Luận án tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng dụng một số thông số trong thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (crs) vào phân tích bài toán cố kết có sử dụng bấc thấm trong điều kiện Việt Nam

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PHÁT TRIỂN NÔNG THÔN VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI VIỆT NAM VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM -------------------- NGUYỄN CÔNG OANH

NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG MỘT SỐ THÔNG SỐ TRONG THÍ NGHIỆM CỐ KẾT TỐC ĐỘ BIẾN DẠNG KHÔNG ĐỔI (CRS) VÀO PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CỐ KẾT CÓ SỬ DỤNG BẤC THẤM TRONG ĐIỀU KIỆN VIỆT NAM

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

TP. HỒ CHÍ MINH, năm 2019

Chuyên ngành Mã số : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG : 9.58.02.11

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Chuyên ngành Mã số : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG : 9.58.02.11

----------------------------------- TP. HỒ CHÍ MINH, năm 2019

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: GS. TS. TRẦN THỊ THANH

Công trình được hoàn thành tại VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM Người hướng dẫn khoa học

GS. TS. TRẦN THỊ THANH: …………………………..

Chủ tịch hội đồng cấp viện

GS. TS. NGUYỄN QUỐC DŨNG: …………………………..

Người phản biện

: ……………………

1. PGS. TS. NGUYỄN HỒNG NAM: …………………… 2. PGS. TS. TRẦN TUẤN ANH 3. PGS. TS. HUỲNH NGỌC SANG : ……………………

TP. HỒ CHÍ MINH, năm 2019

-i-

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình khoa học do chính tôi nghiên cứu và thực

hiện. Các kết quả, số liệu trong luận án là trung thực và chưa được công bố trong bất

kỳ công trình khoa học nào khác. Một số phần của nghiên cứu này đã được công bố

ở các hội nghị quốc tế chuyên ngành, tuyển tập hội nghị quôc tế chuyên ngành có chỉ

số ISBN và tạp chí chuyên ngành địa kỹ thuật có chỉ số ISSN.

Tác giả luận án

NGUYỄN CÔNG OANH

-ii-

LỜI CẢM ƠN

Tác giả xin chân thành cảm ơn GS. TS. Trần Thị Thanh đã tận tình hướng dẫn

tác giả hoàn thành luận án này. Tác giả gửi lời cảm ơn đến GS. TSKH. Nguyễn Văn

Thơ, PGS. TS. Võ Phán, TS. Nguyễn Ngọc Phúc đã đóng góp những ý kiến quí báu

trong quá trình phát triển nghiên cứu.

Trân trọng cảm ơn quí lãnh đạo, các thầy cô, Ban đào tạo viện khoa học thủy

lợi Miền Nam và viện khoa học thủy lợi Việt Nam đã giúp đỡ trong quá trình tác giả

học tập và thực hiện nghiên cứu tại đây.

Sự biết ơn sâu sắc đối với Ban quản lý dự án 85 (PM85), Ban quản lý dự án

Hàng Hải 2 (MPMU2), công ty TOA Corporation đã cho phép và giúp đỡ trong quá

trình làm việc và thu thập dữ liệu nghiên cứu và đồng nghiệp, TS. Suzuki Koji, đã

luôn khích lệ trong quá trình tác giả thực hiện nghiên cứu này.

Tác giả tri ân sự ủng hộ của gia đình đã hỗ trợ trong suốt thời gian nhiều năm

học tập và nghiên cứu để hoàn thành luận án này.

-iii-

TÓM TẮT LUẬN ÁN

Luận án nghiên cứu trên các kết quả thí nghiệm CRS trên mẫu đất nguyên

dạng ở một số vùng đất sét yếu ở Việt Nam để xác định thông số đầu vào cho bài toán

cố kết có sử dụng lõi thấm đứng trong việc xử lý nền đất yếu. Ảnh hưởng của tốc độ

biến dạng trong thí nghiệm CRS cũng được nghiên cứu để sử dụng tốc độ biến dạng

hợp lý khi so sánh kết quả tính toán bằng phần mềm CONSOPRO do tác giả thiết lập

trên phương trình cải tiến với kết quả quan trắc hiện trường. Nghiên cứu được thực

hiện trên các công trình cụ thể ở đồng bằng sông Cửu Long và đồng bằng sông Hồng.

Các công trình này hầu hết đều có thí nghiệm CRS trên mẫu nguyên dạng, cũng như

thí nghiệm IL tương ứng để có thể so sánh. Ngoài ra các thí nghiệm hiện trường như

xuyên tĩnh, cắt cánh cũng được thực hiện ở các công trình này để bổ sung cho việc

xác định các thông số đầu vào cho bài toán sai phân hữu hạn.

Tác giả cũng đề xuất một số mối tương quan đối với đất sét yếu ở các vùng

nghiên cứu như: Tương quan giữa chỉ số nén với độ ẩm tự nhiên, chỉ số dẻo và giới

hạn chảy của đất yếu; Tương quan giữa sức kháng cắt không thoát nước so với hệ số

cố kết trước OCR; Tương quan giữa áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm CRS và thí

nghiệm IL; Tương quan giữa áp lực tiền cố kết với tốc độ biến dạng trong thí nghiệm

CRS; Tương quan giữa áp lực tiến cố kết so với sức kháng xuyên hiệu dụng….

Nghiên cứu này đã cải tiến lời giải có sẵn và lập trình tính toán theo phương

pháp sai phân hữu hạn với phần mềm CONSOPRO đã được đăng ký bản quyền. Phần

mềm được sử dụng để phân tích cố kết cho bài toán xử lý nền đất yếu có hoặc không

có gia tải bằng bơm hút chân không ở các vùng nghiên cứu ở Việt Nam cũng như

nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dài bấc thấm lên mức độ cố kết của nền đất yếu theo

thời gian.

Và cuối cùng là nghiên cứu cũng thể hiện rõ ràng tính ứng dụng của thí nghiệm

tốc độ biến dạng không đổi CRS vào thực tế xây dựng để có thể rút ngắn thời gian

thí nghiệm và đảm bảo chất lượng thông số đầu vào cho bài toán.

-iv-

CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN MỞ ĐẦU

Nêu cách đặt vấn đề, tính cấp thiết của đề tài, mục tiêu nghiên cứu, đối tượng

nghiên cứu, giới hạn phạm vi nghiên cứu, các đóng góp mới của nghiên cứu và ý

nghĩa khoa học và thực tiễn.

CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CỐ KẾT TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN ĐỊA KỸ THUẬT

Tổng hợp tổng quan về các nghiên cứu trong và ngoài nước liên quan đến thí

nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi. Đồng thời nêu sơ bộ các công trình có sử

dụng thí nghiệm CRS trong luận án và đồng thời thể hiện biểu đồ Atteberg tương ứng

với đất yếu ở các vùng này. Đề xuất mối tương quan của chỉ số nén theo độ ẩm tự

nhiên, giới hạn chảy và giới hạn dẻo của các vùng đất đang nghiên cứu.

CHƯƠNG 2: MỘT SỐ THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU XÁC ĐỊNH THEO CÁC PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM KHÁC NHAU

Mô tả một số thông số của đất yếu được xác định theo các thí nghiệm khác

nhau như áp lực tiền cố kết, các chỉ số nén, sức kháng cắt không thoát nước tương

ứng với các thí nghiệm xuyên tĩnh, cắt cánh và thí nghiệm nén nở hông trong phòng.

NCS cũng đề xuất một số tương quan giữa sức kháng cắt với OCR; mối tương quan

giữa áp suất tiền cố kết theo CRS và theo IL; ảnh hưởng của tốc độ biến dạng lên áp

suất tiền cố kết trong thí nghiệm CRS đối với các khu vực đang nghiên cứu; mối

tương quan giữa hệ số cố kết ngang từ thí nghiệm CPTU với hệ số cố kết đứng từ thí

nghiệm CRS.

CHƯƠNG 3: CÁC LỜI GIẢI CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT BẰNG LÕI THẤM ĐỨNG

Mô tả một số lời giải trước đó liên quan đến bài toán cố kết thấm bằng lõi thấm

đứng. Ngoài ra tác giả cũng đề xuất mô hình dựa trên nghiên cứu trước đó của Suzuki

nằm 2004 và lập trình phần mềm CONSOPRO.

CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH CÁC BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÓ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CRS Ở VIỆT NAM

-v-

Thực hiện các bài tính toán tương ứng với các công trình bằng phần mềm

CONSOPRO sau đó so sánh kết quả tính toán với kết quả quan trắc đối với độ lún

theo bàn đo lún mặt, thiết bị đo lún sâu, thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng. Và cũng xét

đến sức kháng cắt không thoát nước trước và sau khi xử lý có so sánh với kết quả tính

toán sức kháng cắt từ phần mềm CONSOPRO. Ngoải ra cũng phân tích ảnh hưởng

của chiều sâu bấc thấm lên quá trình cố kết thấm đối với các khu vực nghiên cứu.

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Nêu các kết luận và kiến nghị chính dựa trên kết quả nghiên cứu.

-vi-

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN

LỜI CẢM ƠN

TÓM TẮT LUẬN ÁN

iii

CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN

MỤC LỤC

DANH MỤC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ

DANH MỤC BẢNG BIỂU

xii

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT

xiii

MỞ ĐẦU

1. ĐẶT VẤN ĐỀ

2. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI

3. MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU

4. ĐỐI TƯỢNG NGHIÊN CỨU

5. GIỚI HẠN PHẠM VI NGHIÊN CỨU

6. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN ÁN

7. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CỐ KẾT 6 TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN ĐỊA KỸ THUẬT

PHÂN BỐ ĐẤT YẾU TRONG KHU VỰC VÀ VIỆT NAM

1.1

LỊCH SỬ NGHIÊN CỨU THÍ NGHIỆM CRS

1.2

1.2.1 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU NGOÀI NƯỚC 1.2.2 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TRONG NƯỚC

8 8 10

CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VỀ THÍ NGHIỆM CRS

1.3

CÔNG TRÌNH THỰC TẾ CÓ THÍ NGHIỆM CRS TRÊN ĐẤT YẾU

1.4

1.4.1 THÍ NGHIỆM CRS 1.4.2 CÁC CÔNG TRÌNH CÓ THÍ NGHIỆM CRS

10 10 14

LỊCH SỬ PHÁT TRIỂN CÁC LỜI GIẢI CỐ KẾT

1.5

-vii-

KẾT LUẬN CHƯƠNG 1

1.6

CHƯƠNG 2 MỘT SỐ THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU XÁC ĐỊNH BẰNG CÁC 23 PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM KHÁC NHAU

2.1 MỘT SỐ THÔNG SỐ ĐẶC TRƯNG CỦA ĐẤT YẾU

2.1.1 SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC 2.1.2 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT 2.1.3 CÁC CHỈ SỐ NÉN Cc1, Cc2 VÀ Cr CỦA ĐẤT YẾU

23 23 25 28

THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH HIỆN TRƯỜNG

2.2

2.2.1 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT THEO SỨC KHÁNG XUYÊN 2.2.2 HỆ SỐ CỐ KẾT NGANG TỪ KẾT QUẢ XUYÊN TĨNH

33 33 35

KẾT LUẬN CHƯƠNG 2

2.3

CHƯƠNG 3 LỜI GIẢI CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT BẰNG LÕI THẤM ĐỨNG 38

LỜI GIẢI BÀI TOÁN CỐ KẾT CÓ LÕI THẤM ĐỨNG

3.1

38 38 3.1.1 LÝ THUYẾT CỦA RENDULIC VÀ CARILLO 39 3.1.2 LỜI GIẢI CỦA BIOT, M. A. (1941) 46 3.1.3 LỜI GIẢI CỦA RENDULIC (1936) 47 3.1.4 LÝ THUYẾT CỦA BARRON (1948) 48 3.1.5 LỜI GIẢI GẦN ĐÚNG CỦA YOSHIKUNI VÀ NAKANODE (1974) 3.1.6 PHƯƠNG PHÁP ĐƠN GIẢN HÓA LAMDA CỦA HANSBO (1979, 1997) 49 3.1.7 LỜI GIẢI CỦA HANSBO (1981, 2011) KỂ ĐẾN ĐỘ XÁO ĐỘNG & SỨC CẢN LÕI THẤM 50

3.2 MÔ HÌNH ĐỀ XUẤT CHO BÀI TOÁN NỀN NHIỀU LỚP

PHẦN MỀM CONSOPRO

3.3

SO SÁNH LỜI GIẢI HANSBO VỚI KẾT QUẢ TỪ CONSOPRO

3.4

KẾT LUẬN CHƯƠNG 3

3.5

CHƯƠNG 4 PHÂN TÍCH CÁC BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÓ SỬ DỤNG 69 KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CRS Ở VIỆT NAM

CÔNG TRÌNH CẢNG HẢI PHÒNG GIAI ĐOẠN 2

4.1

4.1.1 GIỚI THIỆU 4.1.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 4.1.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN LÚN CỐ KẾT THEO THỜI GIAN

69 69 70 72

CÔNG TRÌNH CẢNG CONTAINER QUỐC TẾ CÁI MÉP - ODA

4.2

4.2.1 GIỚI THIỆU 4.2.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 4.2.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở CÁI MÉP – ODA

76 76 78 81

CÔNG TRÌNH CẢNG SPCT – HIỆP PHƯỚC

4.3

-viii-

4.3.1 GIỚI THIỆU 4.3.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 4.3.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở SPCT – HIỆP PHƯỚC

90 91 98

CÔNG TRÌNH NHÀ MÁY KHÍ - CÀ MAU

4.4

4.4.1 GIỚI THIỆU 4.4.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 4.4.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở NHÀ MÁY KHÍ – CÀ MAU

111 111 112 115

PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CHIỀU DÀI BẤC THẤM THAY ĐỔI

4.5

4.5.1 THÔNG SỐ ĐẦU VÀO CỦA BÀI TOÁN 4.5.2 KẾT QUẢ PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CHIỀU DÀI PVD THAY ĐỔI

121 122 123

KẾT LUẬN CHƯƠNG 4

4.6

125

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

127

1. KẾT LUẬN

127

2. KIẾN NGHỊ

128

CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ

129

TÀI LIỆU THAM KHẢO

130

-ix-

Hình A- 1 Kết quả thí nghiệm tiêu biểu của đất sét yếu cho một số vùng ở Việt Nam ..................... 1

Hình 1-1 Bản đồ phân vùng đất yếu Holocene của khu vực châu Đông Nam Châu Á theo Cox, 1970 [9] .............................................................................................................................................. 6

Hình 1-2 Bản đồ phân vùng trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54] ................................... 7

Hình 1-3 Phân bố chiều dày trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54] ................................... 7

Hình 1-4 Sơ đồ hộp nén cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS (ASTM D4186-12) .................... 11

Hình 1-5 Bản đồ Việt Nam và vị trí các vùng đất yếu nghiên cứu .................................................. 17

Hình 1-6 Hàm lượng hạt bụi và hạt sét cho đất sét yếu cho một số khu vực ở Việt Nam ............... 18

Hình 1-7 Biểu đồ Atteberg cho đất yếu của một số vùng ở Việt Nam............................................. 19

Hình 1-8 Tương quan hệ giữa chỉ số nén với độ ẩm, giới hạn chảy và chỉ số dẻo .......................... 20

Hình 2-1 Sức kháng cắt không thoát nước của một số vùng ở Việt Nam ........................................ 24

Hình 2-2 Áp lực tiền cố kết của đất yếu của một số vùng ở Việt Nam ............................................ 25

Hình 2-3 Tương quan giữa sức kháng cắt không thoát nước và OCR ............................................. 27

Hình 2-4 Tương quan áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm CRS và IL .................................................. 27

Hình 2-5 Biến thiên hệ số rỗng và hệ số cố kết theo cấp áp lực từ thí nghiệm CRS ....................... 29

Hình 2-6 Biến thiên áp lực nén v, áp lực nước lỗ rỗng ub và tỷ số ub/v theo thời gian ................. 30

Hình 2-7 Biến thiên chỉ số nén theo cấp áp lực ............................................................................... 31

Hình 2-8 Ảnh hưởng tốc độ biến dạng lên áp lực tiền cố kết .......................................................... 32

Hình 2-9 Kết quả xuyên tĩnh tại một số công trình ở Việt Nam ...................................................... 33

Hình 2-10 Tương quan hệ giữa sức kháng xuyên NET và áp lực tiền cố kết .................................. 34

Hình 2-11 Tương quan giữa hệ số cố kết CRS cv(CRS) và theo CPTU ch(CPTU) .................................. 35

Hình 3-1 Mô hình do tác giả đề xuất cho bài toán cố kết có lõi thấm đứng .................................... 52

Hình 3-2 Sơ đồ khối của phần mềm CONSOPRO .......................................................................... 54

Hình 3-3 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN01 .................................................................. 55

Hình 3-4 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN01A và STRAIN01B ..................................... 55

Hình 3-5 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN02 .................................................................. 56

Hình 3-6 Sơ đồ khối cho chương trình con UNGSUATTRUNGBINH và HESORONG ............... 57

DANH MỤC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ

-x-

Hình 3-7 Kết quả so sánh giữa lời giải của Hansbo, 1981 [18] và phần mềm CONSOPRO [32] ... 65

Hình 4-1 Mặt bằng vị trí khảo sát địa kỹ thuật và bố trí bàn quan trắc lún ...................................... 69

Hình 4-2 Kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS ở 0.02%/phút ..................... 70

Hình 4-3 Chỉ tiêu vật lý và nén lún của đất yếu ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2 ............................... 71

Hình 4-4 Mặt cắt gia tải và bố trí thiết bị quan trắc ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2 ......................... 73

Hình 4-5 Số liệu quan trắc lún ở các bàn đo lún .............................................................................. 73

Hình 4-6 Kết quả quan trắc và phân tích bằng CONSOPRO với bàn đo lún mặt ở cảng Hải Phòng .......................................................................................................................................................... 75

Hình 4-7 Mặt bằng bố trí hố khoan khảo sát, xuyên tĩnh, và thiết bị quan trắc ở cảng Cái Mép ..... 77

Hình 4-8 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở cảng Cái Mep - ODA .. 79

Hình 4-9 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA ................................. 80

Hình 4-10 Mặt cắt điển hình gia tải, phân lớp đất yếu và thiết bị quan trắc ở cảng Cái Mép – ODA .......................................................................................................................................................... 81

Hình 4-11 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các phân khu ở cảng Cái Mép – ODA ................... 83

Hình 4-12 Kết quả quan trắc và phân tích bằng CONSOPRO với bàn đo lún mặt ở cảng Cái Mép 84

Hình 4-13 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở cảng Cái Mép 85

Hình 4-14 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở cảng Cái Mép ..... 87

Hình 4-15 Dữ liệu quan trắc và tính toán bàn đo áp lực EPC ở cảng Cái Mép ............................... 88

Hình 4-16 Gia tăng sức kháng cắt sau khi xử lý nền ở cảng Cái Mép ............................................. 89

Hình 4-17 Mặt bằng phân khu, vị trí điểm khảo sát, thí nghiệm và thiết bị quan trắc ở cảng SPCT 91

Hình 4-18 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở cảng SPCT, Hiệp Phước .......................................................................................................................................................... 92

Hình 4-19 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở cảng SPCT-Hiệp Phước ............................ 93

Hình 4-20 Sức kháng xuyên hiệu dụng ở các phân khu Phase 1-1, Phase 1-4, Phase 1-5 và Phase 2- 2 ........................................................................................................................................................ 95

Hình 4-21 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các phân khu ở cảng SPCT-Hiệp Phước .............. 100

Hình 4-22 Mặt cắt điển hình gia tải, phân lớp đất yếu và thiết bị quan trắc ở cảng SPCT Hiệp Phước ............................................................................................................................................. 100

Hình 4-23 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc bàn đo lún mặt .............................. 101

-xi-

Hình 4-24 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-1 .... 103

Hình 4-25 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-2 .... 104

Hình 4-26 Kết quả theo CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-3, 1-4 và 1-5 .. 105

Hình 4-27 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 2-2 .... 106

Hình 4-28 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở Phase 1-1, 1-2 ... 107

Hình 4-29 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở Phase 1-3,1-4,1-5 và 2-2 .................................................................................................................................................. 108

Hình 4-30 Gia tăng sức kháng cắt ở các khu nghiên cứu ............................................................... 109

Hình 4-31 Mặt bằng bố trí khảo sát và thiết bị quan trắc ở công trình khí Cà Mau ....................... 111

Hình 4-32 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở công trình Khí Cà Mau ........................................................................................................................................................ 113

Hình 4-33 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở công trình khí Cà Mau ............................ 114

Hình 4-34 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các khu vực đang xét ở công trình khí Cà Mau ... 116

Hình 4-35 Quan trắc áp lực chân không bằng đồng hồ đo ............................................................. 117

Hình 4-36 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc bàn đo lún mặt ở Cà Mau .............. 117

Hình 4-37 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc Extensometer ở Cà Mau................ 119

Hình 4-38 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc Piezometer ở Cà Mau.................... 120

Hình 4-39 Gia tăng sức kháng cắt ở công trình khí Cà Mau sau khi xử lý nền ............................. 120

Hình 4-40 Kết quả phân tích bài toán bấc thấm có chiều dài thay đổi so với chiều dày vùng nén lún ........................................................................................................................................................ 124

-xii-

Bảng 1-1 Qui trình chuẩn bị mẫu và thí nghiệm CRS .................................................................... 12

Bảng 1-2 Tổng hợp các thí nghiệm thực hiện trong công trình nghiên cứu ..................................... 15

Bảng 1-3 Qui trình thí nghiệm của từng phương pháp thí nghiệm ở các công trình nghiên cứu ..... 15

Bảng 1-4 So sánh các công thức kinh nghiệm ................................................................................. 20

Bảng 3-1 Định nghĩa giao diện phần mềm CONSOPRO ................................................................ 58

Bảng 3-2 Phần mềm COSOPRO...................................................................................................... 60

Bảng 3-3 Khác biệt giữa độ lún tính toán từ thông số theo CRS và IL ........................................... 67

Bảng 4-1 Bảng thông số đầu vào cho bài toán cố kết ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2 ...................... 74

Bảng 4-2 Lịch sử quá trình gia tải và thi công bấc thấm PVD tại cảng Hải Phòng giai đoạn 2 ...... 74

Bảng 4-3 Thông số đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA cho bài toán ................................................... 80

Bảng 4-4 Lịch sử thi công đắp nền và gia tải tiêu biểu ở cảng Cái Mép - ODA ............................. 82

Bảng 4-5 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-1; 1-2; 1-3 và 2-2 cảng SPCT Hiệp Phước ............. 96

Bảng 4-6 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-4 cảng SPCT Hiệp Phước ....................................... 96

Bảng 4-7 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-5 (1) cảng SPCT Hiệp Phước ................................. 97

Bảng 4-8 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-5 (2) cảng SPCT Hiệp Phước ................................. 97

Bảng 4-9 Lịch sử thi công và gia tải ở khu vực cảng SPCT-Hiệp Phước ........................................ 99

Bảng 4-10 Cao độ lắp đặt các vòng từ đo lún sâu và đầu đo áp lực nước lỗ rỗng ......................... 112

Bảng 4-11 Thông số đầu vào sử dụng trong bài toán phân tích cố kết ở công trình khí Cà Mau .. 114

Bảng 4-12 Tổng hợp thông số đầu vào cho bài toán bấc thấm có chiều dài thay đổi .................... 122

DANH MỤC BẢNG BIỂU

-xiii-

rate

strain

CRS

CPTU

Constant consolidation test Cone Penetration test with pore water pressure measurement Direct Shear Box Test 1

DST1

Direct Shear Box Test 2

DST2

EPC

Thí nghiệm cố kết theo sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi Xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng Thí nghiệm cố kết, cắt đơn không thoát nước ở trạng thái hiện trường Thí nghiệm cố kết, cắt đơn không thoát nước ở trạng thái cô kết thường Thiết bị đo áp lực đất

Earth Pressure Cell

FDM

Finite Difference Dethod

Phương pháp sai phân hữu hạn

FVT (VST)

Field vane shear test

Cắt cánh hiện trường

Inremental loading

PVD

Prefabricated vertical drain

Thí nghiệm cố kết theo sơ đồ gia tải từng cấp Bấc thấm

PHD

Prefabricated Horizontal drain Bấc thấm ngang

Plasticity Index

Chỉ số dẻo của đất

UCT

Unconfined Compression Test Thí nghiệm nén đơn nở hông tự do

horizontal

Hệ số cố kết theo phương ngang

ch (cm2/ngày đêm)

Coefficient consolidation

ch(OC) (cm2/ngày đêm) Coefficient

consolidation

ch(NC) (cm2/ngày đêm) Coefficient

horizontal over- horizontal at normally- vertical of

Hệ số cố kết theo phương ngang trạng thái cố kết trước Hệ số cố kết theo phương ngang trạng thái cố kết thường Hệ số cố kết theo phương đứng

cv (cm2/ngày đêm)

consolidation Coefficient consolidation

cv(ave.) (cm2/ngày đêm) Average coefficient of vertical

consolidation

vertical

cv(CRS) (cm2/ngày đêm) Coefficient

vertical

cv(IL) (cm2/ngày đêm)

cv(OC) (cm2/ngày đêm)

vertical over-

Hệ số cố kết trung bình theo phương đứng Hệ số cố kết theo phương đứng từ thí nghiệm CRS Hệ số cố kết theo phương đứng từ thí nghiệm IL Hệ số cố kết theo phương đứng trạng thái cố kết trước

cv(NC) (cm2/ngày đêm)

vertical over-

Hệ số cố kết theo phương đứng trạng thái cố kết thường

consolidation from CRS test Coefficient consolidation from IL test Coefficient consolidation consolidated state Coefficient of consolidation consolidated state Distance of PVD

D (cm)

Khoảng cách giữa các bấc thấm

Equivalent diameter of unit cell Đường kính tương đương của trụ

De (cm)

đất xung quanh bấc thấm

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT

-xiv-

Diameter of PVD

Đường kính lõi thấm đứng

dw (cm)

Diameter of smear zone

Đường kính vùng xáo động

ds (cm)

Ratio De/dw

Tỷ số giữa De/dw

Void ratio

Hệ số rỗng trạng thái tự nhiên

k (m/ngày đêm)

Permeability

Hệ số thấm của đất

Horizontal permeability

Hệ số thấm theo phương ngang

kh (m/ngày đêm)

k’h (m/ngày đêm)

Horizontal permeability within smear zone Vertical permeability

Hệ số thấm theo phương ngang trong vùng xáo động Hệ số thấm theo phương đứng

kv (m/ngày đêm)

Cone point resistance

Sức kháng mũi xuyên

qc (MPa)

Corrected cone point resistance Sức kháng mũi được hiệu chuẩn

qT (MPa)

Net cone point resistance

Sức kháng mũi hiệu dụng

qNET (MPa)

EXT (EX)

Extensometer

Thiết bị đo lún sâu

PIEZ (PZ)

Piezometer

Thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng

SP (SS, P)

Settlement Plate

Bàn đo lún

Field undrained shear strength Sức kháng cắt trong điều kiện hiện

suf (kPa)

sun (kPa)

t (ngày đêm)

Undrained shear strength at normally consolidated state Elaps time

trường Sức kháng cắt trong điều kiện cố kết thường Thời gian

U (%)

Degree of consolidation

Độ cố kết trung bình

Pore pressure at cone shoulder Áp lực nước lỗ rỗng khi xuyên tĩnh

u2 (kPa)

Natural water content

Độ ẩm tự nhiên của đất

wn (%)

Liquid Limit

Độ ẩm giới hạn chảy của đất

wL(hoặc LL) (%)

Plastic Limit

Độ ẩm giới hạn dẻo của đất

wP (%)

Áp lực tiền cố kết

’c (p’c, ’y,’vc) (kPa) Pre-consolidation pressure

Total over-burdened stress

Ứng suất tổng hiện trường

v0 (kPa)

Effective over-burdened stress Ứng suất hữu hiệu hiện trường

’v0 (kPa)

-1-

MỞ ĐẦU

1. ĐẶT VẤN ĐỀ

Phương pháp thí nghiệm cố kết theo sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi (CRS),

có một số ưu điểm nhất định so với phương pháp gia tải từng cấp IL (truyền thống).

Các ưu điểm có thể kế đến là: thí nghiệm nhanh hơn (từ 1-2 ngày cho một thí nghiệm

bao gồm cả công tác chuẩn bị) so với phương pháp truyền thống (mỗi cấp tải là 24h)

và vì thế thời gian để thử nghiệm một mẫu đất sét yếu có thể lên đến hơn 7 ngày đối

với phương pháp gia tải từng cấp truyền thống; dữ liệu được thu thập từ kết quả thí

nghiệm CRS một cách liên tục do đó đường quan hệ e-logp’ sẽ là đường liên tục so

2.4

GL. +3.50

GL. +4.49

GL. +2.85

GL. +2.80

2.0

1.6

1.2

e , g n ç r è s Ö H

0.8

C¸i MÐp

HiÖp Phíc

H¶i Phßng

Cµ Mau

0.4 104

103

) d /

102

m c ( v c

101

103

101

103

101

103

101

103

102 'v (kPa)

CRS

Hình A- 1 Kết quả thí nghiệm tiêu biểu của đất sét yếu cho một số vùng ở Việt Nam

với sơ đồ thí nghiệm truyền thống có các điểm rời rạc theo cấp gia tải.

Dễ dàng nhận thấy rằng với các điểm rời rạc như trên Hình A- 1 từ thí nghiệm

nén cố kết bằng hộp nén một chiều Oedometer với sơ đồ gia tải từng cấp IL (truyền

thống), rất khó xác định được chính xác áp lực tiền cố kết, đây là một thông số rất

quan trọng được sử dụng trong bài toán xác định độ lún của nền đất yếu. Tuy vậy,

với độ dốc của đường cong e-logp’ ở giai đoạn cố kết trước (OC) và giai đoạn cố kết

thường (NC) tương ứng với hai loại thí nghiệm này có giá trị gần xấp xỉ nhau nên có

thể xem như không thay đổi theo phương pháp thí nghiệm. Hơn nữa với các giá trị

-2-

hệ số cố kết cv cũng tương ứng xấp xỉ nhau và cũng không phụ thuộc phương pháp

thí nghiệm giữa tốc độ nhanh theo sơ đồ CRS và tốc độ chậm theo sơ đồ IL.

Mặt khác việc so sánh áp lực tiền cố kết theo kết quả thí nghiệm CRS lớn hơn

từ kết quả thí nghiệm IL do đó nhiều tác giả nghiên cứu không công nhận tính khả

thi của thí nghiệm CRS vào bài toán cố kết thực tế. Điều này dẫn đến việc có khá ít

nghiên cứu ứng dụng thí nghiệm CRS vào tính toán thiết kế thực hành trong xử lý

nền đất yếu, đặc biệt là việc xử lý đất yếu có dùng bấc thấm (PVD) kết hợp gia tải

trước (Surcharge) kết hợp bơm hút chân không (Vacuum).

Mặc dù ưu điểm của thí nghiệm CRS khá rõ ràng như trình bày ở Hình A- 1

trên kết quả thí nghiệm CRS so sánh với kết quả thí nghiệm IL do tác giả tổng hợp từ

chính nghiên cứu này cho các mẫu nguyên dạng ở cùng độ sâu lấy mẫu tiêu biểu cho

đất sét yếu Việt Nam, nhưng đến nay vẫn chưa có nghiên cứu ứng dụng kết quả thí

nghiệm CRS vào các công trình ở Việt Nam.

Vì vậy tác giả nghiên cứu khả năng ứng dụng kết quả thí nghiệm CRS trên

mẫu nguyên dạng để xác định thông số đầu vào cho bài toán phân tích cố kết thông

qua số liệu quan trắc hiện trường tại các công trình xử lý nền đất yếu ở Việt Nam và

các vấn đề chưa được xét đến trong tiêu chuẩn Việt Nam kết hợp đề xuất mô hình cải

tiến cho bài toán cố kết có sử dụng lõi thấm đứng.

2. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI

Trong giai đoạn phát triển hiện nay, rất nhiều dự án xử lý nền đất yếu ở Việt

Nam có sử dụng lõi thấm đứng như giếng cát (Sand Drain) hoặc bấc thấm

(Prefabricated Vertical Drain) kết hợp gia tải trước (Surcharge) và có hoặc không có

kết hợp với hút chân không (Vacuum), hơn nữa đất yếu của Việt Nam (độ ẩm tự nhiên

xấp xỉ giới hạn chảy, hệ số rỗng lớn, và sức chống cắt bé) thuộc trầm tích đệ tứ

(Holocene và Pleitocene) phân bố dọc theo các đồng bằng ven biển của Việt Nam và

trải dài từ đồng bằng Bắc Bộ đến đồng bằng sông Cửu Long. Với điều kiện địa chất

như thế thì nền đất thường đòi hỏi cần được xử lý để chịu tải công trình.

-3-

o Tuy nhiên rất nhiều dự án ở nước ta hiện nay sau khi xử lý vẫn thể hiện độ

lún dư kéo dài làm cho việc vận hành bình thường công trình rất khó khăn

và tốn kém.

o Độ lún theo thời gian của nền được tính toán theo các tiêu chuẩn hiện hành

là qui đổi tương đương về một lớp có hệ số cố kết trung bình, dẫn đến sự

kém chính xác của bài toán.

o Các tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam cũng không nêu các cách xác định

độ lún cuối cùng ngoài phương pháp được Asaoka, 1978 đề xuất [1],

phương pháp hồi qui từ kết quả quan trắc theo các tiêu chuẩn hiện hành

của Việt Nam như TCVN 9842-2013 [50], TCVN 9355-2012 [49] và 22

TCN262-2000 [48]. Mặc dù các công trình cũng đã dùng đến các phương

pháp này tuy nhiên vẫn chỉ có thể xác định được độ lún cuối cùng không

đủ độ chính xác cần thiết. Các lời giải nêu trong tiêu chuẩn hiện hành dưới

dạng nền qui về một lớp tương đương với các đặc trưng cố kết tương

đương.

o Tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam TCVN 4200-2012 [51] chỉ có qui định

về phương pháp thí nghiệm cố kết gia tải từng cấp để xác định các đặc

trưng nén lún của đất trong phòng thí nghiệm.

o Chưa có tiêu chuẩn được ban hành về việc áp dụng sơ đồ thí nghiệm cố kết

tốc độ biến dạng không đổi (CRS) trong các qui trình chính thức đã được

cập nhật của Việt Nam. Cho đến hiện nay có một số nghiên cứu của

Umehara, 1983 [55], Suzuki, 2004 [46], Suzuki, 2008 [45], Đào Thị Vân

Trâm, 2013 [11] và Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2013 [44] về việc áp

dụng trực tiếp kết quả thí nghiệm CRS vào thực tế xây dựng, tuy nhiên

nghiên cứu này chỉ giới hạn ở một số công trình thực tế được tính toán nằm

ở Nhật Bản và áp dụng vào hố đào sâu ở khu vực Thị Vải, Việt Nam.

