Phân tích hệ số cố kết, sự gia tăng sức kháng cắt và độ lún của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không

Hệ số cố kết theo phương ngang Ch là một thông số rất quan trọng giúp dự đoán tốc độ lún của nền đất yếu trước và sau khi xử lý bằng biện pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước.. Thí nghiệm

ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

-

LƯU PHẠM BẢO TÂM

PHÂN TÍCH HỆ SỐ CỐ KẾT, SỰ GIA TĂNG SỨC KHÁNG CẮT VÀ ĐỘ LÚN CỦA NỀN ĐẤT YẾU ĐƯỢC XỬ LÝ BẰNG HÚT CHÂN KHÔNG

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học:

Cán bộ hướng dẫn 1: PGS TS Lê Bá Vinh

Cán bộ chấm nhận xét 1: PGS TS Bùi Trường Sơn

Cán bộ chấm nhận xét 2: TS Trương Quang Thành

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM vào ngày 08 tháng 01 năm 2016

Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn thạc sĩ gồm:

1 Chủ tịch hội đồng: PGS TS Nguyễn Minh Tâm

2 Thư ký hội đồng: TS Nguyễn Cảnh Tuấn

3 Ủy viên phản biện 1: PGS TS Bùi Trường Sơn

4 Ủy viên phản biện 2: TS Trương Quang Thành

5 Ủy viên hội đồng: TS Lê Bá Khánh

KỸ THUẬT XÂY DỰNG

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: LƯU PHẠM BẢO TÂM MSHV: 13091315

Ngày, tháng, năm sinh: 06/01/1981 Nơi sinh: Thốt Nốt, Cần Thơ Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm Mã số: 60 58 02 04

I TÊN ĐỀ TÀI: PHÂN TÍCH HỆ SỐ CỐ KẾT, SỰ GIA TĂNG SỨC KHÁNG CẮT

VÀ ĐỘ LÚN CỦA NỀN ĐẤT YẾU ĐƯỢC XỬ LÝ BẰNG HÚT CHÂN KHÔNG

II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG

Chương 1: Mở đầu

Chương 2: Cơ sở lý thuyết

Chương 3: Phân tích hệ số cố kết Cv & Ch từ thí nghiệm trong phòng, thí nghiệm CPTu và

sự gia tăng sức kháng cắt

Chương 4: Phân tích độ lún của nền đất từ các số liệu quan trắc tại hiện trường

Chương 5: Kết luận và kiến nghị

Tài liệu tham khảo

Phụ lục

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 06/07/2015

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 04/12/2015

V HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : PGS TS Lê Bá Vinh

PGS TS LÊ BÁ VINH PGS TS LÊ BÁ VINH

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

(Họ tên và chữ ký)

PGS TS NGUYỄN MINH TÂM

LỜI CẢM ƠN

Lời đầu tiên tôi xin gửi lời cám ơn đến Ban Giám Hiệu, Phòng Đào Tạo Sau Đại Học của trường Đại Học Bách Khoa Thành Phố Hồ Chí Minh đã tạo mọi điều kiện tốt nhất cho tôi để có thể hoàn thành được khóa học này

Tôi xin chân thành bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến thầy PGS TS Lê Bá Vinh người đã tận tình hướng dẫn, chỉ bảo tôi trong suốt thời gian qua Thầy đã truyền đạt những kiến thức bổ ích và quý báu giúp tôi tiếp cận và làm quen với việc nghiên cứu khoa học để có thể hoàn thành được luận văn Thạc sĩ không những vậy những lời khuyên những lời động viên kịp thời của Thầy đã giúp tôi vượt qua được các khó khăn không chỉ trong nghiên cứu học tập mà cả trong cuộc sống giúp tôi có thể hoàn thiện mình hơn Thầy đã để lại trong tôi những hình ảnh rất đẹp về một người Thầy luôn cống hiến tận tụy và đáng kính

Tôi xin gửi lời cám ơn đến quý Thầy Cô khoa Kỹ Thuật Xây Dựng, các Thầy

Cô của Bộ môn Địa Cơ Nền Móng và các Thầy Cô đã trực tiếp giảng dạy, hướng dẫn

và truyền đạt những kiến thức cho tôi trong suốt khóa học

Tôi xin gửi lời cảm ơn đến tất cả các anh chị em đồng nghiệm trong công ty đã hướng dẫn giúp đỡ và động viên trong khóa học vừa qua

Sau cùng tôi xin gửi lời cám ơn chân thành đến với gia đình, đến cha mẹ đã tạo mọi điều kiện tốt nhất cho tôi để tôi có thể hoàn thành được chương trình học tập trong suốt thời gian qua

Trong quá trình nghiên cứu bản thân tôi mặc dù đã có cố gắng trau dồi và cập nhật kiến thức tuy nhiên vẫn không thể không có những thiếu sót nhất định Kính mong quý Thầy Cô chỉ dẫn thêm để Luận văn của tôi được hoàn thiện hơn

Tp HCM, ngày 04 tháng 12 năm 2015

Lưu Phạm Bảo Tâm

TÓM TẮT

Cảng Sài Gòn Hiệp Phước là 1 trong cụm cảng khu vực TP Hồ Chí Minh bao gồm khu cảng Sài Gòn (sông Sài Gòn), khu cảng Nhà Bè (sông Nhà Bè), khu cảng Cát Lái (sông Đồng Nai), khu cảng Hiệp Phước (sông Soài Rạp), Cảng phục vụ trực tiếp việc xuất nhập khẩu hàng hoá bằng đường biển của Tp Hồ Chí Minh và vùng kinh tế trọng điểm phía Nam Với việc quy hoạch và phát triển như thế thì việc xây dựng các công trình công nghiệp, giao thông, thủy lợi gặp phải khó khăn rất lớn do khu vực này có bề dày lớp đất yếu lớn

Hệ số cố kết theo phương ngang (Ch) là một thông số rất quan trọng giúp dự đoán tốc độ lún của nền đất yếu trước và sau khi xử lý bằng biện pháp bấc thấm kết hợp

gia tải trước Mục tiêu của luận văn “Phân tích hệ số cố kết, sự gia tăng sức kháng cắt và độ lún của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không” tại cảng Sài Gòn

Hiệp Phước

Thí nghiệm trong phòng chủ yếu là xác định hệ số cố kết đứng Cv từ thí nghiệm nén

cố kết trong điều kiện không nở hông Thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng của thiết bị xuyên tĩnh điện CPTu được thực hiện tại hiện trường dùng để xác định hệ số

cố kết theo phương ngang Ch trước thi cải tạo nền đất theo các phương pháp khác nhau như: phương pháp tính gián tiếp, phương pháp CE-CSSM, phương pháp

đường biến dạng (strain path) Ngoài ra sử dụng thí nghiệm cắt cánh hiện trường để xác định mối quan hệ sự gia tăng sức kháng cắt không thoát nước từ gia tải

Trong nội dung luận văn, các kết quả quan trắc lún được dùng để phân tích ngược

để tìm hệ số cố kết ngang Ch đất trong quá trình xử lý nền bằng biện pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước theo các phương pháp khác nhau như: phương pháp Asaoka, phương pháp Hyperbolic và đo áp lực nước lỗ rỗng

Các kết quả được phân tích, đánh giá trên cơ sở so sánh các phương pháp với nhau

Hy vọng rằng luận văn này có thể giúp ích phần nào việc hiểu rõ hơn về đặc điểm đất yếu ở khu vực Hiệp Phước – Tp Hồ Chí Minh

ABSTRACT

Sai Gon Hiep Phuoc Port is the port complex in Ho Chi Minh city, which includes ports named Sai Gon (Sai Gon River), Nha Be (Nha Be River), Cat Lai (Dong Nai River), and Hiep Phuoc (Soai Rap River) It directly serves import-export goods by sea in Ho Chi Minh city It places a key role of the economic zones in Southern Vietnam The development of this port complex could encounter many difficulties in geotechnical work because soil profile of the area is composed of thick and soft clay layers

