thiết nhƣ vậy, độ cố kết của cấp gia tải trƣớc và gia tải sau không có quan hệ với nhau. Về bản chất của giả thiết này là sau mỗi một lần gia tải độ cố kết đƣợc hiệu chỉnh theo tốc độ gia tải. Nếu cấp tải trọng khi gia tải từ thời gian bắt đầu và kết thúc gia tải tn- 1 đến tn, thì độ cố kết trong khoảng thời gian t với độ cố kết trong gia tải một lần tức thời trong khoảng thời gian (t - tn-1)/2 là tƣơng đồng. Khi t > tn thì độ cố kết của đất nền bằng độ cố kết tính chất tải một lần tức thời tính từ thời điểm (t- tn-1)/2. Dựa vào giả thiết trên khi nền đƣờng đƣợc gia tải với nhiều cấp khác nhau, thì công thức tính toán độ cố kết sau khi hiệu chỉnh đƣợc tính nhƣ sau[3]:              p ptt tUU i n ii t 1 1 2 ' (14) Trong đó: Ut - độ cố kết sau khi hiệu chỉnh của nhiều cấp gia tải tại thời điểm t; U‘ - độ cố kết tức thời; pi - tải trọng tăng lên sau cấp gia tải i; p - tổng tải trọng gia tải; ti, ti-1 - phân biệt là tải trọng gia tải lúc kết thúc và bắt đầu của cấp gia tải thứ i. 3.2. Phƣơng pháp tính độ cố kết theo công thức cải tiến của Takagi Shunsuke Phƣơng pháp này căn cứ vào lí luận cố kết khi xử lý nền bằng giếng cát của Barron để xem xét tốc độ gia tải khi sử dụng giếng cát có bọc vải để đƣa ra độ cố kết theo hƣớng tâm và theo phƣơng đứng. Thực chất của phƣơng pháp này là tiến hành hiệu chỉnh tốc độ cố kết sau một lần gia tải tức thời. Đặc điểm chính của phƣơng pháp này là không cần phải đạt đƣợc độ cố kết của nền đƣờng trong điều kiện gia tải tức thời, mà trực tiếp đạt đƣợc độ cố kết trung bình sau khi hiệu chỉnh theo công thức sau[3]:                 n i TTt ii i t ii eeeTT p q U 1 1 1   (15) Trong đó: Ut - độ cố kết của đất sau khi hiệu chỉnh tại thời điểm t sau khi các cấp gia tải; qt - tải trọng gia tải thứ i; p - tổng tải trọng gia tải; Ti, Ti-1 - phân biệt thời gian bắt đầu gia tải và kết thúc gia tải thứ i; 4. ỨNG DỤNG CÔNG TRÌNH THỰC TẾ 4.1. Khái quát công trình Đoạn tuyến nghiên cứu có chiều dài 576m từ Km22 + 237.16 – Km22 + 912.16 thuộc dự án nâng cấp đƣờng tỉnh 923C, gồm hai làn xe, chiều cao đắp thiết kế 4.5m, bề rộng mặt đƣờng xe chạy là 7m và bề rộng nền đƣờng là 12m. Cấp đƣờng là đƣờng cấp III đồng bằng (theo TCVN 4054-2005), tốc độ thiết kế V=80Km/h. Mặt đƣờng cấp cao A1, mô đun đàn hồi yêu cầu Eyc  160Mpa; hệ số mái dốc: 1/1.5; chiều cao đắp 4.5m; đất đắp đƣờng có đ = 18.5(kN/m 3 ); υ = 30º. Điều kiện địa chất khu vực nghiên cứu gồm các lớp đất: (1) Lớp 1: Lớp đất đắp: Lớp này phân bố rất hạn chế tại khu vực dân cƣ, khu vực đƣờng hiện tại và các bờ kênh, mƣơng trong khu vực, cao độ mặt lớp trùng với cao độ thiên nhiên. Bề dày lớp tại các lỗ khoan thăm dò là 0.60  