-4-

Do đó, hiện nay cần thiết nghiên cứu ứng dụng thí nghiệm CRS vào thực tiễn

đối với bài toán xử lý nền đất yếu trong điều kiện Việt Nam, cũng như đưa ra cách

xác định độ lún cuối cùng một cách tương đối chính xác để có thể sử dụng trong thực

tế xử lý nền đất yếu tại Việt Nam.

3. MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU

o Sử dụng kết quả thí nghiệm CRS để xác định thông số đầu vào (Cc1, Cc2,

Cr, ’c, cv(NC), ch(NC), cv(OC), ch(OC), e0) cho bài toán phân tích cố kết có dùng

bấc thấm (PVD) trong điều kiện đất sét yếu ở Việt Nam. Phân tích bài toán

bấc thấm có chiều dài thay đổi nhỏ hơn chiều dày lớp đất yếu bằng chương

trình theo phương pháp sai phân hữu hạn FDM.

o Thiết lập được một số tương quan cho đất sét yếu ở Việt Nam.

o Lập chương trình bằng phương pháp sai phân hữu hạn (FDM) cho nền

nhiều lớp để phân tích bài toán cố kết có sử dụng bấc thấm (PVD).

4. ĐỐI TƯỢNG NGHIÊN CỨU

o Đất sét trầm tích Holocene yếu ở một số công trình cảng và nhà máy trong

khu vực đồng bằng sông Cửu Long và sông Hồng.

o Thí nghiệm CRS, IL và các thí nghiệm hiện trường thông dụng có sử dụng

trong công tác khảo sát địa kỹ thuật phục vụ xử lý nền đất yếu.

o Các công trình có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước bằng tải trọng

đắp hoặc bơm chân không.

5. GIỚI HẠN PHẠM VI NGHIÊN CỨU

o Không nghiên cứu về mặt chế tạo hay hiệu chỉnh thiết bị thí nghiệm, không

đưa ra sơ đồ thí nghiệm mới. Mà chỉ tập trung vào nghiên cứu để ứng dụng

phương pháp thí nghiệm có sẵn vào các công trình trong điều kiện Việt

Nam.

-5-

o Không nghiên cứu phần từ biến trong phạm vi luận án này.

o Không sử dụng phần mềm thương mại trong luận án để so sánh.

6. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN ÁN

o Lập các mối tương quan cho đất sét yếu ở một số khu vực nghiên cứu

 Hệ số cố kết cv(CRS) có so sánh với giá trị ch(CPTu) từ thí nghiệm

CPTu tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng.

 Áp lực tiền cố kết theo kết quả thí nghiệm CRS và IL.

 Áp lực tiền cố kết theo thí nghiệm CRS ở các tốc độ khác nhau.

 Áp lực tiền cố kết với kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh CPTu

 Tỷ số sức kháng cắt không thoát nước (su/’v) với OCR.

o Xác định thông số đầu vào (Cc1, Cc2, Cr, ’c, cv(NC), ch(NC), cv(OC), ch(OC), e0)

cho bài toán từ kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS.

o Cải tiến lời giải hiện có và đề xuất mô hình cải tiến nhiều lớp cho bài toán

cố kết có sử dụng lõi thấm đứng và phát triển phần mềm CONSOPRO.

7. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN

Ý NGHĨA KHOA HỌC

o Xác lập phương trình cố kết thấm đối với lõi thấm đứng (VD) cho nền

nhiều lớp có sự biến thiên các thông số như chỉ số nén, nở, hệ số cố kết

theo trạng thái OC và NC trong quá trình xử lý.

Ý NGHĨA THỰC TIỄN

o Ứng dụng thí nghiệm CRS vào thực tế sản xuất và sử dụng mô hình nền

nhiều lớp để giảm thiểu sai số về độ lún sau thi công.

-6-

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CỐ KẾT

TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN ĐỊA KỸ THUẬT

1.1 PHÂN BỐ ĐẤT YẾU TRONG KHU VỰC VÀ VIỆT NAM

Hình 1-1 thể hiện phân bố các vùng đất yếu của khu vực Đông Nam Châu Á,

trong đó có đồng bằng Bắc Bộ và sông Cửu Long bao phủ toàn bộ vùng đất yếu của

miền Nam Việt Nam. Nhận thấy rằng các khu vực đất yếu này hầu hết là các khu vực

Hình 1-1 Bản đồ phân vùng đất yếu Holocene của khu vực châu Đông Nam Châu Á theo Cox, 1970 [9]

trầm tích bờ biển với đất sét yếu Holocence.

Theo nghiên cứu của các tác giả trước đây đã được công bố như Ngô Quang

Toàn, 2000 [54], Nguyễn Văn Thơ & Trần Thị Thanh, 2002 [53], trầm tích Holocene

được phân bố trải dài theo các đồng bằng ven biển nước ta đặc biệt khu vực đồng

bằng Bắc Bộ (Vùng I) và đồng bằng sông Cửu Long (Vùng IV) như thể hiện ở Hình

-7-

1-2. Tuổi của trầm tích Holocene theo các nghiên cứu này cũng dao động từ 2,000-

3,2

4,500 năm đối với Holocene giữa-muộn (

IVQ ) và 4,500-10,000 năm đối với

2,1

Holocene sớm-giữa (

IVQ ). Chiều dày địa tầng của lớp trầm tích này được thể hiện ở

Hình 1-3. Đặc tính của lớp trầm tích này là thuộc loại đất sét yếu, hệ số rỗng lớn, và

độ ẩm cao, điều này dẫn đến sức chịu tải bé, và sẽ có độ lún lớn dưới tải trọng công

trình đặc biệt là công trình đắp.

Hình 1-2 Bản đồ phân vùng trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54]

Hình 1-3 Phân bố chiều dày trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54]

-8-

1.2 LỊCH SỬ NGHIÊN CỨU THÍ NGHIỆM CRS

1.2.1 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU NGOÀI NƯỚC

Umehara, 1983 [55] đã sử dụng kết quả thí nghiệm CRS vào bài toán thực tế.

Suzuki, 2004 [46] trong một bài báo đã trình bày tính ứng dụng của thí nghiệm CRS

vào tính toán độ lún của công trình san lấp mặt bằng và xử lý nền tại Nhật Bản. Trước

đó có các nghiên cứu của Crawford, 1964 [10] về phương pháp thí nghiệm mới để

tiết kiệm thời gian so với thí nghiệm gia tải từng cấp truyền thống, tiếp đó là các

nghiên cứu của Byrne, 1969 [6], Smith, 1969 [42] và sau đó là Wissa, 1971 [58] đã

đưa ra cơ sở lý thuyết cho thí nghiệm CRS. Hiện nay thí nghiệm này đã được đề cập

trong tiêu chuẩn về phương pháp thí nghiệm theo ASTM D4186-2012 [2] và JIS

A1227-2009 [22].

Sau đó thì có khá nhiều nghiên cứu về thí nghiệm CRS được xuất bản trong

đó phải kể đến các nghiên cứu của Umehara, 1975 [57], Umehara,1979 [56] để xác

định các thông số cố kết cho đất sét yếu có kể đến ảnh hưởng của trọng lượng bản

thân mẫu; Leroueil, 1983 [27], [28] đã nghiên cứu ảnh hưởng của tốc độ biến dạng

lên áp lực tiền cố kết ’c (’y) trên nhiều loại thí nghiệm khác nhau trong đó có thí

nghiệm CRS; Leroueil, 1985 [26] dựa trên các kết quả thí nghiệm hộp nén một chiều

theo các sơ đồ khác nhau và đã kết luận rằng ứng xử trong điều kiện nén một chiều

của đất sét chịu sự chi phối của mối quan hệ duy nhất của ứng suất-biến dạng và tốc

độ biến dạng.

Mặc dù, có các ưu điểm nhưng nhiều nhà nghiên cứu tin rằng đường cong ứng

suất biến dạng có được từ thí nghiệm CRS không thể áp dụng vào thực tế tính toán

cho bài toán cố kết. Leroueil, 1983 [27], [28] đã báo cáo rằng áp lực tiền cố kết theo

phương pháp truyền thống IL gần với giá trị thực tại hiện trường hơn là từ thí nghiệm

CRS và Korhonen, 1997 [24] cũng có kết luận tương tự.

Umehara, 1983 [55] sử dụng kết quả thí nghiệm CRS trong bài toán tính toán

độ lún cho đê chắn sóng ở Nhật Bản xây dựng trên đất sét yếu có thành phần bụi

chiếm đa số đã kết luận rằng thí nghiệm CRS phù hợp trong việc xác định các thông

-9-

số tính toán cho bài toán cố kết với đất có tính thấm tương đối lớn. Suzuki, 2004 [46],

Suzuki, 2008 [45], đã báo cáo các ứng dụng thành công thí nghiệm CRS vào phân

tích độ lún mặt cho các công trình có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước là sân

bay Kansai ở vịnh Osaka, dự án san lấp mặt bằng tại quận Isogo, Yokohama, Nhật

Bản, đê biển ở cửa sông Banjarmasin, đảo Kalimantan, Indonesia.

Gorman, C. T. 1976 và 1981 [13], [14] đề xuất tốc độ biến dạng đảm bảo tỷ

số áp lực nước lỗ rỗng đối với ứng suất tổng ub/v biến thiên từ 3 % đến 30 % ở giai

đoạn ứng suất lớn hơn áp lực tiền cố kết trong quá trình thí nghiệm. Jia et al. 2010 [21]

sử dụng tốc độ biến dạng 0.02 %/phút và 0.20 %/phút cho 114 mẫu thí nghiệm CRS

trên đất sét Ariake, Nhật Bản và báo cáo rằng với tốc độ biến dạng 0.02 %/phút thì

kết quả thí nghiệm CRS cho các giá trị áp lực tiền cố kết và hệ số cố kết cv tương

thích với các giá trị có được từ thí nghiệm IL. Chai, J. C. et al. 2012 [8] nghiên cứu

tính dị hướng trong ứng xử cố kết của mẫu đất sét yếu Ariake, Nhật Bản và kết quả

cho thấy rằng tỷ số hệ số thấm ngang đối với hệ số thấm đứng dao động từ 1.54 đến

1.65 trên mẫu đất nguyên dạng dưới tốc độ biến dạng 0.02 %/phút và 0.20 %/phút.

Ozer, A.T., 2012 [40] đề xuất phương pháp bán thực nghiệm để xác định tốc

độ biến dạng thích hợp cho CRS dựa trên thí nghiệm IL. Kassim et al., 2016 [23] đã

đề xuất một số tiêu chuẩn để lựa chọn tốc độ biến dạng cho thí nghiệm CRS dựa vào

thành phần hạt sét trong đó có kết luận rằng với giá trị tốc độ biến dạng thấp dẫn đến

giá trị hệ số cố kết cv(CRS) cao một cách bất hợp lý. Tốc độ biến dạng chuẩn hóa hợp

lý được đề nằm trong khoảng 35 % đến 68 % tỷ lệ phần trăm hàm lượng hạt sét, tức

tốc độ biến dạng rơi vào khoảng 0.0125 mm/phút đến 0.1000 mm/ phút (tương đương

0.049 %/phút đến 0.390 %/phút). Mesri, G. 2018 [30] đề xuất tốc độ biến dạng có giá

trị dao động từ 1 đến 10 lần tốc độ biến dạng ở thời điểm kết thúc cố kết sơ cấp để

đảm bảo rằng tỷ số áp lực nước lỗ rỗng đối với ứng suất tổng ub/v nhỏ hơn 15 %.

Các nghiên cứu chỉ thực hiện trên mẫu nguyên dạng trong phòng thí nghiệm

và không có sự kiểm chứng với kết quả quan trắc hiện trường trên công trình thực để

xác định tính đúng đắn của tốc độ biến dạng lựa chọn.

-10-

1.2.2 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TRONG NƯỚC

Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2011 [43], và Suzuki & Nguyễn Công Oanh,

2013 [44] đã báo cáo một số kết quả có được từ thí nghiệm CRS cho đất sét yếu, tuy

nhiên không có phân tích tính toán sử dụng trực tiếp số liệu CRS này cho bài toán cố

kết có sử dụng bấc thấm PVD kết hợp gia tải trước/chân không. Đào Thị Vân Trâm

và cộng sự, 2013 [11] đã sử dụng kết quả thí nghiệm CRS cho bài toán phân tích hố

đào sâu trong đất yếu ở Thị Vải, kết quả cho thấy rằng dùng thí nghiệm CRS là phù

hợp.

Hiện nay, chưa có một nghiên cứu để ứng dụng trực tiếp kết quả CRS vào các

bài toán cố kết trong điều kiện sử dụng lõi thấm đứng PVD ở Việt Nam. Trong nghiên

cứu này tác giả cũng đã công bố một số dữ liệu liên quan đến ứng dụng kết quả thí

nghiệm CRS vào bài toán cố kết có sử dụng lõi thấm đứng đối với các công trình ở

Việt Nam.

1.3 CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VỀ THÍ NGHIỆM CRS

Theo đó, có thể thấy rằng các đóng góp đáng kể đối với phương pháp thí

nghiệm nén cố kết theo tốc độ biến dạng không đổi đã được thực hiện từ năm 1964

qua các công trình của Crawford, 1964 [10], Byrne, 1969 [6], Smith, 1969 [42] và

Wissa, 1971 [58] đặt nền tảng cho lý thuyết cố kết tốc độ biến dạng không đổi.

1.4 CÔNG TRÌNH THỰC TẾ CÓ THÍ NGHIỆM CRS TRÊN ĐẤT YẾU

1.4.1 THÍ NGHIỆM CRS

Sơ đồ thí nghiệm được thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM D4186-2012 [2] hoặc

JIS A1227-2009 [22], với sơ đồ nguyên lý của thiết bị thí nghiệm như thể hiện ở Hình

1-4. Mẫu đất (giới hạn cho trầm tích Holocene ở Việt Nam) được đưa vào hộp nén

và thực hiện nén cố kết một chiều với tốc độ biến dạng không đổi được điều khiển tự

động thông qua sensor đo chuyển vị LVDT (Linear Variable Displacement

Transducer). Trong quá trình nén với tốc độ biến dạng không đổi, áp lực nước lỗ rỗng

ở đáy mẫu cũng được đo một cách tự động.

-11-

Mẫu đất được chuẩn bị từ khâu lấy mẫu bằng ống mẫu Piston để đảm bảo độ

nguyên dạng của mẫu đất phục vụ công tác thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không

đổi trong phòng thí nghiệm. Bảng 1-1 thể hiện bằng hình ảnh toàn bộ các bước từ

chuẩn bị mẫu vào dao vòng, lắp giấy thấm, đá thấm và đưa mẫu vào hộp nén cũng

như lắp đặt mẫu vào hệ thống máy nén được điều khiển tự động bằng cách đặt tốc độ

biến dạng. Mẫu đất được thực hiện thí nghiệm với tốc độ biến dạng không đối 0.02

%/phút và ảnh hưởng của tốc độ biến dạng cũng được nghiên cứu trên các mẫu đất

nguyên dạng, kết quả thí nghiệm trên mẫu nguyên dạng ở các công trình nghiên cứu

được thể hiện ở các phần sau một cách chi tiết.

Hình 1-4 Sơ đồ hộp nén cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS (ASTM D4186-12)

-12-

Bảng 1-1 Qui trình chuẩn bị mẫu và thí nghiệm CRS

Cắt mẫu bằng dao vòng

Bôi dầu khử chân không

Cắt mẫu bằng dao kẽm

Chuẩn bị xong mẫu dao vòng

Lắp giấy thấm lên 2 mặt mẫu

Cân mẫu bằng cân điện tử

-13-

Lắp xong giấy thấm ở đáy mẫu

Lắp giấy thấm ở đỉnh mẫu

Lắp xong giấy thấm ở đỉnh mẫu

Lắp đá thấm lên đỉnh mẫu

Lắp đĩa truyền lực trên đỉnh mẫu

Lắp xong đá thấm trên đỉnh mẫu

-14-

Đóng mẫu vào hộp nén

Đóng xong mẫu vào hộp nén

Tiến hành thí nghiệm với tốc độ 0.02 %/phút

Bão hòa mẫu bằng áp lực ngược

1.4.2 CÁC CÔNG TRÌNH CÓ THÍ NGHIỆM CRS

Dữ liệu công trình phục vụ trong nghiên cứu được thu thập từ chính các công

trình đang nghiên cứu và thực hiện thí nghiệm tại phòng thí nghiệm hiện trường. Hình

1-5 thể hiện vị trí các công trình tác giả có sử dụng dữ liệu thí nghiệm cố kết tốc độ

biến dạng không đổi (CRS), một số công trình còn có các thí nghiệm hiện trường

khác như xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng, cắt cánh hiện trường. Ngoài ra còn

có một số chỉ tiêu thí nghiệm trong phòng khác. Bảng 1-2 bên dưới tổng hợp các loại

thí nghiệm trong phòng và hiện trường đối với các công trình có số liệu được sử dụng

trong nghiên cứu này.

-15-

Bảng 1-2 Tổng hợp các thí nghiệm thực hiện trong công trình nghiên cứu

Các loại thí nghiệm được sử dụng

Vị trí công trình

CPTu DST1 DST2

FVT UCT CRS

Cái Mép Nhà Bè

Vũng Tàu TP. HCM

Chùa Vẽ

Hải Phòng

Cà Mau

Thị Vải

Vũng Tàu

Cần Giuộc

Long An

Bình Chánh

TP. HCM

Đa Phước

TP. HCM

Hầu hết các công trình có thực hiện thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không

đổi (CRS) ở tốc độ biến dạng 0.02%/phút và tác giả cũng nghiên cứu ảnh hưởng của

tốc độ biến dạng lên áp lực tiền cố kết đối với sơ đồ này ở CHƯƠNG 2, thí nghiệm

cố kết gia tải từng cấp IL (truyền thống), xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng, cắt cánh

hiện trường, nén nở hông tự do và torvane. Bảng 1-3 mô tả chi tiết về kích thước mẫu

sử dụng, qui trình và tốc độ biến dạng áp dụng cho các loại thí nghiệm trong các công

Bảng 1-3 Qui trình thí nghiệm của từng phương pháp thí nghiệm ở các công trình nghiên cứu

thí

Ký hiệu

Mô tả loại thí nghiệm

Loại nghiệm

Thông số xác định

DST1

suf

Cắt đơn trực tiếp (1) theo JIS

Kích thước mẫu thí nghiệm 60mm x H25.4mm. Tốc độ biến dạng 0.25mm/phút. Điều kiện thể tích không đổi khi cắt (không thoát nước). Đo sức kháng cắt không thoát nước hiện trường bằng phương pháp nén lại mẫu đến cấp ứng suất hiện trường.

DST2

sun

Cắt đơn trực tiếp (2) theo JIS

Kích thước mẫu thí nghiệm 60mm x H25.4mm. Tốc độ biến dạng 0.25mm/phút. Điều kiện thể tích không đổi khi cắt (không thoát nước). Đo sức kháng cắt không thoát nước trong điều kiện cố kết thường.

UCT

qu/2

Nén đơn nở hông tự do

Kích thước mẫu thí nghiệm 35mm x H80mm hoặc 50mm x H100mm. Tốc độ biến dạng là 1 %/phút.

trình nghiên cứu.

-16-

CPTu

qT–v0

Tốc độ xuyên 1-2 cm/s có đo áp lực nước lỗ rỗng trong giai đoạn xuyên. Diện tích mũi côn A=10cm2. Góc nghiêng mũi côn 60 độ.

Xuyên tĩnh lực đo áp nước lỗ rỗng

FVT(VST)

su(v)

Cắt cánh hiện trường

Tốc độ xoay 6 độ/phút. D40mm x H80mm. Loại cắt cánh điện hoặc tự khoan lỗ.

’c

CRS

Cố kết tốc độ biến dạng không đổi

Kích thước mẫu 60mm x H25.4mm. Tốc độ biến dạng không đổi 0.02%/phút. Áp lực ngược 100kPa. Thoát nước theo hướng đỉnh mẫu xuống đáy mẫu và đo áp lực nước lỗ rỗng ở đáy mẫu.

Kích thước mẫu 60mm x H25.4mm. Thay đổi cấp tải

’c

Cố kết gia

trọng sau mỗi 24 giờ với tỷ lệ các cấp tải trọng theo

tải từng cấp

’v/’v = 1. Thoát nước theo cả đỉnh và đáy mẫu.

Hình 1-5 thể hiện vị trí 4 công trình nghiên cứu trong luận án, các công trình

thể hiện trên bản đồ có đầy đủ dữ liệu quan trắc hiện trường như độ lún mặt đo bằng

bàn đo lún, độ lún sâu từng lớp đo bằng nhện từ, áp lực nước lỗ rỗng đo loại đầu đo

áp lực nước lỗ rỗng kiểu dây rung, và áp lực đất bằng bàn đo áp lực đất bằng dây

rung. Các công trình phân bố tập trung ở đồng bằng Sông Cửu Long và đồng bằng

sông Hồng. Đây là các vùng có trầm tích yếu Holocene tập trung nhiều ở Việt Nam

với chiều dày lớp đất trầm tích Holocene thay đổi từ 8-40 m tùy theo vùng và vị trí.

Các công trình khác trong đề tài nghiên cứu được lập danh sách ở Bảng 1-2 với các

loại thí nghiệm được sử dụng cho từng công trình, phụ thuộc vào điều kiện thực tế và

yêu cầu kỹ thuật của từng công trình cụ thể. Tuy nhiên, các công trình hầu hết là cảng

và nằm ở khu vực sát luồng hướng ra biển.

Hình 1-6 thể hiện kết quả thí nghiệm phân tích thành phần hạt để xác định hàm

lượng hạt sét và hàm lượng hạt bụi đối với các công trình đang nghiên cứu vì hàm

lượng hạt sét và hàm lượng hạt bụi là các thành phần chính ảnh hưởng đến các đặc

trưng cơ học và vật lý của đất trầm tích Holocene ở Việt Nam. Hàm lượng hạt sét ở

công trình Cái Mép có giá trị lớn hơn 60 % và ở một số độ sâu còn đạt giá trị 80 %.

Thông thường hàm lượng hạt sét biến động từ 35 % đến 50 % đối với các công trình

-17-

còn lại. Hàm lượng hạt sét thấp nhất được tìm thấy đối với đất yếu ở khu vực Hải

HiÖp Phíc

C¸i MÐp

Cµ Mau

H¶i Phßng

o µ n g S a ( V iÖt N a m )

HiÖp Phíc

Cµ Mau

C¸i MÐp

Trêng Sa (ViÖt Na m)

Hình 1-5 Bản đồ Việt Nam và vị trí các vùng đất yếu nghiên cứu

Phòng như thể hiện trên Hình 1-6.

-18-

Hµm lîng sÐt, hµm lîng bôit (%)

120

)

( u © s é §

(C¸i MÐp-V. Tµu)

(Nhµ BÌ-HCM)

(Chïa VÏ-H. Phßng)

(Cµ Mau)

Hµm lîng sÐt, hµm lîng bôit (%) 0

120

)

( u © s é §

(ThÞ V¶i-V. Tµu)

(CÇn Giuéc-L. An)

(B×nh Ch¸nh-HCM)

(§a Phíc - HCM)

Hµm lîng sÐt (d<0.005mm) (%) Hµm lîng bôit (d=0.005-0.075mm) (%)

Hình 1-6 Hàm lượng hạt bụi và hạt sét cho đất sét yếu cho một số khu vực ở Việt Nam

Tuy nhiên, tổng của hàm lượng hạt sét và hạt bụi cho toàn bộ các công trình

đang xét, theo kết quả thí nghiệm, hầu hết dao động từ 90 % đến 100 % đối với lớp

đất trầm tích yếu Holocene và đây cũng là đối tượng nghiên cứu của tác giả. Hàm

-19-

lượng sét trong lớp trầm tích Holocene ở các công trình đang xét phân bố tương đối

A-line: PI=0.73(LL-20)

C¸i MÐp HiÖp Phíc H¶i Phßng Cµ Mau Long An ThÞ V¶i B×nh Ch¸nh

U-line: PI=0.9(LL-8)

CL-M L

M H hay OH

) I P ( o Î d è s Ø h C

M L hay OL

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120

Giíi h¹n ch¶y (LL)

Hình 1-7 Biểu đồ Atteberg cho đất yếu của một số vùng ở Việt Nam

đồng đều theo chiều sâu.

Hình 1-7 thể hiện biểu đồ tổng hợp mối quan hệ giữa chỉ số dẻo (PI) và giới

hạn chảy (LL). Theo đó đất yếu của các vùng Cái Mép (Bà Rịa, Vũng Tàu), Hiệp

Phước (TP. HCM), Hải Phòng, Cà Mau, Long An, Thị Vải (Bà Rịa, Vũng Tàu) và

Bình Chánh (TP. HCM) có quan hệ PI so với LL bám theo đường A-line, có nghĩa là

các vùng này có thể được xem là đất sét yếu. Một số đặc trưng cơ học tiêu biểu của

đất sét yếu ở các vùng này sẽ được nghiên cứu chi tiết ở CHƯƠNG 2.

Ngoài ra chỉ số nén Cc1 ngay sau khi áp lực nằm trong khoảng (3-5) ’c biến

thiên khá rộng theo kết quả mối quan hệ giữa chỉ số nén Cc1 tương ứng với độ ẩm tự

nhiên wn, độ ẩm giới hạn chảy wL và chỉ số dẻo PI theo Hình 1-8. Theo đó, có thể

thấy rằng trong cùng lớp đất thì chỉ số nén Cc1 cũng biến thiên theo độ sâu của mẫu

đất, độ ẩm. Do đó, việc sử dụng mô hình một lớp để tính toán mức độ cố kết, độ lún

và ứng xử cố thấm của nền đất yếu là chưa phù hợp. Với trường hợp áp lực vượt quá

giá trị áp lực tiền cố kết từ (3-5) lần thì độ dốc của đường nén lún Cc2 tiến về giá trị

là hằng số theo kết quả thí nghiệm mô tả trên Hình 1-8. Mối quan hệ của chỉ số nén

-20-

tương ứng với đất sét yếu Việt Nam được so sách với các vùng khác trên thế giới và

C¸i MÐp

HiÖp Phíc

H¶i Phßng

Cµ Mau

CC2=0.025PI-0.200

CC2=0.015wn-0.250

CC2=0.018wL-0.500

R2=0.60

R2=0.65

R2=0.56

2 C C

100

PI (%)

wn (%)

wL (%)

1 C C

100

PI (%)

wn (%)

wL (%)

Hình 1-8 Tương quan hệ giữa chỉ số nén với độ ẩm, giới hạn chảy và chỉ số dẻo

Bảng 1-4 So sánh các công thức kinh nghiệm

Dạng

STT

Phương trình

Công bố

Azzouz et al. (1976)

Cc = 0.01(wn–5)

Koppula (1981)

Cc = 0.01wn

Cc = f(wn)

Hererro (1983)

Helenelund (1951)

Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này

Cc = 0.01(wn–7.549) Cc = 0.85(wn/100)3/2 Cc2 = 0.015wn-0.25

Terzaghi and Peck (1967)

Cc = 0.009(wL–10)

Skempton (1944)

Cc = 0.007(wL–7)

Cc = f(wL)

Cozzolino (1961)

Cc = 0.0046(wL–9)

Azzouz et al. (1976)

Cc = 0.006(wL–9)

Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này

10 Cc2 = 0.018wL-0.50

Iizuka and Ohta (1987)

11 Cc = 0.035+0.016PI

Cc = f(PI)

Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này

12 Cc2 = 0.025PI-0.200

theo các công bố trên thế giới theo Bảng 1-4.

-21-

1.5 LỊCH SỬ PHÁT TRIỂN CÁC LỜI GIẢI CỐ KẾT

Rendulic, 1936 [41] đã thiết lập và giải phương trình vi phân thấm một chiều

cho bài toán nén lún theo phương thẳng đứng và dòng thấm hướng tâm. Ngoài ra,

ông cũng phát triển lời giải cố kết đa chiều.

Biot, M. A., 1941 [4] đã thiết lập phương trình cố kết nhiều hướng.

Barron, 1948 [3] đã đề xuất sử dụng các đặc trưng mức độ xáo động của đất

xung quanh lõi thấm đứng và sức cản lõi thấm của nó có thể làm giảm hiệu quả làm

việc của lõi thấm đứng.

Yoshikuni & Nakanode, 1974 [59] đã phát triển lời giải gần đúng cho phương

trình cố kết của lõi thấm đứng dựa trên giả thiết “biến dạng tự do”.

Hansbo, 1979 [16], Hansbo, 1997 [15] và Hansbo, 2011 [19] đã đề xuất

phương trình cố kết dựa trên quan hệ hàm số mũ của vận tốc dòng thấm và hệ số

thấm. Hansbo, 1981 [18] trình bày lời giải xấp xỉ đối với bài toán cố kết cho lõi thấm

đứng có kể đến sức cản lõi thấm và mức độ xáo động dựa trên giả thiết “biến dạng

bằng nhau”.

Các mô hình được đề xuất được giả thiết sử dụng cho nền một lớp đồng nhất,

có một trường hợp tải trọng (hoặc tải trọng tăng theo qui luật tuyến tính), điều này

chưa mô tả được điều kiện thực tế của nền đất yếu có các chỉ tiêu nén lún, hệ số cố

kết thay đổi theo chiều sâu đối với từng phân lớp đất cũng như thay đổi theo quá trình

cố kết của nền đất, dẫn đến kết quả tính toán có thể khác biệt với thực tế ứng xử của

nền đất.

1.6 KẾT LUẬN CHƯƠNG 1

 Mặc dù nhiều tác giả đã công bố kết quả thí nghiệm CRS ở nhiều khu vực

khác nhau, nhưng việc áp dụng trực tiếp kết quả CRS vào các tính toán phân

tích trong thực hành thì rất ít. Các ứng dụng CRS vào tính toán thực hành

thường không được đề xuất do có các ý kiến cho rằng không thể ứng dụng trực

-22-

tiếp kết quả thí nghiệm CRS vào tính toán thực hành. Tuy nhiên, gần đây đã

có một số nghiên cứu ở nước ngoài ứng dụng trực tiếp thí nghiệm CRS vào

công trình thực tế đã cho kết quả khả quan. Trong đó cần kể đến là nghiên cứu

của Umehara, 1983 [55]; Suzuki, 2004 [46]; Suzuki & Nguyễn Công Oanh,

2013 [44]; Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2011 [43] cũng trình bày số kết quả

thí nghiệm CRS cho đất yếu ở Việt Nam; Đào Thị Vân Trâm & Nguyễn Công

Oanh, 2013 [11] và Nguyễn Công Oanh, 2016 [33] đã sử dụng trực tiếp kết

quả thí nghiệm CRS vào hố đào sâu trong nền đất yếu ở Thị Vải.

 Hơn nữa, trong điều kiện Việt Nam hiện nay chưa có nghiên cứu toàn diện, để

có thể ứng dụng loại thí nghiệm này vào việc xác định các thông số cần thiết

trong công tác thiết kế, thực hành xử lý nền bằng lõi thấm đứng. Do đó, cần

nghiên cứu để đưa vào ứng dụng thực tiễn tại Việt Nam.

 Bảng 1-4. Các phương trình hồi qui từ số liệu công trình đang xét được lập ở

Dạng

STT

Phương trình

Công bố

Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này

Cc = f(wn)

Cc2 = 0.015wn-0.25

Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này

Cc = f(wL)

Cc2 = 0.018wL-0.50

Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này

Cc = f(PI)

Cc2 = 0.025PI-0.20

bảng bên dưới đây.

 Các lời giải hiện tại chưa mô tả được thực tế nền đất yếu phân lớp với các chỉ

tiêu nén lún và thấm khác nhau đối với từng phần lớp và hệ số cố kết thay đổi

trong quá trình cố kết.