The coefficient of consolidation in the horizontal direction (Ch) is a very important parameter for predicting the rate of settlement of soft soil before and after applying prefabricated vertical drains treatment in combination with pre-loading

The main objective of this research is to analysize the coefficient of consolidation ,

the increase in shear strength and settlement of soft soil treated with vacuum at Sai

Gon Hiep Phuoc port

Laboratory tests are mainly used to find the coefficient of vertical consolidation (Cv) such as consolidation tests Piezocone (CPTu) dissipation tests are usually carried out

in the field to estimate Ch before performing ground improvement There are several interpretation methods to determine Ch from the test such as the indirect interpretation method, CE-CSSM method and Strain path method Besides, field vane shear test method is applied to identify the increase shear strength from preloading

In this study, monitored settlement results were used to estimate Ch values of the ground improvement prefabricated vertical drains in combination with pre-loading

by using back-analysis methods such as Asaoka method, Hyperbolic method, and method of monitoring excess pore water pressure

The back-analysis results were then interpreted and estimated based on the comparison among those methods

It is expected from the study that geotechnical engineers would understand more clearly about soft ground characteristics of Hiep Phuoc-Ho Chi Minh city area

LỜI CAM ĐOAN

Tác giả xin cam đoan luận văn thạc sỹ này là trung thực, được thực hiện trên cơ

sở tổng hợp các lý thuyết, kết hợp phân tích phần tử hữu hạn dưới sự hướng dẫn khoa học của PGS TS Lê Bá Vinh

Các số liệu dùng để mô hình tính toán và phân tích đều được chú thích và trích dẫn đầy đủ nguồn gốc tài liệu một cách khách quan và chính xác

Một lần nữa tôi xin khẳng định sự trung thực của đề tài và hoàn toàn chịu trách nhiệm với những lời cam kết ở trên

KÝ HIỆU

Chữ viết tắt

RL Tỷ số áp lực (Ratio of Load)

FEM Phương pháp phần tử hữu hạn (Finite Element Method)

LR Tốc độ gia tải đất đắp ( Loading Rate)

DR Hệ số chuyển vị (Displacement Ratio)

PVD Bấc thấm chế tạo trước

 (kN/m 3 ) Trọng lượng riêng tự nhiên của đất '

 (kN/m 3 ) Trọng lượng riêng đấy nổi của đất

MỤC LỤC

CHƯƠNG 1: MỞ ĐẦU

1.1 Đặt vấn đề 1

1.2 Mục tiêu nghiên cứu 2

1.3 Phạm vi nghiên cứu 3

1.4 Phương pháp nghiên cứu 3

1.5 Ý nghĩa khoa học 4

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 5

2.1 Thí nghiệm trong phòng 5

2.1.1 Phương pháp Casagrande 5

2.1.2 Phương pháp Taylor 6

2.1.3 Các phương pháp xác dịnh Cv từ thí nghiệm CRS 6

2.2 Xác định Ch hiện trường từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng của thiết bị CPTu 9

2.2.1 Phương pháp tính gián tiếp (Phương pháp Teh & Houlsby) 9

2.2.2 Phương pháp CE-CSSM (Cavity Expansion-Critical State Soil Mechanics) 9

2.2.3 Phương pháp đường biến dạng (Strain path) 11

2.2.4 Hoán chuyển giá trị Ch từ thí nghiệm CPTu sang Ch ở trạng thái cố kết thường 12

2.3 Các phương pháp xác định Cv và Ch từ kết quả quan trắc hiện trường 13

2.3.1 Phân tích các dữ liệu từ các thiết bị quan trắc 13

2.3.1.1 Quan trắc độ lún 13

2.3.1.2 Đo áp lực nước lỗ rỗng (Piezometers) 14

2.4 Phân tích ngược từ dữ liệu quan trắc lún 14

2.4.1 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo phương pháp Asaoka (Asaoka, 1978) 15

2.4.2 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo phương pháp Hyperbolic (Tan và Chew, 1996) 16

2.4.3 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo áp lực nước lỗ rỗng 18

2.5 Phương pháp mô phỏng mô hình bấc thấm 20

2.5.1 Phương pháp khối đất tương đương 20

2.5.2 Khả năng thoát nước 21

2.5.3 Vùng ảnh hưởng của giếng thấm 21

2.5.4 Vùng xáo trộn 21

2.5.5 Phương pháp khối đất tương đương 22

2.5.6 Phương pháp bài toán đối xứng trục 23

2.5.7 Phương pháp quy đổi tương đương sang bài toán phẳng 24

2.5.8 Điều kiện biên trong phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) 25

2.5.9 Mô phỏng áp suất chân không do máy bơm 25

CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH HỆ SỐ CỐ KẾT Cv & Ch TỪ THÍ NGHIỆM TRONG PHÒNG, THÍ NGHIỆM CPTU VÀ SỰ GIA TĂNG SỨC KHÁNG CẮT 26

