Đang tải... (xem toàn văn)
Ở Việt Nam còn quá ít công trình xử lý nền bằng phương pháp cố kế chân không. Tuy nhiên phương pháp cố kết chân không đã được sử dụng để xử lý nền cho công trình cảng SITV dọc theo sông Thị Vải. Công tác quan trắc đã được tiến hành đầy đủ và cẩn thận để rút ra những kết luận được sử dụng như những hướng dẫn, kinh nghiệm cho những công trình tương tự kế tiếp. Mời các bạn cùng tham khảo!
Hiệu phơng pháp cố kết chân không kết hợp với gia tải trớc đất yếu khu công nghiệp Phú Mỹ Trần Quang Hộ*, Trịnh Thị Thùy Dơng**, Võ Minh Thắng** Tóm tắt: Việt Nam công trình xử lý phơng pháp cố kết chân không Tuy nhiên phơng pháp cố kết chân không đà đợc sử dụng để xử lý cho công trình cảng SITV dọc theo sông Thị Vải Công tác quan trắc đà đợc tiến hnh đầy đủ v cẩn thận để rút kết luận đợc sư dơng nh− nh÷ng h−íng dÉn, kinh nghiƯm cho nh÷ng công trình tơng tự Abstract There are too few study cases about vaccum cosolidation in Viet Nam Vaccum consolidation has been applied as a preloading method for SITV Terminal Soil Improvement along Thi Vai river in the South of Viet Nam Monitoring was carried out during and after the construction Monitoring data were back analysised to draw conclusions which will be used as past experiences and guide lines for next similar projects diện tích l 33.57ha đợc phân nhiều Mô tả công trình khu vực nhỏ để xử lý đợt Khu vực FP1 Cảng SITV đợc xây dựng dọc theo sông Thị đợc chọn lm thử nghiệm trờng, Hình Vải Phần bờ cần phải đợc xử lý Hình 1: Vị trí xây dựng Địa chất khu vực Tình hình địa chất khu vực xây dựng đợc mô tả theo lớp đất v đợc trình by Bảng * Trờng Đại học Bách Khoa Tp.Hồ Chí Minh ** Công ty Cổ phần T vấn Thiết kế Cảng Kỹ thuật Biển (PortCoast) Bảng 1: Chỉ tiêu lý cđa ®Êt nỊn H w γw e wL IL % IP Cc Cv m2/yr m % g/cm % 3.0~3.6 55.5 1.67 1.485 51.9 1.07 27.6 0.330 4.4 5.0~5.6 82.5 1.50 2.287 88.1 0.82 49.9 - - 7.0~7.6 73.9 1.55 2.044 74.2 0.89 43.9 0.833 2.0 9.0~9.5 72.4 1.57 1.986 80.0 0.91 45.3 1.808 0.9 12~12.6 68.0 1.59 1.847 70.2 0.95 37.6 0.699 1.3 14~14.7 61.4 1.64 1.666 65.1 1.01 37.1 0.916 1.8 4.1 §é lón §é lón cè kÕt sơ cấp đợc quan trắc bn đo lún suốt thời gian hút chân không l 1.623m đến 2.060m v độ lún trung bình l 1.774m Sau xả áp lực hút chân không độ nở l 1,8cm Các đờng cong lún từ kết quan trắc v từ tính toán đợc trình by Hình 3 Phơng pháp hút chân không Khu vực FP1 đợc thử nghiệm với phơng pháp cố kết chân không cộng với gia tải trớc Nền bên dới đà đợc xử lý b»ng bÊc thÊm dμi 35m bè trÝ theo l−íi tam giác với khoảng cách l 1.2m áp lực hút chân không đợc thực ngy 22/10/2008 Sau áp lực hút chân không ổn định