-23-

CHƯƠNG 2 MỘT SỐ THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU XÁC ĐỊNH BẰNG CÁC

PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM KHÁC NHAU

2.1 MỘT SỐ THÔNG SỐ ĐẶC TRƯNG CỦA ĐẤT YẾU

2.1.1 SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC

Sức kháng cắt không thoát nước là một trong số các chỉ tiêu quan trọng của

đất sét yếu, do đó việc xác định chính xác giá trị sức kháng cắt hiện trường rất quan

trọng để phục vụ công tác tính toán ổn định nền đất đắp, cũng như sức chịu tải của

nền. Ngoài ra, tỷ số sức kháng cắt không thoát nước trong giai đoạn cố kết thường

(NC), sun/’v0, cũng là thông số thường dùng trong tính toán sự gia tăng sức kháng

cắt không thoát nước trong quá trình thi công xử lý nền đất yếu theo giai đoạn. Sức

kháng cắt không thoát nước có thể được xác định bằng thí nghiệm hộp cắt đơn theo

sơ đồ cố kết không thoát nước, cắt cánh hiện trường, nén nở hông tự do và xuyên

tĩnh…

Hình 2-1 thể hiện sức kháng cắt không thoát nước của đất sét yếu theo các loại

thí nghiệm khác nhau. Nhận thấy rằng sức kháng cắt không thoát nước theo phương

pháp thí nghiệm nén đơn chịu nở hông tự do cho giá trị thấp nhất và thường bé hơn

giá trị sức kháng cắt theo trạng thái cố kết thường tính toán từ tỷ số sun/’v0. Điều này

có thể được giải thích rằng sức kháng cắt của mẫu đất chịu ảnh hưởng bởi áp lực hông

’3 trong điều kiện hiện trường. Sức kháng cắt không thoát nước theo kết quả cắt

cánh hiện trường luôn lớn hơn giá trị sức kháng cắt tính theo tỷ số ở trạng thái cố kết

thường, điều này khẳng định một điều nữa là đất sét yếu trong điều kiện tự nhiên của

Việt Nam ở trạng thái cố kết trước gây ra bởi từ biến, hoặc do hình thành lực dính

trong thời gian dài theo tuổi của trầm tích. Sức kháng cắt xác định theo phương pháp

cắt đơn trực tiếp không thoát nước cũng xấp xỉ với giá trị có được từ thí nghiệm cắt

cánh hiện trường. Các giá trị hệ số mũi xuyên Nkt được xác định bằng cách chuẩn hóa

sức kháng mũi xuyên hiệu chuẩn với sức kháng cắt theo kết quả cắt cánh hiện trường,

giá trị này dao động từ Nkt=10 -:- 20. Với việc sử dụng thí nghiệm xuyên tĩnh có đo

áp lực nước lỗ rỗng, mối quan hệ giữa sức kháng cắt không thoát nước theo chiều sâu

-24-

cũng được xác định bằng cách kết hợp giữa thí nghiệm xuyên tĩnh với thí nghiệm cắt

su (kPa) 50

100 150

su (kPa) 50

100 150

)

( u © s é §

(C¸i MÐp-V. Tµu)

40 (Chïa VÏ-H. Phßng)

(Cµ Mau)

(Nhµ BÌ-HCM)

su (kPa) 50

100 150

su (kPa) 50

100 150

)

( u © s é §

(ThÞ V¶i-V. Tµu)

(CÇn Giuéc-L. An)

40 (B×nh Ch¸nh-HCM)

(B×nh §iÒn-HCM)

suf(d)

suf(v)

qu/2

'v0x(sun/'c)

(qt-v0)/Nkt

Hình 2-1 Sức kháng cắt không thoát nước của một số vùng ở Việt Nam

cánh hiện trường hoặc/và thí nghiệm cắt đơn không thoát nước.

-25-

'c (kPa) 140 280 420

)

( u © s é §

'v0+30

'v0+45

'v0+30

'v0+20

(Nhµ BÌ-HCM)

(Chïa VÏ-H. Phßng)

(Cµ Mau)

(C¸i MÐp-V. Tµu)

'c (kPa) 140 280 420

)

( u © s é §

'v0+60

'v0+30

(B×nh Ch¸nh-HCM)

(§a Phíc-HCM)

(CÇn Giuéc-L. An)

(ThÞ V¶i-V. Tµu)

CRS

CPTU

'v0

'v0+POP

Hình 2-2 Áp lực tiền cố kết của đất yếu của một số vùng ở Việt Nam

2.1.2 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT

Áp lực tiền cố kết là chỉ tiêu rất quan trọng của đất sét yếu, ảnh hưởng trực

tiếp đến kết quả phân tích lún theo thời gian của nền đất dưới tải trọng đắp gia tải

-26-

hoặc tải trọng công trình. Giá trị áp lực tiến cố kết được xác định theo kết quả nén

một chiều bằng hộp nén Oedometer theo sơ đồ gia tải từng cấp IL (truyền thống) và

sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi CRS có kết hợp với xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ

rỗng, cũng như chỉ tiêu vật lý của nền đất yếu là dung trọng hoặc ứng suất hữu hiệu

địa tầng. Hình 2-2 thể hiện kết quả áp lực tiền cố kết theo chiều sâu lớp đất yếu đối

với nhiều loại thí nghiệm khác nhau như CRS, IL, và CPTU. Ngoài ra, trên hình còn

thể hiện cả áp lực hữu hiệu hiện trường ’v0 và mức độ khác nhau giữa áp lực tiền cố

kết so với áp lực hiện trường được ký hiệu là POP. Áp lực tiền cố kết có xu hướng

tăng theo chiều sâu hay tăng theo mức độ gia tăng của áp lực hữu hiệu hiện trường.

Giá trị sự khác biệt giữa áp lực hữu hiệu hiện trường so với áp lực tiền cố kết đối POP

với các công trình đang nghiên cứu dao động từ 20 kPa cho Cà Mau đến 60 kPa cho

Thị Vải. Điều này có nghĩa là đất trầm tích sét yếu Holocene của Việt Nam trong tự

nhiên luôn ở trạng thái cố kết trước. Kết quả này phù hợp với công bố trước đó của

Bùi Tấn Mẫn, 2003 [5], trong đó thể hiện rằng việc OCR nhỏ hơn đơn vị có nguyên

nhân do mẫu xáo động. Hơn nữa, Takemura và cộng sự, 1997 [47] cho rằng, sau khi

nghiên cứu một số công trình ở đồng bằng sông Cửu Long và so sánh đặc trưng từ

các mẫu đất lấy bằng ống mẫu thành mỏng Shelby với ống mẫu Piston, đất yếu Việt

Nam chưa được nghiên cứu tốt do sự xáo động của mẫu đất, tức mẫu đất không đảm

bảo tính nguyên dạng.

Hình 2-3 cho thấy mối quan hệ giữa sức kháng cắt không thoát nước với tỷ số

cố kết trước OCR. Nhận thấy rằng khi OCR=1.0 thì sức kháng cắt không thoát nước

của mẫu đất ở trạng thái cố kết thường có giá trị là sun/’v0=0.22, và sức kháng cắt

này tăng lớn hơn sức kháng cắt ở giai đoạn cố kết thường khi OCR tăng lên. Trên

hình cũng thể hiện mối quan hệ của tỷ số OCR theo độ sâu của mẫu đất, ngoài ra biến

dạng từ 0 đến ứng suất hiện trường ’v0 cũng được vẽ theo độ sâu lấy mẫu. Hầu hết

giá trị biến dạng này tương ứng đối với các mẫu được lấy bằng ống mẫu Piston trong

các công trình nghiên cứu đều bé hơn 6 %, ngoại trừ một số ít mẫu có biến dạng nằm

vào khoảng 6 % đến 8 %. Các mẫu đều có hệ số cố kết trước OCR > 1.0 và giá trị tối

thiểu thể hiện trên đồ thị là 1.20. Điều này cho thấy rằng với mẫu đất lấy bằng ống

-27-

lấy mẫu Piston có chất lượng tốt và đảm bảo độ tin cậy nhất định trong việc đánh giá

C¸i MÐp-V.Tµu Nhµ BÌ-HCM Chïa VÏ-H¶i Phßng Cµ Mau ThÞ V¶i-V.Tµu CÇn Giuéc-Long An B×nh Ch¸nh-HCM §a Phíc-HCM

)

suf/'v0=0.22(OCR)1.26

(

0 v ' 

u © s

R2=0.85

f u s

é §

AB C D 0

OCR

10 BiÕn d¹ng ®Õn 'v0, 0 (%)

Hình 2-3 Tương quan giữa sức kháng cắt không thoát nước và OCR

350

300

C¸i MÐp HiÖp Phíc H¶i Phßng Cµ Mau

250

H¶i Phßng

Hoµng Sa (ViÖt Nam)

200

) a P k (

y=1.25x

y=1.16x R2=0.96

150

) S R C ( c '



y=1.05x

100

HiÖp Phíc

100 150 200 250 300 350

Cµ Mau

'c(IL) (kPa)

Trêng Sa (ViÖt Nam)

C¸i MÐp

Hình 2-4 Tương quan áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm CRS và IL

kết quả thí nghiệm trên các mẫu nguyên dạng này.

-28-

Kết quả thí nghiệm nén cố kết bằng sơ đồ CRS và cả sơ đồ IL đều có thể xác

định được hệ số cố kết trước OCR lớn hơn đơn vị.

Hình 2-4 thể hiện kết quả so sánh áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm cố kết bằng

hộp nén theo 2 sơ đồ các nhau là tốc độ biến dạng không đổi CRS và gia tải từng cấp

IL trên các mẫu nguyên dạng ở cùng độ sâu lấy mẫu. Đồ thị cho thấy áp lực tiền cố

kết theo sơ đồ CRS lớn hơn các giá trị từ thí nghiệm gia tải từng cấp từ 5 %-25 % và

trung bình là 16 % với hệ số tương quan R2=0.96. Do đó với việc sử dụng giá trị áp

lực tiền cố kết từ các sơ đồ thí nghiệm khác nhau có thể dẫn đến kết quả phân tích độ

lún cũng khác nhau.

2.1.3 CÁC CHỈ SỐ NÉN Cc1, Cc2 VÀ Cr CỦA ĐẤT YẾU

Tính nén lún của đất yếu càng lớn thì độ lún dưới tải trọng đắp hoặc tải trọng

công trình cũng càng lớn. Việc xác định chính xác các chỉ số nén, chỉ số nở của đất

yếu dưới tải trọng là rất quan trọng. Để đảm bảo điều này các mẫu đất sử dụng để

thực hiện thí nghiệm CRS cũng cần đảm bảo tính nguyên dạng cần thiết để các thông

số đảm bảo mức độ chính xác. Việc sử dụng kết quả thí nghiệm CRS với dữ liệu được

thu thập liên tục một cách tự động, các chỉ số nén ở trạng thái cố kết thường Cc1, Cc2

và ở trạng thái cố kết trước Cr cũng được xác định một cách dễ dàng và chính xác

hơn dựa vào quan hệ của hệ số rỗng và cấp áp lực hữu hiệu trong hệ trục tọa độ

logarith. Hình 2-5 thể hiện đồ thị quan hệ giữa hệ số rỗng, và hệ số cố kết theo cấp

áp lực nén đối với kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS cho các

công trình đang nghiên cứu. Kết quả cho thấy rằng với mẫu đất nguyên dạng lấy bằng

ống lấy mẫu Piston và thí nghiệm CRS, đường cong hệ số rỗng so với áp lực theo đồ

thị logarith có hình dạng chữ S, với các độ dốc khác nhau tương ứng với giá trị áp

lực bé hơn áp lực tiền cố kết có Cr, tương ứng với áp lực giữa giá trị ’c-’p là Cc1,

và trường hợp áp lực lớn hơn ’p độ dốc sẽ là Cc2. Trong lúc đó thì hệ số cố kết cv có

giá trị tiến về giá trị hằng số khi áp lực vượt qua áp lực tiền cố kết như các kết quả

thể hiện trên hình. Các giá trị thông số đầu vào cho bài toán phân tích bằng phương

pháp sai phân hữu hạn sẽ được thực hiện chi tiết cho từng mẫu đất ở CHƯƠNG 4.

-29-

HiÖp Phíc

C¸i MÐp

Cµ Mau

H¶i Phßng

e , g n ç r è s Ö H

0 104

103

) d /

102

m c ( v c

101

100

101

103

101

103

101

103

101

103

102 'v (kPa)

ThÞ V¶i

Long An

§a Phíc

B×nh Ch¸nh

e , g n ç r è s Ö H

0 104

103

) d /

102

m c ( v c

101

100

101

103

101

103

101

103

101

103

102 'v (kPa)

Hình 2-5 Biến thiên hệ số rỗng và hệ số cố kết theo cấp áp lực từ thí nghiệm CRS

Hình 2-6 mô tả biến thiên của áp lực nén v và áp lực nước lỗ rỗng dư ub trong

quá trình thí nghiệm nén cố kết CRS với tốc độ biến dạng 0.02 %/phút ở các khu vực

đang nghiên cứu. Dưới mỗi cấp biến dạng, áp lực được đo bằng đầu đo tự động ghi

và lưu vào máy tính điện tử. Dưới tốc độ biến dạng 0.02 %/phút thì tỷ số áp lực nước

lỗ rỗng thặng dư so với áp lực nén đo được luôn luôn nhỏ hơn 30 % ở giai đoạn thí

nghiệm ổn định như thể hiện trên Hình 2-6, thỏa mãn điều kiện được đặt ra theo tiêu

chuẩn ASTM D4186-2012 [2], để kết quả từ thí nghiệm CRS có thể phù hợp với thí

nghiệm IL. Tốc độ lựa chọn 0.02 %/phút cũng phù hợp với nghiên cứu của Jia, R.

2010 [21] và Chai, J. C. 2012 [8] trên đất sét yếu Ariake, Nhật Bản. Do đó, dữ liệu

-30-

thí nghiệm CRS thực hiện đối với mẫu đất nguyên dạng ở các khu vực đang nghiên

cứu đảm bảo độ tin cậy và tuân theo tiêu chuẩn ASTM D4186-2012 [2]. Sự phù hợp

của tốc độ biến dạng sẽ được phân tích chi tiết hơn ở CHƯƠNG 4 trên số liệu quan

trắc và số liệu tính toán bằng phương pháp sai phân hữu hạn từ các thông số từ thí

1000

HiÖp Phíc

H¶i Phßng

Cµ Mau

C¸i MÐp

800

600

400

) a P k ( b u , v 

200

0 40

)

( v 

/ b u

0 500 1000 1500 2000

500 1000 1500 2000

t (phót)

500

Long An

ThÞ V¶i

B×nh Ch¸nh

§a Phíc

400

300

200

) a P k ( b u , v 

100

0 40

)

( v 

/ b u

0 500 1000 1500 2000

500 1000 1500 2000

t (phót)

Hình 2-6 Biến thiên áp lực nén v, áp lực nước lỗ rỗng ub và tỷ số ub/v theo thời gian

nghiệm CRS ở tốc độ 0.02 %/phút.

Chỉ số nén lún của đất sét yếu nguyên dạng biến thiên theo cấp tải trọng. Giá

trị này đạt hằng số khi tỷ số ’v/’c tương ứng với giá trị là (3-5) lần như thể hiện trên

Hình 2-7. Điều này có nghĩa là việc sử dụng chỉ số nén lún là hằng số trong toàn bộ

giai đoạn sau áp lực tiền cố kết có thể dẫn đến kết quả độ lún tính toán được sẽ khác

với ứng xử thực tế của nền đất yếu. Trong phạm vi của đề tài này, tác giả nghiên cứu

-31-

đề xuất mô hình của đất sét yếu với việc kể đến độ dốc biến thiên trong giai đoạn

chuyển tiếp từ trạng thái cố kết trước (OC) sang trạng thái cố kết thường (NC) và

C¸i MÐp

HiÖp Phíc

H¶i Phßng

e , g n ç r è s Ö H

0 0.1

0.1

1 log('v/'c)

C¸i MÐp

HiÖp Phíc

H¶i Phßng

6 5 4 3 2 1 0 0.1

0.1

1 log('v/'c)

e ,

Cµ Mau

ThÞ V¶i

Long An

g n ç r

è s Ö H

0 0.1

0.1

1 log('v/'c)

Cµ Mau

ThÞ V¶i

Long An

6 5 4 3 2 1 0 0.1

0.1

1 log('v/'c)

Hình 2-7 Biến thiên chỉ số nén theo cấp áp lực

được mô tả chi tiết hơn ở CHƯƠNG 3.

-32-

2.4

2.2

2.0

é n

c ®

e ,

m t è

CRS sÐt yÕu ViÖt Nam Serge Leroueil, 1996 SÐt yÕu ISOGO

1.8

G i ¶

g n ç r

) n i m % 2 0 . 0 ( c '

1.6

Gi¶ m tèc ®é nÐn



/ c '

1.2

1.4



è s Ö H

1.2

0.6

10-6

10-5

10-4

10-3

10-2

1.0 104

Tèc ®é biÕn d¹ng, (1/min)

103

) d /

CRS (0.020%) CRS (0.056%) CRS (0.112%) CRS (0.200%) CRS (0.400%)

m c ( v c

102

101

103

104

102 'v (kPa)

Hình 2-8 Ảnh hưởng tốc độ biến dạng lên áp lực tiền cố kết

Hình 2-8 thể hiện mối quan hệ của đường cong e-log(’v) và log(cv)-log(’v)

theo các tốc độ biến dạng khác nhau trong thí nghiệm CRS biến thiên lần lượt là 0.020

%/phút, 0.056 %/phút, 0.112 %/phút, 0.200 %/phút và 0.400 %/phút. Kết quả thí

nghiệm trên mẫu nguyên dạng cho thấy rằng tốc độ biến dạng càng giảm thì áp lực

tiền cố kết càng giảm, tuy nhiên hệ số cố kết cv tiến về tiệm cận giá trị là hằng số như

giá trị ở trạng thái cố kết thường cv(NC). Kết quả thí nghiệm đối với đất sét yếu tiêu

biểu ở Việt Nam cũng được so sánh với kết quả nghiên cứu trên đất sét Isogo và

nghiên cứu của Serge Leroueil, 1996 [25]. Điều này có nghĩa là tốc độ biến dạng sử

dụng trong thí nghiệm có ảnh hưởng nhất định đến áp lực tiền cố kết xác định được

theo tốc độ biến dạng được lựa chọn. Tuy nhiên, với tốc độ quá chậm có thể dẫn đến

áp lực tiền cố kết bé hơn hiện trường, vì kết quả có chứa cả phần từ biến trong biến

dạng tổng của mẫu. Tốc độ biến dạng phù hợp cho đất trầm tích yếu Holocene của

Việt Nam sẽ được nghiên cứu kỹ trong các phần tiếp theo, bằng việc sử dụng kết quả

thí nghiệm CRS để xác định thông số đầu vào cho các phân tích số trong bài toán cố

kết có sử dụng bấc thấm cho đất sét yếu ở Việt Nam.

-33-

2.2 THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH HIỆN TRƯỜNG

qT-v0 (kPa) 1000

2000

qT-v0 (kPa) 1000

2000

)

( u © s é §

(Nhµ BÌ-HCM)

(Chïa VÏ-H. Phßng)

(Cµ Mau)

(C¸i MÐp-V. Tµu)

qT-v0 (kPa) 1000

2000

qT-v0 (kPa) 1000

2000

qT-v0 (kPa) 1000

2000

qT-v0 (kPa) 1000

2000

)

( u © s é §

(B×nh Ch¸nh-HCM)

(§a Phíc-HCM)

(CÇn Giuéc-L. An)

(ThÞ V¶i-V. Tµu)

CPTU (GÇn vÞ trÝ lç khoan mÉu nguyªn d¹ng CRS)

CPTU (VÞ trÝ kh¸c)

Hình 2-9 Kết quả xuyên tĩnh tại một số công trình ở Việt Nam

2.2.1 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT THEO SỨC KHÁNG XUYÊN

-34-

1600

'c 4 = 0 v - qT

1200

'c 5 = 0 v  - T q

'c 3 = 0 -v qT

C¸i MÐp HiÖp Phíc H¶i Phßng Cµ Mau ThÞ V¶i Long An B×nh Ch¸nh §a Phíc

800

) a P k ( 0 v  - T q

=2'c -v0 qT

400

800

1200

1600

'c (kPa)

Hình 2-10 Tương quan hệ giữa sức kháng xuyên NET và áp lực tiền cố kết

Như đã trình bày ở mục 2.1.2 áp lực tiền cố kết cũng đã được xác định theo kết

quả xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng cho các khu vực công trình đang nghiên cứu,

bằng các so sánh và kết hợp với kết quả có được từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến

dạng không đổi CRS với kết quả xuyên tĩnh gần với hố khoan lấy mẫu nguyên dạng.

Tổng hợp kết quả xuyên tĩnh với sức kháng xuyên hiệu dụng qNET=qT-’v0 theo chiều

sâu cho các khu vực công trình được thể hiện ở Hình 2-9. Đường in đậm màu đỏ tía

liền nét chính là kết quả xuyên tĩnh tại vị trí gần với hố khoan lấy mẫu nguyên dạng

cho công tác thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS. Kết quả cho thấy

rằng, sức kháng xuyên hiệu dụng qNET ở các vị trí xuyên tĩnh khác nhau khá đồng

nhất. Ở công trình cảng Nhà Bè, TP. Ho Chi Minh và Cái Mép, Bà Rịa Vũng Tàu, có

sự biến động nhẹ sức kháng xuyên hiệu dụng qNET giữa các vị trí thí nghiệm.

Hình 2-10 thể hiện mối quan hệ giữa sức kháng xuyên NET so với áp lực tiền

cố kết ’c xác định từ kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS, tỷ

số trung bình cho đất trầm tích yếu Holocene của Việt Nam vào khoảng (qT-v0)/3.

-35-

2.2.2 HỆ SỐ CỐ KẾT NGANG TỪ KẾT QUẢ XUYÊN TĨNH

Xác định hệ số cố kết ngang ch50(CPTU) theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh có

tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian được thực hiện theo phương pháp do

* rT 50



(50

)

CPTU

Houlsby & Teh, 1987 [20] công bố theo công thức sau đây.

2-1

* 50T

Trong đó là 0.245 tương ứng với mức độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng 50 %;

r là bán kính mũi xuyên, t50 là thời gian tương ứng với mức độ tiêu tán áp lực nước

lỗ rỗng đạt 50 % và Ir là chỉ số độ cứng của đất sét yếu. Theo nghiên cứu của Houlsby

& The, 1987 [20], thì mức độ ảnh hưởng của Ir trong điều kiện đất sét yếu dao động

t (gi©y)

100

1000

10000

Cµ Mau HiÖp Phíc

) a P k ( 2 u

(a)

900 800 700 600 500 400 300 200 100 0

Cµ Mau HiÖp Phíc

) S R C ( v c /

) S R C ( h c /

)

y = 2.67x - 20.70 R2=0.74

y = 0.89x - 6.90 R2=0.74

(b)

(c)

U T P C ( 0 5 h c

60 50 40 30 20 10 0

0 SQRT(ch50(CPTU)/OCR) (cm2/ngµy)1/2

SQRT(ch50(CPTU)/OCR) (cm2/ngµy)1/2

Hình 2-11 Tương quan giữa hệ số cố kết CRS cv(CRS) và theo CPTU ch(CPTU)

từ giá trị 25 đến 500 là rất nhỏ, giá trị sử dụng để tính toán được chọn là 50.

Hình 2-11 (a) mô tả kết quả thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng ở công trình

cảng Hiệp Phước, TP. Hồ Chí Minh, sự khác biệt áp lực nước lỗ rỗng cực đại u2max

-36-

phụ thuộc độ sâu thí nghiệm như thể hiện ở trên hình, độ sâu thí nghiệm càng lớn thì

áp lực nước lỗ rỗng cực đại u2max càng lớn. Thời gian thí nghiệm tiêu tán áp lực nước

lỗ rỗng là tối thiểu 5 giờ tương ứng 18,000 giây đối với công trình ở Hiệp Phước.

Hình 2-11 (b) mô tả mối quan hệ giữa hệ số cố kết theo phương ngang ch50(CPTU)

so với hệ số cố kết theo phương đứng dựa trên căn bậc 2 của tỷ số giữa hệ số cố kết

theo phương ngang từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng và hệ số cố kết theo

phương đứng từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS. Với trường hợp

ch(NC)=3cv(CRS) thì cũng có được mối quan hệ tương ứng giữa ch50(CPTU) với ch tính theo

kết quả cv(CRS) theo mô tả trên Hình 2-11 (c). Mối quan hệ này là hàm hồi qui tuyến

tính, với đường màu xanh lần lượt có giá trị là y +/- 6 và y +/- 2 tương ứng với quan

mối quan hệ lần lượt là cv(CRS) và ch. Điều này có nghĩa là hệ số cố kết theo phương

ngang từ thí nghiệm xuyên tĩnh có tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng phải được hiệu chỉnh

theo hệ số từ phương trình hồi qui, không thể sử dụng trực tiếp giá trị hệ số cố kết

theo phương ngang xác định từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng vào phân tích

cố kết được.

2.3 KẾT LUẬN CHƯƠNG 2

 Đất yếu trầm tích Holocene ở Việt Nam luôn ở trạng thái cố kết trước với hệ

số cố kết trước OCR > 1.20 đối với các mẫu đất nguyên dạng có biến dạng

đến áp lực hữu hiệu hiện trường bé hơn 6.0 % đối với các trường hợp đang

xét. Áp lực tiền cố kết lớn hơn áp lực hữu hiệu địa tầng từ 20 kPa đến 60 kPa.

 Chỉ số nén lại của đất yếu Việt Nam được phân chia thành 3 đường thẳng với

các độ dốc khác nhau là Cr ở trạng thái cố kết trước OC hoặc dỡ tải – nén lại,

Cc1 ở trạng thái cố kết thường nhưng cấp áp lực bé hơn ’p, Cc2 ở trạng thải cố

kết thường NC nhưng ở cấp ứng suất lớn hơn ’p. Không thể sử dụng tương

quan với duy nhất một giá trị chỉ số nén trung bình như các công bố trước đây

thể hiện ở Hình 2-7.

-37-

 Tốc độ biến dạng sử dụng trong thí nghiệm không làm ảnh hưởng đến hệ số

cố kết, tuy nhiên với tốc độ càng cao thì áp lực tiền cố kết càng cao. Đất trầm

tích yếu Holocene ở Việt Nam cho áp lực tiền cố kết ở tốc độ 0.40 %/phút có

hệ số gấp 1.80 lần giá trị có được ở tốc độ 0.02 %/phút.

 Thí nghiệm CRS ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút cho giá trị áp lực tiền cố kết

lớn hơn giá trị có được từ thí nghiệm gia tải từng cấp đối với đất yếu ở Việt

 Mối quan hệ giữa áp lực tiền cố kết với sức kháng xuyên NET có được từ thí

Nam, trung bình là 16 %.



 v

' 



 Mối quan hệ giữa hệ số cố kết ngang ch(CPTU) từ thí nghiệm xuyên tĩnh có đo

nghiệm xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng theo biểu thức

tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng và hệ số cố kết cv(CRS) từ thí nghiệm cố kết tốc độ

(

CPTU

)

c h

)

67.2

70.20





CPTU ( OCR

h c v

(

CRS

)

(

CPTU

)

89.0

90.6





CPTU ( OCR

h c h

CRS (

)

biến dạng không đổi theo các phương trình sau với ch(CRS)=3cv(CRS)

-38-

CHƯƠNG 3 LỜI GIẢI CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT BẰNG LÕI THẤM ĐỨNG

3.1 LỜI GIẢI BÀI TOÁN CỐ KẾT CÓ LÕI THẤM ĐỨNG

Các dạng lời giải giải tích cho trường hợp sử dụng lõi thấm đứng được phát

triển từ khá sớm. Bằng việc xét bài toán đơn vị bấc thấm theo trạng thái đối xứng

trục, nhiều nghiên cứu đã giải quyết bài toán này bằng lời giải giải tích có hoặc không

kể đến ảnh hưởng của mức độ xáo động của đất xung quanh lõi thấm đứng và có hoặc

không kể đến sức cản lõi thấm như Rendulic, 1936 [41], Carrilo, 1942 [7], Barron,

1948 [3], Yoshikuni, 1974 [59], Hansbo, 1979 [16], Hansbo, 1981 [18], Hansbo, 1997

[15], Hansbo, 2011 [19], Onoue, 1988 [39], [38], Zeng, 1989 [60], Suzuki, 2004 [46].

3.1.1 LÝ THUYẾT CỦA RENDULIC VÀ CARILLO

Rendulic, 1936 [41] đã thiết lập và giải phương trình vi phân thấm một chiều

cho bài toán nén lún theo phương thẳng đứng và dòng thấm hướng tâm theo phương

trình (3-1)





u 2

1 r

u  t 

 

u  r 

  

  



3-1

c h

k h m  vw

Trong đó, r là bán kính tọa độ cực, là hệ số cố kết theo phương ngang.

Sau đó Carrilo, 1942 [7] đã phát triển lời giải thành bài toán có kết đến cố kết

theo phương đứng và ngang cho lõi thấm đứng, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư được

tính toán như phương trình (3-2) sau đây





u 2

1 r

u  t 

 

u  r 

 

  

  

3-2

zr  ,

zu và

ru là áp lực nước lỗ rỗng thặng dư cho trường

uu r u

Trong đó, , với

hợp dòng thấm đứng và dòng thấm hướng tâm. Bằng việc sử dụng áp lực nước lỗ

rỗng thặng dư trung bình thay vào phương trình trên, thì độ cố kết trung bình của lớp

-39-

đất có xử lý bằng lõi thấm đứng được tính toán theo mức độ cố kết trung bình theo

zU và Rendulic

rU theo công thức (3-3) sau đây,

lời giải của Terzaghi

)

1)(

)







3-3

Chú ý rằng lời giải bên trên cho trường hợp lõi thấm đứng lý tưởng theo đó khả

năng thoát nước của lõi thấm đứng là vô hạn, và không có vùng xáo động.

3.1.2 LỜI GIẢI CỦA BIOT, M. A. (1941)

Biot, M. A., 1941 [4] đã thiết lập phương trình cố kết nhiều hướng, bao gồm

các điểm chính sau đây

 Phương trình cân bằng

 Quan hệ chuyển vị và biến dạng

 Quan hệ ứng suất và biến dạng (phương trình mô hình vật liệu)

 Định luật bảo toàn khối lượng

 Qui luật thấm đối với nước lỗ rỗng





  xy y

  xx x 



  xz z 





Hệ phương trình cố kết nhiều hướng theo hệ phương trình (3-4) thể hiện như sau,

  yx x

  yz z









  yy y    zy y

  zx x 



  zz z 

         

' là dung trọng đất yếu.

3-4

trong đó,

Áp dụng nguyên lý ứng suất hữu hiệu cho ứng suất pháp trong hệ phương trình

trên trong đó u là áp lực nước lỗ rỗng thặng dư.

-40-

u 



'    rr  '      ' u    

3-5







u x

 

  xy y  '  

Thay thế phương trình (3-5) vào phương trình (3-4) ta thu được phương trình (3-6)





'   xx x    yx x

yy y

  xz z    yz z

u y



 

' 





u z

   zy y

  zx x 



'   zz z 

 

         

3-6







y x



u  x x  u



u  x y  u 



Quan hệ biến dạng và chuyển vị được biến đổi thành phương trình (3-7)





y y

y z







 u  z z 

u  z y  u  x z 

u  z x 

   xx     yy     zz 

   xy     yz     zx  

; 3-7

zu là chuyển vị theo các phương x, y và z

yu ,

xu ,

Trong đó



'  



 xy

 '   xx

Quan hệ ứng suất và biến dạng cho môi trường đàn hồi là phương trình (3-8)



'  





 '   yy

 yz



'  





 '   zz

 zx

1 E 1 E 1 E

1 G 1 G 1 G

   xx     yy     zz 

   xy     yz     zx 

; 3-8

Trong đó E, G và  là modulus Young, modulus cắt, và hệ số poisson.

Từ phương trình Eq. 3-8 trên có thể biến đổi thành phương trình (3-9)

-41-

2 G







 1(



)   xx

  yy

  zz

vol



E )21)(  

 

 21 

  

   xx 

2 G







 1(



)   yy

  zz

  xx

vol



E )21)(  

 

 21 

  

   yy 







 1(



)   zz

  xx

  yy

vol



 21 

  

 2 G   zz 



E 1( )21)(     , G   yz

,  zx

 zx

 '     '      '      xy

3-9





vol







 ' ' 



Trong đó, biến dạng thể tích được thể hiện theo phương trình (3-10) dưới đây

' 



)





(  m

   xx zz  21    E   )21(3    E  )21(3     E 

3-10

Từ đó ta có được một hệ phương trình chi phối biến dạng của môi trường đàn hồi

2 uG 



u x

G 21 



  vol x 

 

2 uG







theo phương trình theo như (3-11)

u y

G 21 



  vol y 

 







' 

u z

G 21 



  vol z 

 

2 



3-11

 x 

 y 

 z 

Trong đó,

Dựa vào cân bằng dòng thấm của nước lỗ rỗng trong nền, chúng ta có được phương

trình (3-12) như bên dưới đây

-42-







y y

 vol t 

v  x x 



v  z z 

3-12

zv là vận tốc biểu kiến của dòng thấm theo các phương x, y, z.

yv ,

xv ,

trong đó

Giả sử rằng hệ số thấm trong nền là đẳng hướng và tuân theo định luật Darcy,

w là dung trọng của nước, thì vận tốc dòng thấm được

trong đó k là hệ số thấm và



u x

 



thể hiện theo phương trình (3-13) sau đây

u y

 



u z

 

k  w k  w k  w

 v    v    v  

3-13



Thay tất phương trình (3-13) vào (3-12) ta thu được phương trình (3-14)







u 2 x

u 2 y

u 2 z

 vol t 

 

k  w

  

  

3-14

Kết hợp hệ phương trình (3-11) và (3-14) cho ta lý thuyết cố kết đa chiều theo

[4]. Đế biến đổi phương trình (3-14) chỉ sử dụng biến dạng thể tích vol , chúng ta lấy

vi phân phương trình (3-11) theo các biến x, y và z, và ta có được phương trình (3-



G 



u 2 x



2   vol 2 x 

u  x x 

 



G 





15)

y y





u 2 y

2  vol 2 y

 



G 







u  z z 

u 2 z

2   vol 2 z 

 

 G  21    G  21    G   21  

3-15

Rút gọn phương trình (3-15) chúng ta có được phương trình sau đây

-43-

u 



vol

1(2 G )   2  21  

3-16



2 





vol

 vol t 

1(2 ) G k   21   w

2 





Thay phương trình (3-16) vào phương trình (3-14) để có được phương trình (3-17)

vol

1( ) E   )21)(   

k  w

2 

c  v

vol

        

3-17

m và u theo phương trình (3-10), nên phương trình (3-

vol có thể liên hệ với 14) có thể biến đổi thành



2 u 

u t

 

E )21(3 

  m t 

Vì



k  w   m t 

      

3-18

Ứng dụng phương trình Biot, M. A. (1941) vào bài toán lõi thấm đứng:





1 r

 r

rz z

u r

'   rr r 

'    

 

  r   

Phương trình cân bằng cho bài toán ba chiều của bấc thấm được thể hiện sau đây:





1 r

   z

2  r  r

1 r

  r  r 



'     

u   







1 r

u z

  rz r 



'   zz rz  z r 

 

  z  

         

3-19

-44-





 



1 r

u  z  

u  r r 







Phương trình quan hệ biến dạng và chuyển vị như sau

 rz



u   z  u  z r 

u  r z 

1 r

u r r









 r 

u     u  z z 

1 r

u  r

u  r  

u   r 

   rr         zz 

3-20

ru ,

zu , và u là chuyển vị theo các phương r, z và 

Trong đó



 r 

 r 



'  



 '   rr 



Mối quan hệ ứng suất và biến dạng như phương trình sau



'  



 

 



 ' '   





 '   zz

'   

 zr

 zr

1 G 1 G 1 G

1 E 1 E 1 E

   rr         zz 

3-21

vol được sử dùng thì phương trình (3-21) ở trên có thể biến

Khi biến dạng thể tích

2 G



















)  rr

 zz

 rr

vol





 21 

E )21)(  



  

  

2 G



) 

















 zz

 rr

vol



đổi thành

 21 



E )21)(  





  

  

2 G

















vol

)  zz

 rr



 21 



   zz 

  

1( G



,  zr

 zr

z 

E )21)(     ,   z 

r 

 '     '       '      r 

3-22





vol











 ' '  

Trong đó,

' 



)





(  m

   rr zz  21   E   )21(3    E  )21(3     E 

3-23

-45-





u 



Trong trường hợp đối xứng trục, điều kiện sau đây được thay vào các phương trình bên trên.

 z 

 r 

'   



u 

 

u 

 

3-24

u 

3-25





 r

rz z

u r

'   rr r 

'    

 

Để có được phương trình rút gọn



' 



' zz z

rz r

u z

 

   rz r  





 rr

 zz



u r r

u  z z 

u  r r 

3-26





 rz

u  z r 

u  r z 

G 2

' 







vol



 21 

   rr 

  

G 2







vol

'  





 21 

3-27

   

  

G 2

' 







vol

 21 



  



 zr

   zz   zr

3-28

Từ các phương trình (3-26), (3-27) và (3-28) ta có được hệ phương trình cho





r 2

u r

  vol r 

 



 G   

  

biến dạng đàn hồi của môi trường vật liệu theo phương trình (3-29)







' 

u z

  vol z 

 



 G  21    G   21  



2 

3-29

1 r

 r 

 z 

 r 

Trong đó,

Kết hợp phương trình (3-29) và (3-17) chính là hệ phương trình cố kết cho lõi

thấm đứng.