1.7m. (2) Lớp 2:Bùn sét lẫn hữu cơ màu, xám đen, xám nâu lẫn hữu cơ, phân bố dƣới lớp 1, bề dày biến đổi từ 12.20  21.9m. Thành phần chính của lớp là bùn sét lẫn hữu cơ, màu xám đen, xám nâu trạng thái chảy ~ dẻo chảylẫn hữu cơ. (3) Lớp 3: Sét pha màu xám nâu, xám xanh, trạng thái dẻo cứng - nửa cứng nằm ngay dƣới lớp số 2, bề dày của lớp tại lỗ khoan biến đổi từ 2.10  21.7m. Lớp 4 - Sét màu nâu vàng, trạng thái nửa cứng đến cứng, lớp này phân bố dƣới lớp 3 ở độ sâu 29.10m có bề dày chƣa kết thúc, là lớp có sức chịu tải tốt. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 39 Bảng 1. Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý dùng tính toán của các lớp đất nền chính Lớp đất Ký hiệu Đơn vị Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Trọng lƣợng thể tích tự nhiên 0 kN/m 3 16,0 18,7 19,4 Trọng lƣợng riêng ∆ kN/m3 2,67 2,71 2,72 Độ ẩm tự nhiên W % 42,5 30,5 28,5 Độ ẩm giới hạn dẻo WP % 23,6 25,96 24,58 Độ ẩm giới hạn chảy WL % 36,8 45,16 43,28 Chỉ số dẻo IP % 13,2 19,2 18,7 Độ sệt IL 1,43 0,23 0,10 Hệ số OCR 1,00 1,00 1,00 Hệ số rỗng eo 1,574 0,878 0,755 Hệ số cố kết Cv 10 -3 cm 2 /s 0,546 1,288 1,288 Hệ số thấm K m/s 2,5x10-8 4,81x10-6 4,69x10-6 Chỉ số nén lún a1-2 m 2 /kN 1,435×10 -3 8,29×10-5 7,54×10-5 Mô đun biến dạng E kN/m2 1572 9850 10830 Góc ma sát trong  Độ 1 o30‘ 16o46‘ 19o11‘ Lực dính C kN/m2 14,20 24,50 30,4 Theo báo cáo khảo sát địa chất mực nƣớc ngầm phân bố trên toàn tuyến, nguồn cung cấp chủ yếu là nƣớc mặt, Độ sâu mực nƣớc nằm ở độ sâu 1.0 - 2.0m so với mặt tự nhiên. 4.2. Xác định chiều sâu tính lún và độ lún cố kết Khi tính lún cố kết, chiều cao đắp không xét đến chiều cao quy đổi từ tải trọng xe cộ vì độ lún cố kết chỉ xảy ra khi tải trọng tác dụng lâu dài. Để tính toán, khối đắp đƣợc qui về tải trọng rải đều có bề rộng là 18.75m. Nền đất dƣới khối đất đắp đƣợc phân chia thành các phân lớp nhỏ, mỗi phân tố có chiều dày 0.2-0.4b (b là chiều dày lớp đất yếu), kết quả tính lún đƣợc thể hiện trong bảng 2: Bảng 2. Kết quả tính ứng suất tại tim dƣới nền đƣờng đắp Lớp Z (m) b' (m) z/b‘ K0 gl (kN/m 2 ) σbt (kN/m 2 ) 2 0 18,75 0,00 1,00 83,25 0,00 2 18,75 0,11 0,99 82,4175 12,0 4 18,75 0,21 0,98 81,585 24,0 6 18,75 0,32 0,95 79,0875 36,0 8 18,75 0,43 0,87 72,4275 48,0 10 18,75 0,53 0,81 67,4325 60,0 12 18,75 0,64 0,73 60,7725 72,0 14 18,75 0,75 0,67 55,7775 84,0 16 18,75 0,85 0,61 50,7825 96,0 18 18,75 0,96 0,58 48,285 108,0 19.54 18,75 1,04 0,53 44,1225 117,2 3 20 18,75 1,07 0,51 42,4575 121,2 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 40 Lớp Z (m) b' (m) z/b‘ K0 gl (kN/m 2 ) σbt (kN/m 2 ) 22 18,75 1,17 0,50 41,625 138,6 24 18,75 1,28 0,43 