3.1 Giới thiệu công trình 26

3.2 Công tác lấy mẫu nguyên dạng 29

3.3 Xác định Cv từ thí nghiệm nén cố kết 31

3.3.1 Thiết bị thí nghiệm 31

3.3.2 Kết quả thí nghiệm 32

3.3.3 Nhận xét 33

3.4 Xác định Cv từ thí nghiệm CRS 35

3.4.1 Mẫu thí nghiệm 35

3.4.2 Thiết bị thí nghiệm 35

3.4.3 Kết quả thí nghiệm 37

3.4.4 Nhận xét 38

3.5 Xác định hệ số cố kết Ch từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng 40

3.5.1 Thiết bị thí nghiệm xuyên tĩnh điện có đo áp lực nước lỗ rỗng (CPTu) 40

3.5.2 Kết quả thí nghiệm 45

3.5.3 Phương pháp tính trực tiếp (Phương pháp Teh & Houlsby) 46

3.5.3.1 Tính giá trị Ir từ thí nghiệm ba trục (CU) 46

3.5.3.2 Tính Ir từ quan hệ (OCR, Ip) 48

3.5.3.3 Nhận xét 49

3.5.4 Phương pháp CE-CSSM (Cavity Expansion - Critical State Soil Mechanics) 51 3.5.4.1 Nhận xét 53

3.5.5 Phương pháp đường biến dạng (Strain path) 54

3.5.5.1 Nhận xét 56

3.5.6 Hoán chuyển giá trị Ch từ thí nghiệm CPTu sang Ch ở trạng thái cố kết thường 56

3.5.7 So sánh các hệ số cố kết từ thí nghiệm trong phòng và hiện trường (CPTu) 57

3.5.7.1 Nhận xét 57

3.6 Xác định sự gia tăng sức kháng cắt của nền đất sau khi xử lý 58

3.6.1 Vị trí thí nghiệm cắt cánh (VST) hiện trường 58

3.6.2 Xác định hệ số gia tăng 59

CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH ĐỘ LÚN CỦA NỀN ĐẤT TỪ CÁC SỐ LIỆU QUAN TRẮC TẠI HIỆN TRƯỜNG 61

4.1 Mặt bằng quan trắc 61

4.2 Thiết bị quan trắc 65

4.3 Chi tiết các thiết bị quan trắc và phương pháp lắp đặt 66

4.3.1 Bàn đo lún 66

4.3.1.1 Mục đích lắp đặt 66

4.3.2 Mốc quan trắc lún 66

4.3.3 Đo sâu bằng nhện từ 67

4.3.3.1 Trình tự lắp đặt thiết bị 67

4.3.3.2 Mục đích lắp đặt 70

4.3.4 Đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung 68

4.3.4.1 Trình tự lắp đặt 70

4.3.4.2 Mục đích lắp đặt 70

4.3.5 Đo chuyển vị ngang bằng thiết bị đo inclinometer 70

4.3.5.1 Trình tự lắp đặt 71

4.3.5.2 Mục đích lắp đặt 71

4.3.5 Trình tự thi công thiết bị quan trắc 71

4.4 Các số liệu quan trắc điển hình tại các khu vực nghiên cứu 72

4.4.1 Số liệu đo lún mặt và lún sâu 72

4.4.2 Số liệu đo áp lực nước lỗ rỗng 72

4.5 Phân tích ngược giá trị Ch từ kết quả đo lún 73

4.5.1 Phương pháp Asaoka 73

4.5.2 Phương pháp Hyperbolic 74

4.5.3 Phân tích ngược giá trị Ch từ kết quả áp lực nước lỗ rỗng 77

4.5.4 So sánh kết quả giữa các phương pháp Asaoka, Hyperbolic và Piezometer 77

4.5.5 Nhận xét 77

4.5.5.1 Hạn chế phương pháp Hyperbolic 78

4.5.5.2 So sánh tỷ số Ch/Cv từ thí nghiệm trong phòng và hiện trường 78

4.6 Ứng dụng phần mềm Geostudio 2007 - Geo-Sigma mô phỏng quá trình bơm hút chân không 79

4.6.1 Mô hình FEM 84

4.6.2 Kết quả FEM 93

4.6.3 Kết quả trường hợp kx=1.5 ky, kx=2 ky, kx=3.5 ky 95

4.6.4 Ứng dụng mô hình để kiểm chứng lời giải Terzaghi 97

4.6.4.1 Lời giải Terzaghi 97

4.6.4.2 Mô hình 97

4.6.4.3 Kết quả 97

CHƯƠNG 5: KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO 100

5.1 Kết luận chung 100

5.2 Hướng nghiên cứu tiếp theo 103

TÀI LIỆU THAM KHẢO 104

Phụ lục 105

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Hình 2-1: Xác định hệ số Cv theo phương pháp Casagrande 5

Hình 2-2: Xác định hệ số Cv theo phương pháp Taylor 6

Hình 2-3: Đặc trưng biến dạng không đổi trong thí nghiệm CRS 7

Hình 2-4: Các thành phần chuẩn & lực cắt do tác động bên ngoài của ALNLR xung quanh đầu cone 10

Hình 2-5: Giá trị ALNLR thặng dư với log(t) theo phương pháp CE-CSSM 11

Hình 2-6: Đường cong tiêu táp áp lực nước lỗ rỗng (Teh & Housby, 1991) 12

Hình 2-7: Biểu đồ quan hệ Un, Un-1 16

Hình 2-8: Biểu đồ xác định hệ số độ dốc (αi) phụ thuộc vào n, tỉ số H/De và Ch/Cv cho trường hợp bấc thấm 17

Hình 2-9: Phương pháp Hyperbolic theo lý thuyết Terzaghi 18

Hình 2-10: Phương pháp Hyperbolic theo số liệu quan trắc hiện trường 18

Hình 2-11: Phương pháp Aboshi và Monden (1963) dùng để xác định giá trị Ch 20

Hình 2-12: Đường kính tương đương 20

Hình 2-13: Sơ đồ bố trí bấc thấm trong nền 21

Hình 2-14: Vùng đất bị xáo trộn xung quanh ống Mandrel (Bergado, 1996) 22

Hình 3-1: Sơ đồ vị trí Cảng Sài Gòn Hiệp Phước 26

Hình 3-2: Mặt bằng bố trí hạng mục Cảng Sài Gòn Hiệp Phước 27

Hình 3-3: Mặt bằng bố trí hố khoan Cảng Sài Gòn Hiệp Phước 27

Hình 3-4: Mặt bằng bố trí khu vực xử lý Cảng Sài Gòn Hiệp Phước 28

Hình 3-5: Mặt cắt địa chất Cảng Sài Gòn Hiệp Phước 29

Hình 3-6: Thiết bị lấy mẫu Piston (Osterberg) đường kính 100mm 30

Hình 3-7: Đánh giá chất lượng mẫu khu Cảng Sài Gòn Hiệp Phước (Theo Lunne et al 1997) 30

Hình 3-8: Thiết bị thí nghiệm nén cố kết 31

Hình 3-9: Đồ thị so sánh tỉ số cố kết Cv90 và Cv50 từ TN cố kết truyền thống 33

Hình 3-10: Hệ số cố kết Cv90 từ TN cố kết truyền thống lớp 1a&1b 34

Hình 3-11: Dạng điển hình của đất sét hạt mịn (silty clay) 35

Hình 3-12: Hệ thống dàn tăng tải trong quá trình thí nghiệm CRS 35

Hình 3-13: Hộp nén CRS có đo áp lực nước lỗ rỗng 36

Hình 3-14: Mô hình hộp nén CRS có đo áp lực nước lỗ rỗng 36

Hình 3-15: Hệ thống Loadcell cảm biến đo áp lực đứng tự động 37

Hình 3-16: Đồ thị so sánh tỉ số cố kết Cv90 từ TN nén cố kết và Cv từ TN CRS 38

Hình 3-17: Tỉ số ub/σv từ thí nghiệm CRS 39

Hình 3-18: Hệ số cố kết Cv xác định từ CRS lớp 1a 40

Hình 3-19: Các thiết bị hệ thống xuyên tĩnh điện không dây 41

Hình 3-20: Một số hình ảnh thực tế tại công trường 42

Hình 3-21: Lắp đặt vòng đo ALNLR vào mũi xuyên trong phễu glycerin 44

Hình 3-22: Dữ liệu xuyên CPT trên màn hình 44

Hình 3-23: Bảng số liệu thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng 45

Hình 3-24: Đường cong tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng 46

Hình 3-25: Đồ thị biểu diễn độ lệch ứng suất theo biến dạng 46

Hình 3-26: Giá trị E50 theo Su trong thí nghiệm nén 3 trục CU 47

Hình 3-27: Giá trị Ir được xác định từ đường cong ứng suất – biến dạng trong thí nghiệm nén 3 trục theo Su 47

Hình 3-28: Giá trị Ir xác định từ quan hệ (OCR, Ip) 48

Hình 3-29: So sánh giá trị Ch xác định từ quan hệ (OCR, Ip) với thí nghiệm CU 49

Hình 3-30: Quan hệ (OCR, Ip) với chỉ số cứng Ir từ thí nghiệm CU (Nguồn: Interpretation of In-Situ Tests, P.W Mayne) 50

Hình 3-31: Dạng đường cong xấp xỉ và đường cong tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng đều 51

Hình 3-32: Dạng đuờng cong xấp xỉ và đường cong tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng trễ 52

Hình 3-33: Giá trị OCR theo phương pháp CE-CSSM 52

Hình 3-34: Giá trị Ch theo phương pháp CE-CSSM 53

Hình 3-35: Đường cong tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng tại độ sâu 6.06-15.05m 54

Hình 3-36: Đường cong tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng tại độ sâu 6.07-13.06m 54

Hình 3-37: Đường cong tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng tại độ sâu 6.02-14.12m 55