-46-

3.1.3 LỜI GIẢI CỦA RENDULIC (1936)

m trong phương trình (3-18) độc lập theo thời gian, Rendulic

Giả thiết rằng



đã xét phương trình (3-30) là phương trình cố kết đa chiều

cu  3

u  t 

E )21(3 

k  w

3-30





Vì ứng suất thay đổi trong quá trình cố kết do đó giả thiết của Rendulic không đúng đắn. Tuy nhiên Davis, 1972 [12] cho rằng phương trình (3-30) có thể được ứng dụng trong trường hợp cố kết đa chiều. Trong trường hợp có sử dụng lõi thấm đứng phương trình Rendulic thành

u t

u 2 z

u 2 r

c h r

u r

 

3-31

Dưới đây trình bày việc thiết lập phương trình (3-31)

zv ,

hk và

vk là hệ số xv là vận tốc biểu kiến của dòng thấm nước lỗ rỗng, thấm của đất theo phương ngang và phương đứng, tư các phương trình sau bảo toàn khối lượng (3-32) và định luật Darcy (3-33)





Với

v r r

v  z z 

 vol t 

v  r r 



3-32

v r

u r

u z

 

k h  w

k v  w

3-33



Hình thành nên phương trình





u r

1 r

u r

u z

 

 vol t 

 r 

 

 z 

k h  w

k v  w

  

  

  

3-34



Giả thiết rằng kh và kv là hằng số ta có phương trình sau đây





u 2 r

1 r

u r

u 2 z

 vol t 

 

k h  w

k v  w

  

  

3-35

m là hằng số ta nhận

Thay phương trình (3-23) vào phương trình (3-35) với giả thiết

được

-47-





u t

u 2 r

1 r

u r

u 2 z

E )21(3 

 

E )21(3 

 

k h  w

k v  w

  

  

3-36



Vì

c v

k E h )21(3  w

k E v )21(3  w

và khi hệ số poisson  tiến về 0.5, nên phương

trình (3-36) trở thành phương trình (3-31).

3.1.4 LÝ THUYẾT CỦA BARRON (1948)

Vì trường hợp lõi thấm lý tưởng không tồn tại nên Barron, 1948 [3] đã đề xuất

sử dụng các đặc trưng mức độ xáo động của đất xung quanh lõi thấm đứng và sức

cản lõi thấm của nó có thể làm giảm hiệu quả làm việc của lõi thấm đứng. Ông đã

đưa yếu tố xáo động vào lời giải để tính độ cố kết của lõi thấm đứng. Trong đó, lời

giải tường minh cho 2 trường hợp thoát nước hướng tâm có thể xảy ra trong quá trình

cố kết là “biến dạng tự do” và “biến dạng bằng nhau”. Các lời giải cho thấy rằng độ

cố kết trung bình trong cả 2 trường hợp gần như không khác nhau. Giả thiết “biến

dạng tự do” cho rằng tải trọng bằng nhau trong trong vùng lõi thấm đứng và sự khác

biệt độ lún không làm ảnh hưởng đến sự phân phối lại ứng suất do hiệu ứng vòm của

khối đất đắp. Trong khi đó, giả thiết “biến dạng bằng nhau” cho rằng hiệu ứng vòm

xảy ra ở lớp đất đắp bên trên và làm cho biến dạng do cố kết không có sự khác biệt

trong lớp đất sét, điều này có nghĩa là biến dạng sẽ như nhau trong mặt cắt ngang của

lớp đất.

Phương trình bên dưới mô tả hình phân tố hình trụ của lõi thấm đứng và đất

xung quanh trong đó rw là bán kính của lõi thấm đứng, rs là bán kính của vùng xáo

động, R là bán kính của hình trụ cột đất bao quan lõi thấm và l là chiều dài của lõi

thấm trong nền đất. Hệ số thấm theo phương đứng và phương ngang lần lượt là kv

và kh, và hệ số thấm của vùng xáo động là k’h. Cũng dựa trên các giả thiết của lý

thuyết cố kết của Karl Terzaghi, Barron, 1948 [3] đã giải phương trình (3-1) cho hình

trụ đơn vị của đất có lõi thấm đứng ở tâm và biên không thấm xung quanh đối với áp

lực nước lỗ rỗng thặng dư theo phương hướng tâm theo phương trình.

-48-

 r







2 r s 2

k h k '

1 

 R

 2 n

r r s

  

  

  

   ln   

   s 

uu 



3-37

0u là áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ban đầu và  là

8 hT 

 exp  

  

, với Trong đó,

kksnF ,,







hệ số đại diện cho mức độ xáo động.





n s

k h k '

 2 n

s n 4

n 

 ln  

3   4 

  

  

  

   s 

n 

3-38

R wr

Trong đó là tỷ số khoẳng cách lõi thấm đứng và s là thông số thể hiện chiều



rộng của vùng xáo động, phụ thuộc vào kích thước lõi thấm đứng và có giá trị là

r s

r w

1 



Độ cố kết trung bình của lớp đất đang tính toán là

8 T h 

u u

 exp  

  

3-39





Thông số thời gian trong phương trình trên

c h

va là hệ số nén lún của

 1  h a  wv

tc h T  h D 2 e

, trong đó và hệ số cố kết hướng tâm là

đất và e là hệ số rỗng.

3.1.5 LỜI GIẢI GẦN ĐÚNG CỦA YOSHIKUNI VÀ NAKANODE (1974)

Yoshikuni & Nakanode, 1974 [59] đã phát triển lời giải gần đúng cho phương

trình cố kết của lõi thấm đứng dựa trên giả thiết “biến dạng tự do”. Lời giải của

phương trình được thể hiện bên dưới đây. Chỉ có hiệu ứng về sức cản lõi thấm được

xét đến trong lời giải của phương trình. Độ cố kết của phân tố hình trụ đất xung quanh

lõi thấm đứng ở chiều sâu z như sau

-49-

k k

u  t 

u  2 z 

  

2 r w

  

  

   r w

r w

3-40

Và trong đó các tác giả lần đầu tiên giới thiệu hiệu ứng của sức cản lõi thấm vào lời



giải giải tích bằng thông số sau đây

k k

l m d

2 lk mh q

8 

32 2 

  

  

3-41

3.1.6 PHƯƠNG PHÁP ĐƠN GIẢN HÓA LAMDA CỦA HANSBO (1979,

1997)

Mặc dù lý thuyết cố kết của lõi thấm đứng đã được Barron, 1948 [3] và các lời

giải sau đó giải quyết cơ bản dựa trên định luật Darcy. Tuy nhiên theo kết quả thí

nghiệm trong phòng trên đất sét Ska-Edeby do Barron, 1960 [17] thực hiện cho thấy

rằng ở mức gradient thủy lực thấp thì định luật Darcy không còn đúng nữa, do đó ông

ni v 

đã thay quan hệ tuyến tính của Darcy bằng quan hệ số mũ sau đây

i  li

khi





 i

i  li

1 n  ni l

0

khi

là grandient thủy lực tới hạn, nếu dưới giá trị này thì không xảy ra dòng Trong đó 0i

thấm.

Hansbo, 1979 [16], Hansbo, 1997 [15] và Hansbo, 2011 [19] đã đề xuất

phương trình cố kết dựa trên quan hệ hàm số mũ của vận tốc dòng thấm và hệ số thấm

trên phân tích bài toán cụ thể cho khối đắp có kích thước thật ở Ska-Edaby, Thụy

Điển. Độ cố kết trung bình được tính toán theo phương trình sau đây

-50-

n

t  D 

u 0 D  w

  

  

 1/11      

  1   



/1

3-42

h M  w

1 

n

Trong đó hệ số cố kết và là modulus một chiều, D là đường





n 4/



 n

 1

kính vùng ảnh hưởng của lõi thấm đứng, và . Bỏ qua một số vô

1 n 1 













1 n 2

D d

1 n 3 



  n 1   n 51 

 nn 3

 1

 n  n 5

 1   71 

 1

 h  s

  

  

  

       

    

1 n



 2 l



1 n

d w D

2 d w 2 D

  

     

1    

  z  h 

cùng bé bậc cao có được



   2

avrU ,

3-43

của toàn bộ lớp đất có thể được tính toán theo phương trình Độ cố kết trung bình

1 

1 n



1 n

d w D

2 d w 2 D

  

     

  

  l 

sau đây



   q 3

1n

3-44

, thì phương trình (3-42) cho kết quả giống với phương trình (3-45). Khi

3.1.7 LỜI GIẢI CỦA HANSBO (1981, 2011) KỂ ĐẾN ĐỘ XÁO ĐỘNG & SỨC

CẢN LÕI THẤM

Hansbo, 1981 [18] trình bày lời giải xấp xỉ đối với bài toán cố kết cho lõi thấm

đứng có kể đến sức cản lõi thấm và mức độ xáo động dựa trên giả thiết “biến dạng

bằng nhau”. Bài toán cũng được giải dựa trên phân tố trụ đất có chứa lõi thấm đứng

, zr

exp

1 



cho kết quả độ cố kết trung bình ở tại độ sâu z như sau:

8 T h 

  

  

3-45

-51-



s 







  s

n 2

s 2

n s

k h ' k

3 4

s 4 n

k h ' k

s 4

 2 n

1 2 



  

  

  

  

  

  

  

  

z 





Trong đó

 l 2



k q

1 2 n

  

 1  

3-46

Đơn giản hóa bỏ qua một số nhân tố không ảnh hưởng quan trọng có được phương





z 



trình

  s

 l 2



n s

k h ' k

3  4

k q

1 2 n

 ln  

  

 1  

  

3-47





Độ cố kết trung bình của toàn lớp đất có thể được tính toán dựa trên giá trị

  s

n s

k h ' k

3  4

2 k l h 3 q

  

  

3-48

3.2 MÔ HÌNH ĐỀ XUẤT CHO BÀI TOÁN NỀN NHIỀU LỚP

Dựa trên nghiên cứu sẵn có do Suzuki, 2004 [46] theo phương trình (3-49) tác

giả đề xuất mô hình cải tiến để có đến sự thay đổi tính nén lún cũng như hệ số cố kết

của đất nguyên dạng theo đường cong nén lún có dạng như thể hiện ở Hình 3-1. Các

lớp đất trong nền được kể đến trong mô hình với các giá trị đặc trưng cố kết như chỉ

số nén lún, hệ số cố kết khác nhau trong bài toán, ngoài ra trạng thái của các lớp đất

phân tố cũng được xem xét trong quá trình phân tích bài toán cố kết. Độ lún của phân

tố nền đất yếu được phân chia thành các vùng khác nhau A, B và C như mô tả ở Hình

3-1 kết hợp với mô hình đơn vị xung quanh bấc thấm với các phân lớp đất yếu và bán

kính tương đượng được rời rạc hóa để thực hiện cho bài toán số. Tác giả đã tổng quát

hóa phương trình của Suzuki, 2004 [46] với việc kết hợp các điều kiện so sánh về áp

lực tiền cố kết, độ lún và các hệ số cố kết thấm vào phương trình rời rạc hóa từ (3-

50) đến (3-52).

-52-





2  zz 2 z

2  zz 2 r

c h r

  zz t 

 

  zz r 

101

102

103

2.4

D e

Cr hoÆc Cc(OC)

§êng kÝnh PVD dw

2.0

Líp-i: h0i Rêi r¹c hãa Híng t©m: Nri Theo ®é s©u: Nvi

1.6

§ êng kÝnh t¬ng ®¬ng trô ®Êt xung quanh PV D

D÷ liÖu CRS

Líp-1

Vïng-B

1.2

Vïng-A

Vïng-C

e , g n ç r è s Ö H

Líp-2

' c

0.8

' p 



' 0 v 

Cc2

t Ê ® p í l n ,

Cc1

0.4

h0i = Nvidh

103

) d / 2

cv(OC) ~10cv(NC)

D V P ý l ö x g n ï V

Líp-i

cv(NC)

102

m c ( v c

Líp-n

id r

= N r

101

M« h×nh ph©n tè ®¬n vÞ cña PVD

'v(kPa)

Hình 3-1 Mô hình do tác giả đề xuất cho bài toán cố kết có lõi thấm đứng

3-49

Vùng A: là vùng có tổng ứng suất bao gồm ứng suất do tải trọng ngoài vẫn bé hơn





' 



log(

)



( Ai

)

'  v 0 ' 

0 v dp 

log(

)



Ai (

)

'  v 0 ' 

CH i e 1(  0 CH i e 1(  0

(

)



giá trị áp lực tiền cố kết như thể hiện ở Hình 3-1.

(

)

(

)





2  zz 2

OC r

 zz t 





)

( OC











2 

  zz r  

 i

  i

tji , ,

tj ,

tji , ,

tj ,







)

(  t 

(

)







2 



 



ji ,

tji , ,

ji ,





(

)



(

)









 

ji ,





t  rr 

  '                      

3-50

-53-

Vùng B: là vùng có tổng ứng suất bao gồm ứng suất do tải trọng ngoài lớn hơn áp

p' như thể hiện ở Hình 3-1

' 





log(

)



)

( Bi

)

p '  ' 

0 v CH i 1( e 

' 

log(

)

log(





)

( Bi

)

v '  ' 

 0 v ' 

0 CH i 1( e 

CH 1 c i 1( ) e 

(

)



(

)

(

)





lực tiền cố kết và bé hơn áp lực

2  zz 2

NC r

 zz t 





(

)











  zz r  

, tj

, , tji

, tj

2  i

, tj

 i

3-51

  i

, tj

t 





)

z 

( t



(

)

2 







 



, ji

, , tji

 i





(

)

r 

(

)







 i

  i





  '   vc               i        

t  rr 

Vùng C: là vùng có tổng ứng suất bao gồm ứng suất do tải trọng ngoài lớn hơn áp

p' như thể hiện ở Hình 3-1





' 

log(

)

log(

)





)

( Ci

)

'  ' 

' 

CH 1 ci 1( ) e  0

' 

log(

)

log(

)

log(

)





)

( Ci

)

2 )

v '  ' 

 0 v ' 

' 

CH i 1( e  0 CH i 1( e  0

CH 1 ci 1( ) e  0

CH i c 1( e  0

(

)



lực

(

)

(

)





2  zz 2

NC r

 zz t 





(

)











2 

  zz r  

, , tji

, tj

, , tji

 i

3-52

  i

, tj







)

(  t 

(

)







2 



 



, ji

, , tji

, ji





(

)



(

)









 

, ji





t  rr 

 '                       

-54-

Hình 3-2 Sơ đồ khối của phần mềm CONSOPRO

-55-

Hình 3-3 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN01

Hình 3-4 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN01A và STRAIN01B

-56-

Hình 3-5 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN02

-57-

Hình 3-6 Sơ đồ khối cho chương trình con UNGSUATTRUNGBINH và HESORONG

-58-

Các phương trình từ (3-50) đến (3-52) được sử dụng để thiết lập phần mềm

CONSOPRO V1.0, trong đó bài toán cố kết với nền nhiều lớp có các đặc trưng hệ số

nén lún, cũng như đặc trưng cố kết cho các lớp khác nhau và độc lập. Phần mềm còn

kể đến sự biến thiên ứng suất hữu hiệu hiện trường cho từng lớp đất phân bố thay đổi

theo chiều sâu nền đất yếu cần xem xét trong bài toán tính. Sơ đồ khối của phần mềm

CONSOPRO được thể hiện ở Hình 3-2 đến Hình 3-6.

Một số công bố ở các hội nghị khoa học quốc tế và tạp chí địa kỹ thuật có sử

dụng phần mềm CONSOPRO Version 1.0 như Nguyễn Công Oanh, 2015 [32],

Nguyễn Công Oanh & Trần Thị Thanh, 2016 [34], Nguyễn Công Oanh & Trần Thị

Thanh, 2015 [35], Nguyễn Công Oanh & Trần Thị Thanh, 2017 [36], và Nguyễn

Công Oanh & Trần Thị Thanh, 2016 [37] cũng là các phần nằm trong nghiên cứu của

tác giả.

3.3 PHẦN MỀM CONSOPRO

Phần mềm CONSOPRO Version 1.0 là một phần của nghiên cứu của tác giả

trong giới hạn phạm vi nghiên cứu này đã được đăng ký bản quyền vào năm 2015.

Bảng 3-1 định nghĩa giao diện phần mềm CONSOPRO và Bảng 3-2 thể hiện giao

diện phần mềm CONSOPRO Version 1.0 bao gồm các cửa sổ nhập thông số đầu vào

của lớp đất yếu, cửa sổ nhập thông số đầu vào cho đặc trưng của bấc thấm, thời gian

kể đến của bài toán khi phân tích bài toán cố kết cho các lớp đất yếu dưới tải trọng

đất đắp gia tải trước. Bài toán được giải bằng phương pháp sai phân hữu hạn với lưới

phần tử được chia theo phương bán kính ảnh hưởng của bấc thấm và theo chiều sâu

Bảng 3-1 Định nghĩa giao diện phần mềm CONSOPRO

Định nghĩa các thông tin về bài toán tính

Comment 1 Comment 2

Thông tin dự án 1 Thông tin dự án 2

Subsoil layers

Số lớp đất yếu kể đến trong tính toán (tối đa 20)

Loading steps

Số cấp tải trọng kể đến trong tính toán (tối đa 50)

Calculation method

Phương pháp tính toán bao gồm phương pháp biến dạng vi phân (1: Infinitesimal) và biến dạng hữu hạn (2: finite strain)

bấc thấm như đã được mô tả ở Hình 3-1.

-59-

VD installation (ngày) Thời điểm thực hiện đóng bấc thấm

calculation

Thời điểm kết thúc tính toán

End of (ngày)

Định nghĩa các thông số cho lớp đất yếu thứ i (Bảng thông số đất yếu)

Chiều dày lớp đất yếu thứ i Ứng suất ban đầu giữa lớp đất yếu thứ i

0' ở hiện

0H (cm) 0' (kgf/cm2) 0e

Hệ số rỗng ban đầu (hiện trường) của lớp đất thứ i, ứng với trường Áp lực tiền cố kết của lớp đất thứ i

y' (kgf/cm2) b' (kgf/cm2)

Ứng suất ở trạng thái cố kết thường mà tại đó độ dốc đường nén lún thay đổi

(OC )



Chỉ số nén lún ở giai đoạn cố kết trước của lớp đất thứ i trước khi y' 

(1 NC )

Chỉ số nén lún ở giai đoạn cố kết thường của lớp đất thứ i khi ' 



'   b'

(2 NC )

Chỉ số nén lún ở giai đoạn cố kết thường của lớp đất thứ i khi Chỉ số nở khi dỡ tải của lớp đất thứ i

Hệ số cố kết theo phương đứng giai đoạn cố kết trước lớp đất thứ i

Hệ số cố kết theo phương đứng giai đoạn cố kết thường lớp đất thứ i

Hệ số cố kết theo phương ngang giai đoạn cố kết trước lớp đất thứ i

Hệ số cố kết theo phương ngang giai đoạn cố kết thường lớp đất thứ i

(OC ) (NC ) (OC ) (NC )

(cm2/ngày) (cm2/ngày) (cm2/ngày) (cm2/ngày)

Số lớp chia sai phân của lớp đất thứ i

Chiều cao lớp đất đắp tuyệt đối khi đắp tức thời thứ i

iT1 và

iT2 của lớp đất thứ i

Tốc độ đắp đất theo thời gian giữa Thời gian bắt đầu đắp lớp đất thứ i

Thời gian kết thúc đắp lớp đất thứ i

Dung trọng lớp đất đắp trên mực nước dưới đất

Dung trọng lớp đất đắp dưới mực nước dưới đất

iT1 và

iT2 trong giai đoạn gia tải

CC RC cv cv ch ch VN Định nghĩa trường hợp tải thứ i (Bảng trường hợp tải trọng) iH (m) dH (m/ngày) iT1 (ngày) iT2 (ngày) WetU (tf/m3) SubmergedU (tf/m3) Wdepth (m/ngày)

Biến thiên mực nước dưới đất giữa lớp đất thứ i

Initial Wdepth (m)

Chiều sâu mực nước ban đầu có giá trị dương khi mực nước cao hơn đỉnh lớp đất đầu tiên và âm khi thấp hơn đỉnh lớp đất đầu tiên

Định nghĩa về lõi thấm đứng

Đường kính của lõi thấm đứng Khoảng cách bố trí lõi thấm đứng

wd (cm) s (cm)

ed (cm)

khi bố trí hình vuông, và ~

Đường kính tương đương của phân tố hình trụ quanh lõi thấm đứng ~ khi bố trí hình tam giác đều .1 .1

050

128

Chiều dài lõi thấm đứng

VDlength (cm)

-60-

Số lớp chia sai phân theo phương bán kính hình trụ tương đương

HN Định nghĩa về bước thời gian

Before VD installation

Trước khi thi công lõi thấm đứng. With OC: Có tình đến trạng thái cố kết trước; Without OC: Không tính đến trạng thái cố kết trước

After VD installation

Sau khi thi công lõi thấm đứng. With OC: có tính đến trạng thái cố kết trước; Without OC: Không tính đến trạng thái cố kết trước

Định nghĩa việc xuất kết quả

Time-settlement

Độ lún theo thời gian (1: xuất kết quả; 2: Không xuất kết quả)

Time-effective stress

Ứng suất hữu hiệu theo thời gian (1: xuất kết quả; 2: Không xuất kết quả)

Biến dạng theo chiều sâu (1: xuất kết quả; 2: Không xuất kết quả)

Strain distribution over depth

Ứng suất theo chiều sâu (1: xuất kết quả; 2: Không xuất kết quả)

Stress distribution over depth

Định nghĩa về điều kiện biên của bài toán Before VD installation Trước khi thi công lõi thấm đứng (1: Biên thoát nước; 0: Biên không

thoát nước)

After VD installation

Sau khi thi công lõi thấm đứng (1: Biên thoát nước; 0: Biên không thoát nước)

Bảng 3-2 Phần mềm COSOPRO

-61-

-62-

-63-

Hiện nay, các phần mềm thương mại như Plaxis, Geostudio…..chưa kể đến sự

thay đổi của các thông số về chỉ số nén Cc1, Cc2 và Cr có nghĩa là 3 độ dốc của đường

cong nén lún được kể đến trong tính toán và mô tả thực tế hình dạng của đường quan

hệ e-logp’. Hơn nữa cũng chưa xét đến sự thay đổi hệ số cố kết từ trạng thái cố kết

-64-

trước sang trạng thái cố kết thường. Phần mềm CONSOPRO đã thực hiện các điểm

trên và cho phép thực hiện các tính toán với việc gia tải theo thực tế thi công theo giai

đoạn với các bước gia tải đắp lên đến 50 bước gia tải, và ngoài ra còn cho phép thực

hiện phép tính dỡ tải.

Trong trường hợp bấc thấm không cắm hết chiều dày vùng nén lún H thì phần

mềm phân biệt vùng có bấc thấm được tính toán theo bài toán có lõi thấm với hệ số

cố kết ch và cv, trong khi vùng bên dưới bấc thấm thì được tính toán theo bài toán cố

kết một chiều với biên thấm là mũi của bấc thấm. Các bước tính toán được thực hiện

theo số gia tải trọng và thời gian.

3.4 SO SÁNH LỜI GIẢI HANSBO VỚI KẾT QUẢ TỪ CONSOPRO

Phần này mô tả kết quả từ lời giải giải tích của Hansbo theo giá trị trung bình

của hệ số cố kết theo phương đứng cv(ave.) qui về một lớp tương đương với giá trị trung

bình theo phương pháp nêu trong TCVN 9355-2012 [49] hoặc TCVN 9842-2013

[50], từ đó tính toán hệ số cố kết theo phương ngang bằng cách phân tích các trường

hợp thay đổi giá trị tỷ số giữa ch và cv(ave.) đối với lớp đất qui đổi tương đương. Các

thông số đầu vào của bài toán được xác định từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng

không đổi CRS ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút, các tốc độ khác không đưa vào so

sánh vì không phản ánh phù hợp với kết quả quan trắc hiện trường. Ngoài ra, cũng so

sành với kết quả phân tích có các thông số đầu vào từ thí nghiệm cố kết gia tải từng

cấp IL, để kể đến sự khác biệt áp lực tiền cố kết tương ứng với các sơ đồ thí nghiệm

tốc độ biến dạng không đổi CRS và sơ đồ gia tải từng cấp IL. Đối với các kết quả của

lời giải giải tích, nền đất được giả thiết là chỉ có cố kết theo phương ngang khi sử

dụng lõi thấm đứng như lời giải của Hansbo, 1981 [18] theo các giá trị tỷ số ch/cv(ave.)

lần lượt là 0.5, 0.7, 1.0, 1.5, và 2.0. Với lời giải giải tích chỉ duy nhất một giá trị ch

được sử dụng trong bài toán. Chi tiết thông số đầu vào của bài toán được thể hiện ở

Bảng 4-12.

Hình 3-7 trình bày kết quả tính toán độ cố kết theo thời gian theo lời giải của

Hansbo và so sánh với kết quả từ phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] với đất sét yếu

-65-

của Việt Nam ở Cái Mép, Hiệp Phước, Hải Phòng và Cà Mau có các hệ số cố kết

trung bình theo phương đứng lần lượt là 24, 26, 94 và 45 cm2/ngày đêm, tỷ số

C¸I MÐP

hiÖp phíc

100

)

200

300

m c ( S

SF(CRS)=379cm

SF(CRS)=411cm

400

SF(IL)=446cm

SF(IL)=486cm

500 0

)

(

cv(ave.)=26cm2/d dw=5cm Líi tam gi¸c D=150cm De=157.5cm LPVD=3500cm CONSOPRO: cv(OC)=10cv(NC)

cv(ave.)=24cm2/d dw=5cm Líi vu«ng D=120cm De=135.6cm LPVD=3650cm CONSOPRO: cv(OC)=10cv(NC)

ch / cv=3.0 (CRS; 0.02%/phót)

100

1000

100

t (ngµy)

h¶i phßng

cµ mau

)

SF(CRS)=129cm

120

SF(CRS)=188cm

SF(CRS)=147cm

180

m c ( S

SF(IL)=240cm

240

HANSBO

300 0

cv(ave.)=94cm2/d dw=5cm Líi tam gi¸c D=110cm De=115.5cm LPVD=1400cm CONSOPRO: cv(OC)=40cv(NC)

ch / cv=3.0 (CRS; 0.02%/phót)

)

(

ch / cv =2.0 ch / cv =1.5 ch / cv =1.0 ch / cv =0.7 ch / cv =0.5 'c (IL) Quan tr¾c

cv(ave.)=45cm2/d dw=5cm Líi vu«ng D=100cm De=113cm LPVD=1660cm CONSOPRO: cv(OC)=10cv(NC)

ch / cv=3.0 (CRS; 0.02%/phót)

100

1000

100

1000

t (ngµy)

Hình 3-7 Kết quả so sánh giữa lời giải của Hansbo, 1981 [18] và phần mềm CONSOPRO [32]

cv(OC)/cv(NC) = 40 cho khu vực Hải Phòng và là 10 cho các khu vực còn lại.

Các giá trị tỷ số này được lựa chọn để có được sự đồng nhất giữa kết quả quan

trắc hiện trường và kết quả tính toán bằng phần mềm CONSOPRO với phương pháp

-66-

cải tiến, tỷ số ch/cv(CRS) tương ứng cho các khu vực 3.0. Các kết quả cũng được so

sánh với độ cố kết dựa trên kết quả quan trắc hiện trường. Đồ thị cho thấy sự phù hợp

tốt giữa kết quả tính toán bằng phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] có sử dụng thông

số đầu vào từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi so với kết quả quan trắc

lún hiện trường ở các khu vực đang nghiên cứu.

Giá trị độ lún có được khi sử dụng giá trị áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm gia tải

từng cấp IL làm thông số đầu vào cho phần mềm CONSOPRO lớn hơn độ lún có

được từ thông số đầu vào thông qua thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi

CRS từ 14.0 % đến 27.7 % tùy theo chiều dày và trạng thái lớp đất yếu như mô tả ở

Bảng 3-3.

Điều này thể hiện qua việc tốc độ lún khi sử dụng ’c(IL) từ IL lớn hơn tốc độ

lún khi sử dụng ’c(CRS) từ CRS, có nghĩa là áp lực tiền cố kết càng lớn thì độ lún

càng nhỏ. Do đó, độ lún tính toán từ ’c(IL) sẽ lớn hơn độ lún tính toán từ ’c(CRS). Tuy

nhiên độ cố kết ở cả 2 trường hợp gần như không khác biệt nhiều dao động từ -0.4 %

đến 0.6 % như thể hiện ở Bảng 3-3. Qua đó cũng có thể rút ra được rằng với áp lực

tiền cố kết ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút ứng xử về độ lún, mức độ cố kết của nền

đất yếu tương đồng tốt với số liệu quan trắc hiện trường. Trong khi với tốc độ biến

dạng thí nghiệm lớn hơn sẽ dẫn đến giá trị áp lực tiền cố kết lớn hơn như đã mô tả ở

Hình 2-8 và vì thế độ lún cũng sẽ bé hơn so với trường hợp sử dụng áp lực tiền cố kết

ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút. Qua đó ở CHƯƠNG 4 tác giả chỉ sử dụng thông số

đầu vào xác định từ thí nghiệm CRS ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút để phân tích các

bài toán thực tế ở các công trình xử lý nền có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước

hoặc/và bơm hút chân không.

Tốc độ cố kết khi sử dụng CONSOPRO, 2015 [32] và quan trắc ở hiện trường

nhanh hơn tốc độ cố kết có được từ kết quả của lời giải Hansbo dựa trên kết quả thể

hiện ở Hình 3-7, với độ dốc của đường kết quả tính toán bằng CONSOPRO có kết

hợp so sánh với kết quả quan trắc hiện trường lớn hơn độ dốc của các đường kết quả

có được từ lời giải của Hansbo khi xem là nền tương đương cho một lớp. Điều này

-67-

có nguyên nhân là lời giải giải tích Hansbo được thực hiện cho một lớp đất tương

đương với tỷ số ch/cv lần lượt là 0.5, 0.7, 1.0, 1.5 và 2.0, không kể đến sự khác biệt

giữa hệ số cố kết ở trạng thái cố kết trước (OC) và trạng thái cố kết thường (NC),

không kể đến biến thiên của hệ số cố kết trong quá trình cố kết dẫn đến thay đổi ứng

suất hữu hiệu và không kể đến trạng thái ứng suất hiện trường ban đầu của nền đất

biến thiên theo độ sâu. Kết quả phân tích đối với các công trình ở Cái Mép (Bà Rịa

Vũng Tàu), Hiệp Phước (TP. HCM), Hải Phòng và Cà Mau cho thấy rằng độ dốc của

quan hệ giữa mức độ cố kết theo thời gian U (t) và thời gian t luôn bé hơn giá trị có

được từ phân tích theo phương pháp cải tiến bằng phần mềm CONSOPRO. Từ đó dễ

dàng nhận thấy với lời giải giải tích, khó hoặc không thể phân tích đúng ứng xử thực

Bảng 3-3 Khác biệt giữa độ lún tính toán từ thông số theo CRS và IL

tế của nền đất dưới tải trọng gia tải ở hiện trường.

Cái Mép Hiệp Phước Hải Phòng Cà Mau

Đại lượng t (ngày) 649 650 188 184

405 477 371 435 127 144 185 240 St(CRS) (cm) St(IL) (cm)

Ghi chú: t (ngày) là thời điểm kết thúc quan trắc; độ lún quan trắc là giá trị được xác định trong

giai đoạn kết thúc cắm bấc thấm và kết thúc quan trắc.