35,7975 156,0 24.96 18,75 1,33 0,42 34,965 164,4 4 26.6 18,75 1,42 0,41 34,1325 183,2 28.96 18,75 1,54 0,41 34,1325 202,0 30.96 18,75 1,65 0,37 30,8025 220,8 32.96 18,75 1,76 0,35 29,1375 239,6 34.96 18,75 1,86 0,33 27,4725 258,4 36.96 18,75 1,97 0,32 26,64 277,2 Tại độ sâu 30,96m, ta có z = 30,6 kN/m 2 , bt = 220,8 kN/m 2 , thỏa mãn điều kiện σz ≤ 0,15σbt nên chiều dày vùng hoạt động nén ép là 30,96m. Nhƣ vậy, độ lún cố kết của đất nền đƣợc tính đến vùng hoạt động nén ép 30.96m: Các lớp đất có OCR = 1, Kết quả tính lún đƣợc thể hiện trong bảng 3. Bảng 3. Kết quả tính độ lún cố kết của đất nền Lớp Hi (m) Cc Cr gl (kN/m 2 ) `σbt (kN/m 2 ) c i gl i bt    lg bt i gl i bt    lg bt c   lg Si (m) 2 2 0,483 0,2 83,25 12,0 0,0155 0,8997 0,88 0,4440 2 0,483 0,2 82,4175 24,0 0,0637 0,6468 0,58 0,3116 2 0,483 0,2 81,585 36,0 0,1070 0,5140 0,41 0,2394 2 0,483 0,2 79,0875 48,0 0,1408 0,4229 0,28 0,1893 2 0,483 0,2 72,4275 60,0 0,1587 0,3438 0,19 0,1475 2 0,483 0,2 67,4325 72,0 0,1810 0,2870 0,11 0,1161 2 0,483 0,2 60,7725 84,0 0,1974 0,2364 0,04 0,0886 2 0,483 0,2 55,7775 96,0 0,2179 0,1989 -0,02 0,0670 2 0,483 0,2 50,7825 108,0 0,2375 0,1674 -0,07 0,0485 1,54 0,483 0,2 48,285 117,2 0,2554 0,1498 -0,11 0,0287 3 0,46 44,1225 121,2 0,0015 2 42,4575 138,6 0,0061 2 41,625 156,0 0,0060 0,96 35,7975 164,4 0,0025 6 2 34,965 183,2 0,0051 2 34,1325 202,0 0,0049 2 30,8025 220,8 0,0045 Tổng Sc (m) 1,71 Tổng độ lún cố kết là Sc = 1.71 m và độ lún cuối cùng: S= (1.2-1.0).Sc =2.04m 4.3. Thiết kế giếng cát bọc vải (1) Hệ thống thoát nƣớc ngang Chiều dày lớp đệm cát thoát nƣớc ngang theo 22TCN 262 - 2000 đƣợc xác định h = độ lún dự báo + (0,20,4) (m). Do vậy, chiều dày lớp đệm cát thoát nƣớc ngang đƣợc lựa chọn là 2,0m. Cát sử dụng Cát ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 41 phải là cát hạt trung trở lên có: hàm lƣợng hạt > 0.25mm chiếm trên 50%; hàm lƣợng hạt < 0.08mm chiếm ít hơn 5%; hàm lƣợng hữu cơ < 5% và hệ số thấm K = 0,021 cm/s có trọng lƣợng thể tích  = 18,5 kN/m 3. Do lớp đất yếu nằm ngay bên dƣới lớp đệm cát nên ở đây sử dụng một lớp vải địa kỹ thuật không dệt có cƣờng độ chịu kéo >12kN/m. (2) Hệ thống thoát nƣớc thẳng đứng Giếng cát bọc vải có đƣờng kính 7cm, chiều dài 19,54m cắm hết lớp đất yếu, bố trí theo mạng lƣới ô vuông, khoảng cách giữa các tim giếng cát là 1,5m, giếng ngập sâu vào lớp đệm cát 0,5m. Cát đƣợc sử dụng giống với yêu cầu cát sử dụng làm đệm cát. (3) Chiều cao đắp theo giai đoạn Kết quả phân tích, đánh giá điều kiện và các vấn đề địa chất công trình đã trình bày ở trên cho thấy nền đoạn tuyến đƣờng có sức chịu tải thấp. Khi đắp đƣờng có thể xảy ra các hiện tƣợng