với áp lực l 80kPa đợc gia tải trớc với chiều cao 2.5m cát bên mn kín khí bao quanh khu vực hút chân không Nền chịu tác dụng đủ tải hút chân không v gia tải trớc kể từ ngy 17/12/2008 Nền đợc dỡ tải v xả áp lực hút chân không vo ngy 23/3/2009 Tổng cộng thời gian đợc cố kết trớc l 152 ngy Kết quan trắc Mặt bố trí thiết bị đo v vị trí thí nghiệm hiƯn tr−êng tr−íc vμ sau xư lý H×nh 3: Lún từ kết quan trắc & tính toán Để xác định thời gian phải hút chân không v gia tải trớc, phơng pháp Asaoka đợc sử dụng để xác định độ lún cố kết sơ cấp cuối cách vẽ biểu đồ quan hệ độ lún Si ë thêi ®iĨm t vμ ®é lón Si-1 ë thêi điểm t+t Bằng phơng pháp thống kê tuyến tính xác định phơng trình đờng quan hệ dạng đờng thẳng nh sau: Si = + β1Si −1 (1) §é lón ci cïng cđa nỊn lμ ®é lón lócSi =Si-1 cã nghÜa lμ vÏ ®−êng 450 xác định độ lún cuối , Hình Đo lún mặt Đo áp lực nớc lổ rỗng Đo lún sâu Đo chuyển vị ngang Quan trắc mực nớc ngầm Mốc quan trắc Cắt cánh trớc xử lý Cắt c¸nh sau xư lý Lỉ khoan tr−íc xư lý Lỉ khoan sau xư lý CPTU sau xư lý §−êng Asaoka Độ lún cuối Hình 2: Mặt xử lý & quan trắc Hình 4: Biểu đồ Asaoka xác định độ lún : giá trị lún ban đầu (sau ngy đầu quan trắc) : độ dốc đờng Asaoka β1 Theo tÝnh to¸n thiÕt kÕ d−íi t¸c dơng cđa áp lực hút chân không 80kPa kết hơp 2.5m cát gia tải yêu cầu phải đạt đến độ cố kết 85% dỡ tải Giả thiết độ lún tức thời Si = 0.1Sc v phải đạt 85% độ lún cố kết Sc độ lún yêu cầu lúc dỡ tải đợc xác định nh sau: S t arg et = S fp (10% + 90%.85% ) = 0,865S fp (2) us = wz -80 : đờng áp lực hút chân không độ sâu z (áp lực hút chân không 80kPa) w : dung trọng đơn vị nớc : áp lực gia tải trớc Bảng 3: Độ cố kết tính theo áp lực nớc lỗ rỗng z P h us u0 uf s Uaverage m kPa m kPa kPa kPa kPa % P01-1 -0.4 80 4.5 -35 34.9 -16.17 84.76 P01-2 -2.4 80 6.5 -15 56.0 35.38 84.76 P01-3 -5.4 80 9.5 15 92.5 84.5 84.76 P01-4 -10.4 80 14.5 65 134.7 97.88 84.76 P01-5 -13.4 80 17.5 95 163.5 133.66 84.76 P01-6 -17.4 80 21.5 135 200.0 147.23 84.76 Vi trÝ 73.03 Starget : độ lún yêu cầu : độ lún cuối theo Asaoka Sfp Kết tính toán từ vị trí đo lún nh sau: Bảng 2: Kết phân tích theo phơng pháp Asaoka Số hạng Đơn vị SP01 SP02 SP03 SP04 SP05 Tr.b×nh Th.gian ngμy 152 152 152 152 152 152 Sfp cm 183.0 203.0 205.3 246.4 198.2 207.2 0.907 0.916 0.921 0.922 0.911 0.915 β1 β0 cm 17.0 17.2 16.3 19.2 17.7 17.5 Starget(85%) cm 158.3 175.6 177.6 213.1 171.4 179.2 Simax cm 162.3 174.1 171.4 206.0 173.2 177.4 U % 88.7 85.7 83.5 83.6 87.4 85.8 4.2 áp lực nớc lổ rỗng Hình cho thấy áp lực nớc lổ rỗng giảm suốt trình hút chân không Khi bắt đầu tác dụng áp lực hút chân không áp lực nớc bề mặt giảm cách