SF(CRS) (cm) SF(IL) (cm) Khác biệt (%) Ut(CRS) (%) Ut(IL) (%) Khác biệt (%) 411 486 18.2 98.5 98.1 0.4 379 446 17.7 97.8 97.6 0.2 129 147 14.0 98.8 98.2 0.6 188 240 27.7 98.5 99.9 -0.4

Suzuki & Takeuchi, 2008 [45] và Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2011 [43] đã

cho thấy rằng việc sử dụng hệ số cố kết ngang biểu kiến ch bao gồm các thành phần

xáo động, sức cản giếng được liên hệ với hệ số cố kết theo phương đứng cv theo tỷ

số dao động từ 3-7 lần bằng việc biến đổi lời giải của Barron, 1948 [3] và Hansbo,

1981 [18]. Do đó, việc sử dụng kết quả từ thí nghiệm CRS để xác định hệ số cố kết

theo phương ngang dựa trên mối tương quan giữa ch/cv là phù hợp. Hơn nữa, ngay cả

thí nghiệm mẫu theo phương ngang hoặc xoay mẫu như Jia, R. et al. [21] và Chai, J.

-68-

C. et al. 2012 [8] thực hiện nhưng kết quả chưa được kiểm chứng ở hiện trường vào

bài toán phân tích cố kết thấm khi xử lý nền bằng bấc thấm. Thủ tục tương tự cũng

được sử dụng bởi Lim, G. T. 2018 [29], tuy nhiên nhân tố xáo động và sức cản giếng

cũng sử dụng các tỷ số kh/kv giả thiết từ thí nghiệm cố kết Oedometer.

Mô hình dựa trên bài toán đối xứng trục được thực hiện với tải trọng đều khắp

nên với các điểm tính toán gần mái dốc sẽ không cho kết quả chính xác vì cần phải

tính toán ứng suất phân bố theo chiều sâu. Thích hợp sử dụng trong các bài toán về

bãi rộng như nhà máy, bến cảng. Ngoài ra phần mềm không xét đến từ biến ở giai

đoạn nền vẫn tồn tại áp lực nước lỗ rỗng thặng dư như mô tả bởi Mesri, G. 1977 [31]

và Hypothesis A do Karl Terzaghi, 1996 [52] mô tả.

3.5 KẾT LUẬN CHƯƠNG 3

 Lời giải giải tích cho nền nhiều lớp qui về một lớp tương đương theo Hansbo

khó hoặc không thể mô tả đúng ứng xử của nền đất yếu dưới tải trọng. Trong

quá trình cố kết, có những phân tố đất ở trạng thái cố kết trước (OC) và những

phân tố ở trạng thái cố kết thường (NC) cho nên một giá trị trung bình duy

nhất đối với hệ số cố kết dẫn đến kết quả sai khác so với thực tế ứng xử của

nền đất yếu. Phương pháp cải tiến dựa trên lời giải trước đó để xét đến sự biến

thiên chỉ số nén lún, hệ số cố kết theo phương đứng và phương ngang thay đổi

trong quá trình cố kết, trạng thái cố kết trước (OC) và trạng thái cố kết thường

(NC) trong suốt quá trình cố kết của nền đất mô tả đầy đủ quá trình cố kết của

nền, và có ưu thế hơn lời giải giải tích chỉ sử dụng một giá trị duy nhất hệ số

cố kết trong suốt quá trình phân tích bài toán.

 Tỷ số cv(OC)/cv(NC) = 40 cho khu vực Hải Phòng và là 10 cho các khu vực còn

lại. Tỷ số ch/cv tương ứng cho các khu vực Cái Mép (Bà Rịa Vũng Tàu), Hiệp

 Phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] sử dụng phương pháp sai phân hữu hạn

Phước (TP. HCM), Hải Phòng và Cà Mau là 3.0.

(FDM) phát triển dựa trên phương pháp cải tiến cho kết quả khá tin cậy khi so

sánh với số liệu quan trắc tiêu biểu và so với lời giải giải tích theo Hansbo.

-69-

CHƯƠNG 4 PHÂN TÍCH CÁC BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÓ SỬ

DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CRS Ở VIỆT NAM

4.1 CÔNG TRÌNH CẢNG HẢI PHÒNG GIAI ĐOẠN 2

4.1.1 GIỚI THIỆU

Cảng Hải Phòng giai đoạn 2 được thực hiện bằng việc mở rộng ngay bên cạnh

cảng Hải Phòng cũ bằng nguồn vốn ODA của chính phủ Nhật Bản. Công trình nằm

dọc theo Sông Cấm, Hải Phòng, Việt Nam, sau khi nâng cấp có thể tiếp nhận tàu

55,000 DWT. Diện tích khu vực bãi container vào khoảng 66,000 m2 được xây dựng

trên nền đất sét yếu có chiều dày vào khoảng 9 m và tiếp theo là 6 m đất sét cứng bên

(106)

Híng B¾c

S«ng CÊ

2.3076

PLOT-02 (Suzuki & Takeuchi, 2008) PLOT-06 (Nghiªn cøu nµy) §êng biªn ph©n khu Bµn ®o lón - P Hè khoan lÊy mÉu nguyªn d¹ng - UDS PCPT (Xuyªn tÜnh) - CPTu

m H

CPT3-1 CPT3-2

CPT1

íng Ra BiÓn

CPT4

CPT5

UDS

2.3075

CPT8

)

CPT6

( c ¾ B

CPT10

P19

CPT7

2.3074

P13

P20

(13,397 m2 T-06

CPT9

P14

P21

)

P15

P22

P16

P23

P17

P24

P10

CPT11

P18

P11

P12

2.3073

497700

497800

497900

498000

498100

§«ng (m)

Hình 4-1 Mặt bằng vị trí khảo sát địa kỹ thuật và bố trí bàn quan trắc lún

dưới. Hình 1-5 thể hiện vị trí địa lý của cảng Hải Phòng giai đoạn 2.

-70-

101

øng suÊt, 'v (kPa) 102

103

øng suÊt, 'v (kPa) 102

101

103

øng suÊt, 'v (kPa) 102

101

103

2.4

Layer-1

Layer-3

Layer-2

2.0

1(+0.9m)

2(-0.1m)

3(-1.0m)

1.6

1.2

e , g n ç r è s Ö H

0.8

) a P k ( 0 1 . 3 6 =

) a P k ( 3 0 . 3 5 =

) a P k ( 7 6 . 2 5 =



'

Layer-1

Layer-2

Layer-3

) d /

cv = 40 (cm2/d)

cv = 35 (cm2/d)

cv = 40 (cm2/d)

m c ( v c

0.4 104 103 102 101

2.4

Layer-5

Layer-6

Layer-4

6(-4.0m)

) a P k ( 0 3

2.0

) a P k ( 0 4

e ,

6 7 =

5(-3.0m)

) a P k ( 0 9 6 8 =

9 6 =

'

4(-2.0m)

1.6

'



1.2

g n ç r è s Ö H

0.8

Layer-4

Layer-5

Layer-6

) d /

cv = 205 (cm2/d)

cv = 170 (cm2/d)

cv = 90 (cm2/d)

m c ( v c

0.4 104 103 102 101

2.4

Layer-7

Layer-8

Layer-9

2.0

) a P k (

e ,

) a P k (

7(-5.0m)

1.6

5 8 =

0 6 2 2 1 =



9(-6.2m)

8(-5.8m) '

1.2

g n ç r è s Ö H

0.8

) a P k ( 0 9 . 5 7 =

'

Layer-9

) d /

Layer-7 cv = 100 (cm2/d)

Layer-8 cv = 60 (cm2/d)

cv = 155 (cm2/d)

m c ( v c

0.4 104 103 102 101

Hình 4-2 Kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS ở 0.02%/phút

4.1.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU

-71-

LL, PL & wc (%)

(kN/m3)

c'(kPa)

HÖ sè rçng e0

Cc1, Cc2 & Cr

cv (cm2/d)

250 500

0.5

100

20 40 60 80 §¾p ban ®Çu

)

-10

( é ®

o a C

v0' Kh«ng kÓ c¸t ®¾p

-20

wc LL PL

Cc1 Cc2 Cr

-30

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

Hình 4-3 Chỉ tiêu vật lý và nén lún của đất yếu ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2

Hình 4-1 mô tả vị trí hố khoan khảo sát địa kỹ thuật UDS để lấy mẫu nguyên

dạng bằng ống mẫu Piston qua suốt chiều dày lớp đất trầm tích yếu và lớp sét cứng

bên dưới. Ngoài ra còn có các hố xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng từ CPT1 đến

CPT11 được phân bố cho từng khu vực nhỏ của vùng bãi container. Khu vực PLOT-

02 có biên màu đỏ tía đã được nghiên cứu bởi Suzuki & Takeuchi, 2008 [45], tuy

nhiên các tác giả này đã bỏ qua lớp đất sét cứng bên dưới cao độ -6.xx m, do đó có

thể kết quả chưa phản ánh sự làm việc thực của khu vực sử lý nền. Khu vực đang xét

trong giới hạn luận án này là PLOT-06 có diện tích là 13,397 m2 với biên màu đỏ như

trên hình. Ở công trình này chỉ sử dụng bàn đo lún mặt đặt ở cao độ +4.50 để đo độ

lún trong quá trình xử lý nền đất yếu. Trong khu vực PLOT-06 có một điểm xuyên

tĩnh trước khi thực hiện công tác xử lý nền bằng bấc thấm (PVD) kết hợp gia tải trước

bằng cát đắp. Mẫu đất nguyên dạng được thực hiện thí nghiệm cố kết tốc độ biến

dạng không đổi ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút để xác định thông số đầu vào cho bài

toán cố kết ở công trình cảng Hải Phòng giai đoạn 2. Hình 4-2 thể hiện kết quả chi

tiết thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi của từng mẫu đất ở các độ sâu khác

nhau theo mối quan hệ e-logp’ và cv-logp’ từ đó có thể dễ dàng xác định áp lực tiền

cố kết của từng độ sâu của nền đất yếu cũng như các chỉ số Cc1, Cc2 và Cr cho các

-72-

phân lớp đất yếu bao gồm lớp đất sét cứng bên dưới. Hình 4-3 (a) thể hiện tương quan

giữa độ ẩm tự nhiên, giới hạn chảy cũng như giới hạn dẻo của lớp đất yếu. Dễ dàng

thấy rằng 9 m trên cùng là đất sét yếu với giá trị độ ẩm tự nhiên gần với giá trị giới

hạn chảy, và hệ số rỗng dao động từ 1.0 đến 2.0 như thể hiện ở Hình 4-3 (d). Áp lực

tiền cố kết theo kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS ở tốc độ

biến dạng 0.02 %/phút có mối quan hệ tăng theo chiều sâu và lớn hơn áp lực hữu hiệu

hiện trường. Điều này có nghĩa là lớp đất sét yếu đang ở trạng thái cố kết trước như

đã mô tả ở CHƯƠNG 2. Lớp đất yếu có dung trọng tự nhiên vào khoảng 16 kN/m3

và bên dưới là lớp đất sét cứng có dung trọng từ 17.5 đến 19.0 kN/m3. Chỉ số nén Cc1

và Cc2 của lớp đất yếu giao động từ 0.530 đến 0.910 trong khi chỉ số nén lại Cr luôn

bé hơn 0.25 đối với cả lớp đất sét yếu và sét cứng bên dưới được vẽ trên biểu đồ ở

Hình 4-3 (e). Hệ số cố kết theo phương đứng của lớp đất yếu và lớp đất sét cứng biến

thiên từ 40 đến 200 cm2/ngày đêm như kết quả thể hiện ở đồ thị trên Hình 4-3 (f).

4.1.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN LÚN CỐ KẾT THEO THỜI GIAN

Hình 4-4 thể hiện mặt cắt điển hình của kết cấu gia tải trước bằng cát đắp cũng

như cao độ lắp đặt bàn đó lún mặt để phục vụ quan trắc độ lún trong quá trình gia tải

nền đất yếu. Lớp đất yếu và lớp đất sét cứng bên dưới được phân chia thành 9 phân

lớp trong đó 8 phân lớp đầu tiên nằm trong lớp đất sét yếu và phân lớp thứ 9 bao gồm

một phần của lớp đất sét cứng với sức kháng xuyên hiệu chỉnh qT lớn hơn rất nhiều

sức kháng xuyên trong lớp đất yếu bên trên.

Lớp đất yếu được xứ lý bằng việc cắm bấc thấm PVD có kích thước 4x100

mm2 theo lưới tam giác với khoảng cách là 110 cm có cao độ chân bấc thấm vào

khoảng -11.00 m. Lớp đất cát đắp phục vụ làm mặt bằng thi công có chiều dày là 1.55

m được thi công bằng phương pháp bơm cát. Sau đó các bàn đo lún mặt được lắp đặt

ngay trong lớp cát đắp ban đầu này ở cao độ trung bình là +4.50. Hệ số cố kết hướng

tâm ch được xác định dựa vào hệ số cố kết theo phương đúng cv. Từ kết quả thí nghiệm

có kết tốc độ biến dạng không đổi, thì hệ số cố kết theo phương đứng ở trạng thái cố

kết thường cv(NC) được xác định và thể hiện trên Hình 4-3 (f) phân bố theo chiều sâu.

Nhận thấy rằng lớp đất càng cố kết trước thì hệ số cố kết càng lớn.

-73-

Gia t¶i vµ bè trÝ thiÕt bÞ quan tr¾c

Gia t¶i 4.5m

qT Xuyªn tÜnh ®o ¸p lùc níc

+4.50

Bµn ®o lón

§¾p ®Êt ban ®Çu & líp c¸t tho¸t níc (1.55m)

Ph©n líp 01

)

m 5 1 y µ d

-5

Ph©n líp 02 Ph©n líp 03 Ph©n líp 04 Ph©n líp 05 Ph©n líp 06 Ph©n líp 07 Ph©n líp 08

t Ð s t Ê ®

p í L

Ph©n líp 09

i ¶ t a i g & D V P g n » b n Ò n ý l ö X

g n ø c t Ð S

-10

g n ø c t Ð s p í L

( å ® i ¶ h é ® o a C

-15

Bµn ®o lón

-20

Hình 4-4 Mặt cắt gia tải và bố trí thiết bị quan trắc ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2

GL. +1.90, PVD 1.10 m bè trÝ tam gi¸c

)

PLOT-6

( p ¾ ® é ® o a C

2 0

)

120

P8 P9 P10 P14 P15 P16

m c ( n ó l é §

(t = 0 : 28/Jan/2005)

160

120

180

240

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-5 Số liệu quan trắc lún ở các bàn đo lún

-74-

Bài toán phân tích bằng phương pháp sai phân hữu hạn (FDM) với việc sử

dụng phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] được thực hiện với giả thiết hệ số cố kết

theo phương đứng ở trạng thái cố kết trước bằng 40 lần hệ số cố kết theo phương

đứng ở trạng thái cố kết thường cv(OC)=40cv(NC) và hệ số cố kết hướng tâm ở trạng thái

cố kết thường bằng 3 lần giá trị của hệ số cố kết theo phương đứng ở trạng thái cố kết

thường ch(NC)=3cv(NC), ngoài ra hệ số cố kết hướng tâm ở trạng thái cố kết trước bằng

1 lần giá trị ở trạng thái cố kết thường tức là ch(OC)=ch(NC). Hình 4-5 thể hiện kết quả

quan trắc độ lún mặt của nền đất yếu trong suốt quá trình gia tải. Các bàn đo lún ở

khu vực biên không xem xét trong giới hạn luận án này vì vùng biên tải trọng không

phân bố theo điều kiện một chiều. Các bàn đo lún ở khu vực giữa được sử dụng để so

Bảng 4-1 Bảng thông số đầu vào cho bài toán cố kết ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2

Mẫu

Cc1

Cc2

(Độ sâu)

(cm)

'v0 (kPa)

'c (kPa)

'b (kPa)

cv(NC) (cm2/d)

Cv(OC) (cm2/d)

0.910

19.0 1.869

52.70 180.0 0.150

0.700

1600

1.92

200

0.650

24.9 1.731

53.00 500.0 0.300

0.500

1400

2.94

100

0.750

30.3 1.680

63.10 300.0 0.140

0.560

1600

3.83

100

0.530

36.1 1.389

69.40 500.0 0.140

0.470

170

6800

4.74

100

0.770

43.2 1.536

76.30 200.0 0.140

0.600

3600

5.83

100

0.480

49.6 1.333

86.90 500.0 0.250

0.430

205

8200

6.84

100

0.650

56.2 1.495

75.90 500.0 0.150

0.580

100

4000

7.93

100

0.520

62.2 1.098

122.60 400.0 0.120

0.420

2400

8.68

100

0.770

2400

16.20

100.0 1.168

318.00 400.0 0.140

0.500

500

Bảng 4-2 Lịch sử quá trình gia tải và thi công bấc thấm PVD tại cảng Hải Phòng giai đoạn 2

STT

Bắt đầu Kết hhúc Dung trọng

Chiều dày đắp (m)

(ngày)

đất đắp (kN/m3)

Dung trọng đất đắp dưới mực nước (kN/m3)

Tốc độ đắp (m/ngày)

1.60

21.00

12.00

0.90

21.00

12.00

0.30

21.00

12.00

0.30

100

21.00

12.00

Thời điểm thi công bấc thấm ở t=45 ngày

sánh với kết quả tính toán bằng phần mềm do tác giả phát triển là CONSOPRO.

-75-

GL. +1.90, PLOT-6, P-08, PVD 110 cm líi tam gi¸c

GL. +1.90, PLOT-6, P-14, PVD 110 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® é ® o a C

2 0

)

m c (

120

n ó l é §

(t = 0 : 28/Jan/2005)

160

120

180

240

300

120

180

240

300

GL. +1.90, PLOT-6, P-09, PVD 110 cm líi tam gi¸c

GL. +1.90, PLOT-6, P-15, PVD 110 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® é ® o a C

2 0

)

120

m c ( n ó l é §

(t = 0 : 28/Jan/2005)

160

120

180

240

300

120

180

240

300

GL. +1.90, PLOT-6, P-10, PVD 110 cm líi tam gi¸c

GL. +1.90, PLOT-6, P-16, PVD 110 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® é ® o a C

2 0

)

m c (

n ó l

120

é §

(t = 0 : 28/Jan/2005)

160

120

180

240

300

120

180

240

300

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-6 Kết quả quan trắc và phân tích bằng CONSOPRO với bàn đo lún mặt ở cảng Hải Phòng

-76-

Bảng 4-1 thể hiện thông số đầu vào về chiều dày các phân lớp đất yếu cũng

như lớp đất sét cứng ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2. Lớp đất sét cứng cũng có hệ số

rỗng lớn hơn 1.00 như thể hiện trong bảng, chỉ số nến lún Cc1 của các lớp phân tố đất

dao động từ 0.530 đến 0.910. Lịch sử quá trình gia tải và thi công bấc thấm được thể

hiện ở Bảng 4-2. Kết quả phân tích cố kết bằng phần mềm CONSOPRO đối với các

bàn đo lún ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2 được thể hiện trên Hình 4-6 cho thấy độ lún

tính toán phù hợp với độ lún quan trắc ở các bàn đo lún P08, P14 và P16 trong khi ở

các bàn đo lún P09 (124 cm so với 129 cm), P10 (119 cm so với 125 cm) và P15 (118

cm so với 124 cm) thì độ lún tính toán bằng phần mềm CONSOPRO lớn hơn độ lún

có được từ số liệu quan trắc tương ứng từ 4 % đến 5 %. Điều này có nghĩa là thông

số đầu vào từ kết quả thí nghiệm CRS ở tốc độ 0.02 %/phút cho kết quả tốt.

4.2 CÔNG TRÌNH CẢNG CONTAINER QUỐC TẾ CÁI MÉP - ODA

4.2.1 GIỚI THIỆU

Cảng container nước sâu quốc tế Cái Mép – ODA là một phần của tổng dự án

xây dựng cảng Cái Mép – Thị Vải từ nguồn vốn ODA Nhật bản. Cảng Cái Mép –

ODA là gói thầu số 1 với tổng diện tích xử lý nền là 36 ha. Vị trí cảng được qui hoạch

ở ngay trên bờ sông Thị Vải, gần khu vực của biển Vũng Tàu và ở phía Tây Nam so

với thành phố Hồ Chí Minh như mô tả trên Hình 1-5. Công trình là cảng nước sâu để

tiếp nhận tàu container đến tải trọng 120,000 DWT. Vị trí công trình thuộc đồng bằng

sông Mekong với nền đất yếu có chiều dày lớn từ 35 m đến 38 m là đất trầm tích yếu

Holocene, do đó với bãi chứa container với tải trọng thường xuyên là 25 kPa, nền đất

yếu cần được xử lý để giảm độ lún dư sau thi công.

Hình 4-7 mô tả mặt bằng vị trí cảng Cái Mép – ODA so với sông Thị Vải, kích

thước khu vực xử lý nền tổng thể nằm bên trong biên đậm liền nét, và vị trí các phân

khu được xét trong phạm vi nghiên cứu này như LOT-01(22,600 m2), LOT-06-

1(10,398 m2), LOT-06-2(A)(14,724 m2), LOT-06-2(B)(5,382 m2), LOT-07-1(15,537

m2) và LOT-07-2(7,887 m2) có biên là đường liền nét xanh.

-77-

(106)

Híng B¾c

1.1626

Khu XLN Biªn ph©n khu Bµn ®o lón - SS Extensometers - E Piezometers - P Stand Pipes - SP TB ®o ¸p lùc ®Êt - EPC LÊy mÉu nguyªn d¹ng - TCM14 GiÕng b¬m - PW CPTu (Tríc XLN) - CPTu

1.1624

n S«

T-07-2 (7,887 m2

)

SS218

)

SS225

1.1622

g Ra BiÓn g ThÞ V¶i Hí Khu Vùc KÕt CÊu BÕn

TCM-14

SS217 W36

SS103

)

( c ¾ B

SS216

E8 P8 SP8 EPC8

SS18

T-06-1 (10,358 m2 SS106 T-06-2(A)

W18

(14,724 m2

T-07-1 (15,537 m2

)

SS224

SS250

SS7

SS107

SS48

W17

SS215

1.162

SS13

T-06-2(B)

SS223

SS6

(5,382 m2 P W46

)

SS105

T-01 (22,600 m2

)

SS209

E3 P3 SP3 EPC3

1.1618

418800

419000

419200

419400

419600

§«ng (m)

Hình 4-7 Mặt bằng bố trí hố khoan khảo sát, xuyên tĩnh, và thiết bị quan trắc ở cảng Cái Mép

Hình cũng thể hiện vị trí của các thiết bị quan trắc như bàn đo lún mặt (SS),

thiết bị đo lún sâu (E), thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung (P), giếng quan

trắc mực nước ngầm (SP), thiết bị đo áp lực đất gia tải bằng dây rung (EPC), vị trí hố

khoan TCM-14 cho công tác lấy mẫu nguyên dạng bằng ống Piston để đảm bảo tính

nguyên dạng và chất lượng mẫu đất, vị trí các giếng bơm và thu nước (PW) và vị trí

các điểm xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng CPTu trước giai đoạn xử lý nền. Trước

khi tiến hành dỡ tải đắp, thì xuyên tĩnh kết hợp cắt cánh hiện trường cũng được thực

hiện. Ngoài ra 1 hố khoan mẫu nguyên dạng thử nghiệm CRS cũng được thực hiện

cùng thời điểm.

-78-

4.2.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU

Mẫu đất nguyên dạng được đảm bảo bằng cách sử dụng ống lấy mẫu Piston.

Các mẫu đất được lấy liên tục theo chiều sâu với khoảng cách lấy mẫu là 1.50 m, và

sau đó các thí nghiệm trong phòng được thực hiện trên các mẫu nguyên dạng này để

xác định chỉ tiêu cơ lý của đất nguyên dạng. Thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng

không đổi ở tốc độ 0.02 %/phút được thực hiện trên toàn bộ 23 mẫu nguyên dạng

trong suốt độ sâu của hố khoan TCM-14. Hình 4-8 mô tả chi tiết kết quả thí nghiệm

cho các mẫu nguyên dạng theo sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi (CRS). Kết quả của

các mẫu được thể hiện bằng nét liền đậm là các mẫu được lựa chọn cho bài toán phân

tích cố kết có sử dụng bấc thấm ở công trình cảng Cái Mép – ODA.

Hình 4-9 (a) cho thấy đất trầm tích yếu ở khu vực cảng Cái Mép – ODA có độ

ẩm tự nhiên cao, dao động từ 60 % đến 80 % từ cao độ -4 m xuống cao độ -34 m,

trong khi đó lớp trên mặt thậm chí có độ ẩm dao động từ 70 % đến 100 %. Hơn nữa

độ ẩm lại xấp xỉ với độ ẩm giới hạn chảy. Hình 4-9 (b) thể hiện mối quan hệ giữa áp

lực tiền cố kết theo chiều sâu nền đất yếu và so sánh với áp lực hữu hiệu địa tầng, dễ

dàng thấy rằng áp lực tiền cố kết có tăng theo chiều sâu và luôn lớn hơn áp lực hữu

hiệu địa tầng. Hình 4-9 (c) cho thấy dung trọng tự nhiên của đất trầm tích yếu

Holocene khu vực công trình dao động xung quanh giá trị 15 kN/m3, ngoài ra hệ số

rỗng cũng lớn hơn 1.0 và dao động từ 1.5 đến 2.0, và thậm chí đạt giá trị lớn hơn 2.0

ở cao độ từ -2.00 m đến +3.00 m như được mô tả ở Hình 4-9 (d). Chỉ số dỡ tải và nén

lại Cr biến thiên từ 0.20 đến 0.40, chỉ số nén Cc1 ở cấp áp lực từ ’c đến ’p biến thiên

từ 1.15 đến 1.80 và chỉ số nén Cc2 ở cấp áp lực lớn hơn ’p dao động từ 0.70 đến 1.05

theo kết quả thể hiện trên Hình 4-9 (e) và hệ số cố kết ở trạng thái cố kết thường cv(NC)

biến thiên từ 15 đến 40 cm2/ngày theo Hình 4-9 (f).

-79-

øng suÊt 'v (kPa)

102

103

101

102

103

101

102

103

101

2.8

Layer-3

Layer-2

Layer-1a (1) 3(-0.8m)

2.4

2(+0.7m)

4(-2.3m)

2.0

6(-5.2m)

1.6

5(-3.8m)

e , g n ç r è s Ö H

7(-6.8m)

1.2

) a P k ( ) 8 3 ( 9 2 =

'c = 78 (kPa)

'

0.8 103

Layer-1a (1)

Layer-3

) d /

102

Layer-2 cv = 40 (cm2/d)

cv = 20 (30) (cm2/d)

m c ( v c

cv = 37 (cm2/d)

101

2.8

Layer-5

Layer-6

Layer-4

) a P k (

2.4

8 1 1 =

e ,

6 3 1 =

2 3 1 =

9(-9.8m)

10(-11.4m)

'

2.0

'

14(-17.3m)

11(-12.8m)

g n ç r

15(-18.8m)

8(-8.3m)

13(-15.8m)

1.6

12(-14.3m)

è s Ö H

1.2

0.8 103

Layer-4

Layer-5

Layer-6

) d /

102

cv = 20 (cm2/d)

cv = 15 (cm2/d)

m c ( v c

101

2.8

Layer-9

Layer-8

Layer-7

) a P k (

2.4

1 1 2 =

) a P k (

0 4 2 =

16(-20.3m)

'

20(-26.3m)

2.0

'

0 0 3 =

18(-23.3m)

19(-24.8m)

'

22(-29.3m)

1.6

17(-21.8m)

e , g n ç r è s Ö H

21(-27.8m)

23(-30.8m)

1.2

0.8 103

Layer-8

Layer-9

Layer-7

) d /

102

cv = 25 (cm2/d)

cv = 20 (cm2/d)

m c ( v c

101

Hình 4-8 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở cảng Cái Mep - ODA

-80-

LL, PL & wc (%)

(kN/m3)

c'(kPa)

HÖ sè rçng e0

Cc1, Cc2 & Cr

cv (cm2/d)

200 400

120

100

60 Premilinary fill

1 3

6 8

)

-10

-20

( é ® o a C

18 20

-30

v0' Kh«ng kÓ c¸t ®¾p

wc LL PL

Cc1 Cc2 Cr

-40

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

Hình 4-9 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA

Bảng 4-3 Thông số đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA cho bài toán

Mẫu

Cc1

Cc2

(Độ sâu)

(cm)

'v0 (kPa)

'b (kPa)

cv(NC) (cm2/d)

Cv(OC) (cm2/d)

'c (kPa)

250

2.660

150

0.25

1.30

0.85

200

1(1.45)

300

2.485

160

0.25

1.40

1.00

300

3(4.50)

300

1.676

160

0.25

1.20

0.90

400

5(7.50)

300

1.741

200

0.20

1.15

0.70

250

6(8.90)

300

1.797

118

200

0.30

1.30

1.05

150

8(12.00)

400

1.677

132

180

0.40

1.25

1.00

150

10(15.15)

500

108

1.671

136

250

0.25

1.15

0.85

200

13(19.50)

500

151

1.768

211

320

0.30

1.80

1.00

250

18(27.00)

300

167

1.769

240

400

0.40

1.40

1.05

250

20(30.00)

500

186

1.494

300

450

0.35

1.25

0.90

200

22(33.00)

Bảng 4-3 tổng hợp chi tiết thông số cho các phân lớp đất yếu sử dụng trong

bài toán phân tích theo đó hệ số cố kết ở trạng thái cố kết trước được giả thiết gấp 10

lần hệ số cố kết ở trạng thái cố kết thường cv(OC)=10cv(NC). Trong đó lớp trầm tích yếu

Holocene được phân chia thành 10 phân lớp nhỏ với các thông số đầu vào khác nhau

sử dụng cho bài toán phân tích cố kết của nền đất trong giai đoạn xử lý nền bằng bấc

thấm kết hợp gia tải trước. Hệ số kết thấm theo phương ngang ch(OC) ở trạng thái cố

-81-

kết trước cũng như ch(NC) ở trạng thái cố kết thường được sử dụng là 3 lần giá trị hệ

số kết theo phương đứng theo mối quan hệ ch=3cv trong bài toán phân tích cố kết. Kết

quả chi tiết được trình bày ở phần tiếp theo của luận án này.

4.2.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở CÁI MÉP – ODA

Công tác xử lý nền đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA được thực hiện theo

phương pháp gia tải trước kết hợp bấc thấm đóng suốt chiều sâu nền đất trầm tích yếu

ven biển. Hình 4-10 mô tả mặt cắt điển hình thể hiện chiều dày các 10 phân lớp đất

yếu được phân chia trong nền đất yếu có chiều dày mỗi phân lớp dao động từ 2 m

đến 6 m. Lớp đất san nền có chiều dày 2.20 m được thi công bằng phương pháp bơm

cát từ phía sông Thị Vải bằng phà bơm cát; sau đó là 2 lớp đất cát hạt trung thoát

nước có chiều dày tổng cộng là 1.0 m; trên cùng là lớp cát đắp gia tải bằng phương

pháp bơm cát kết hợp đổ bằng xe tải có đầm chặt đến độ chặt đạt 90 %. Các lớp đất

Cao ®é nÒn ®¾p vµ bè trÝ thiÕt bÞ quan tr¾c

qT Xuyªn tÜnh ®o ¸p lùc níc

GiÕng quan tr¾c níc ngÇm

Bµn ®o lón

Gia t¶i 10 líp = 5m

San lÊp & Líp tho¸t níc (2.20+1.00m)

ThiÕt bÞ ®o ¸p lùc ®Êt +5.00

+5.00

-0.50

+2.00

)

-5

-5.00

Ph©n líp 01a Ph©n líp 01 Ph©n líp 02 Ph©n líp 03 Ph©n líp 04

-10.00

-10

Ph©n líp 05

-15.00

-15

( å ® i ¶ h

m 8 3 y µ d u Õ y

Ph©n líp 06

c í r t i ¶ t a i g & m Ê h t c Ê b

é ®

-20.00

-20

t Ê §

g n » b

Ph©n líp 07

o a C

-25

n Ò n

Ph©n líp 08

ý l

-25.00 Extesometer (§o lón s©u)

-30.00

-30

ö X

Ph©n líp 09

Piezometer (§o ¸p lùc níc lç rçng)

-35

§o ¸p lùc níc lç rçng;

§o ¸p lùc ®Êt

§o lón s©u; §o mùc níc ngÇm;

Bµn ®o lón

-40

Hình 4-10 Mặt cắt điển hình gia tải, phân lớp đất yếu và thiết bị quan trắc ở cảng Cái Mép – ODA

đắp gia tải được thực hiện theo từng lớp có chiều dày mỗi lớp 50 cm.

-82-

Hình 4-10 cho thấy bàn đó lún mặt (SS) và thiết bị đo áp lực đất gia tải được

lắp đặt ở cao độ +5.00 m, giếng quan trắc mực nước (SP) trong nền là ống PVC đục

lỗ quấn vải địa kỹ thuật có cao độ đáy giếng ở + 0.00 m, thiết bị đo áp lực nước lỗ

rỗng bằng dây rung lắp đặt ở các khu vực LOT-01 (E3, P3, EPC3, SP3) và LOT-07-

1(E8, P8, EPC8, SP8) theo các cao độ -0.5 m; -10 m; -20 m và -30 m. Thiết bị đo lún

sâu có bàn lún từ tính lắp đặt ở cao độ +5.00 m còn các nhện từ được lắp ở các cao

độ lần lượt là -5.00 m, -15.00 m và -25.00 m. Các giếng thu nước và bơm nước thoát

ra từ trong nền (PW) được lắp đặt kết nối với nhau thông qua các rãnh thu nước và

bấc thấm thoát nước ngang để thu nước thoát ra trong quá trình nền đất yếu cố kết

dưới tải trọng gia tải trước. Bơm chìm tự động được lắp ở đáy giếng để bơm nước

liên tục trong quá trình gia tải trước nền đất yếu.