Hình 3-38: Giá trị Ch theo phương pháp Strain path 55

Hình 3-39: Đồ thị các tỉ số nén (theo thí nghiệm trong phòng và hiện trường)

theo độ sâu 56

Hình 3-40: Tổng hợp hệ số cố kết theo các phương pháp tính khác nhau 57

Hình 3-41: Vị trí thí nghiệm cắt cánh hiện trường 58

Hình 4-1: Sơ đồ vị trí Cảng Sài Gòn Hiệp Phước 62

Hình 4-2: Quá trình gia tải cát khu vực xử lý PVD 63

Hình 4-3: Đóng bấc thấm phạm vi khu vực xử lý 63

Hình 4-4: Thi công trải vải địa kỹ thuật 64

Hình 4-5: Ghi nhận số liệu đo lún sâu và áp lực nước lỗ rỗng 64

Hình 4-6: Quan trắc mực nước ngầm và đo lún mặt 65

Hình 4-7: Các thiết bị quan trắc cơ bản 65

Hình 4-8: Chi tiết bàn đo lún mặt 66

Hình 4-9: Chi tiết mốc quan trắc 67

Hình 4-10: Bộ đo lún sâu bằng nhện từ 67

Hình 4-11: Chi tiết lắp đặt thiết bị đo sâu bằng nhện từ 68

Hình 4-12: Thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung 69

Hình 4-13: Chi tiết lắp đặt đầu đo áp lực nước lỗ rỗng 70

Hình 4-14: Bộ thiết bị đo chuyển vị ngang 70

Hình 4-15: Kết quả đo lún ở vị trí E01 72

Hình 4-16: Kết quả đo ALNLR ở vị trí P02 72

Hình 4-17: Đồ thị biểu diễn độ lún nền theo phương pháp Asaoka ở vị trí E01 73

Hình 4-18: Đồ thị biểu diễn độ lún lớp 1a theo phương pháp Asaoka ở vị trí E01 73

Hình 4-19: Đồ thị biểu diễn độ lún lớp 1b theo phương pháp Asaoka ở vị trí E01 74

Hình 4-20: Đồ thị biểu diễn độ lún nền theo phương pháp Hyperbolic ở vị trí E01 75

Hình 4-21: Đồ thị biểu diễn độ lún lớp 1a theo phương pháp Hyperbolic ở vị trí E01 75

Hình 4-22: Đồ thị biểu diễn độ lún lớp 1b theo phương pháp Hyperbolic ở vị trí E01 76

Hình 4-23: Thiết lập trạng thái ban đầu 84

Hình 4-24: Gán vật liệu 85

Hình 4-25: Thiết lập hệ thống bấc thấm và gia tải chân không 86

Hình 4-26: Áp tải chân không 55 kPa và gia tải đất đắp cao 1m 87

Hình 4-27: Áp tải chân không 55 kPa và gia tải đất đắp cao 0.45m 88

Hình 4-28: Áp tải chân không 55 kPa và gia tải đất đắp cao 0.35m 89

Hình 4-29: Áp tải chân không 55 kPa và gia tải đất đắp cao 0.4m 90

Hình 4-30: Trình tự gia tải 91

Hình 4-31: Xuất kết quả bài toán 92

Hình 4-32: So sánh độ lún giữa kết quả mô phỏng bằng FEM và kết quả quan trắc tại E01-plate, E01-1, E01-2, E01-3 93

Hình 4-33: So sánh ALNLR giữa kết quả mô phỏng bằng FEM và kết quả quan trắc tại P01-1, P01-2, P01-3 94

Hình 4-34: So sánh độ lún từ kết quả mô phỏng bằng FEM trường hợp kx=1.5ky, kx=2ky, kx=3.5ky 95

Hình 4-35: So sánh ALNLR từ kết quả mô phỏng bằng FEM trường hợp kx=1.5ky, kx=2ky, kx=3.5ky 95

Hình 4-36: Thiết lập mô hình ban đầu 97

Hình 4-37: Kết quả tính toán theo mô hình 97

Hình 4-38: Biểu đồ lún theo thời gian của lớp 1a (s~t) 98

Hình 4-39: Biểu đồ độ cố kết theo thời gian của lớp 1a (U~t) 98

Hình 4-40: Biểu đồ ALNLR theo thời gian của lớp 1a (u~t) tại độ sâu -1m, -8m, -16m 98

Hình 4-41: Biểu đồ ứng suất hữu hiệu theo thời gian của lớp 1a (σ’~t) tại độ sâu -1m, -8m, -16m 99

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 2-1: Tốc độ biến dạng phụ thuộc vào LL trong TN CRS (ASTM D4186-89) 7

Bảng 3-1: Bảng tổng hợp khối lượng khảo sát địa chất 29

Bảng 3-2: Tiêu chuẩn đánh giá chất lượng mẫu dựa trên hệ số rỗng chuẩn hóa e/eo (Lunne et al 1997) 30

Bảng 3-3: Bảng tổng hợp số lượng mẫu thí nghiệm nén cố kết 31

Bảng 3-4: Bảng tổng hợp hệ số cố kết của các lớp đất yếu 32

Bảng 3-5: Bảng so sánh hệ số cố kết trong giai đoạn đàn hồi và giai đoạn dẻo 32

Bảng 3-6: Bảng tổng hợp hệ số cố kết từ TN CRS của các lớp đất yếu 37

Bảng 3-7: Giá trị đề xuất u/v của một số nhà nghiên cứu trước đây 39

Bảng 3-8: Đặc trưng kỹ thuật đầu xuyên và tiêu chuẩn kỹ thuật Memocone II 42

Bảng 3-9: Bảng tổng hợp số lượng hố xuyên CPTu 46

Bảng 3-10: Tổng hợp giá trị Ch theo phương pháp tính gián tiếp 49

Bảng 3-11: Tổng hợp giá trị Ir từ quan hệ (OCR, Ip) 49

Bảng 3-12: Tổng hợp giá trị Ch theo phương pháp CE-CSSM 53

Bảng 3-13: Tổng hợp giá trị Ch theo phương pháp Strain path 56

Bảng 3-14: Tổng kết hệ số cố kết theo các phương pháp khác nhau 57

Bảng 3-1: Bảng tổng hợp số liệu VST07 & B4 59

Bảng 3-2: Bảng tổng hợp số liệu VST08 & B5 59

Bảng 3-3: Bảng tổng hợp số liệu VST08 & B6 60

Bảng 4-1: Khối lượng quan trắc 61

Bảng 4-2: Tổng hợp kết quả tính theo phương pháp Asaoka 74

Bảng 4-3: Tổng hợp kết quả tính theo phương pháp Hyperbolic 76

Bảng 4-4: Tổng hợp các kết tính từ quan trắc áp lực nước lỗ rỗng 77

Bảng 4-5: Tổng hợp kết quả tính toán theo phương pháp Asaoka, Hyperbolic và đo áp lực nước lỗ rỗng 77

Bảng 4-6: Bảng thống kê và so sánh tỉ số Ch/ Cv từ TN trong phòng và hiện trường 78

Bảng 4-7: Các thông số nền sử dụng trong mô hình FEM 82

Bảng 4-8: Hệ số thấm quy đổi ở các trường hợp kx=1.5ky, kx=2ky, kx=3.5ky 83

CHƯƠNG 1: MỞ ĐẦU

1.1 Đặt vấn đề

Trong thời kì hội nhập hiện nay, quá trình đô thị hóa và pháp triển dân số đòi hỏi các công trình cơ sở hạ tầng, như : xây dựng dân dụng, công nghiệp, thủy lợi hay giao thông (cầu, đường bộ, bến cảng, sân bay…) được nhà nước quan tâm đầu tư ngày càng nhiều, nhằm thúc đẩy phát triển kinh tế - xã hội Do điều kiện hạn chế về quỹ đất nên đòi hỏi các công trình này phải đặt trên những vị trí (vùng đất yếu) mà trước đây được xem là không thích hợp Những vùng đất yếu có tính chịu tải thấp và thể hiện tính nén lún lớn khi có tải tác dụng Do đó để đảm bảo điều kiện ổn định của nền

và điều kiện bền vững của công trình thì không thể tránh khỏi việc xử lý nền đất trước khi xây dựng nhằm ngăn chặn những thiệt hại gây ra cho công trình

Hiện nay, các biện pháp xử lý nền đất yếu tiên tiến trên thế giới đã được áp dụng vào các công trình trong nước và mang lại nhiều thành công về hiệu quả và thời gian Một trong những phương pháp xử lý nền đất yếu mang lại hiệu quả cao đó là phương pháp cố kết chân không, có hiệu quả nhanh hơn các phương pháp gia tải đơn thuần khác Hiện nay, phương pháp này được kết hợp với nhiều phương pháp xử lý nền khác, như kết hợp với phương pháp gia tải đất đắp để tăng tốc độ lún giảm thời gian

xử lý nền, được áp dụng vào một số công trình:

- Tại nước ngoài: dự án Changi east reclamation project ở Singapore, sân bay quốc tế SBIA ở Thái Lan, Mihara Bypass ở Hokkaido ở Nhật Bản…

- Tại nước ta như: Cảng Quốc tế Cái Mép ở Phú Mỹ-Vũng Tàu, Cảng Container Trung Tâm Sài Gòn - Khu công nghiệp Hiệp Phước…

Một trong các giải pháp được ưu tiên chọn lựa áp dụng cho việc xử lý nền đất yếu khu vực này là bấc thấm (PVD) kết hợp gia tải trước Ở đây, kết quả dự báo tính toán phụ thuộc đáng kể vào giá trị Ch – là đặc trưng cơ lý khi xác định được bằng các phương pháp thí nghiệm thông thường, mặt khác việc gia tải trước cũng làm tăng sức kháng cắt của đất

Do đó, mục tiêu nghiên cứu của đề tài là “Phân tích hệ số cố kết, sự gia tăng sức kháng cắt và độ lún của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không” Hệ số

cố kết ngang của đất sét Ch là một trong những thông số rất quan trọng giúp cho việc tính toán, dự đoán tốc độ lún của đất sét yếu trong công tác xử lý bằng phương pháp

bấc thấm kết hợp gia tải trước trên cơ sở lý thuyết cố kết thấm hai chiều và ba chiều Thông số này được xác định từ thí nghiệm trong phòng và thí nghiệm hiện trường theo nhiều phương pháp khác nhau

1.2 Mục tiêu nghiên cứu

Do đó, mục tiêu nghiên cứu của đề tài là “Phân tích hệ số cố kết, sự gia tăng sức kháng cắt và độ lún của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không” Hệ số

cố kết ngang của đất sét Ch là một trong những thông số rất quan trọng giúp cho việc tính toán, dự đoán tốc độ lún của đất sét yếu trong công tác xử lý bằng phương pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước trên cơ sở lý thuyết cố kết thấm

Đối tượng nghiên cứu bao gồm các mục chính sau đây:

sức kháng cắt thu được từ sự gia tăng ứng suất hữu hiệu

- Xác định Cv từ thí nghiệm nén Oedometer và CRS

- Sự gia tăng sức kháng cắt thu được từ sự gia tăng ứng suất hữu hiệu

- Xác định Ch từ thí nghiệm đo áp lực nước lỗ rỗng của thiết bị xuyên tĩnh điện CPTu theo các phương pháp khác nhau

 Phương pháp tính gián tiếp

 Phương pháp CE-CSSM (Cavity Expension – Critical State Soil Mechanic)

 Phương pháp đường biến dạng (Strain Path)

- Xác định hệ số cố kết Ch từ kết quả phân tích ngược tại hiện trường từ kết quả quan trắc lún và kết quả quan trắc áp lực nước lỗ rỗng (piezometer) theo

3 phương pháp

 Phương pháp Asaoka

 Phương pháp Hyperbolic

 Áp lực nước lỗ rỗng (piezometer)

1.2.3 So sánh, đánh giá kết quả C v và C h trong phòng và ngoài hiện trường 1.2.4 Mô phỏng độ lún theo thời gian và áp lực nước lỗ rỗng so với kết quả quan trắc

1.3 Phạm vi nghiên cứu

Đề tài “Phân tích hệ số cố kết, sự gia tăng sức kháng cắt và độ lún của nền đất yếu được xử lý bằng hút chân không” tại khu vực Cảng Sài Gòn Hiệp Phước – Nhà

Bè dựa trên các hồ sơ báo cáo khảo sát địa chất, hồ sơ báo cáo quan trắc địa kỹ thuật

do Công ty Cổ phần Tư vấn Thiết kế Cảng - Kỹ thuật Biển (PortCoast Consultant) lập:

1 Cảng Sài Gòn Hiệp Phước tại Tp Hồ Chí Minh (Tháng 11/2008)

2 Sử dụng số liệu quan trắc lún khu vực Hiệp Phước (Tháng 10/2010 – 08/2011)

1.4 Phương pháp nghiên cứu

1 Xác định Cv từ thí nghiệm trong phòng theo phương pháp cố kết (odeometer)

và phương pháp cố kết với biến dạng là hằng số (CRS)

So sánh giá trị Cv từ thí nghiệm cố kết và thí nghiệm CRS

2 Xác định Ch (từ CPTu theo kết quả xuyên tĩnh)

So sánh giá trị hệ số cố kết giữa Ch hiện trường và Cv phòng thí nghiệm (TN), để thiết lập tỉ số Ch/Cv thực nghiệm

1.4.2 Xác định sự gia tăng sức kháng cắt không thoát nước của nền đất yếu:

Dựa vào sức chống cắt không thoát nước trước và sau khi xử lý, áp lực hút chân không và đất đấp gia tải, độ cố kết từ đó xác định hệ số gia tăng theo tiêu chuẩn 22TCN262:2000 như sau:

ΔSu= Δσ.U%.m Trong đó:

ΔSu: độ gia tăng sức kháng cắt

Δσ: độ gia tăng ứng suất

U%: độ cố kết

m: hệ số gia tăng

1.4.3 Phân tích độ lún của nền đất từ các số liệu quan trắc tại hiện trường

1 Xác định lún vô cùng Sf , độ cố kết U% và hệ số cố kết Ch từ số liệu quan trắc theo phương pháp Asaoka, Hyperbolic và áp lực nước lỗ rỗng Piezometer

2 So sánh độ lún cuối cùng Sf, mức độ cố kết U% và hệ số cố kết ngang Ch

1.4.4 Sử dụng phần mềm Geo-Sigma:

1 Mô phỏng độ lún theo thời gian so với kết quả quan trắc

2 So sánh áp lực nước lỗ rỗng giữa mô hình với số liệu quan trắc

3 So sánh độ lún giữa lời giải Terzaghi và mô hình

1.5 Ý nghĩa khoa học

1 Ưu điểm của phương pháp xử lý nền bằng cố kết chân không là thi công nhanh, giảm khả năng mất ổn đỉnh nền đất trong thời gian xử lý nền, giảm khối lượng cát gia tải bằng cát đắp truyền thống Nếu tiếp tục nghiên cứu để làm chủ công nghệ thì đây là phương pháp phù hợp, có thể áp dụng phổ biến trong tương lai, thay thế cho phương pháp gia tải truyền thống

2 Ước tính giá trị hệ cố kết Ch khi không có số liệu hiện trường mà chỉ dựa trên

số liệu thí nghiệm trong phòng

3 Ước tính giá trị sức kháng cắt không thoát nước Su từ sự gia tăng ứng suất hữu hiệu ∆σ’v

4 Ứng dụng chỉ cho các công trình có số liệu địa chất tương tự hoặc trong khu vực

CHƯƠNG 2: CƠ SỞ LÝ THUYẾT

2.1 Thí nghiệm cố kết

Các phương pháp xác định Cv từ thí nghiệm nén cố kết

Hệ số cố kết theo phương thẳng đứng (Cv) được xác định theo hai phương pháp thông thường:

- Phương pháp Casagrande hay còn gọi là phương pháp log(t)

- Phương pháp Taylor hay còn gọi là phương pháp t

Phương pháp Casagrande để xác định hệ số Cv tương ứng với độ cố kết 50%

và phương pháp Taylor dùng để xác định được hệ số Cv tương ứng với độ cố kết 90%

2.1.1 Phương pháp Casagrande

Hệ số Cv được xác định dựa trên quan hệ sau:

50

2 v v

t

HT

C  Trong đó:

Tv - hệ số thời gian ứng với độ cố kết 50%, Tv = 0.197

H – chiều dài đường thấm (cm)

t50 - thời gian cần thiết để đạt đến độ cố kết 50% (phút)

Hình 2-1: Xác định hệ số C v theo phương pháp Casagrande

(2.1)

HT

C  Trong đó:

Tv - hệ số thời gian ứng với cố kết 90%, Tv = 0.848

H – chiều dài đường thấm (cm)

t50 - thời gian cần thiết để đạt đến độ cố kết 90% (phút)

Hình 2-2: Xác định hệ số C v theo phương pháp Taylor

Thí nghiệm nén cố kết với tốc độ biến dạng là hằng số (CRS) là thí nghiệm mà biến dạng đứng của mẫu được tác động với tốc độ là hằng số [(H/t) = constant]

và trình bày Hình 2-3 Thực ra, thí nghiệm này được xem như thí nghiệm “tốc độ

chuyển vị là hằng số”, giống với thí nghiệm tốc độ biến dạng là hằng số nếu biến dạng luôn luôn xác định theo chiều cao mẫu ban đầu

Tải trọng trong thí nghiệm CRS được áp vào liên tục phù hợp với tốc độ biến dạng Với tốc độ biến dạng phù hợp, thời gian thí nghiệm cố kết tốn chỉ hơn 26 giờ ứng với biến dạng mẫu là 30% so với 01 tuần của thí nghiệm cố kết tiêu chuẩn

(2.2)

Hình 2-3: Đặc trưng biến dạng không đổi trong thí nghiệm CRS

Bảng 2-1: Tốc độ biến dạng phụ thuộc vào LL trong TN CRS

độ biến dạng của thí nghiệm Ứng suất có hiệu trong mẫu đất không thể tính được bởi

vì không đo được áp lực nước lỗ rỗng trong suốt quá trình thí nghiệm

Sau những đề xuất đầu tiên trong thí nghiệm CRS của Hamilton và Crawford, nhiều phương pháp và khái niệm cải tiến trong thí nghiệm CRS được đề nghị Smith

và Wahls (1969), Wissa (1971), Umehara và Zen, Lee (1981) đã tiến hành phân tích thí nghiệm CRS (Znidarcic 1984) Các nhà nghiên cứu này đã sử dụng khái niệm Hamilton và Crawford như là khái niệm cơ bản để đề xuất ra nhiều phương cách phân tích mới cải tiến và phát triển thí nghiệm CRS

Có rất nhiều phương pháp xác định Cv từ thí nghiệm CRS như phương pháp ASTM D4186, phương pháp Wissa (1971), phương pháp Smith và Wahls (1969), phương pháp Lee (1981)

Theo dự án này chỉ tiện trình bày theo phương pháp ASTM D4186 - 98

Biến dạng dọc trục xác định theo công thức sau:

A: diện tích tiết diện ngang

Ứng suất thẳng đứng có hiệu xác định theo công thức sau:

Trong đó: ub áp lực nước lỗ rỗng thặng dư đo được tại đáy mẫu

Khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư đo được tại đáy mẫu tiến đến 3kPa, công thức xác định hệ số cố kết Cv giữa 2 lần đo xác định theo công thức sau:

Trong đó: v1 ứng suất dọc trục tại thời điểm t1

v2 ứng suất dọc trục tại thời điểm t2

H chiều cao mẫu trung bình giữa t1 và t2

t = t2 - t1

ub áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trung bình giữa t1 và t2

v ứng suất dọc trục trung bình giữa t1 và t2

Khi xác định Cv, tốc độ biến dạng không được thay đổi trong suốt quá trình thí nghiệm

(2.3)

(2.4)

(2.5)

(2.6)

2.2 Xác định C h hiện trường từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng của thiết

bị CPTu

Tiêu tán lỗ rỗng chiếm ưu thế theo phương ngang Hệ số cố kết theo phương ngang Ch từ thí nghiệm với thiết bị piezocone có thể xác định theo 3 phương pháp khác nhau

2.2.1 Phương pháp tính gián tiếp (Phương pháp Teh & Houlsby)

Tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian sau khi dừng cần xuyên trong suốt quá trình tiến hành thí nghiệm CPTu dùng để đánh giá hệ số cố kết ngang Ch, đây là một thông số quan trọng trong việc thiết kế thoát nước và phương pháp này được đề

nghị bởi Teh và Houlsby (1991) theo công thức sau:

50 r 2 h

t

IR

*T

1 Ir = G/Su = E/3Su với G là môđun cắt của đất và E là môđun biến dạng E = E50

tính từ thí nghiệm ba trục CU, Su = cường độ kháng cắt không thoát nước

2 Ir được xác định dựa theo công thức kinh nghiệm theo tương quan kinh nghiệm giữa hệ số quá cố kết và chỉ số dẻo (OCR, Ip) - Keaveny & Mitchell, 1986 -

như sau:

8 0 2 3

p

r

26

)1OCR(1ln1

23

I137expI

2.2.2 Phương pháp CE-CSSM (Cavity Expansion-Critical State Soil Mechanics)

Một phương pháp khác để đánh giá giá trị Ch từ thí nghiệm tiêu tán áp lực

nước lỗ rỗng (ALNLR), Burns & Mayne (1998), đã chứng tỏ phù hợp với hai trường

hợp tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng là đều (monotonic) và trễ (dilatory) Mô hình phân tích này dựa trên khái niệm trương nở hai bên và trạng thái tới hạn (CE-CSSM)

(2.7)

Hình 2-4: Các thành phần chuẩn & lực cắt do tác động bên ngoài của ALNLR

xung quanh đầu cone

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư thu được từ thí nghiệm CPTu trên thực tế là sự kết hợp của hai thành phần ứng suất khác nhau:

u = uoct + ushear (2.9)

Thay cho việc đơn thuần là tìm một điểm trên đường cong tiêu tán áp lực nước

lỗ rỗng thì đường cong liên tục được làm cho phù hợp để đưa ra giá trị hệ số cố kết ngang Ch chung tiêu biểu nhất Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ut tại bất kì thời điểm

t nào cũng có thể so sánh với giá trị ban đầu trong suốt quá trình xuyên (ui = u2-uo) cho bởi công thức sau:

ui = (uoct)i + (ushear)i (2.10)Trong đó:

(uoct)i = (2/3)M’vo(OCR/2)lnIr

(ushear)i = ’vo[1-(OCR/2)]

M = 6sin’/(3-sin’) – Độ dốc của đường trạng thái tới hạn

Độ gia tăng áp lực nước lỗ rỗng

u trong quá trình cắt (CSSM)

Ứng suất bát diện u (SCE)

  Cs/2.3 – chỉ số nở đẳng hướng

Áp lực nước lỗ rỗng tại bất kì thời điểm (t) được xác định từ hệ số thời gian hiệu chỉnh T* theo công thức:

*T50001

)u(

*T501

)u(

h)IR

tC

Hình 2-5: Giá trị ALNLR thặng dư với log(t) theo phương pháp CE-CSSM

2.2.3 Phương pháp đường biến dạng (Strain path)

Biểu đồ chuẩn hóa được trình bày với áp lực lỗ rỗng thặng dư tiêu chuẩn U tại

thời gian t trong Hình 2-6 như sau:

o i

o t i

t

uu

uuu

uU

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Teh và Houlsby (1991) đã đề xuất mối quan hệ giữa hệ số thời gian T* và hệ

số cố kết ngang Ch được ứng tính thông qua áp lực nước lỗ rỗng thu được từ CPTu kết hợp với việc xem xét chỉ số độ cứng Ir (= G/Su = E/3Su) từ thí nghiệm 3 trục CU cho bởi công thức sau:

r 2

h

IR

tC

*

T  (2.14)

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu chuẩn được chuẩn hóa dựa trên nhân tố thời gian hiệu chỉnh T* như sau:

Từ phương trình trên, ta nhận được đường cong xấp xỉ với số liệu đo như

Hình 2-6: Đường cong tiêu táp áp lực nước lỗ rỗng (Teh & Housby, 1991)

2.2.4 Hoán chuyển giá trị Ch từ thí nghiệm CPTu sang Ch ở trạng thái cố kết thường

Nói chung, các giá trị Ch tính được từ thí nghiệm CPTu theo các phương pháp khác nhau tương ứng trạng thái quá cố kết (OC) Vì vậy ta cần phải chuyển các giá trị Ch ở trạng thái OC thành các giá trị Ch ở trạng thái cố kết thường (NC) Phương

pháp được đề nghị bởi Baligh và Levadoux (1986) dựa trên mối quan hệ sau đây:

)CPTu(CCR

RR)NC(

(2.15)

Trong đó:

o

e1

CrRR



o

e1

CcCR

Hệ số cố kết theo phương ngang Ch là một thông số rất quan trọng trong việc

dự đoán tốc độ lún của đất sét yếu trong xử lý nền đất yếu bằng phương pháp bấc thấm kết hợp với gia tải trước.Việc dự đoán đúng phụ thuộc vào sự lựa chọn các thông số tính toán của người kỹ sư thiết kế

Vì thế, các kỹ sư phải kiểm tra lại các ứng xử của đất bằng các thiết bị quan trắc về lún, áp lực nước lỗ rỗng, cho phép tính toán ngược xác định thông số Ch từ các kết quả đo

2.3.1 Phân tích các dữ liệu từ các thiết bị quan trắc

Nghiên cứu các thông số cố kết nêu trên giúp ta lựa chọn các giải pháp thiết

kế, chọn ra phương pháp và lập ra một kế hoạch thi công hợp lý, loại trừ tối đa các

sự cố hoặc sai số lớn có thể xảy ra Tuy nhiên, để nghiên cứu các hiện tượng thực tế đang diễn ra trong quá trình thi công và sau khi đưa công trình vào khai thác cần tiến hành công tác quan trắc và kiểm tra Có các phương pháp khác nhau để đánh giá và kiểm tra được trạng thái làm việc của nền móng là phù hợp với kết quả tính toán trong những khoảng thời gian thi công như nhau Mức độ thay đổi có thể được quan trắc

và đánh giá thông qua theo từng giai đoạn của dự án Đánh giá độ cố kết và hệ số cố kết Cv và Ch thông qua các hiện tượng quan trắc như độ lún biến đổi theo thời gian

và áp lực nước lỗ rỗng biến đổi theo thời gian là cách thực hiện phổ biến hiện nay

2.3.1.1 Quan trắc độ lún

Mục đích của quan trắc lún là thể hiện được tiến trình lún thực tế của đất đắp trên nền đất yếu theo thời gian ấn định trong quá trình và sau khi kết thúc thi công như dự báo Có hai phương pháp dùng để đo đạc trong quá trình quan trắc lún là đo lún mặt (Settlement Plate) và đo lún sâu (Extensometer)

Độ cố kết trung bình có thể được xác định một cách đơn giản dựa trên cơ sở lún Độ cố kết trung bình tại thời điểm t sau khi chất tải được định nghĩa bằng tỷ số của độ lún ở thời điểm t và độ lún sau khi cố kết thấm kết thúc

Trong đó:

U(%) = độ cố kết

St = độ lún ở thời điểm t

Sult = độ lún ổn định sau khi cố kết thấm kết thúc

Đối với các công trình xây dựng trên nền đất yếu, việc dự đoán cường độ và tốc độ lún từ các thông số thiết kế ở công tác khảo sát trước đó Từ kết quả đo lún và

dự đoán độ lún ổn định sẽ xác định được độ cố kết

Để dự đoán chính xác hơn độ lún ổn định từ các dữ liệu quan trắc có thể được

tính toán bằng cách phân tích các dữ liệu đo lún Theo báo cáo của Tan (1993) thì

phương pháp hyperbolic là phương pháp thích hợp để dự đoán lún cho việc xử lý nền đất bằng thiết bị tiêu nước thẳng đứng nếu hệ số mái dốc hiệu chỉnh có liên quan đến

hệ số thoát nước và bề dày của nó Đề xuất của Asaoka (1978) là phương pháp dự

đoán lún dựa trên dữ liệu quan trắc lún và điều chỉnh đường cong đó

2.3.1.2 Đo áp lực nước lỗ rỗng (Piezometers)

Thiết bị Piezometer hay còn gọi là đầu đo áp lực nước lỗ rỗng thường được sử dụng để đo áp lực lỗ rỗng trong đất nằm dưới và chịu tác động của một đất đắp Áp lực thủy tĩnh được xác định dựa vào các giếng quan trắc mực nước đặt ở khu vực đo

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trung bình có thể được định nghĩa bằng tỉ số giữa áp lực nước lỗ rỗng tại thời điểm “t” trên áp lực nước lỗ rỗng ban đầu theo công thức sau Vì vậy, độ cố kết có thể được định nghĩa như sau:

i

t

u

u1

(%)U

ut = áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại thời điểm t

ui = áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ban đầu ở thời điểm chất thêm tải

2.4 Phân tích ngược từ dữ liệu quan trắc lún

Có rất nhiều các phương pháp tính toán độ cố kết theo công thức kinh nghiệm đã được nghiên cứu, ở đây chỉ xét các phương pháp sau:

- Độ cố kết theo phương pháp Asaoka (Asaoka, 1978)

- Độ cố kết theo phương pháp Hyperbolic (Tan và Chew, 1996)

- Độ cố kết theo áp lực nước lỗ rỗng

2.4.1 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo phương pháp Asaoka (Asaoka, 1978)

Phương pháp này được sử dụng để dự đoán độ lún vô cùng Asaoka (1978) thể hiện

cố kết lún 1 chiều ở khoảng thời gian (∆t) có thể được mô tả xấp xỉ

𝛿𝑛 = 𝛽0+ 𝛽1 𝛿𝑛−1 Với δ1, δ2, …, δn là độ lún quan trắc, δn biểu thị độ lún ở thời gian tn, ∆t= (tn - tn-1) là khoảng thời gian Công thức (1) có thể nhìn thấy rằng β0, β1 lần lượt là hằng số cắt trục tung của đường thẳng với trục δn và độ dốc của đồ thị Độ lún vô cùng được xem xét trong phạm vi khi δn= δn-1= δult có thể được tính toán

𝛿𝑢𝑙𝑡 = 𝛽0

1 − 𝛽1

Sự ước tính hệ số cố kết hiện trường, tác giả Magnan và Deroy (1980) chỉ ra rằng Cv,

Ch hiện trường có thể ước tính theo công thức sau:

2 1

De là đường kính ảnh hưởng của bấc thấm

+ Nếu bố trí bấc thấm theo lưới ô vuông thì De = 1.13S

+ Nếu bố trí bấc thấm theo lưới tam giác thì De = 1.05S

n – tỉ số khoảng cách thoát nước n= De /d

d – đường kính tương đương của bấc thấm

 t - khoảng cách thời gian giữa hai lần quan trắc

(2.20)

(2.21)

(2.22)

(2.23)

𝛿900.9Phương pháp này cũng được định nghĩa cho thời gian cho độ cố kết 60% và 90% (t60 và t90) cho kết hợp độ cố kết ngang trong hệ thống thoát nước đứng (bấc thấm đứng), có thể dự đoán hệ số cố kết trung bình ngoài hiện trường Ch, giả định rằng có giá trị Cv được biết từ thí nghiệm nén cố kết trong phòng thí nghiệm dự trên mẫu nguyên dạng tốt tại hiện trường