nhanh chóng v chiều sâu vùng ảnh hởng áp lực hút chân không đến cao trình -17.4m Khi gia tải thêm áp lực nớc lổ rỗng tăng từ 14kPa đến 31kPa vị trí piezometer P011 đến P01-5 Tuy nhiên sau áp lực lổ rỗng giảm xuống cách nhanh chóng ảnh hởng áp lực hút chân không Độ cố kết trung bình tính sở áp lực nớc lổ rỗng đợc tính theo công thức nh sau: U average = − ∫ [u (z ) − u ]dz f s ∫ [u (z ) + Δσ − u ]dz (3) s Trong đó: uf : áp lực nớc lổ rỗng vo thời điểm tính toán So sánh với độ cố kết tính theo độ lún quan trắc v độ lún cuối theo phơng pháp Asaoka độ cố kết tính theo áp lực lổ rỗng cho kết nhỏ Điều ny đà dự đoán trớc xử lý Kết tính theo độ lún đáng tin cậy Kết tính theo áp lực nớc lổ rỗng nhỏ nguyên nhân sau: Trong thực tế trình từ biến xảy đồng thời với cố kết sơ cấp, hạt đất có xếp trở lại áp lực lổ rỗng khó tiêu tán v tồn giá trị lớn áp lực lổ rỗng đợc đo điểm độ sâu khác không đại điện đợc cho ton lớp đất nh cho chiều dy lớp đất Trong trình lắp đặt piezometer phải khoan hố khoan Các hố khoan đợc giữ thnh bentonite v lấp lại sét hai piezometer Cho nên vật liệu lấp hố khoan không giống với địa chất ban đầu Việc quan trắc lún năm bn đo lún vị trí khác ton bề mặt vùng xử lý kết tính đại điện cho ton khu vực m không chịu ảnh hởng chiều dy nh điều kiện địa chất lớp đất bên dới Đối với sét cố kết thờng độ cố kết tính theo độ lún lớn so với độ cố kết tính theo áp lực nớc lỗ rỗng (Tavenas, 1979a) áp lực nớc lổ rỗng giảm dần [kPa] Cao độ [m] Tải trọng [kPa] Chuyển vị ngang [mm] Hình 5: áp lực nớc lỗ rỗng quan trắc -100 100 200 300 400 Us Hình 7: Kết quan trắc chuyển vị ngang Uo Uf sõu [m] 10 Uo +Dσ 15 20 25 Áp lực nước lổ rng [kPa] Hình 6: Mức độ cố kết tính từ kết quan trắc áp lực nớc lỗ rỗng 4.3 Chuyển vị ngang Từ kết đo trờng, Hinh 7, đà cho thấy chuyển vị ngang hớng phía khu vực đợc xử lý m không chuyển vị ngoi nh trờng hợp gia tải thờng thấy Hơn cố kết chân không kèm với gia tải trớc chuyển vị ngang đà đợc bù trừ v có giá trị không lớn nh thờng thấy công trờng xử lý phơng pháp gia tải trớc Kết phân tích ngợc Vì trình thi công bấc thấm đất xung quanh bị xáo trộn lm giảm hệ số thÊm ngang cho nªn hƯ sè thÊm ngang vïng xáo trộn thờng đợc giả thiết v đờng kính vùng đất bị xáo trộn đợc giả thiết Việc giả thiết nh có phần chủ quan v thiếu sở thực nghiệm Mục đích việc phân tích ngợc l bỏ tính chủ quan m kể đến xáo trộn đất lần phân tích Đặc biệt kết phân tích ngợc hợp lý phân tích lần phần mềm tính toán cố kết thấm bấc thấm m không mô đợc vùng đất bị xáo trộn nh phần mềm Plaxis chẳng hạn Thật kết đo ngoi trờng đà có ảnh hởng xáo trộn phân tích ngợc xác định hệ số cố kết thấm