nhƣ lún trồi, trƣợt cục bộ. Ngoài ra, độ lún của nền đất lớn, nếu đắp liên tục nền đƣờng tới cao trình thiết kế thì nền đắp sẽ mất ổn định. Do vậy, chiều cao đắp đoạn tuyến đƣợc lựa chọn đắp theo 4 giai đoạn trong đó giai đoạn 1 đắp cao1m và giai đoạn hai 2m, giai đoạn 3 đắp cao đến 3m và giai đoạn cuối đắp cao đến chiều cao 4,5m, trong đó thời gian chờ giữa giai đoạn 3 và 4 là 60 ngày. (4) Kết quả tính độ cố kết theo thời gian khi xử lý bằng giếng cát bọc vải Từ các công thức trình bày ở mục 3 ta có các chỉ tiêu tính toán giếng cát bọc vải đƣợc tổng hợp trong bảng 4: Bảng 4. Các chỉ tiêu tính toán giếng cát bọc vải Các chỉ tiêu tính toán Đơn vị Giá trị Đƣờng kính giếng dw m 0,07 Đƣờng kính ảnh hƣởng de m 1,695 Tỷ số Barron 22,5 Hệ số cố kết trung bình theo phƣơng thẳng đứng Cv tb cm 2 /s 0,546*10 -3 Hệ số cố kết trung bình theo phƣơng thẳng ngang Ch tb cm 2 /s 1,0923*10 -3 Nhân tố xét đến ảnh hƣởng của khoảng cách giếng F(n) 2,37 Nhân tố xét đến ảnh hƣởng của vùng đất bị xáo động xung quanh giếng Fs 1,0986 Nhân tố xét đến ảnh hƣởng về sức cản của giếng Fr 0,588 Hệ số  0,811 Hệ số  0,0072 Để phù hợp với thực tế thi công đắp theo giai đoạn, trong phạm vi bài báo áp dụng công thức của Takagi Shunsuke để tính độ cố kết theo thời gian khi sử dụng giếng cát bọc vải, kết quả tính thể hiện trong bảng 5: Bảng 5. Kết quả tính độ cố kết khi xử lý nền bằng giếng cát bọc vải Cấp gia tải Giá trị gia tải (kPa) Thời gian đắp (d) Thời gian chờ (d) Độ cố kết U(%) 1 18,5 10 60 12,4% 2 18,5 10 60 25,1% 3 23,125 10 100 51,7% 4 23,125 10 100 90,4% 4.4. So sánh với kết quả mô hình Tác giả sử dụng phần mềm Plaxis 2D tiến hành thiết lập mô hình tính toán. Xem xét mặt cắt ngang nền đƣờng là đối xứng, do đó mô hình ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 42 đƣợc thiết lập 1/2 chiều dài mặt cắt ngang nền đƣờng. Chiều rộng mô hình 36m rộng hơn so với bề rộng 1/2 nền đƣờng là 3 lần. Tim đƣờng và biên bên phải đƣợc cố định không cho chuyển vị theo phƣơng ngang, đáy mô hình đƣợc cố định không thấm nƣớc, phƣơng thẳng đứng tự do, bề mặt là mặt thoáng tự do và là mặt thấm nƣớc. Căn cứ vào báo cáo kết quả khảo sát, các tham số tính toán và mô hình đƣợc thể hiện trong bảng 6. Bảng 6. Tham số tính toán Ký hiệu lớp đất E (kN/m 2 )   (kN/m 3 ) c (kN/m 2 )  (o) Kv (m/d) Kh (m/d) Đất đắp 3000 0,3 18,5 10 30 - - 2 1572 0,3 18,5 14,2 2,28 2,16×10-3 4,32×10 -3 3 9850 0,26 18,7 24,5 16,5 4,8×10-6 9,6×10 -6 4 10830 0,26 19,4 30,4 19,18 4,69x10-6 9,38×10 -6 Kết quả tính toán mô hình đƣợc thể hiện nhƣ các hình 1a, 1b, 1c và 1d. (a) Độ lún sau khi chờ lún giai đoạn 1 (b) Độ lún sau khi chờ lún giai đoạn 2 (c) Độ lún sau