Hệ số độ dốc  theo lý thuyết Terzaghi là 0.821 ứng với đất nền đồng nhất Tuy nhiên trong thực tế i nhỏ hơn 0.821 (đối với nền nhiều lớp) Do đó, tác giả Tan (1995) đã nghiên cứu thông số này và chỉ ra rằng i phụ thuộc vào n, tỉ số H/De và

Ch/Cv được thể hiện trên hình:

(2.24)

Hình 2-8: Biểu đồ xác định hệ số độ dốc (i) phụ thuộc vào n, tỉ số H/D e và C h /C v

cho trường hợp bấc thấm

Trong trường hợp thoát nước đứng, Uv sẽ hiếm khi vượt quá 50% Cho nên ở U60 và

U90 cho kết hợp được biết đến, Uv có thể được tính toán từ lý thuyết Terzaghi (cố kết đứng)

4 v

v

T U



 với v2 0.2

v

c t T H

2 2

8

1 exp

4

v v

c t T D

U=1-(1-Uh)(1-Uv) Giá trị Cv xác định từ thí nghiệm cố kết trong phòng, sau đó tính toán Uv Sử dụng công thức Carillo, xác định Uh ứng với thời gian t60 hoặc t90 bằng cách thay U=0.6 hoặc 0.9 Từ công thức công thức của Hansbo, xác định giá trị Ch tương tứng với t60

hoặc t90 ứng với U=0.6 hoặc 0.9 được cho bởi công thức:

𝐶ℎ =−𝐷𝑒

2𝜇ln⁡(1 − 𝑈ℎ)8𝑡

(2.25)

(2.26)

(2.27)

(2.29) (2.28)

(2.30)

Với t=t60 hoặc t90

Đặc điểm đường hyperbol trên là hơi cong phân đoạn đầu (khi chưa đạt độ cố kết 60%) và tuyến tính khi đạt độ cố kết trên 60% (giữa U60 và U90) Phần đoạn thẳng tuyến tính này có phương trình như sau:

v v

T T

Trong đó, α là độ dốc và β là phần đoạn thẳng chắn trục tung của đồ thị hyperbol

Hình 2-9: Phương pháp Hyperbolic theo lý thuyết Terzaghi

Khi có số liệu quan trắc hiện trường sẽ nhận được đồ thị thể hiện độ lún (δ) theo thời gian (t) như bên dưới

Hình 2-10: Phương pháp Hyperbolic theo số liệu quan trắc hiện trường

2.4.3 Lý thuyết tính toán độ cố kết theo áp lực nước lỗ rỗng

Để xác định áp lực nước lỗ rỗng của đất nền chịu tác động của khối đất đắp được tiến hành nhờ thiết bị piezometer (đầu đo áp lực nước lỗ rỗng) nhằm đánh giá

(2.31)

chế độ thủy lực nằm tại nội thân của khối đất nền và độ cố kết của các lớp đất khác nhau

Với trường hợp chỉ tiêu nước hướng tâm, lời giải của Barron (1948) trong điều

kiện lí tưởng (không bị xáo động và không có sức cản của giếng) như sau:

T8exp1

(%)U







Trong đó:

ut = áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tại thời điểm t

ui = áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ban đầu ở thời điểm chất thêm tải và Uh

bên trên ta có mối quan hệ sau:

T8exp1u

u

i t

Aboshi và Moden (1936) (dùng cho xử lý bằng bấc thấm PVD) đề nghị phương pháp dựa trên đường cong logU theo thời gian t Phương pháp này phát triển bằng cách lấy log hai vế từ phương trình trên ta được lời giải như sau:

8

( )

h T U

e

C t T

D



Đặt

)n(FD

C474.3

2 e

Giá trị  chính là hệ số độ dốc được tính dựa trên đồ thị quan hệ giữa logU theo thời gian t Có được giá trị  ta sẽ tính ngược giá trị Ch

Hình 2-11: Phương pháp Aboshi và Monden (1963) dùng để xác định giá trị C h

2.5 Phương pháp mô phỏng mô hình bấc thấm

2.5.1 Đường kính tương đương

Hansbo (1979) đề nghị đường kính tương đương bấc thấm có thể xác định theo công thức sau:

2

w

a b d

2.5.2 Khả năng thoát nước

Mục đích của việc sử dụng bấc thấm là làm tiêu tán nhanh áp lực nước lỗ rỗng

và tháo nước lỗ rỗng trong nền đất yếu ra ngoài Vì vậy khả năng thoát nước của bấc thấm càng cao thì hiệu quả của bấc thấm càng lớn

2.5.3 Vùng ảnh hưởng của giếng thấm

Thời gian để đạt được độ cố kết là hàm số phụ thuộc vào bình phương đường kính có hiệu de của giếng thấm Thông số này có thể được khống chế theo ý muốn vì

nó phụ thuộc vào khoảng cách giữa các giếng thấm và sơ đồ bố trí giếng thấm Giếng thấm thường được bố trí theo sơ đồ lưới hình vuông hoặc tam giác đều

Hình 2-13: Sơ đồ bố trí bấc thấm trong nền

Đường kính vùng ảnh hưởng của giếng thấm được xác định như sau:

 de = 1,13S lưới hình vuông

 de = 1,05S lưới tam giác

với S – là khoảng cách giữa các giếng thấm

2.5.4 Vùng xáo trộn

Một yếu tố cần được xét đến trong quá trình tính toán sự làm việc của bấc thấm, đó là ảnh hưởng của vùng xáo trộn trong công tác thi công bấc thấm Vùng xáo trộn (smear zone) này sẽ gây ảnh hưởng đến quá trình thoát nước do làm thay đổi hệ

số thấm nguyên thủy của đất, dẫn đến thay đổi độ cố kết của nền Thông thường bấc thấm được thi công bởi một ống thép chuyên dùng, ống thép được thiết kế sao cho giảm tối đa sự xáo trộn cho nền đất

Với mục đích thiết kế, Jamiolkowski và Lancellotta (1981) đưa ra công thức tính đường kính vùng xáo trộn như sau:

5 62

m s

 là đường kính tương đương của ống thép

Với - bề rộng ống thép; l- bề dài của ống thép

Hình 2-14: Vùng đất bị xáo trộn xung quanh ống Mandrel (Bergado, 1996)

2.5.5 Phương pháp khối đất tương đương

Các bấc thấm (PVD) được lắp đặt vào vùng đất cần gia cố có hệ số thấm đứng lớn giúp cho nước có thể thoát ra dưới tác dụng của tải ngoài, như vậy sẽ tăng tính thấm đứng của vùng đất yếu Do đó có thể thiết lập giá trị thấm đứng tương đương cho đất bằng công thức kết hợp giá trị thấm đứng của đất tự nhiên và thấm ngang đối với các PVD, để mô phỏng vùng đất có bấc thấm bằng vùng đất có hệ số thấm tương đương Chai và Miura (1995) đã đưa ra công thức tính hệ số thấm tương đương dựa trên giả thiết sau đây:

 Sự cố kết của đất nền có bấc thấm là đẳng hướng Như vậy, lý thuyết cố kết đẳng hướng có thể được sử dụng để thể hiện sự cố kết theo phương đứng và các lý thuyết của Hansbo (1979) thể hiện cố kết hướng tâm được sử dụng

 Độ cố kết chung kết hợp giữa cố kết hướng đứng và cố kết hướng tâm được tính theo Scott (1963)

Để có được một biểu thức một chiều cho thấm dọc tương đương, một công thức gần đúng để tính độ cố kết theo hướng thẳng đứng được đề xuất như sau:

ks – Là hệ số thấm ngang của vùng đất bị xáo trộn

l – Là chiều dài đường thoát nước; qw – Là lưu lượng thấm

de – Là đường kính vùng ảnh hưởng bấc thấm

ds – Là đường kính vùng xáo trộn bấc thấm

2.5.6 Phương pháp bài toán đối xứng trục

Hệ số thấm ngang tương đương trong một phần tử drain (Lin và công sự, 2000)

ln

e h

e

r k r k