Ch từ lời giải Hansbo (1981) hệ số F cần kể đến ảnh hởng tỉ số Fn = de/dw, kể đến hệ số Fs nh Fr m giá trị chúng thực ®óng víi thùc tÕ ë ngoμi c«ng tr−êng (thùc l giả thiết) giá trị tính toán đợc Ch xem nh đất tự nhiên 5.1 Phân tích ngợc hệ số cố kết thấm Ch theo độ lún Hệ số cố kết thấm theo phơng ngang đợc phân tích ngợc theo phơng trình: C h = d e2 F ln (β1 ) 8Δt (4) ⎛d F = ln⎜⎜ e ⎝ dw ⎞ ⎟⎟ − 0.75 ⎠ Trong đó: Bảng 5: So sánh phơng pháp Bảng 4: Hệ số cố kết thấm đợc phân tích ngợc Plate s de dw SP1 SP2 SP3 SP4 SP5 Trung b×nh cm 120 120 120 120 120 120 cm 126 126 126 126 126 126 cm 5.2 5.2 5.2 5.2 5.2 5.2 β1 F 2.438 2.438 2.438 2.438 2.438 2.438 0.907 0.915 0.921 0.922 0.911 0.915 Δt day 7 7 7 Ch Môc m2/yr 2.42 2.19 2.05 2.02 2.33 2.20 Bắt đầu Ngy tính Thời gian Ch Cv U 5.2 Phân tích ngợc hệ số cố kết thấm Ch theo áp lực nớc lổ rỗng Hệ số cố kết thấm theo phơng ngang đợc phân tích ngợc theo phơng trình: Fn d e2 ln (1 U h ) Ch = = 1.81m / yr 8t ⎛d Fn = ln⎜⎜ e ⎝ dw Trong ®ã: (5) ⎞ ⎟⎟ − 0.75 ⎠ Uh = Uaverage t = 152 ngy Vì Uh đợc tính toán từ số liệu quan trắc kết tính Ch đà có ảnh hởng đất xáo trộn tính toán lại Uh sử dụng F = Fn 5.3 HÖ sè cè kÕt thÊm Ch theo sè liƯu thÝ nghiƯm hiƯn tr−êng tr−íc thi công Mức độ cố kết theo lý thuyết đợc tính tõ hƯ sè cè kÕt nh− c«ng thøc sau U = − (1 − U v )(1 − U h ) (6) ⎛ − 8Th ⎞ ⎟ ⎝ F ⎠ Trong ®ã: U h = − exp⎜ Th = Ch t ; F = Fn + Fs + Fr ; d e2 3n − n2 ( ) ln − n ; n2 −1 4n ⎡⎛ k ⎞ ⎤ ⎛ d ⎞ k Fs = ⎢⎜⎜ h ⎟⎟ − 1⎥ ln⎜⎜ s ⎟⎟ ; Fr = πZ (L − Z ) h qw ⎣⎢⎝ k s ⎠ ⎦⎥ ⎝ d w ⎠ Fn = Uv = Tv π ; Tv = Cv t H d2 kh = ; ds = 0.061m ks Đơn vị ThÝ nghiÖm Ngμy m2/yr m2/yr % 152 1.86 1.14 74.9 PP Asaoka (trung b×nh) 22-Oct-08 23-Mar-09 152 2.20 1.10 85.8 PP áp lực lổ rỗng (P01) 22-Oct-08 23-Mar-09 152 1.81 0.91 73.0 Từ bảng phân tích nhận thấy độ cố kết tính theo công thức lý thuyết l dựa áp lực nớc lỗ rỗng kết tính có phần gần với kết cố kết tính theo áp lực lổ quan trắc trờng 5.4 Phân tích ngợc hệ sè nÐn thø cÊp Cαε VÊn ®Ị lón cè kÕt thø cÊp hay lón tõ biÕn vÉn cßn tiÕp tơc nhiều tranh cải chuyên gia học đất l lún từ biến bắt đầu xảy no Có ba giả thiết khác nhau: - Giả thiết cỉ ®iĨn lμ lón cè kÕt thø cÊp (hay lón tõ biÕn) x¶y sau kÕt thóc lón cè kết sơ cấp - Giả thiết thứ hai l xem tợng cố kết sơ cấp v cố kết thứ cấp xảy đồng thời v ảnh hởng tơng hổ lẫn - Giả thiết thứ ba l tợng cè kÕt thø cÊp x¶y sau øng suất có hiệu vợt qua áp lực tiền cố kết, có nghĩa l lúc đất trở nên cố kết thờng Trong phân tích ny giả thiết thứ đợc sử dụng v độ lún cố kết thứ cấp đợc xác định theo công thức quen thuộc sau: Ss = C αε H log(t / t p ) (7) Trong ®ã Cαε lμ hƯ sè nÐn