Số liệu quan trắc ở các vị trí lắp đặt thiết bị quan trắc được thực hiện theo tần

suất mỗi tuần 3 lần cho đến khi nền đất đạt độ cố kết theo yêu cầu của công trình là

80 % tương ứng với độ lún tổng có bao gồm cả độ lún gây ra do từ biến. Bảng 4-4

mô tả tóm tắt lịch sử đắp đất và gia tải tiêu biểu ở công trình cảng Cái Mép – ODA,

số lượng các lớp đất gia tải có thể thay đổi tùy thuộc vào thời gian thực tế ở hiện

trường cần dỡ tải nhưng vẫn đảm bảo điều kiện ban đầu đặt ra là độ cố kết đạt tối

thiểu là 80 % độ lún tổng cộng. Bấc thấm ở các khu đang xét được cắm theo lưới

vuông với khoảng cách lần lượt là 120 cm (đối với khu LOT-01) và 150 cm đối với

Bảng 4-4 Lịch sử thi công đắp nền và gia tải tiêu biểu ở cảng Cái Mép - ODA

STT

Bắt đầu Kết hhúc Dung trọng

Chiều dày đắp

đất đắp

Dung trọng đất đắp dưới mực nước

Tốc độ đắp (m/ngày)

(kN/m3)

(m)

(ngày)

Cao độ nền

Lớp san nền

2.20

18.00

10.00

PVD

PHD

Gia tải 13 lớp

0.50

18.00

10.00

Thời điểm thi công bấc thấm phụ thuộc theo từng khu vực xử lý nền. Cao độ nền ban đầu +3.30 PVD: Bấc thấm đứng; PHD: Bấc thấm ngang

các khu còn lại.

-83-

Sè liÖu quan tr¾c ë c¸c ph©n khu cã PVD 120 cm vµ PVD 150 cm bè trÝ theo líi vu«ng

)

( p ¾ ® n Ò n é ® o a C

100

LOT-01 LOT-06-1 LOT-06-2A LOT-06-2B LOT-07-1 LOT-07-2

)

200

300

m c ( n ó l é §

400

500

(t = 0 : 1/Jan/2009) 120

240

360

480

600

720

840

960

1080

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-11 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các phân khu ở cảng Cái Mép – ODA

Hình 4-11 thể hiện lịch sử gia tải và lún ở các phân khu LOT-01, LOT-06-1,

LOT-06-2A, LOT-06-2B, LOT-07-1 và LOT-07-2 đang được nghiên cứu trong luận

án này. Dễ dàng nhận thấy rằng với lịch sử gia tải khác nhau thì độ lún và tốc độ lún

cũng khác nhau ở các vị trí bàn đo lún và thiết bị đo lún sâu. Độ lún ở thời điểm kết

thúc quan trắc dao động từ 325 cm đến 440 cm, chứng tỏ rằng độ lún nền đất yếu khu

vực này rất lớn vào khoảng 9.3 % đến 12.6 % chiều dày lớp đất yếu. Việc phân tích

bài toán xử lý nền ở cảng Cái Mép – ODA được thực hiện dựa trên lịch sử gia tải thực

tế có được từ số liệu quan trắc về cao độ nền đắp và độ lún đối với các điểm quan

trắc lún mặt (SS) các điểm đo lún sâu (E), ngoài ra cũng phân tích biến thiên áp lực

nước lỗ rỗng thặng dư trong quá trình xử lý nền của các điểm quan trắc áp lực nước

lỗ rỗng (P) trong nền đất yếu và tính toán áp lực đất ở các vị trí lắp đặt thiết bị đo áp

lực đất (EPC). Trong quá trình phân tích bằng phương pháp sai phân hữu hạn thông

qua phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] thì lịch sử gia tải thực tế theo kết quả quan

trắc cao độ nền đất đắp cũng được xét đến toàn bộ quá trình tính toán.

-84-

)

LOT-01, PVD 120 cm líi vu«ng

LOT-06-2B, PVD 150 cm líi vu«ng

( p ¾ ®

é ®

o a C

100

SS-107 SS-224

)

200

SS-006 SS-007 SS-013 SS-105 SS-048 E-03

300

m c ( n ó l

400

é §

(t = 0 : 1/Jan/2009)

500

240

480

720

960

1200

240

480

720

960

1200

LOT-06-1, PVD 150 cm líi vu«ng

LOT-07-1, PVD 150 cm líi vu«ng

)

( p ¾ ® é ® o a C

100

)

SS-018 SS-216 SS-224

SS-018 SS-103 SS-217 E-08

200

300

400

m c ( n ó l é §

(t = 0 : 1/Jan/2009)

500

240

480

720

960

1200

240

480

720

960

1200

)

LOT-06-2A, PVD 150 cm líi vu«ng

LOT-07-2, PVD 150 cm líi vu«ng

( p ¾ ® é ® o a C

SS-218 SS-225

100

)

SS-215 SS-223 SS-250

200

300

400

m c ( n ó l é §

(t = 0 : 1/Jan/2009)

500

240

480

720

960

1200

240

480

720

960

1200

Thêi gian (ngµy)

CONSOPRO kh«ng dì t¶i

CONSOPRO cã dì t¶i

Hình 4-12 Kết quả quan trắc và phân tích bằng CONSOPRO với bàn đo lún mặt ở cảng Cái Mép

-85-

Extensometers: Quan tr¾c hiÖn trêng CONSOPRO; (t=0 : 01/Jan/2009)

Lot-1, E3, PVD 1.2m

Lot-07, E8, PVD 1.5m

)

( é ® o a C

Cao ®é nÒn ban ®Çu +3.5m.

+60cm

100

+110cm

)

200

m c ( g n æ T S

300

400 0

§Õn -5m

+70cm

)

+40cm

100

m c ( S

150

200 0

)

+10cm

-5m ®Õn -15m

+25cm

m c ( S

-5m ®Õn -15m

100 0

)

-15m ®Õn -25m

+10cm

+5cm

m c ( S

-15m ®Õn -25m

100 0

)

+5cm

m c ( S

Bªn díi -25m

100

120

240

360

480

600

720

840

120

240

360

480

600

720

840

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-13 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở cảng Cái Mép

Hình 4-12 mô tả so sánh giữa kết quả phân tích bằng phương pháp sai phân

hữu hạn bằng CONSOPRO và kết quả quan trắc hiện trường đối với bàn đo lún mặt

-86-

ở các khu vực đang xét. Về xu hướng lún mặt ở khu vực LOT-01, mặc dù có sự khác

biệt về độ lún ở các vị trí quan trắc lún mặt, điều này được giải thích bằng việc chiều

dày lớp đất yếu ở các vị trí khác nhau, dẫn đến chiều cao đất đắp san lấp và gia tải

cũng khác nhau. Chiều dày khác nhau của lớp đất trầm tích yếu Holocene cũng được

xét đến trong từng kết quả phân tích lún mặt ở từng vị trí bàn đó lún khác nhau. Các

khu vực khác như LOT-06-1, LOT-06-2A, LOT-06-2B, LOT-07-1 và LOT-07-2 kết

quả quan trắc lún ở các vị trí bàn đo lún là gần với nhau do chiều dày lớp đất yếu và

chiều dày lớp đất gia tải là như nhau, chỉ khác nhau một chút ở lịch sử gia tải thể hiện

qua cao độ nền đắp theo thời gian.

Để xác định sự phù hợp của thông số đầu vào có được từ thí nghiệm CRS dưới

tốc độ biến dạng 0.02 %/phút, thì kết quả lún từng lớp phân tố cũng được so sánh với

kết quả quan trắc ở các vị trí đo lún sâu bằng nhện từ như mô tả trên Hình 4-13 đối

với vị trí bàn đo lún sâu E-03 đối với khu vực LOT-01 và E-08 đối với khu vực LOT-

07-1. Khác biệt giữa kết quả quan trắc và tính toán trên độ lún tổng và đối với độ lún

ở các phân lớp không lớn, cho thấy kết quả tính toán bằng CONSOPRO có sử dụng

thông số đầu vào từ thí nghiệm CRS tốc độ 0.02 %/phút rất phù hợp với kết quả quan

trắc hiện trường đối với các phân lớp đất yếu trong nền. Điều này cho thấy rằng các

thông số về tính nén lún cũng như hệ số cố kết theo thời gian là phù hợp khi sử dụng

trong phân tích bài toán cố kết có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước ở cảng Cái

Mép – ODA.

Hình 4-14 cho thấy xu thế tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở các đầu đo

áp lực nước lỗ rỗng P-03 trong khu vực LOT-01 phù hợp giữa tính toán và quan trắc

đến thời điểm t=480 ngày và giảm dần về 0 sau khi kết thúc dỡ tải trong khi đó tại vị

trí P-08 trong khu vực LOT-07-1, kết quả quan trắc và tính toán phù hợp tính đến

thời điểm t=660 ngày, sau đó thì có sự tăng đột biến áp lực nước lỗ rỗng thặng dư

trong khi không có thay đổi cao độ nền đắp ở khu vực này. Tuy nhiên điều này có thể

giải thích là do sự ảnh hưởng việc gia tăng cao độ đắp ở khu vực LOT-06-1 và việc

mực nước trong giếng bơm hạ dẫn đến việc gia tăng tải trọng lên nền tức thời, vì thế

có gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong nền theo kết quả quan trắc hiện trường.

-87-

Pieometers: Quan tr¾c hiÖn trêng

CONSOPRO; (t=0 : 01/Jan/2009)

Lot-1, P03, PVD 1.2m

Lot-07, P08, PVD 1.5m

)

( é ® o a C

Cao ®é nÒn ban ®Çu +3.5m.

2 80

+0 kPa

-10 kPa

-0.5m

) a P k ( P W P E

0 80

+0 kPa

-10.0m

) a P k ( P W P E

0 80

+0kPa

-20 kPa

-20.0m

) a P k ( P W P E

0 80

-10 kPa

-30.0m

) a P k ( P W P E

120

240

360

480

600

720

840

120

240

360

480

600

720

840

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-14 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở cảng Cái Mép

Hình 4-15 thể hiện mối quan hệ giữa áp lực đất đo tại hiện trường bằng bàn

đo áp lực đất, giá trị quan trắc hiện trường cũng được so sánh với giá trị tính toán

-88-

được trong suốt quá trình gia tải và cố kết của nền đất yếu đối với các khu vực LOT-

01 với đầu đo EPC-03 và LOT-07 với đầu đo EPC-07. Các giá trị tính toán áp lực đất

hữu hiệu theo áp lực đất tổng từ kết quả đầu đo áp lực đất và áp lực nước đo được

trong các giếng đo mực nước SP-03 và SP-07 có kết hợp với mực nước ở các giếng

bơm nước PW như thể hiện ở trên Hình 4-15. Kết quả đo áp lực đất cũng đồng nhất

Mùc níc ngÇm

Lot-1, Mùc níc ngÇm

Lot-6&7, Mùc níc ngÇm

)

PW-17 PW-18 PW-23 PW-28 PW-29 SP-03

( é ® o a C

PW-37 PW-42 PW-48 PW-35 PW-36 PW-46 PW-47 PW-41 SP-08

(t=0 : 01/Jan/2009)

2 120

240

360

480

600

720

840

960

120

240

360

480

600

720

840

960

Bµn ®o ¸p lùc ®Êt

Lot-1, EPC03, PVD 1.2m

Lot-07, EPC08, PVD 1.5m

Cao ®é ®¾p Mùc níc ngÇm

)

( é ® o a C

4 100

Quan tr¾c TÝnh to¸n t = 18 kN/m3 ' = 10 kN/m3

Quan tr¾c (+5kPa) Quan tr¾c (+20kPa) TÝnh to¸n t = 18 kN/m3 ' = 10 kN/m3

) a P k ( u Ö i h u ÷ h t Ê u s g n ø

0 120

240

360

480

600

720

840

960

120

240

360

480

600

720

840

960

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-15 Dữ liệu quan trắc và tính toán bàn đo áp lực EPC ở cảng Cái Mép

với kết quả đo áp lực nước lỗ rỗng và tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian.

-89-

(LOT-1) su (kPa)

(LOT-6-1) su (kPa) 20 40 60 80 0

(LOT-6-2A) su (kPa) 20 40 60 80 0

20 40 60 80

-5

-10

)

-15

(

é ®

-20

o a C

CP T u-T CM07

CP T u-T CM15

-25

-30

-35

-40

(qT - v0)/22 (21Nov.08) (qT - v0)/22 (24May2010) CONSOPRO FVT-LOT-1 (27May2010)

(qT - v0)/22 (09Dec.08) (qT - v0)/22 (05Mar.2011) CONSOPRO FVT-LOT-6-1 (07Mar.2011)

(qT - v0)/22 (09Dec.08) (qT - v0)/22 (14Aug.2011) CONSOPRO FVT-LOT-6-2A (15Aug.2011)

(LOT-7-1) su (kPa) 20 40 60 80 0

(LOT-7-2) su (kPa) 0

20 40 60 80

(LOT-6-2B) su (kPa) 20 40 60 80 0

-5

-10

)

-15

-20

( é ® o a C

CP T u-T CM15

-25

-30

-35

-40

(qT - v0)/22 (09Dec.08) (qT - v0)/22 (12Aug.2011) CONSOPRO FVT-LOT-6-2B (13Aug.2011)

(qT - v0)/22 (09Dec.08) (qT - v0)/22 (20Feb.2011) CONSOPRO FVT-LOT-7-1 (21Feb.2011)

(qT - v0)/22 (09Dec.08) (qT - v0)/22 (17Mar.2011) CONSOPRO FVT-LOT-7-2 (18Mar.2011)

Hình 4-16 Gia tăng sức kháng cắt sau khi xử lý nền ở cảng Cái Mép

-90-

Hình 4-16 thể hiện sự gia tăng sức kháng cắt không thoát nước sau khi xử lý

nền ở các khu vực LOT-01, LOT-06-1, LOT-06-2(A), LOT-06-2(B), LOT-07-1 và

LOT-07-2. Sức kháng cắt không thoát nước trước khi xử lý nền được xác định dựa

vào kết quả xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng với hệ số mũi côn NKT=22. Sau xử

lý nền các thí nghiệm hiện trường được thực hiện để kiểm tra là xuyên tĩnh đo áp lực

nước lỗ rỗng và cắt cánh hiện trường, ngoài ra sức kháng cắt cũng được tính toán dựa

trên kết quả tính toán từ phần mềm CONSOPRO. Sức kháng cắt không thoát nước

sau khi xử lý nền gia tăng một lượng từ 10 kPa đến 20 kPa tùy theo vị trí xử lý nền

và chiều sâu xử lý nền. Kết quả tính toán từ phần mềm CONSOPRO khá tương đồng

với giá trị có được từ kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng, trong khi

đó giá trị sức kháng cắt từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường lại có xu thế lớn hơn giá

kết quả tính toán bằng CONSOPRO và kết quả từ thí nghiệm xuyên tĩnh.

4.3 CÔNG TRÌNH CẢNG SPCT – HIỆP PHƯỚC

4.3.1 GIỚI THIỆU

Công trình cảng container SPCT – Hiệp Phước nằm ở phía Đông Nam, Nhà

Bè, thành phố Hồ Chí Minh như thể hiện ở bản đồ vị trí trong Hình 1-5 nhằm phục

vụ cho việc trung chuyển hàng hóa qua luồng Soài Rạp. Cảng biển SPCT được khởi

công vào nằm 2006 và hoàn thành vào năm 2009, với chiều dài bến giai đoạn 1A là

500 m, và tổng diện tích bãi là 40 ha. Bãi container được xử lý nền bằng bấc thấm

PVD kết hợp gia tải trước để giảm thiểu độ lún dư sau thi công bởi vì chiều dày đất

yếu trầm tích Holocene ở khu vực này khá lớn vì nằm trong vùng đồng bằng sông

Mekong.

Hình 4-17 mô tả mặt bằng bố trí các khu vực xử lý nền Phase 1-1, Phase 1-2,

Phase 1-3, Phase 1-4, Phase 1-5(1); Phase 1-5(2) và Phase 2-2 với các diện tích xử lý

nền lần lượt là 26,223 m2; 32,373 m2; 26,468 m2; 33,710 m2; 18,331 m2; 12,427 m2

và 35,079 m2. Toàn bộ khu xử lý nền nằm trong đường màu đen in đậm như trên hình

với tổng diện tích vào khoảng 400,000 m2.

-91-

1.1769

(106)

Híng B¾c

Phase 1-1 (26,223 m2)

SP-01

P-01

Phase 1-2 (32,373 m2)

P-01B

SP-02

1.1768

E-01

OB-01

E-01A

E-01B

E-01C

USD-01

P-01A

SP-03

E-02D P-02D

S«ng Soµi R¹p Híng Ra BiÓn

P-01D E-01D

Biªn xö lý nÒn Biªn ph©n khu Bµn ®o lón - SP §o lón s©u - E §o ¸p lùc níc lç rçng - P GiÕng quan tr¾c - OB LÊy mÉu nguyªn d¹ng - USD01 CPTu hß s¬ thÇu VST hå s¬ thÇu

E-02

Phase 1-3 (26,486 m2)

E-02A P-02A

1.1767

E-02C

SP-09

P-02

Phase 2-2 (35,079 m2)

SP-04

E-03A P-03A

P-02C

E-02B

P-02B

Phase 1-4 (33,710 m2)

SP-18

E-03B P-03B

SP-05

E-03 P-03

1.1766

OB-02

E-09

P-10

SP-10

SP-06

E-04

)

SP-19

P-04

1.1765

e 1-5(

a 8,3 3 1

SP-11

m2 )

SP-07

( c ¾ B

P-05

1.1764

E-05

SP-17

e 1-5(

a 2,4 2 7

SP-08

OB-03

OB-04

m2 )

1.1763

1.1762

610000

610200

610400

610600

610800

611000

§«ng (m)

Hình 4-17 Mặt bằng phân khu, vị trí điểm khảo sát, thí nghiệm và thiết bị quan trắc ở cảng SPCT

Hình vẽ cũng thể hiện vị trí hố khoan lấy mẫu nguyên dạng bằng ống mẫu

piston USD-01, cũng như vị trí các điểm khảo sát xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ

rỗng CPTu và các điểm thí nghiệm cắt cánh hiện trường VST trong giai đoạn đấu

thầu. Thiết bị quan trắc bao gồm bàn đo lún mặt SP, thiết bị đo lún sâu bằng nhện từ

Extensometer (E), đầu đo áp lực nước rỗng bằng dây rung Piezometer (P) và các

giếng quan trắc mực nước ngầm phục vụ cho việc hiệu chuẩn áp lực nước lỗ rỗng

thặng dư bằng đầu đo Piezometer. Số liệu quan trắc trong giai đoạn xử lý nền tương

ứng đối với bàn đo lún mặt, đo lún sâu bằng nhện từ E, đo áp lực nước lỗ rỗng P và

giếng quan trắc mực nước OB sẽ được phân tích một cách chi tiết ở phần tiếp sau.

4.3.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU

Để phục vụ cho việc bảo đảm mẫu đất yếu được nguyên dạng, việc lấy mẫu

bằng ống mẫu Piston được thực hiện một cách cẩn thận. Mẫu nguyên dạng được lấy

trong quá trình khoan và sử dụng ống thành mỏng kết hợp ống lấy mẫu Piston với tần

suất 1.5 m lấy 1 mẫu, cho đến hết lớp đất trầm tích yếu Holocene.

-92-

øng suÊt, 'v (kPa) 102

103

101

øng suÊt, 'v (kPa) 102

103

101

øng suÊt, 'v (kPa) 102

103

101

2.4

Layer-3

Layer-1

Layer-2

5(-5.4m)

3(-2.5m)

2.0

1(+0.5m)

4(-4.0m)

1.6

2(-0.9m)

6(-7.0m)

1.2

e , g n ç r è s Ö H

) a P k ( 1 8 =

0.8

) a P k ( 5 6 =

) a P k ( 9 9 =

'

0.4 103

Layer-3

) d /

Layer-2

Layer-1

102

cv = 35 (cm2/d)

cv = 15 (cm2/d)

m c ( v c

cv = 40 (cm2/d)

101

2.4

12(-16.0m)

Layer-6

Layer-4

10(-13.0m)

9(-11.3m)

14(-19.0m)

2.0

7(-8.5m)

13(-17.5m)

8(-10.0m)

16(-22.0m)

1.6

11(-14.5m)

15(-20.5m)

1.2

) a P k (

e , g n ç r è s Ö H

) a P k (

0 1 1 =

0.8

0 7 1 =

6 2 2 =

'

Layer-5

0.4 103

Layer-4

Layer-5

Layer-6

) d /

102

cv = 30 (cm2/d)

cv = 20 (cm2/d)

m c ( v c

101

2.4

Layer-9

Layer-8

Layer-7

) a P k (

2.0

18(-25.0m)

0 4 2 =

0 0 3 =

20(-28.0m)

'

1.6

22(-31.0m)

17(-23.5m)

19(-26.5m)

21(-29.5m)

1.2

e , g n ç r è s Ö H

0.8

) a P k ( 1 1 2 =

'

0.4 103

Layer-8

Layer-9

Layer-7

) d /

102

cv = 30 (cm2/d)

cv = 20 (cm2/d)

cv = 15 (cm2/d)

m c ( v c

101

Hình 4-18 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở cảng SPCT, Hiệp Phước

-93-

LL, PL & wc (%)

(kN/m3)

c'(kPa)

HÖ sè rçng e0

Cc1, Cc2 & Cr

cv (cm2/d)

100

200 400

25 50 75 100 §¾p ban ®Çu

)

-10

( é ®

-20

o a C

-30

20 22

v0' Kh«ng kÓ c¸t ®¾p

wc LL PL

Cc1 Cc2 Cr

-40

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

Hình 4-19 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở cảng SPCT-Hiệp Phước

Mẫu được bảo quản kỹ càng và chuyển về phòng thí nghiệm để thực hiện thí

nghiệm các chỉ tiêu cơ lý cũng như thực hiện nén cố kết với tốc độ biến dạng không

đổi ở biến dạng 0.02 %/phút theo qui trình mô tả ở CHƯƠNG 1 và tuân theo tiêu

chuẩn JIS A1227-2009 [22]. Chi tiết kế quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không

đổi CRS được thể hiện ở Hình 4-18 tương ứng với các mẫu đất nguyên dạng theo độ

sâu lấy mẫu và cao độ lấy mẫu. Các mẫu được phân chia theo các lớp khác nhau, mẫu

có kết quả thể hiện bằng đường in đậm liền nét được lựa chọn để sử dụng xác định

thông số áp lực tiền cố kết, chỉ số nén lún của đất yếu đối với từng phân lớp đất yếu

ở cảng SPCT – Hiệp Phước. Dễ dàng nhận thấy rằng càng xuống sâu, áp lực tiền cố

kết càng tăng trong khi đó hệ số cố kết theo phương thẳng đứng cv thì tiến về giá trị

hằng số khi áp lực hữu hiệu tăng lên.

Giá trị này được thể hiện là hệ số cố kết ở trạng thái cố kết thường cv(NC), khi

áp lực hữu hiệu lớn hơn giá trị áp lực tiền cố kết. Với đất sét yếu ở khu vực SPCT –

Hiệp Phước, Nhà Bè, thành phố Hồ Chì Minh, cũng cho thấy chỉ số nén lún ở cấp tải

trọng lớn hơn giá trị áp lực tiền cố kế cũng không phải chỉ là một đường thẳng duy

nhất mà lại cấu tạo từ 2 đường thẳng như thể hiện ở các kết quả thí nghiệm trên Hình

4-18.

-94-

Tổng hợp chỉ tiêu cơ lý và thông số về hệ số cố kết được mô tả ở Hình 4-19.

Nền đất sét yếu đến cao độ -35.0 m là trầm tính Holocene có độ ẩm tự nhiên gần bằng

hoặc lớn hơn độ ẩm giới hạn chảy như trên đồ thị ở Hình 4-19 (a). Độ ẩm tự nhiên

biến thiên từ 50 % đến 75 % cho toàn bộ chiều dày lớp đất yếu, giảm dần theo độ sâu

hố khoan. Hình 4-19 (b) mô tả áp lực tiền cố kết có được từ thí nghiệm cố kết tốc độ

biến dạng không đổi (CRS).

Trên độ thị ở Hình 4-19 (b) cũng thể hiện so sánh giữa kết quả CRS và kết quả

xuyên tĩnh CPTu. Kết quả hình ảnh cho thấy rằng áp lực tiền cố kết tăng theo chiều

sâu và lớn hơn áp lực hữu hiệu địa tầng (áp lực do bản thân cột đất). Hệ số rỗng dao

động từ 1.40 đến 2.20 và cũng có xu hướng giảm dần theo chiều sâu như đồ thị ở

Hình 4-19 (c). Trên Hình 4-19 (d) mô tả biến thiên của chỉ số nở của đất Cr và chỉ số

nén ở trạng thái cố kết thường Cc1 và Cc2. Hệ số cố kết theo phương thẳng đứng biến

thiên từ 15 cm2/ngày đến 60 cm2/ngày, có tồn tại một giá trị lớn nhất là 200 cm2/ngày

cho thấy trên Hình 4-19 (e).

Bảng 4-5 thể hiện các thông số đầu vào có được từ kết quả thí nghiệm cố kết

tốc độ biến dạng không đổi CRS đối với nền đất yếu ở khu vực cảng SPCT – Hiệp

Phước cũng chính là kết quả trên mẫu nguyên dạng ở vị trí hố khoan UDS-01 thể hiện

ở Hình 4-17. Theo kết quả xuyên tĩnh có thể dễ dàng nhận thấy rằng vùng đất ở các

Phase 1-1, Phase 1-2, Phase 1-3 và Phase 2-2 ở hướng thượng nguồn yếu hơn vùng

đất ở các khu Phase 1-4 và Phase 1-5, ngoài ra khu vực Phase 1-5 còn có xen kẹp lớp

cát dày từ 10 m đến 12 m. Bảng 4-5 tổng hợp đặc trưng thông số đầu vào cho các khu

vực Phase 1-1, Phase 1-2, Phase 1-3 và Phase 2-2, tương ứng với mô hình Model-1,

trong đó ở gần bàn đo lún SP-18, giá trị in đậm trong ngoặc đơn ở cùng bảng tương

ứng với Model-2 được sử dụng trong bài toán phân tích cố kết bằng phần mềm

CONSOPRO, 2015 [32]. Phase 2-2 bao gồm 7 phân lớp đất yếu như thể hiện ở Hình

4-20 (d). Hình 4-20 (a) thể hiện sức kháng xuyên NET ở khu vực Phase 1-1, sức

kháng xuyên hiệu dụng qNET ở Phase 1-4 lớn hơn giá trị này ở Phase 1-1 vào khoảng

100 kPa như được mô tả trên Hình 4-20 (b). Ngay xung quanh điểm thí nghiệm xuyên

tĩnh CPTu-07, vùng đất có độ chênh lệch sức kháng xuyên hiệu dụng qNET nằm ở

-95-

phân lớp đất từ 3 đến 5, trong khi ở gần điểm thí nghiệm xuyên tĩnh CPTu-14 thì

khoảng chênh lệch này nằm ở phân lớp đất 3 và 4. Giá trị chênh lệch sức kháng xuyên

NET là do các phân lớp ở phân lớp 3, 4 và 5 có mức áp lực tiền cố kết lớn hơn giá trị

này ở mô hình Model-1 tương ứng là 100/3~30 kPa theo kết quả tổng hợp trên Hình

2-10 ở CHƯƠNG 2 của luận án này. Do đó áp lực tiền cố kết cho 3 lớp đất 3, 4 và 5

cho Phase 1-4 lớn hơn Phase 1-1 một giá trị vào khoảng 30 kPa. Tổng hợp thông số

đất yếu sử dụng trong bài toán phân tích cố kết cho khu vực Phase 1-4 được thể hiện

qT - v0 (kPa) 800

1600

qT - v0 (kPa) 800

1600

qT - v0 (kPa) 800

1600

qT - v0 (kPa) 800

1600

CP T u-14

CP T u-10

Líp-01

Líp-02

CPT u-07

CP T u-26

-5

Líp-03

100 kPa

CPT u-28

Líp-04

)

-10

t ¸ c p í L

Líp-05

-15

CPT u-10

8 1 - P S Ý r t Þ v ë u Õ y t Ê ® y µ d u Ò i h C

( é ® o a C

CPT u-10

Líp-06

-20

CP T u-08

Líp-07

CPT u-10

-25

Líp-08

Líp-09

-30

(d)

(c)

(a)

(b)

Phase 2-2

Phase 1-1 Phase 1-2 Phase 1-3

Phase 1-5

Phase 1-4

-35

CPTu-28 CPTu-10

CPTu-08 CPTu-10

CPTu-26 CPTu-10

CPTu-14 CPTu-10

Hình 4-20 Sức kháng xuyên hiệu dụng ở các phân khu Phase 1-1, Phase 1-4, Phase 1-5 và Phase 2-2

ở Bảng 4-6.

Ở các vị trí SP-06, SP-11 và E04 gần với điểm xuyên CPTu-07 nên 3 phân lớp

3, 4 và 5 được hiệu chỉnh tăng giá trị áp lực tiền cố kết một lượng là 30 kPa, và thông

số của mô hình này được đặt là Model-A1, với bàn đo lún SP-05 gần với điểm xuyên

CPTu-07 nên chỉ có 2 phân lớp đất được hiệu chỉnh áp lực tiền cố kết là phân lớp 3

và phân lớp 4, và được gọi là mô hình Model-A2. Tổng số phân lớp đất yếu sử dụng

cho khu vực Phase 1-4 là 9 phân lớp theo kết quả xuyên tĩnh thể hiện ở Hình 4-20

(b).

-96-

Bảng 4-5 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-1; 1-2; 1-3 và 2-2 cảng SPCT Hiệp Phước

Mẫu

Cc2

Cc1

(Độ sâu)

(cm)

'v0 (kPa)

'b (kPa)

cv(NC) (cm2/d)

Cv(OC) (cm2/d)

'c (kPa)

0.75

150

400

0.12

300

13.22

1.676

1(3.95)

0.75 (1.40)

65 (50)

300

28.28

2.195

250

0.15

1.50

1.00

350

3(6.95)

99 (70)

500

43.18

1.968

140

0.30

1.70

0.90

380

5(9.90)

132

400

73.78

1.966

230

0.25

1.90

1.00

300

9(15.8)

165

600

82.36

2.020

320

0.25

2.70

1.00

170

10(17.45)

226

400

114.36

1.854

370

0.30

1.90

0.90

190

14(23.45)

218

300

139.16

1.585

450

0.30

1.40

0.75

200

17(27.95)

251

300

156.52

1.449

500

0.25

1.20

0.70

400

19(30.95)

400

500

0.90

0.75

300

21(33.95)

174.47 1.372 264

0.25

Ghi chú: Số in thương không in đậm là thông số sử dụng cho Phase 1-1, Phase 1-2, Phase 1-3 và Phase 2-2. Số in đậm trong ngoặc đơn sử dụng cho SP-18 với mô hình Model-2 và có 7 phân lớp đến mẫu số 17.

Bảng 4-6 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-4 cảng SPCT Hiệp Phước

Mẫu

Cc1

Cc2

(Độ sâu)

(cm)

'v0 (kPa)

'b (kPa)

cv(NC) (cm2/d)

Cv(OC) (cm2/d)

'c (kPa)

300

13.22

1.676

400

0.12

0.75

150

1(3.95)

300

28.28

2.195

250

0.15

1.50

1.00

350

3(6.95)

500

43.18

1.968

140

0.30

1.70

0.90

380

5(9.90)

111 (81)

400

73.78

1.966

230

0.25

1.90

1.00

300

9(15.8)

160

600

82.36

2.020

320

0.25

2.70

1.00

170

10(17.45)

200

400

114.36

1.854

226

370

0.30

1.90

0.90

190

14(23.45)

300

139.16

1.585

218

450

0.30

1.40

0.75

200

17(27.95)

300

156.52

1.449

251

500

0.25

1.20

0.70

400

19(30.95)

400

500

0.90

0.75

300

21(33.95)

174.47 1.372 264

0.25

Ghi chú: Số in đậm trong ngoặc đơn sử dụng cho SP-06, SP-11, E04 với mô hình Model-A1 và mô hình Model-A2 sử dụng cho bàn đo lún SP-05.

Hình 4-20 (c) kết quả xuyên ở điểm CPTu-16 cho thấy có tồn tại lớp cát xen

kẹp ở khu vực Phase 1-5(1) với chiều dày vào khoảng 10 m đến 11 m, lớp cát này

đóng vai trò là lớp thoát nước trong quá trình cố kết của lớp đất yếu và đồng thời chỉ

-97-

số nén lại được xác định là 0.01, chỉ số nén ở giai đoạn cố kết trước và cố kết thường

là hằng số và bằng 0.60. Giá trị hệ số cố kết ở trạng thái cố kết trước và trạng thái cố

kết thường được giả thiết là 500 cm2/ngày để đảm bảo lớp cát là biên thấm trong bài

toán phân tích bằng phần mềm CONSOPRO, 2015 [32]. Trong khi đó ở Phase 1-5(2)

thì lớp cát xen kẹp này được thấy ở phần lớp thứ 3 với giả thiết chỉ số nén lại, chỉ số

nén lần lượt là 0.01 và 0.30 và hệ số cố kết theo phương thẳng đứng cũng là 500

Bảng 4-7 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-5 (1) cảng SPCT Hiệp Phước

Mẫu

Cc1

Cc2

(Độ sâu)

(cm)

'v0 (kPa)

'b (kPa)

cv(NC) (cm2/d)

Cv(OC) (cm2/d)

'c (kPa)

400

300

13.22

1.676

0.12

0.75

150

1(3.95)

250

300

28.28

2.195

0.15

1.50

1.00

350

3(6.95)

140

500

43.18

1.968

0.30

1.70

0.90

380

5(9.90)

230

400

73.78

1.966

9(15.8)

132

0.01

0.60

500

320

600

82.36

2.020

165

10(17.45)

0.01

0.60

500

370

400

114.36

1.854

226

0.30

1.90

0.90

190

14(23.45)

450

300

139.16

1.585

218

0.30

1.40

0.75

200

17(27.95)

500

300

156.52

1.449

251

0.25

1.20

0.70

400

19(30.95)

Ghi chú: Số in đậm là đặc trưng của lớp cát xen kẹp có chiều dày 10 m.