khi chờ lún giai đoạn 3 (d) Độ lún sau khi chờ lún giai đoạn 4 Hình 1. Kết quả tính độ lún theo giai đoạn đắp bằng mô hình Plaxis ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 43 -30-25-20-15-10-50 1 1.05 1.1 1.15 1.2 1.25 1.3 1.35 Uy [m] Sum-Msf Chart 1 Curve 1 Hình 2. Kết quả hệ số ổn định nền đường sau khi kết thúc giai đoạn đắp Từ kết quả mô hình cho thấy kết thúc giai đoạn 1 độ lún đạt là 240.07mm, giai đoạn 2 là 447,81mm, giai đoạn 3 là 924,23mm và giai đoạn cuối là 1,55 m tƣơng ứng với độ cố kết đạt đƣợc lần lƣợt là 14,04%, 26,16%, 54,04% và 90,64%. Kết quả này so với kết quả tính toán lý thuyết của Tagaki Shunsuke là khá phù hợp, sai số không quá lớn. Ngoài ra, từ hình 2 cho thấy hệ số an toàn sau khi đắp giai đoạn cuối FS = 1,313 thỏa mãn yêu cầu về ổn định. 4.5. So sánh với xử lý bằng bấc thấm 4.5.1. So sánh hiệu quả về thời gian xử lý Hiện nay, với các phƣơng pháp thoát nƣớc thẳng đứng, thiết thị tiêu nƣớc chủ yếu sử dụng là bấc thấm và giếng cát. Do vậy, để đánh giá hiệu quả về kinh tế và kỹ thuật khi sử dụng giếng cát bọc vải, bài báo tiến hành tính toán giải pháp bấc thấm để so sánh với các thông số tính toán bấc thấm đƣợc sử dụng rộng rãi hiện nay nhƣ sau: Bảng 7. Bảng tổng hợp các chỉ tiêu tính toán bấc thấm Các chỉ tiêu tính toán Đơn vị Giá trị Đƣờng kính tƣơng đƣơng dw m 0,052 Đƣờng kính hiệu quả de m 1,695 Tỷ số Barron 32,596 Hệ số cố kết trung bình theo phƣơng thẳng đứng Cv tb m 2/năm 1,722 Hệ số cố kết trung bình theo phƣơng thẳng ngang Ch tb m 2/năm 3,444 Nhân tố xét đến ảnh hƣởng của khoảng cách bố trí bấc thấm F(n) 2,37 Nhân tố xét đến ảnh hƣởng của vùng đất bị xáo động xung quanh bấc thấm Fs 1,098 Nhân tố xét đến ảnh hƣởng về sức cản của bấc thấm Fr 0,8 Áp dụng các công thức (7) và (8) kết quả tính toán độ cố kết cùng thời gian đắp và chờ giếng cát đƣợc tổng hợp trong bảng 8: Bảng 8. Kết quả tính độ cố kết khi xử lý nền bằng bấc thấm Cấp gia tải Thời gian đắp (d) Thời gian chờ (d) Độ cố kết U(%) 1 10 60 43,4% 2 10 60 61,3% 3 10 100 79,04% 4 10 105 88,7% Từ kết quả tính toán trong bảng 8 cho thấy, giai đoạn bắt đầu tiến hành gia tải tốc độ thoát nƣớc của bấc thấm là khá tốt, tuy nhiên đến các giai đoạn sau tốc độ thoát nƣớc có giảm dần. Nguyên nhân là khi xét đến các nhân tố ảnh hƣởng đến sức cản của giếng và bấc thấm thì giá trị sức cản của bấc thấm lớn hơn. Ngoài ra, theo thời gian cùng biến dạng của đất nền tăng lên khiến cho bấc thấm cũng bị biến dạng theo và biến dạng này lớn hơn so với giếng đƣợc bọc vải nên ít nhiều cũng ảnh hƣởng đến khả năng thoát nƣớc của bấc và để đất nền đạt đƣợc độ cố kết 90% cần 340 ngày nhiều hơn so với xử lý bằng giếng cát bọc vải 15 ngày. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2020 44 4.2.1. So sánh về chi phí Với chiều dài đoạn tuyến nghiên cứu là 576m và bề rộng nền gia cần xử lý là 25,5m và bấc/giếng đƣợc bố trí theo mạng lƣới ô vuông với khoảng cách 1,5m thì cần số lƣợng là 6528 bấc/giếng, với chiều dài mỗi bấc/giếng là 20.04m thì chi phí vật liệu đƣợc tổng hợp trong bảng 9: Bảng 9. Bảng tổng hợp chi phí vật liệu Hạng mục Đơn vị Đơn giá (VND) Khối lƣợng Thành tiền (VND) Bấc thấm m 4.300 137.349 590.600.700 Giếng cát bọc vải Cát m 3 220.000 528.313 112.693.465 Túi bọc m 4.100 137.349 563.130.900 Từ bảng 9 có thể thấy rằng chi phí khi sử dụng giếng cát bọc vải có giá thành đắt hơn so với bấc thấm khoảng 15%. 5. KẾT LUẬN Giếng cát bọc vải là một trong những giải pháp xử lý nền đất yếu hiệu quả đã đƣợc sử dụng khá nhiều ở các nƣớc. So với giếng cát thông thƣờng thì giải pháp này tiết kiệm hơn về mặt chi phí do đƣờng kính nhỏ hơn, khắc phục đƣợc hiện tƣợng đứt giếng trong quá trình thi công, chính vì vậy chiều sâu xử lý lớn hơn. Ngoài ra, từ kết quả tính toán cho thấy so với giải pháp bấc thấm thì giải pháp giếng cát bọc vải tiết kiệm đƣợc thời gian cố kết của đất nền, nhƣng chi phí vật liệu cao hơn so với giải pháp bấc thấm. Ở đây, bài báo không đánh giá phƣơng pháp nào tốt hơn, mà chỉ đƣa ra thêm giải pháp tùy trong điều kiện thực tế để lựa chọn sao cho có hiệu quả. Trong một số điều kiện nhƣ lớp đất yếu cần xử lý lẫn nhiều hữu cơ gây khó khăn trong quá trình cắm bấc thì có thể xem xét đến giải pháp giếng cát bọc vải hay trong điều kiện không có nguồn cát thì nên xem xét sử dụng giải pháp bấc thấm. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Bộ Giao thông vận tải (2001), Tiêu chuẩn k thuật công trình giao thông, 22 TCN 262 – 2000, Qui trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất yếu - Tiêu chuẩn thiết kế (Tập 4), NXB Giao thông vận tải, Hà Nội. [2] Cao Văn Chí và Trịnh Văn Cƣơng (2003), Cơ học đất, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội. [3] Zhong Tian Ming, Study on settlement and stability of vertieal drains improved roadbed, Master thesis Gunagdong University of Technology, 2005. [4] Youyun Li, Zhenyi, ZhongShan Liang, Dynamic design height of embakment preloading soil in Dongting lake district, Applied mechanics and Materials, Vols 204 - 208(2012), PP 452 - 456, Trans tech publication, Switzerland, 2012. [5] Zheng Jun, Settlement Analysis of the Staged Loading on a Soft Soil Improvement for the Stockyard of a Steel Mill. Soil engineering and Foudation, 2012, Vol 26(3), Pp76-78. Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN HUY PHƢƠNG