cè kÕt thø cÊp, lμ thêi gian kÕt thóc cè kÕt thø cÊp, H lμ chiỊu dμy nÐn lón LÊy vi phân biểu thức theo t v xấp xỉ gần sai phân có đợc S S = Cαε H Δt Δt = 0.4343Cαε H ln(10)t t (8) Giá trị 0.4343 CH l độ dốc đoạn đờng thẳng (giai đoạn từ biến) quan hệ tốc độ lún (SS/t) theo nghịch đảo thời gian (1/t) nh− H×nh FP-1 - SP01 [Cấp tải cuối] 0.10 y = 11.124x - 1.0068x + 0.0605 R2 = 0.9004 0.09 0.08 Tốc độ lún [m/tuần] Sresidual = Sremain+SS = = 1.8+13.4 = 15.2cm/20năm < 20cm/20năm 0.07 0.06 0.05 0.04 y = 0.0389x + 0.0359 0.03 0.02 0.12 0.11 0.10 0.09 0.08 1/t 0.07 0.06 0.05 0.04 H×nh 8: HƯ sè lón tõ biÕn t×nh tõ tèc độ lún Độ dốc đờng thẳng l 0.0389 C = 0.004m2/năm Với kết đà tính ®é lón cè kÕt thø cÊp sau thêi gian 20 năm l: SS = CHlog(t/tp) = 13.4cm/20năm Theo yêu cầu độ lún d Sresidual sau 20 năm kể từ dỡ tải nhỏ 20cm Độ lún d độ lún lại Sremain cộng với độ lún cố kÕt thø cÊp, Ss: 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 Để đánh giá hiệu việc cố kết chân không, sau dỡ tải công tác khoan khảo sát thí nghiệm phòng nh ngoi trờng đợc tiến hnh Các mẫu đất lấy từ công trờng đợc tiến hnh thí nghiệm tất tiêu Ngoi công trờng thí nghiệm xuyên tĩnh nh cắt cánh đợc tiến hnh vị trí cho loại thí nghiệm nh Hình 6.1 Kết thí nghiệm phòng Từ kết thí nghiệm phòng đà cho thấy hệ số rỗng đà giảm, Hình 9, độ ẩm giảm, Hình 10, dung trọng ẩm, Hình 11 nh dung trọng khô, Hình 12 gia tăng 2.4 10 0.0 0.0 2.0 2.0 4.0 4.0 6.0 6.0 Độ sâu, [m] Độ sâu, [m] 1.0 Các tiêu học sau xö lý 8.0 10.0 12.0 20 30 40 50 60 70 80 Độ ẩm - Sau xử lý Độ ẩm - Trước xử lý 8.0 10.0 12.0 14.0 14.0 Hệ số rỗng - Sau xử lý 16.0 Hệ số rỗng - Trước xử lý 16.0 18.0 18.0 Hệ số rỗng Hình 9: Hệ số rỗng theo độ sâu m [%] Hình 10: Độ ẩm theo độ sâu 90 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2 0.8 0.0 2.0 1.4 1.6 Dung trọng khô - Sau xử lý 4.0 Dung trọng ướt - Trước xử lý 6.0 Dung trọng khô - Trước xử lý 6.0 Độ sâu, [m] Độ sâu, [m] 1.2 2.0 Dung trọng ướt - Sau xử lý 4.0 1.0 0.0 8.0 10.0 8.0 10.0 12.0 12.0 14.0 14.0 16.0 16.0 18.0 18.0 Dung trọng khô [kN/m³] Dung trọng ướt [KN/m] Hình 11: Dung trọng ớt theo độ sâu Hình 12: Dung trọng khô theo độ sâu Su [kPa] 0.0 2.0 Su Su Su Su 4.0 Độ sâu, [m] 6.2 KÕt qu¶ thÝ nghiƯm ngoμi hiƯn tr−êng KÕt qu¶ søc chống cắt không thoát nớc từ thí nghiệm cắt cánh, H×nh 13 tr−íc xư lý ký hiƯu lμ Su-FV15 vμ sau xư lý ký hiƯu lμ Su-FV01, Su-FV02, Su-FV03 Trên sở giá trị trung bình kết cho thấy sức chống cắt tăng từ 21.3kPa đến 36.4kPa, có nghĩa l tăng khoảng 70% - FV02(Site w ork) FV03(Site w ork) FV15(Old) FV01(Site w ork) 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 