Bảng 4-8 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-5 (2) cảng SPCT Hiệp Phước

Mẫu

Cc1

Cc2

(Độ sâu)

(cm)

'v0 (kPa)

'b (kPa)

cv(NC) (cm2/d)

cv(OC) (cm2/d)

'c (kPa)

400

300

13.22

1.676

0.12

0.75

150

1(3.95)

250

300

28.28

2.195

0.15

1.50

1.00

350

3(6.95)

140

500

43.18

1.968

5(9.90)

0.01

0.30

500

230

400

73.78

1.966

132

0.25

1.90

1.00

300

9(15.8)

320

600

82.36

2.020

165

0.25

2.70

1.00

170

10(17.45)

370

400

114.36

1.854

226

0.30

1.90

0.90

190

14(23.45)

450

300

139.16

1.585

218

0.30

1.40

0.75

200

17(27.95)

500

300

156.52

1.449

251

0.25

1.20

0.70

400

19(30.95)

400

500

0.90

0.75

300

21(33.95)

174.47 1.372 264

0.25

Ghi chú: Số in đậm là đặc trưng của lớp cát xen kẹp có chiều dày 5 m.

cm2/ngày.

-98-

Tổng hợp thông số các lớp đất cho bài toán phân tích cố kết ở Phase 1-5(1) và

Phase 1-5(2) được mô tả ở Bảng 4-7 và Bảng 4-8. Theo kết quả xuyên tĩnh ở Hình

4-20 (c) cũng cho thấy rằng khu vực Phase 1-5(1) và Phase 1-5(2) chỉ có 8 phân lớp

đất yếu, và do đó trong bài toán phân tích bằng CONSOPRO, 2015 [32] chỉ có 8 phân

lớp đất yếu được xem xét.

4.3.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở SPCT – HIỆP PHƯỚC

Bài toán phân tích độ lún theo thời gian của công tác xử lý nền đất yếu ở cảng

SPCT-Hiệp Phước được thực hiện bằng phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] do tác

giả phát triển ở viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam và đã đăng ký bản quyền. Phần

mềm theo phương pháp sai phân hữu hạn và mô hình được tác giả mô tả chi tiết ở

CHƯƠNG 3 của luận án này. Bảng 4-9 thể hiện cao độ nền ban đầu của lớp đất yếu

là +3.00 m, lớp đất san lấp có chiều dày 1.65 m được thi công bằng phương pháp

bơm cát từ phía bờ sông Soài Rạp, tiếp đến là lớp cát thoát nước hạt thô có chiều dày

0.60 m, sau đó đến lớp cát chọn lọc dày 0.40 m. Sau đó là 10 đến 12 lớp gia tải có

chiều dày mỗi lớp là 0.50 m được thi công theo từng lớp có lu lèn chặt. Bấc thấm

PVD có kích thước dày 4 mm và rộng 10 mm được thi công với lưới tam giác có

khoảng cách đều là 150 cm sau khi lớp thoát nước hạt trung được thi công xong.

Chiều sâu bấc thấm được thi công hết chiều dày lớp đất yếu do đó lớp cát bên dưới

cũng đóng vai trò là biên thoát nước trong bài toán. Hệ thống ống thoát nước PVC có

đục lỗ và quấn vải địa kỹ thuật được kết nối với các giếng thu nước thông qua lớp cát

thoát nước hạt thô và lớp cát chọn lọc. Nước trong nền thoát ra trong giai đoạn gia tải

sẽ được bơm dẫn ra ngoài bằng các bơm chìm đặt trong giếng thu nước. Thời gian

bắt đầu và kết thúc của từng lớp đất phụ thuộc vào tiến độ thi công của từng khu vực

và được thể hiện thông qua số liệu quan trắc cao độ nền đắp như được mô tả ở Hình

4-21. Hình 4-21 cho thấy dữ liệu quan tắc về cao độ nền đắp và độ lún nền ở các khu

vực xử lý nền đang xét ở công trình cảng SPCT-Hiệp Phước. Khu vực Phase 1-1,

Phase 1-2 và Phase 1-3 được thi công gần như vào cùng khoảng thời gian ở thời điểm

120 ngày ứng với lớp đất đắp gia tải. Các lớp san lấp nền có chiều dày 1.65 m được

thi công vào thời điểm bắt đầu vào ngày 11 tháng 04 năm 2006. Phần gia tải cho

-99-

Phase 2-2 được thi công vào thời điểm 240 ngày trong khi đó Phase 1-4 và Phase 1-

5 lớp đất gia tải được thi công vào thời điểm gần như giống nhau vào lúc 660 ngày

đến 720 ngày. Hình 4-22 là điển hình mặt cắt của khu vực xử lý nền bằng bấc thấm

PVD và gia tải trước có nền đất yếu được phân chia thành 9 phân lớp chính và số

phân lớp đất yếu cũng như đặc trưng đầu vào cũng từng phân lớp cũng được mô tả ở

mục 4.3.2 của luận án này. Tổng chiều dày lớp đất yếu từ 28 m đến 35 m tùy theo

khu vực đang xét dựa vào kết quả xuyên tĩnh CPTu. Bàn đo lún mặt SP được lắp đặt

ở cao độ +5.00 m. Để quan trắc độ lún sâu theo từng lớp thì Extensometer được lắp

đặt ở các cao độ +5.00 m (bàn từ tính) trong lúc đó thì các nhện từ được lắp đắt ở các

cao độ +0.00 m, -10.00 m và -20.00 m. Đầu đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung

Piezometer cũng được lắp đặt ở cùng cao độ với các nhện từ. Độ lún của đầu đo áp

lực nước lỗ rộng cũng được kể đến trong quá trình tính toán áp lực nước lỗ rỗng thặng

Bảng 4-9 Lịch sử thi công và gia tải ở khu vực cảng SPCT-Hiệp Phước

STT

Dung trọng đất đắp

Dung trọng đất đắp dưới mực nước

Tốc độ đắp (m/ngày)

Chiều dày đắp (m)

Bắt đầu (ngày)

Kết hhúc (ngày)

(kN/m3)

Cao độ nền

Cát san lấp

1.65

18.00

10.00

Cát thoát nước

0.60

20.00

11.00

Cát chọn lọc

0.40

20.00

11.00

Gia tải 10 lớp

5.00

18.00

10.00

Gia tải 2 lớp

1.00

18.00

10.00

Thời điểm thi công bấc thấm phụ thuộc theo từng khu vực xử lý nền. Cao độ nền ban đầu +3.00

dư đo được trong nền đất yếu thông qua các đầu đo bằng dây rung này.

Hệ số cố kết theo phương ngang được lựa chọn gấp 3 lần hệ số cố kết theo

phương đứng tức là ch(NC)=3cv(NC) đồng thời hệ số cố kết ở trạng thái cố kết trước

(OC) gấp 10 lần hệ số này ở trạng thái cố kết thường (NC) hay cv(OC)=10cv(NC). Độ

lún ở các phân khu Phase 1-1, Phase 1-2, Phase 1-3, Phase 1-4, Phase 1-5(1), Phase

1-5(2) và Phase 2-2 theo kết quả quan trắc hiện trường là có sự khác biệt, điều này

phụ thuộc vào lịch sử gia tải của từng phân khu, chiều dày lớp đất yếu của từng phân

khu và đặc trưng cố kết cũng như tính nén lún của từng phân khu.

-100-

D÷ liÖu quan tr¾c hiÖn trêng ë c¸c Phases, PVD 150 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® n Ò n

é ®

o a C

10 9 8 7 6 5 4 0

100

Phase 1-1 Phase 1-2 Phase 1-3 Phase 1-4 Phase 1-5 Phase 2-2

)

150

200

m c ( n ó l

250

é §

300

350

400

(t = 0 : 11/Apr/2006) 120

240

360

480

600

720

840

960

1080

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-21 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các phân khu ở cảng SPCT-Hiệp Phước

Gia t¶i vµ bè trÝ thiÕt bÞ quan tr¾c

qT Xuyªn tÜnh ®o ¸p lùc níc

Bµn ®o lón

GiÕng quan tr¾c níc ngÇm

+5.00

Gia t¶i 10 líp = 5m

+5.00

§¾p ban ®Çu & C¸t tho¸t níc (1.65+1.00=2.65m)

+0.00

)

Ph©n líp 03

Ph©n líp 04

-10.00

-10

m 5 3 y µ d

5 - 1 e s a h P ë

Ph©n líp 05

u Õ y

-20.00

t Ê §

t ¸ c p í L

c í r t i ¶ t a i g & D V P g n » b

Ph©n líp 06

-20

n Ò n

( å ® i ¶ h é ® o a C

Piezometer (§o ¸p lùc níc lç rçng)

ý l

ö X

Ph©n líp 09

-30

§o ¸p lùc níc lç rçng GiÕng quan tr¾c

-40

Hình 4-22 Mặt cắt điển hình gia tải, phân lớp đất yếu và thiết bị quan trắc ở cảng SPCT Hiệp Phước

-101-

Phase 1-1, PVD 150 cm líi tam gi¸c

Phase 1-2, PVD 150 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® é ®

o a C

100

)

200

SP-03 SP-09 E-02 E-02B E-02C E-02D

SP-01 SP-02 E-01 E-01B E-01C E-01D

300

m c ( n ó l

é §

(t = 0 : 11/Apr/2006)

400

240

480

720

960

1200

240

480

720

960

1200

Phase 1-3, PVD 150 cm líi tam gi¸c

Phase 1-4, PVD 150 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® é ® o a C

100

)

SP-04 E-03 E-03A E-03B

200

SP-05 SP-06 SP-11 E-04

300

m c ( n ó l é §

(t = 0 : 11/Apr/2006)

400

240

480

720

960

1200

240

480

720

960

1200

Phase 1-5, PVD 150 cm líi tam gi¸c

Phase 2-2, PVD 150 cm líi tam gi¸c

)

( p ¾ ® é ® o a C

100

)

SP-18 SP-19 E-09

SP-07 SP-08 SP-17 E-05

200

300

m c ( n ó l é §

(t = 0 : 11/Apr/2006)

400

240

480

720

960

1200

240

480

720

960

1200

Thêi gian (ngµy)

CONSOPRO kh«ng dì t¶i

CONSOPRO cã dì t¶i

Hình 4-23 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc bàn đo lún mặt

-102-

Hình 4-23 mô tả kết quả phần tích cố kết bằng phần mềm CONSOPRO, 2015

[32] so với kết quả quan trắc trên các bàn đo lún mặt. Khu vực Phase 1-1 độ lún ở vị

trí các bàn đo lún SP-01 và SP-02 nhỏ hơn các vị trí còn lại do bàn đo lún SP-01 và

SP-02 nằm gần khu vực mái dốc nên tải trọng gây ra độ lún bé hơn các vị trí ở khu

vực giữa của phân khu Phase 1-1. Ở các vị trí bàn đo lún còn lại thì kết quả tính toán

bằng phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] kết hợp với việc sử dụng kết quả của thí

nghiệm CRS cho độ lún theo tính toán cũng tương đồng với độ lún quan trắc hiện

trường.

Điều này cho thấy bộ thông số xác định cho từng khu theo kết quả thí nghiệm

CRS trên mẫu nguyên dạng lấy bằng ống mẫu Piston có kết hợp với thí nghiệm xuyên

tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng CPTu là phù hợp trong trường hợp so sánh giữa kết quả

tính toán bằng phương pháp sai phân hữu hạn FDM và kết quả quan trắc hiện trường

về lún mặt.

Để xác định sự phù hợp về bộ thông số áp dụng trong tính toán bằng phần

mềm CONSOPRO, 2015 [32], kết quả tính toán cũng được thực hiện đối với các vị

trí có thiết bị đo lún sâu Extensometer. Độ lún theo từng phân lớp được vẽ trên độ thị

ở Hình 4-24 đến Hình 4-27 cho tất cả các phân khu đang xét. Từ việc so sánh kết quả

quan trắc và kết quả tính toán ở các khu vực đang xét từ Phase 1-1 đến Phase 1-5 và

Phase 2-2 cho thấy rằng độ lún của các phân lớp đất trong nền là phù hợp với kết quả

quan trắc từ đó có thể kết luận rằng các chỉ số nén lại Cr, chỉ số nén ở giai đoạn cố

kết thường Cc1 và Cc2 xác định từ thí nghiệm CRS với tốc độ 0.02 %/phút ở công

trình cảng SPCT – Hiệp Phước là phù hợp trong các bài toán phân tích cố kết có sử

dụng lõi thấm đứng. Ngoài ra tốc độ lún của các bàn đo lún đang xét cũng tương đồng

với tốc độ lún có được do tính toán bằng phần mềm CONSOPRO, 2015 [32]. Trong

trường hợp các thiết bị đo lún sâu được đo đạc không cùng với thời điểm gia tải trước

ban đầu, thì cần có hiệu chỉnh độ lún cho đến ngay trước thời điểm bắt đầu thực hiện

thu thập số liệu quan trắc của các cao độ bàn từ (magnet plates) và các nhện từ

(magnet spiders).

-103-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

Extensometer Phase 1-1:

)

( .

L E

E01+E01C

E01B

E01D

10 8 6 4 0

Tõ bµn lón tõ

+90cm

+130cm

100

)

+120cm

200

300

m c ( g n æ T S

400

Tõ bµn lón tõ

E01 E01C+120cm

500 0

)

100

+30cm

m c ( S

+5cm

+10cm

+5m to 0m

200 0

)

+60cm

+70cm

0m to -10m

100

m c ( S

+60cm

0m to -10m

200 0

)

+20cm

+25cm

+40cm

100

m c ( S

-10m to -20m

200 0

)

+10cm

100

m c ( S

Díi -20m

200

240

480

720

240

480

720

240

480

720

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-24 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-1

-104-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

Extensometer Phase 1-2:

)

( .

L E

E02+E02B

E02C

E02D

10 8 6 4 0

Tõ bµn lón tõ

+100cm

+80cm

100

)

+110cm

200

300

m c ( g n æ T S

400

Tõ bµn lón tõ

E02 E02B+110cm

500 0

)

100

+5cm

m c ( S

+5m to 0m

+0cm

+5m to 0m

200 0

)

+60cm

+50cm

0m to -10m

100

m c ( S

+60cm

0m to -10m

200 0

)

+30cm

+25cm

100

m c ( S

-10m to -20m

200 0

)

+10cm

+15cm

+5cm

100

m c ( S

Díi -20m

200

240

480

720

240

480

720

240

480

720

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-25 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-2

-105-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

Extensometer Phase 1-3; 1-4; 1-5:

)

( .

L E

E03

E04

E05

10 8 6 4 0

Tõ bµn lón tõ

+70cm

+35cm

100

)

+25cm

200

300

m c ( g n æ T S

400

Tõ bµn lón tõ

E03 E03B+25cm

500 0

)

100

+5cm

m c ( S

+5m to 0m

+15cm

+0cm

+5m to 0m

200 0

)

0m to -10m

+50cm

+25cm

100

m c ( S

+10cm

0m to -10m

200 0

)

+5cm

+25cm

100

m c ( S

-10m to -20m

200 0

)

+0cm

+5cm

+0cm

100

m c ( S

Díi -20m

200

480

720

960

1200

240

480

720

480

720

960

1200

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-26 Kết quả theo CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-3, 1-4 và 1-5

-106-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

Extensometer Phase 2-2:

)

( .

L E

E09

10 8 6 4 0

+45cm

100

)

200

300

m c ( g n æ T S

400

Tõ bµn lón tõ E09+45cm

500 0

)

100

+0cm

m c ( S

+5m to 0m

200 0

)

+25cm

100

m c ( S

0m to -10m

200 0

)

+10cm

100

m c ( S

-10m to -20m

200 0

)

+10cm

100

m c ( S

Díi -20m

200

240

480

720

240

480

720 0

240

480

720

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-27 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 2-2

Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư từ quan trắc được hiệu chuẩn theo độ lún của

đầu đo Piezometer, trong quá trình cố kết của nền đầu đo Piezometer cũng lún theo

nền ở các cao độ lắp đặt, điều này dẫn đến việc cần phải kể đến cao độ thực với sự

hiệu chuẩn bằng độ lún ở các vị trí Extensometer lắp đặt gần Piezometer thông qua

độ lún các nhện từ (magnet spiders). Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư lúc này chính là

cột áp đo được từ số liệu Piezometer công với cột áp do độ lún của đầu đo, sau đó trừ

đi cột áp thủy tĩnh của mực nước dưới đất thông qua các giếng quan trắc mực nước

(Observation wells). Hình 4-28 và Hình 4-29 mô tả kết quả so sánh giữa số liệu quan

trắc và số liệu từ phần mềm CONSOPRO, 2015 [32]. Tốc độ tiêu tán của áp lực nước

lỗ rỗng thặng dư theo tính toán và quan trắc có sự tương đồng đáng kể.

-107-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

Piezometers:

)

( .

L E

Phase 1-1: P01

Phase 1-1: P01B

Phase 1-1: P01D

4 40

+0m

-3 kPa

-5 kPa

-3 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-10m

-8 kPa

-10 kPa

-15 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-8 kPa

-20 kPa

-15 kPa

-20m

) a P k ( P W P E

240

480

720

240

480

720

240

480

720

)

( .

L E

Phase 1-2: P02B

Phase 1-2: P02C

Phase 1-2: P02D

4 40

+0m

-12 kPa

-0 kPa

-18 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-10m

-13 kPa

-16 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-20m

-32 kPa

-20m

-13 kPa

-20m

-29 kPa

) a P k ( P W P E

240

480

720

240

480

720

240

480

720

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-28 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở Phase 1-1, 1-2

-108-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

Piezometers:

)

( .

L E

Phase 1-2: P03A

Phase 1-2: P03B

Phase 1-3: P03

4 40

+0m

-3 kPa

+0m

-5 kPa

+0m

-3 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-10m

-2 kPa

+2 kPa

-3 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-20m

-10 kPa

-20m

-10 kPa

-20m

-10 kPa

) a P k ( P W P E

240

480

720

240

480

720

240

480

720

)

( .

L E

Phase 1-4: P04

Phase 1-5: P05

Phase 2-2: P10

4 40

+0m

-2 kPa

+15 kPa

-8 kPa

) a P k ( P W P E

0 40

-10m

-0 kPa

-13 kPa

Líp c¸t: ¸p suÊt thñy tÜnh

) a P k ( P W P E

0 40

-20m

+2 kPa

-20m

+12 kPa

-20m

-18 kPa

) a P k ( P W P E

0 480

720

960

1200

480

720

960

1200

240

480

720

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-29 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở Phase 1-3,1-4,1-5 và 2-2

-109-

(Phase 1-2) su (kPa) 20 40 60 80 0

(Phase 1-3) su (kPa) 20 40 60 80 0

(Phase 1-1) su (kPa) 20 40 60 80 0

CP T u-10

CP T u-12

CP T u-12B

-5

)

-10

-15

( é ® o a C

-20

CP T u-13

CP T u-08

CP T u-11

-25

-30

-35

(qT - v0)/18 (CPTu, Tender) (qT - v0)/12 (P2, 03Apr.08) CONSOPRO VST01 (19Oct.05)

(qT - v0)/18 (CTu, Tender) (qT - v0)/12 (P1D, 02Apr.08) CONSOPRO VST07 (28Apr.06)

(qT - v0)/18 (CPTu, Tender) (qT - v0)/12 (SP04, 20Jun08) CONSOPRO FVT (12 June 2008) VST02 (16Oct.05)

(Phase 1-5) su (kPa) 20 40 60 80 0

(Phase 2-2) su (kPa) 20 40 60 80 0

(Phase 1-4) su (kPa) 20 40 60 80 0

CP T u-14

CP T u-16

CP T u-28

-5

)

-10

(

-15

CP T u-13

é ® o a C

CP T u-26

CP T u-30

-20

-25

-30

-35

(qT - v0)/18 (CPTu, Tender) (qT - v0)/12 (E09, 20Jun08) CONSOPRO FVT (12 June 2008) VST11 (02 May 2006)

(qT - v0)/18 (CPTu, Tender) (qT - v0)/12 (P05, 25Feb09) CONSOPRO FVT (08Mar.09) VST10 (13 Apr. 2006)

(qT - v0)/18 (CPTu, Tender) (qT - v0)/12 (E04, 12May09) CONSOPRO FVT (04May09) VST02 (16Oct.05)

Hình 4-30 Gia tăng sức kháng cắt ở các khu nghiên cứu

-110-

Hình 4-30 thể hiện sự gia tăng sức kháng cắt sau khi tiến hành xử lý nền bằng

bấc thấm kết hợp gia tải trước ở cảng SPCT-Hiệp Phước đối với các khu vực Phase

1-1, Phase 1-2, Phase 1-3, Phase 1-4, Phase 1-5(1), Phase 1-5(2) và Phase 2-2. Sức

kháng cắt sau xử lý nền được xác định bằng kết quả cắt cánh hiện trường, kết quả

xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng và kết quả tính toán bằng phần mềm

CONSOPRO, 2015 [32]. Mức độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước vào

khoảng 20 kPa đối với công trình đang xét. Kết quả sức kháng cắt tính toán bằng

phần mềm CONSOPRO, 2015 [32] cũng khá tương đồng với giá trị có được từ thí

nghiệm cắt cánh và xuyên tĩnh, trừ khu vực Phase 1-3 có sức kháng cắt sau xử lý nền

từ kết quả cắt cánh lớn hơn các kết quả khác một lượng vào khoảng từ 10 kPa đến 15

kPa.

Đối với công trình bãi cảng SPCT – Hiệp Phước, với chiều dày trầm tích yếu

Holocene từ 28 m đến 35 m, việc sử dụng kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng

không đổi (CRS) trên mẫu nguyên dạng đã được xác định qua mức độ biến dạng đến

ứng suất hữu hiệu hiện trường luôn bé hơn 6 % như thể hiện ở Hình 2-3. Cho thấy

mức độ tương đồng rất tốt giữa kết quả tính toán bằng phần mềm CONSOPRO, 2015

[32] theo phương pháp sai phân hữu hạn có kể đến nhiều lớp đất yếu cũng như sự

thay đổi độ nén lún của từng lớp cũng như kể đến sự biến thiên của hệ số cố kết ở

trạng thái cố kết thường (NC) và trạng thái cố kết trước (OC). Sự tương đồng thể hiện

ở kết quả so sánh trên độ lún mặt ở các bàn đo lún mặt, các thiết bị đo lún sâu

Extensometers, các thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung Piezometers cũng

như kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh kết hợp với cắt cánh hiện trường sau xử lý nền.

-111-

4.4 CÔNG TRÌNH NHÀ MÁY KHÍ - CÀ MAU

4.4.1 GIỚI THIỆU

Công trình nhà máy khí Cà Màu thuộc cụm khí điện đạm Cà Mau thuộc đồng

bằng sông Mekong nằm ở phía Tây Nam thành phố Hồ Chí Minh. Hình 1-5 mô tả vị

trí của công trình trên bản đồ Việt Nam. Vị trí của công trình cũng thuộc vùng có

trầm tích yếu Holocene có chiều dày tương đối lớn, tức là độ lún đạt được nếu không

được xử lý nền cũng lớn. Để đảm bảo điều kiện độ lún dư sau thi công nằm trong giới

hạn cho phép theo tiêu chuẩn hiện hành, nền đất yếu được xử lý nền bằng bấc thấm

250

Ext. - EX

Piez. - PZ

Híng B¾c

P-15

P-20

Settl. Plate - P Lç khoan, CPTu, FVT (Tríc xö lý) Lç khoan, CPTu, FVT (Sau xö lý) CPTu (Sau xö lý)

Vac. gauge - VG

VG-13

200

Gia t¶i

VG-14

San lÊp

EX-05 PZ-05

P-16

t Ð m o e h t h c ¸ c g n ¶ o h K

CPTu-4

VG-15

CPTu-5

150

q T

-5

VG-12

i e z o c o n e

EX-06

CPTu-2

§Êt yÕu

 v 0

p e n e t

-10

P-14

P-19

r a t

PBH-02

PZ-06

o n

VG-11

100

-15

VG-16

P-17

-20

, é ® o a C

VG-17

EX-04 PZ-04 VG-10

Z P - s r e t e m o z e i P

-25

P-18

P-13

CPTu-3

-30

FVT-01

CPTu-01

X E - s r e t e m o s n e t x E

-35

C«ng tr×nh

Lç khoan CRS (tríc xö lý) 110

Hình 4-31 Mặt bằng bố trí khảo sát và thiết bị quan trắc ở công trình khí Cà Mau

(PVD) kết hợp gia tải trước bằng cát đắp và bơm hút chân không.

Hình 4-31 thể hiện mặt bằng vị trí các điểm khảo sát trước và sau xử lý nền

bao gồm hố khoan lấy mẫu nguyên dạng liên tục bằng ống lấy mẫu Piston, xuyên tĩnh

có đó áp lực nước lỗ rỗng và cắt cánh hiện trường. Các thiết bị quan trắc hiện trường

bao gồm bàn đo lún mặt (P) được lắp đặt trên mặt lớp cát san lấp nền bên dưới lớp

-112-

cát gia tải; thiết bị đo lún sâu Extensometer (EX) với các vòng từ tính lắp ở 9 độ sâu

khác nhau trong nền để thực hiện đo lún từng lớp trong nền đất. Có 4 vị trí cao độ

vòng từ tính được lắp ngay trong lớp đất yếu, còn 5 cao độ khác được lắp trong lớp

đất cứng bên dưới; thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung piezometer (PZ)

được lắp đặt ở 4 độ sâu và nằm hoàn toàn trong lớp đất trầm tích yếu Holocene tương

ứng cũng được thể hiện trên Hình 4-31. Bảng 4-10 tổng hợp cao độ lắp đặt của các

Bảng 4-10 Cao độ lắp đặt các vòng từ đo lún sâu và đầu đo áp lực nước lỗ rỗng

EX-04

EX-06 EX-05 -2.15 (mCD) -2.43 (mCD) -2.37 (mCD) -5.98 (mCD) -6.01 (mCD) -5.99 (mCD) -9.67 (mCD) -9.85 (mCD) -9.75 (mCD) -13.31 (mCD) -13.54 (mCD) -13.75 (mCD) -17.17 (mCD) -17.34 (mCD) -17.68 (mCD) -21.08 (mCD) -21.21 (mCD) -21.61 (mCD) -25.07 (mCD) -25.11 (mCD) -25.57 (mCD) -28.90 (mCD) -28.96 (mCD) -28.91 (mCD) -32.01 (mCD) N/A -31.93 (mCD) PZ-04

PZ-06 PZ-05 -3.39 (mCD) -3.43 (mCD) -3.38 (mCD) -7.39 (mCD) -7.43 (mCD) -7.38 (mCD) -11.38 (mCD) -11.43 (mCD) -11.39 (mCD) -15.38 (mCD) -15.43 (mCD) -15.39 (mCD)

vòng từ tính đo lún sâu và các đầu đo áp lực nước lỗ rỗng bằng dây rung.

4.4.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU

Mẫu đất nguyên dạng được thu thập bằng ống mẫu piston để đảm bảo tính

nguyên dạng. Thí nghiệm CRS với tốc độ biến dạng không đổi là 0.02 %/phút, tương

ứng với 0.00508 mm/phút đối với công trình đang xét. Kết quả thí nghiệm các mẫu

đất nguyên dạng được thể hiện chi tiết ở Hình 4-32 và nền đất yếu được phân chia

thành 9 phân lớp nhỏ tương ứng với 9 mẫu nguyên dạng theo các độ sâu khác nhau.

Lớp đất là đất sét yếu có độ ẩm xấp xỉ độ ẩm giới hạn chảy như Hình 4-33 (a), dung

trọng dao động quanh giá trị 15 kN/m3 theo Hình 4-33 (c), Hệ số rỗng trung bình là

1.40 thậm chí có mẫu đạt giá trị lớn hơn 2.00. Lớp đất yếu có thể chia thành 2 vùng

phân biệt nhau với chỉ số nén trung bình 0.60 và 0.95 như Hình 4-33 (e).

-113-

øng suÊt, 'v (kPa)

101

102

103

101

102

103

101

102

103

2.4

Layer-1

Layer-3

Layer-2

2.0

1(-1.1m)

3(-5.1m)

1.6

1.2

e , g n ç r è s Ö H

2(-3.1m)

0.8

) a P k ( 6 2 =

'

'c = 27 (kPa)

'c = 46 (kPa)

Layer-1

Layer-2

Layer-3

) d /

cv = 45 (cm2/d)

cv = 50 (cm2/d)

cv = 700 (cm2/d)

m c ( v c

0.4 104 103 102 101

2.4

4(-7.1m)

Layer-5

Layer-6

Layer-4

) a P k (

6(-11.1m)

2.0

0 1 1 =

5(-9.1m)

'

1.6

1.2

e , g n ç r è s Ö H

) a P k (

0.8

3 5 =

9 8 =

'

Layer-4

Layer-5

Layer-6

) d /

cv = 50 (cm2/d)

cv = 30 (cm2/d)

cv = 27 (cm2/d)

m c ( v c

0.4 104 103 102 101

2.4

Layer-7

Layer-8

Layer-9

7(-13.1m)

9(-17.1m)

8(-15.1m)

2.0

1.6

) a P k ( 5 2 1 =

1.2

e , g n ç r è s Ö H

'

0.8

) a P k ( 3 9 =

) a P k ( 0 1 1 =

'

Layer-7

Layer-8

Layer-9

) d /

cv = 550 (cm2/d)

cv = 35 (cm2/d)

cv = 22 (cm2/d)

m c ( v c

0.4 104 103 102 101

Hình 4-32 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở công trình Khí Cà Mau

-114-

LL, PL & wc (%)

(kN/m3)

c' (kPa)

HÖ sè rçng e0

Cc1, Cc2 & Cr

cv (cm2/d)

50 100

100 200

1.2 2.4

0.6 1.2

10 100 1000

Gia t¶i

§¾p c¸t ban ®Çu

r e t e m o s n e t x E

r e t e m o z e i

y'(CRS)

-5

)

v0'+20 kPa

-10

( é ® o a C

-15

-20

v0' Kh«ng kÓ c¸t ®¾p

wc LL PL

Cc1 Cc2 Cr

-25

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

Hình 4-33 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở công trình khí Cà Mau

Bảng 4-11 Thông số đầu vào sử dụng trong bài toán phân tích cố kết ở công trình khí Cà Mau

'v0

'c

'b

Cc1

Cc2

cv(NC)

cv(OC)

Độ sâu (EL.)

m (mCD)

(kPa)

(cm2/d)

(cm)

(kPa)

3.9 (-1.1) 5.9 (-3.1)

160 200

3 1.566 16 1.565

26 27

400 0.050 175 0.050

0.42 0.65

0.42 0.60

700 45

7000 450

7.9 (-5.1)

200

29 1.472

300 0.075

0.52

0.50

500

9.9 (-7.1)

200

39 2.037

200 0.075

0.95

0.80

500

11.9 (-9.1)

200

300

52 1.598

110

200 0.075

0.95

13.9 (-11.1)

200

63 1.816

200 0.075

1.10

0.90

270

15.9 (-13.1)

200

74 1.823

200 0.075

1.05

0.95

220

17.9 (-15.1)

200

86 1.681

110

200 0.075

1.05

0.90

350

19.9 (-17.1)

100

103 0.852

125

300 0.050

0.25

550

5500

Nhận thấy rằng nền đất đang ở trạng thái cố kết trước nhẹ, điều đó thể hiện

qua giá trị áp lực tiền cố kết lớn hơn áp lực hữu hiệu hiện trường như Hình 4-33 (b).

Thông số đầu vào cho 9 phân lớp đất yếu được thiết lập dựa trên kết quả thí nghiệm

các chỉ tiêu cơ lý và CRS như trong Bảng 4-11.

Hệ số cố kết trạng thái cố kết thường theo phương đứng cv(NC) của nền đất yếu

trừ mẫu trên cùng và mẫu sâu nhất có giá trị dao động từ 22 đến 50 cm2/ngày đêm,

-115-

hệ số cố kết theo phương đứng trạng thái cố kết thường được lấy theo kinh nghiệm

của Nguyễn Công Oanh, 2015 [35], và giá trị cv(NC) = 10cv(OC). Hệ số cố kết theo

phương ngang được lấy bằng 3 lần hệ số cố kết theo phương đứng kể cả ở trạng thái

cố kết trước và trạng thái cố kết thường ch=3cv.

Lớp đất yếu có hệ số rỗng lớn và tính nén lún lớn do đó cần phải xử lý để có

thể mang tải công trình. Trong trường hợp đang xét lớp đất yếu được xử lý bằng

phương pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước bằng đất đắp và bơm hút chân không.

4.4.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở NHÀ MÁY KHÍ – CÀ MAU

Công trình khí Cà Mau có kích thước khu vực xử lý nền đang xét là 150 m

theo chiều rộng và 250 m theo chiều dài với thiết bị quan trắc trong khu vực đang xét

được thể hiện ở Hình 4-31. Bấc thấm có kích thước 4 mm x 100 mm, được thi công

theo lưới ô vuông với khoảng cách đều nhau là 100 cm.

Màng HDPE không thấm nước được phủ toàn bộ khu vực xử lý nền đất yếu,

sau đó vận hành bơm chân không để tạo áp lực chênh lệch giữa bên trong và bên

ngoài màng. Sau khi áp lực chân không được quan trắc đến ổn định ở giá trị từ 70

kPa đến 80 kPa, thì bắt đầu tiến hành thi công lớp cát đắp gia tải. Lớp cát đắp này có

chiều dày đến 1.5 m. Trong quá trình xử lý nền và chờ cố kết của nền dưới tải trọng

đắp và hút chân không, công tác quan trắc cũng được tiến hành theo chu kỳ xác định

trước.

Hình 4-34 thể hiện kết quả quan trắc độ lún mặt hiện trường ở các vị trí bàn

đo lún P-013 đến P-019 đối với khu vực 2a và P-015, P-016, P-020 cho khu vực 2b

khá tương đồng nhau chứng tỏ khu vực đang xét chiều dày lớp đất yếu khá đều và tải

trọng gia tải khá đều nhau dẫn đến độ lún quan trắc giữa các bàn đo lún không chênh

lệch nhiều. Ngoài ra, độ lún sâu theo từng lớp cũng được quan trắc qua các vòng từ

tính đo lún sâu EX-04 và EX-06 cho khu 2a và EX-05 cho khu 2b, theo độ sâu lắp

đặt của vòng từ tính đầu tiên như Hình 4-33 (f), thì độ lún ở các thiết bị đo lún sâu

chỉ bao gồm 8 lớp đất yếu bên dưới vòng từ tính đầu tiên.