0.0 20.0 40.0 60.0 80.0 Hình 13: Thí nghiệm cắt cánh trờng trớc v sau xử lý Kết thí nghiệm xuyên tĩnh, h×nh 14, tr−íc xư lý ký hiƯu lμ CPTU10 (initial) vμ sau xư lý ký hiƯu lμ CPTU1, CPTU2, CPTU3 (After Treat.) KÕt qu¶ tr−íc xư lý sức kháng xuyên thay đổi từ giá trị 0.071MPa đến 0.609MPa theo độ sâu từ 0ữ12m Kết sau xử lý trung bình thay đổi 0.307MPa đến 0.943MPa theo độ sâu từ 0ữ12m Kết sức kháng xuyên đà gia tăng 52% Độ sâu [m] Độ sâu [m] Hình 14: Sức kháng xuyên theo độ sâu Kết luận - V× cã sù hiƯn diƯn cđa bÊc thÊm vùng ảnh hởng cố kết chân không lớn 16m - Chuyển vị ngang đất yếu chuyển dịch vo tâm vùng đất đợc xử lý v có giá trị nhỏ có bù trừ hai chiều chuyển vị hút chân không v gia tải trớc - Thời gian để đạt đợc độ cố kết 85% phải tháng từ thời điểm bắt đầu xử lý - Độ cố kết tính theo độ lún lớn so với tính theo áp lực nớc lổ rỗng: điều ny phù hợp với kết nghiên cøu cđa Tavenas (1979a) - §é cè kÕt tÝnh theo công thức lý thuyết (Hansbo, 1979) dựa áp lực nớc lổ rỗng kết tính gần với độ cố kết tính theo áp lực nớc lổ rỗng quan trắc trờng - Các tiêu lý vμ c−êng ®é cđa ®Êt nỊn sau dì tải đà cải thiện v gia tăng cách hợp lý Tμi liƯu tham kh¶o − Siew Ann Tan & Soon- Hoe Chew Coparison of the hyperbolic and Asaoka Observational Method of Monitoring Consolidation With Vertival Drains, SOIL AND FOUNDATIONS Vol.36 No.3, 31-42, Sept,1996 Japneses Geotechnical Society − Bergado, Dennes T & et al., Prefabricated vertical drains ( PVDs) in soft Bangkok Clay: a case study of the new Bankok International Airport Project Can Geotech J Vol 39, 2002 − Asaoka, Akira, Observational Procedure of settlement prediction, SOIL AND FOUNDATIONS Vol.18 No.4, Dec.,1978, Japneses Geotechnical Society − Hansbo, S., Consolidation of Fined Grained Soils by Prefabricated Drains − Tavenas, F et al (1979a) Analyse critique de la theorie de consolidation unidimensionnalle de Terzaghi Revue Francaise Geotechnique, No.7, pp.2943 − Soft ground treatment stage report of FP1 area, CHEC-SITV project Management office ... Hình 3 Phơng pháp hút chân không Khu vực FP1 đợc thử nghiệm với phơng pháp cố kết chân không cộng với gia tải trớc Nền bên dới đà đợc xử lý bấc thấm di 35m bố trí theo lới tam giác với khoảng cách... phÝa khu vực đợc xử lý m không chuyển vị ngoi nh trờng hợp gia tải thờng thấy Hơn cố kết chân không kèm với gia tải trớc chuyển vị ngang đà đợc bù trừ v có giá trị không lớn nh thờng thấy công. .. hút chân không đợc thực ngy 22/10/2008 Sau áp lực hút chân không ổn định với áp lực l 80kPa đợc gia tải trớc với chiều cao 2.5m cát bªn trªn mμn kÝn khÝ bao quanh khu vùc hót chân không Nền chịu