-116-

)

3.5

3.0

2.5

ZONE-02a

2.0

( i ¶ t a i g é ® o a C

1.5 0

P-013 (+25cm) P-014 (+25cm) P-017 (+20cm) P-018 (+20cm) P-019 (+25cm) EX-04 (+20cm) EX-06 (+20cm)

ZONE-02b

)

100

5 1 0 2 / c e D / 6 0

P-015 (+20cm) P-016 (+25cm) P-020 (+20cm) EX-05 (+20cm)

150

m c ( n ó l é §

200

u Ç ® n a b t ¸ c m ¬ b c ó h t t Õ K

m Ê h t c Ê b g n « c i h T

250

(t = 0 : 13/Jun/2015) 60 30 0

120

150

180

210

240

270

300

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-34 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các khu vực đang xét ở công trình khí Cà Mau

Điều này giải thích lý do độ lún đo được bằng thiết bị đo lún sâu extesometer

(EX.) lại có độ lún bé hơn độ lún có được từ bàn đo lún. Theo kết quả quan trắc thì

vùng zone-2b có độ lún lớn hơn vùng zone-2a.

Phần mềm CONSPRO, 2015 [32] do tác giả thực hiện ở viện khoa học Thủy

Lợi Miền Nam được sử dụng để phân tích bài toán xử lý nền đất yếu. Phương pháp

sai phân hữu hạn (FDM) được áp dụng trong phân tích bài toán nền nhiều lớp với các

chỉ tiêu nén lún, cố kết biến thiên theo thời gian dưới các trường hợp tải trọng khác

nhau theo thời gian. Ở bài toán đang xét lớp đất đắp san lấp được hoàn thành và thời

điểm t = 33 ngày; thi công bấc thấm xong vào thời điểm t = 63 ngày; và bắt đầu bơm

hút chân không vào thời điểm t = 72 ngày; cuối cùng là lớp đất đắp gia tải dày 1.5 m

được bắt đầu thi công vào thời điểm t = 89 ngày và kết thúc vào thời điểm t = 110

ngày. Thời gian chờ nền đất yếu cố kết bắt đầu từ thời điểm t = 100 ngày đến thời

điểm t = 176 ngày, tương ứng 76 ngày.

-117-

100

Gi¸ trÞ trung b×nh Gi¸ trÞ ®o t¹i ®ång hå

200

0 50

150 100 Thêi gian (ngµy)

Hình 4-35 Quan trắc áp lực chân không bằng đồng hồ đo

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

)

( .

L E

P-015

P-014

P-013

)

P-015

P-013

P-014

m c ( n ó l é §

0 0 50 100 150 200 250 4

)

( .

L E

P-018

P-017

P-016

)

P-018

P-017

P-016

m c ( n ó l é §

100

150

200

0 0 50 100 150 200 250 4

)

( .

L E

P-020

P-019

)

P-020

P-019

m c ( n ó l

é §

0 0 50 100 150 200 250

100

150

200

100

150

200

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-36 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc bàn đo lún mặt ở Cà Mau

-118-

Thời gian tổng cộng để nền đất yếu cố kết trong trường hợp này bắt đầu từ

thời điểm xong thi công bấc thấm ở t = 63 ngày đến thời điểm dỡ tải ở t = 176 ngày.

Có nghĩa là khoảng thời gian nền đất cố kết là 113 ngày tương ứng với gần 4 tháng.

Tải trọng do bơm hút chân không được duy thực hiện gia tăng từ từ trong vòng 7

ngày đầu tiên đạt giá trị cực đại là 70 kPa đến 80 kPa, và sau đó áp lực chân không

được duy trì trong suốt quá trình xử lý nền đất yếu như kết quả đo đồng hồ chân

không trên mặt ở Hình 4-35 có kết hợp với lớp đất gia tải có chiều dày 1.5 m, tương

ứng tổng tải trọng gia tải là 97 kPa, chưa kể lớp đất san lấp mặt bằng.

Hình 4-36 thể hiện kết quả so sánh giữa số liệu quan trắc hiện trường và kết

quả phân tích bằng CONSOPRO, 2015 [32] đối với các bàn đo lún mặt từ P-013 đến

P-020 cho các khu vực zone-2a và zone-2b. Độ lún tính toán được khá phù hợp với

độ lún quan trắc. Ở các vị trí bàn đo lún P-015 và P-020 thì độ lún quan trắc được có

lớn hơn giá trị tính toán bằng phương pháp cải tiến với phần mềm CONSOPRO, 2015

[32]. Bài toán được tính toán dựa trên lịch sử gia tải và các bước gia tải thực tế thông

qua giá trị quan trắc của cao độ nền đắp trong suốt quá trình xử lý nền đất yếu ở công

trình khí Cà Mau.

Để xác định sự thích hợp của bộ thông số đầu vào xác định dựa trên kết quả

thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS) ở tốc độ 0.02 %/phút, tác giả

cũng thực hiện tính toán độ lún theo từng lớp trong nền bằng phần mềm CONSOPRO,

2015 [32] theo phương pháp cải tiến để so sánh với kết quả quan trắc độ lún sâu bằng

thiết bị đo lún sâu từ tính ở hiện trường. Kết quả được thể hiện bằng độ lún theo phân

lớp từ mặt lớp đất yếu đến cao độ -6 m; từ cao độ -6 m đến cao độ -10 m; từ cao độ -

10 m đến cao độ -13 m; và bên dưới cao độ -13 m. Kết quả cho thấy với thông số đầu

vào hiện hữu thì độ lún sâu giữa tính toán và quan trắc cũng tương đồng tốt như được

thể hiện ở Hình 4-37. Ở giai đoạn thời gian từ t = 75 ngày đến t = 100 ngày, độ lún

quan trắc của phân lớp từ vòng từ tính thứ nhất (sensor 1) xuống cao độ -6 m lớn hơn

giá trị tính toán từ 10 cm đến 15 cm như thể hiện trên Hình 4-37. Tuy nhiên, sau thời

điểm t = 10 ngày thì độ lún quan trắc với tính toán có xu thế tương đồng với nhau.

-119-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

)

( .

L E

EX-04

EX-05

EX-06

0 0

+20cm

)

100

m c ( g n æ T S

150

Tõ sensor 1

200 0

)

+15cm

+20cm

+15cm

m c ( S

TÝnh ®Õn -6m

100 0

)

m c ( S

-6m to -10m

100 0

)

m c ( S

-10m to -13m

100 0

)

+5cm

m c ( S

100

150

200

Below -13m 100

150

200

150

200

Below -13m 100

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-37 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc Extensometer ở Cà Mau

-120-

Quan tr¾c hiÖn trêng

TÝnh to¸n b»ng CONSOPRO

)

( .

L E

PZ-04

PZ-05

PZ-06

+80 kPa

+90 kPa

+78 kPa

-3.38m

-3.43m

-3.39m

) a P k ( P W P E

+80 kPa

+70 kPa

+80 kPa

-7.38m

-7.43m

-7.39m

) a P k ( P W P E

+45 kPa

+40 kPa

+80 kPa

-11.39m

-11.43m

-11.38m

) a P k ( P W P E

+30 kPa

+15 kPa

-15.39m

-15.38m

-15.43m

) a P k ( P W P E

0 80 40 0 -40 -80 80 40 0 -40 -80 80 40 0 -40 -80 80 40 0 -40 -80

100

150

200

100

150

200

100

150

200

Thêi gian (ngµy)

Hình 4-38 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc Piezometer ở Cà Mau

Søc kh¸ng c¾t kh«ng tho¸t níc su (kPa) 0 0

50 100 150

Cao ®é nÒn ban ®Çu + 2.800

Gia t¶i

r e t e m o s n e t x E

r e t e m o z e i P

-5

)

-10

( é ® o a C

-15

-20

CPTu-03

CPTu-04

CPTu-02

CPTu-05

-25

(qT - v0)/16 (CPTu, Sau xö lý nÒn)

(qT - v0)/16 (CPTu-01, tríc xö lý nÒn.) FVT-01 (Tríc xö lý nÒn)

FVT-02 (Sau xö lý nÒn)

Torvane (Sau xö lý nÒn)

Hình 4-39 Gia tăng sức kháng cắt ở công trình khí Cà Mau sau khi xử lý nền

-121-

Hình 4-38 mô tả so sánh giữa số liệu tính toán và quan trắc sự tiêu tán áp lực

nước lỗ rỗng thặng dư trong nền đất yếu thông qua đầu đo áp lực nước lỗ rỗng bằng

dây rung PZ-04, PZ-05 và PZ-06. Theo kết quả thì tốc độ tiêu tán giữa tính toán và

quan trắc là tương đồng nhau ở các cao độ lắp đặt đầu đo. Độ lún đầu đo cũng được

hiệu chuẩn bằng độ lún của các vòng từ đo lún sâu trong nền tại các vị trí tương ứng

EX-04, EX-05 và EX-06. Dễ dàng nhận thấy rằng áp lực chân không đạt giá trị cực

đại dao động từ 70 kPa đến 90 kPa ở các 2 cao độ đầu đo phía trên và giảm dần theo

độ sâu ở 2 cao độ đầu đo phía dưới thể hiện thông qua mức độ hiệu chuẩn áp lực ở

các vị trí đầu đo, mức độ hiệu quả cao đạt đến cao độ nền vào tầm -10 m.

Hình 4-39 mô tả mức độ gia tăng sức kháng cắt sau khi xử lý nền, rõ ràng thấy

rằng từ cao độ sâu hơn -10 m, sức kháng cắt không tăng khi so sánh với các giá trị

thử nghiệm trước khi xử lý nền dự trên kết quả xuyên tĩnh, cắt cánh hiện trường và

Torvane. Kết hợp với kết quả đo áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong nền thì ta có thể

khẳng định rằng việc xử lý nền bằng gia tải kết hợp với bơm hút chân không trong

trường hợp công trình khí Cà Mau cho hiệu quả rõ rệt ở vùng 10 m bên trên trong khi

bên dưới thì không hiệu quả được xác định dựa trên kết quả quan trắc và thí nghiệm

hiện trường.

4.5 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CHIỀU DÀI BẤC THẤM THAY ĐỔI

Bài toán được thực hiện với chiều dài bấc thấm lần lượt là 1.00H; 0.82H;

0.71H; 0.59H và 0.47H trong đó H là chiều dày vùng nén lún bằng phần mềm sai

phân hữu hạn CONSOPRO, 2015 [32], một số dự liệu đã được trình bày trong bài

báo đã xuất bản bởi Nguyễn Công Oanh, 2015[[35]]. Phần mềm được sử dụng phân

tích bài toán đối xứng trục của lõi thấm đứng kết hợp gia tải trước có xét đến chiều

dài bấc thấm thay đổi theo chiều dày của lớp đất yếu đang xét. Việc phân tích bài

toán cố kết có chiều dài bấc thấm thay đổi để tìm mối quan hệ giữa độ lún và chiều

dài bấc thấm nhằm phục vụ cho công tác thiết kế xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm có

kết hợp gia tải trước hoặc bơm hút chân không đối với các công trình là cảng Cái

Mép – ODA, cảng SPCT – Hiệp Phước, cảng Hải Phòng giai đoạn 2 và nhà máy khí

Cà Mau.

-122-

4.5.1 THÔNG SỐ ĐẦU VÀO CỦA BÀI TOÁN

Thông số đầu vào cho bài toán là các thông số đã được xác định ở các phần

4.1.2, 4.2.2, 4.3.2 và 4.4.2, các thông số này khi sử dụng trong phân tích độ lún theo

thời gian, mức độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư theo thời gian cho thấy sự

tương đồng giữa kết quả tính toán so với kết quả quan trắc hiện trường, vì thế bộ

thông số cũng được sử dụng khi phân tích bài toán có chiều dài bấc thấm thay đổi để

xem xét ứng xử lún theo thời gian của nền đất yếu khi chiều dài bấc thấm LPVD tương

ứng 1.00H; 0.82H; 0.71H; 0.59H và 0.47H trong đó H là chiều dày vùng nén lún ở

các công trình đang nghiên cứu. Ở mỗi công trình, phân khu tiêu biểu sẽ nghiên cứu

đối với ứng xử độ lún theo thời gian có kể đến chiều dài bấc thấm thay đổi. Bảng

4-12 mô tả tổng hợp thông số đầu vào từ thí nghiệm CRS đối với các công trình có

Bảng 4-12 Tổng hợp thông số đầu vào cho bài toán bấc thấm có chiều dài thay đổi

'v0 (kPa)

Cc1

Cc2

cv(NC) Cv(OC) (cm2/d)

'c (kPa)

'b (kPa)

Ho Mẫu (Độ sâu) (cm) Cảng Hải Phòng giai đoạn 2

1.92 2.94 3.83 4.74 5.83 6.84 7.93 8.68 16.20

200 100 100 100 100 100 100 100 500

19.0 1.869 24.9 1.731 30.3 1.680 36.1 1.389 43.2 1.536 49.6 1.333 56.2 1.495 62.2 1.098 100.0 1.168

52.7 53.0 63.1 69.4 76.3 86.9 75.9 122.6 318.0

54.0 56.9 58.9 61.8 66.7 72.6 76.5 93.2 195.2

0.15 0.30 0.14 0.14 0.14 0.25 0.15 0.12 0.14

0.91 0.65 0.75 0.53 0.77 0.48 0.65 0.52 0.77

0.70 0.50 0.56 0.47 0.60 0.43 0.58 0.42 0.50

40 35 40 170 90 205 100 60 60

1600 1400 1600 6800 3600 8200 4000 2400 2400

Cảng Cái Mép – ODA

1(1.45) 3(4.50) 5(7.50) 6(8.90) 8(12.00) 10(15.15) 13(19.50) 18(27.00) 20(30.00) 22(33.00)

250 300 300 300 300 400 500 500 300 500

6 2.660 20 2.485 37 1.676 45 1.741 63 1.797 81 1.677 108 1.671 151 1.768 167 1.769 186 1.494

29 38 78 98 118 132 136 211 240 300

150 160 160 200 200 180 250 320 400 450

0.25 0.25 0.25 0.20 0.30 0.40 0.25 0.30 0.40 0.35

1.30 1.40 1.20 1.15 1.30 1.25 1.15 1.80 1.40 1.25

0.85 1.00 0.90 0.70 1.05 1.00 0.85 1.00 1.05 0.90

20 30 40 25 15 15 20 25 25 20

200 300 400 250 150 150 200 250 250 200

sử dụng bấc thấm PVD, gia tải trước bằng cát đắp hoặc/và bơm hút chân không.

-123-

Cảng SPCT-Hiệp Phước

300 300 500 400 600 400 300 300 400

13.22 1.676 28.28 2.195 43.18 1.968 73.78 1.966 82.36 2.020 114.36 1.854 139.16 1.585 156.52 1.449 174.47 1.372

65 99 81 132 165 226 218 251 264

400 250 140 230 320 370 450 500 500

0.12 0.15 0.30 0.25 0.25 0.30 0.30 0.25 0.25

0.75 1.50 1.70 1.90 2.70 1.90 1.40 1.20 0.90

0.75 1.00 0.90 1.00 1.00 0.90 0.75 0.70 0.75

15 35 38 30 17 19 20 40 30

150 350 380 300 170 190 200 400 300

1(3.95) 3(6.95) 5(9.90) 9(15.8) 10(17.45) 14(23.45) 17(27.95) 19(30.95) 21(33.95) Nhà máy khí Cà Mau

3.9 5.9 7.9 9.9 11.9 13.9 15.9 17.9 19.9

160 200 200 200 200 200 200 200 100

3 1.566 16 1.565 29 1.472 39 2.037 52 1.598 63 1.816 74 1.823 86 1.681 103 0.852

26 27 46 53 110 89 93 110 125

400 175 300 200 200 200 200 200 300

0.050 0.050 0.075 0.075 0.075 0.075 0.075 0.075 0.050

0.42 0.65 0.52 0.95 0.95 1.10 1.05 1.05 0.25

0.42 0.60 0.50 0.80 0.95 0.90 0.95 0.90 0.25

700 45 50 50 30 27 22 35 550

7000 450 500 500 300 270 220 350 5500

4.5.2 KẾT QUẢ PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CHIỀU DÀI PVD THAY ĐỔI

Đối với cảng Hải Phòng giai đoạn 2, chiều dài bấc thấm được xét trong 2

trường hợp: 1). Chiều dài bấc thấm tính toán theo chiều dày tổng vùng nén lún của

lớp sét yếu và lớp sét cứng bên dưới; 2). Chiều dài bấc thấm tính toán chỉ theo chiều

dày lớp đất yếu. Các công trình khác như cảng Cái Mép – ODA, cảng SPCT – Hiệp

Phước và nhà máy khí Cà Mau, chiều dài bấc thấm được tính toán theo tỷ lệ của riêng

lớp đất trầm tích yếu Holocene. Kết quả phân tích cố kết cho các trường hợp bấc thấm

có chiều dài lần lượt là 0.82, 0.71, 0.59 và 0.47 lần chiều dày vùng nén lún của lớp

đất yếu cũng được thể hiện trên cùng biểu đồ độ lún theo thời gian trên Hình 4-40 (a)

đến Hình 4-40 (e), dễ dàng nhận thấy chiều dài bấc thấm càng ngắn thì độ lún tính

toán được càng bé. Điều này được giải thích rằng độ lún trong trường hợp bấc thấm

gây ra do sự cố kết hướng tâm, áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán thông qua bấc thấm ở

trong vùng có đóng bấc thấm, vùng bên dưới bấc thấm lại xuất hiện cố kết một chiều

với biên thoát nước là đáy bấc thấm. Do bấc thấm đóng theo lưới nên biên thoát nước

là đáy bấc thấm không liên tục dẫn đến vùng bên dưới bấc thấm không thể cố kết

hoàn toàn trong thời gian ngắn được.

-124-

C¸i MÐp - ODA; H=5.0 m; PVD=1.2m; líi vu«ng

HiÖp Phíc (SPCT); H=5.0 m; PVD=1.5m; líi tam gi¸c

C¸i MÐp - ODA

HiÖp Phíc (SPCT)

, é ® o a C

10 9 8 7 6 5 4 0

100

E01C (+120cm) CONSOPRO SF(1.00H)=370 cm CONSOPRO SF(0.82H)=370 cm CONSOPRO SF(0.71H)=363 cm CONSOPRO SF(0.51H)=355 cm CONSOPRO SF(0.47H)=310 cm

SS-06 (+20cm) CONSOPRO SF(1.00H)=411 cm CONSOPRO SF(0.82H)=411 cm CONSOPRO SF(0.71H)=405 cm CONSOPRO SF(0.51H)=384 cm CONSOPRO SF(0.47H)=348 cm

(a)

(b)

200

300

m c , n ó l é §

400

(t = 0 : 1/Jan/2009) 240 0

120

360

480

600

720

360

480

600

720

(t = 0 : 4/Nov/2006) 0

120

240

3.5

Cµ Mau - Khu 2a

Cµ Mau - Khu 2b

3.0

2.5

SSP-015 (+20cm) SSP-016 (+25cm) SSP-020 (+20cm) SS-05 (+20cm) CONSOPRO (SS)

, é ® o a C

2.0

SSP-013 (+25cm) SSP-014 (+25cm) SSP-017 (+25cm) SSP-018 (+25cm) SSP-019 (+25cm) SS-04 (+20cm) SS-06 (+20cm) CONSOPRO (SS)

1.5 0

CONSOPRO SF(1.00H)=186 cm CONSOPRO SF(0.82H)=178 cm CONSOPRO SF(0.71H)=168 cm CONSOPRO SF(0.59H)=152 cm CONSOPRO SF(0.47H)=144 cm

CONSOPRO SF(1.00H)=178 cm CONSOPRO SF(0.82H)=171 cm CONSOPRO SF(0.71H)=161 cm CONSOPRO SF(0.51H)=144 cm CONSOPRO SF(0.47H)=127 cm

100

150

m c , n ó l é §

(c)

(d)

200

(t = 0 : 13/Jun/2015) 240 120 0

360

480

600

720

120

240

720

(t = 0 : 13/Jun/2015) 600 480 360 Thêi gian, ngµy

H¶i Phßng; H=4.5 m; PVD=1.1m; líi tam gi¸c

H¶i Phßng

Mèi quan hÖ SL/Smax so víi L/H

1.1

(f)

1.0

, é ® o a C

0.9

2 0

0.8

x a m S

PLOT6-P8 (+20cm) CONSOPRO SF(1.00H)=133 cm CONSOPRO SF(0.82H)=133 cm CONSOPRO SF(0.71H)=132 cm CONSOPRO SF(0.51H)=130 cm CONSOPRO SF(0.47H)=126 cm

/ L S

0.7

100

0.6

m c , n ó l é §

150

(e)

0.5

Cµ Mau, Khu-2a Cµ Mau Khu-2b Cµ Mau (bËc 3) C¸i MÐp C¸i MÐp (bËc 3) HiÖp Phíc HiÖp Phíc (bËc 3) H¶i Phßng (Líp ®Êt yÕu) H¶i Phßng (bËc 3) H¶i Phßng (2 líp) Hai Phong (bËc 3)

(t = 0 : 28/Jan/2005)

0.4

200

120

240

360

480

600

720

0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 L/H

Thêi gian, ngµy

Hình 4-40 Kết quả phân tích bài toán bấc thấm có chiều dài thay đổi so với chiều dày vùng nén lún

-125-

Độ lún cuối cùng của nền đất khi chịu tải trọng theo thời gian giảm dần theo

chiều dài bấc thấm. Điều này có thể kết luận rằng phần nền đất yếu phía dưới bấc

thấm cố kết 1 chiều chậm dẫn đến độ lún cuối cùng phụ thuộc chủ yếu vào chiều sâu

cắm bấc thấm so với chiều dày lớp đất yếu. Ở công trình khí Cà Mau, đối với bài toán

thiết kế không nhất thiết phải cắm bấc thấm sâu xuống toán bộ lớp đất yếu. Ở cùng

thời điểm dỡ tải t=176 ngày, độ cố kết đối với trường hợp chiều sâu cắm bấc thấm

L=0.59H đạt 90.00 %, đã đảm bảo yêu cầu tiêu chuẩn hiện hành đề ra. Trường hợp

cắm bấc thấm sâu hơn như L=0.71H, 0.82H và L=1.00H độ cố kết đạt được trên 95

%. Trong một số trường hợp thì điều này là không cần thiết và không tiết kiệm. Hình

4-40 (f) thể hiện mối quan hệ giữa tỷ số SL/Smax so với L/H trong đó L là chiều dài

bấc thấm, H là chiều dày vùng nén lún của lớp đất yếu, SL là độ lún tương ứng với

chiều dài bấc thấm L và Smax là độ lún khi chiều dài đất bấc thấm L bằng với chiều

dày vùng nén lún của lớp đất yếu H.

Mối quan hệ này theo hàm parabol và độ lún đạt cực đại khi chiều dài bấc

thấm bằng chiều dày lớp đất yếu. Theo đó, với trường hợp cần đảm bảo độ cố kết yêu

cầu là > 90 %, thì chiều dài bấc thấm chỉ cần cắm vào nền đất yếu tối thiểu là 70 %

chiều dày vùng nén lún. Dựa vào mối quan hệ này mà lựa chọn chiều sâu cắm bấc

thấm cho phù hợp để đạt hiệu quả kinh tế, cũng như tiến độ của công tác xử lý nền

đất yếu. Ngoài ra, khi trạng thái nền đất có hệ số cố kết trước càng lớn thì việc rút

ngắn chiều dài bấc thấm càng mang lại hiệu quả như thể hiện ở Hình 4-40 (f), trong

trường hợp nền đất yếu ở Hải Phòng với hệ số cố kết trước lớn nhất và nền đất yếu ở

Cà Mau có hệ số cố kết trước bé nhất.

4.6 KẾT LUẬN CHƯƠNG 4

 Hệ số cố kết theo phương ngang hiện trường ch=3cv(CRS); hệ số cố kết ở trạng

thái cố kết trước (OC) gấp 10 lần hệ số cố kết theo phương ngang ở trạng thái

cố kết thường (NC) hay cv(OC) = 10cv(NC) hay ch(OC) = 10ch(NC). Đối với đất sét

yếu ở Hải Phòng giá trị này là cv(OC) = 40cv(NC).

-126-

 Với thông số đầu vào từ kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi

CRS ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút, ứng xử của nền đất yếu theo độ lún mặt

tổng, độ lún sâu, tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư, áp lực đất và sức kháng

cắt không thoát nước tương đồng với các giá trị thí nghiệm hiện trường và

quan trắc hiện trường đối với nền đất yếu trầm tích Holocene ở Việt Nam.

 Chiều dài bấc thấm trong một số trường hợp có thể rút ngắn để tiết kiệm mà

vẫn giữ được độ lún dư yêu cầu tương ứng với thời gian cho vận hành của

công trình. Với độ cố kết yêu cầu là > 90 % thì chiều dài bấc thấp có thể chỉ

 Khi trạng thái nền đất càng cố kết trước thì việc giảm chiều dài bấc thấm càng

cần đạt 70 % chiều dày vùng nén lún.

mang lại hiệu quả cao.

-127-

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. KẾT LUẬN

1. Một số mối tương quan được thiết lập cho đất sét yếu như sau



 v

a. Cc2 = 0.015wn-0.25; Cc2 = 0.018wL-0.50 và Cc2 = 0.025PI-0.20

' 



(

CPTU )

)

67.2

70.20

89.0

90.6









h c

h CPTU ( OCR

h ( CPTU ) c

h ( CPTU ) OCR

(

CRS

)

CRS ) (

c. ;

d. ’c(0.4%) = 1.80’c(0.02%)

e. ’c(CRS) = 1.16’c(IL)

f. su/’v0 = 0.22(OCR)1.26

2. Đất yếu trầm tích Holocene ở Việt Nam luôn ở trạng thái cố kết trước với

hệ số cố kết trước OCR > 1.20 đối với các mẫu đất nguyên dạng có biến

dạng đến áp lực hữu hiệu hiện trường bé hơn 6.0 % đối với trầm tích yếu

Holocene cho các công trình nghiên cứu ở Việt Nam. Áp lực tiền cố kết

lớn hơn áp lực hữu hiệu địa tầng từ 20 kPa đến 60 kPa.

3. Tốc độ biến dạng sử dụng trong thí nghiệm không làm ảnh hưởng đến hệ

số cố kết. Đất trầm tích yếu Holocene ở Việt Nam cho áp lực tiền cố kết ở

tốc độ 0.40 %/phút có hệ số gấp 1.80 lần giá trị có được ở tốc độ 0.02

%/phút.

4. Thí nghiệm CRS ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút cho giá trị áp lực tiền cố

kết lớn hơn giá trị có được từ thí nghiệm gia tải từng cấp đối với đất yếu ở

Việt Nam trung bình là 16 %. Tuy nhiên các thông số đầu vào cho bài toán

cố kết có sử dụng lõi thấm đứng xác định từ kết quả thí nghiệm CRS cho

kết quả phân tích cố kết bằng phường pháp sai phân hữu hạn theo mô hình

cải tiến phù hợp với số liệu quan trắc hiện trường dựa theo độ lún mặt tổng,

độ lún sâu, tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư, áp lực đất và sức kháng

cắt không thoát nước.

-128-

5. Phương pháp được đề xuất có xét đến sự biến thiên chỉ số nén lún, hệ số

cố kết theo phương đứng và phương ngang thay đổi trong quá trình cố kết,

trạng thái cố kết trước (OC) và trạng thái cố kết thường (NC) trong suốt

quá trình cố kết của nền đất mô tả đầy đủ quá trình cố kết của nền, và có

ưu thế hơn lời giải giải tích chỉ sử dụng một giá trị duy nhất hệ số cố kết

trong suốt quá trình phân tích bài toán.

6. Tỷ số cv(OC)/cv(NC) = 40 cho khu vực Hải Phòng và là 10 cho các khu vực

còn lại. Tỷ số ch/cv(CRS) tương ứng cho các khu vực Cái Mép (Bà Rịa Vũng

Tàu), Hiệp Phước (TP. HCM), Hải Phòng và Cà Mau là 3.0.

7. Với độ cố kết yêu cầu là > 90 % thì chiều dài bấc thấm có thể chỉ cần đạt

70 % chiều dày vùng nén lún. Do đó, chiều dài bấc thấm trong một số

trường hợp có thể rút ngắn để tiết kiệm mà vẫn giữ được độ lún dư yêu cầu

tương ứng với thời gian cho vận hành của công trình.

2. KIẾN NGHỊ

1. Sử dụng phương pháp lấy mẫu bằng ống mẫu Piston để đảm bảo tính

nguyên dạng của mẫu đất yếu, và đưa vào tiêu chuẩn hiện hành để ứng

dụng vào thực tiễn sản xuất trong ngành địa kỹ thuật xây dựng.

2. Cập nhật vào tiêu chuẩn hiện hành và ứng dụng thí nghiệm CRS vào thực

tiễn cho bài toán xử lý nền đất yếu bằng có sử dụng lõi thấm đứng trong

điều kiện đất sét yếu Việt Nam.

3. Nghiên cứu bổ sung phần từ biến vào phần mềm CONSOPRO.

-129-

CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ

1. Giấy chứng nhận bản quyền phần mềm CONSOPRO đăng ký tại cục bản

quyền tác giả.

2. Nguyễn Công Oanh, Trần Thị Thanh, Ứng dụng thí nhiệm cố kết tốc độ biến

dạng không đổi vào phân tích cố kết với chiều dài bấc thấm thay đổi. Tạp chí Địa Kỹ

Thuật Việt Nam – Số 4 năm 2016. ISSN-0868-279X, pp. 33-41.

3. Nguyễn Công Oanh, Trần Thị Thanh và Đào Thị Vân Trâm, Xác định đặc

trưng đất sét yếu Việt Nam theo thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi sử

dụng trong phân tích bài cố kết thấm. Tạp chí Địa Kỹ Thuật Việt Nam – Số 1 năm

2017. ISSN-0868-279X, pp. 50-60.

4. Nguyen, C.O. and T.T. Tran, Consolidation Analysis of Vietnam Soft Marine

Clay by Finite Difference Method with Application of Constant Rate of Strain

Consolidation Test. The fifth International Conference on Geotechnique,

Construction Material and Environment. OSAKA, Japan, Nov. 16-18 2015. ISBN:

978-4-9905958-4-5 C3051. pp. 271-276.

5. Nguyen, C.O., T.T. Tran, and T.V.T. Dao, Finite Difference Analysis of a

Case Study of Vacuum Preloading in Southern Vietnam. The sixth International

Conference on Geotechnique, Construction Materials and Environment,

BANGKOK, Thailand, Nov. 14-16, 2016, ISBN: 978-4-9905958-6-9 C3051. pp.

308-313. The Best Paper Award.

-130-

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Asaoka, A., Observational procedure of settlement prediction. Soils and Foundations, 1978. 18(4): p. 87-101.

[3]

[4]

[5]

[6]

[7]

[8]

[9]

[2] ASTM-D4186, Standard Test Method for One-Dimensional Consolidation Properties of Saturated Cohesive Soils Using Controlled-Strain Loading. 2012, ASTM International. Barron, R.A., Consolidation of fine-grained soils by drain wells. Transactions of the American Society of Civil Engineers, 1948. 113(1): p. 718-742. Biot, M.A., General theory of three dimensional consolidation. Journal of Applied Physics, 1941. 12(2): p. 155-164. Bui, T.M., Initial Evaluation of Consolidation Characteristics of Mekong Soft Clay and Their Use in Engineering Practice, in Hanoi Engineering Geology Workshop. 2003: Ha Noi. p. 1-13. Byrne, P.M. and Y. Aoki, The strain controlled consolidation test. Soil Mechanics Series, The University of British Columbia, 1969. 9: p. 1-25. Carillo, N., Simple two and three dimensional cases in the theory of consolidation of soils. Journal of Mathematics and Physics, 1942. 21(1): p. 1- 5. Chai, J.-C., R. Jia, and T. Hino, Anisotropic consolidation behavior of Ariake clay from three different CRS tests. Geotechnical Testing Journal, 2012. 35(6). Cox, J.B., The distribution and formation of recent sediments in Southeast Asia, in The 2nd Southeast Asian Conference on Soil Engineering. 1970: Singapore. p. 29-47. [10] Crawford, C.B., Interpretation of the consolidation test. Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, 1964. 90(SM5): p. 87-102.

[11] Dao, T.V.T., T.N. Le, and C.O. Nguyen, A case study of braced excavation using steel sheet pile wall in Thi Vai soft clay, in Geotechnics for Sustainable Development - Geotec Hanoi 2013, P.D. Long, Editor. 2013, Construction Publishing House: Hanoi, Vietnam. p. 227-234. [12] Davis, E.H. and H.G. Poulos, Rate of settlement under two and three dimensional conditions. Géotechnique, 1972. 22(1): p. 95-114. [13] Gorman, C.T., Constant-rate-of-strain and controlled-gradient consolidation testing. 1976, Kentucky Department of Transportation. p. 1-74. [14] Gorman, C.T., Strain-rate the constant-rate-of-strain in selection consolidation test. 1981, Kentucky Department of Transportation. p. 1-16. [15] Hansbo, S., Aspects of vertical drain design: Darcian or non-Darcian flow. Géotechnique, 1997. 47(5): p. 983-992. [16] Hansbo, S., Consolidation of clay by band-shaped prefabricated drains. Ground Engineering, 1979. 12(5): p. 16-25.

[17] Hansbo, S., Consolidation of clay, with special reference to influence of vertical drains, in Swedish Geotechnical Institue. 1960, Chalmers University of Technology.

-131-

[18] Hansbo, S., Consolidation of fine-grained soils by prefabricated drains, in The 10th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. 1981: Stockholm, Sweden. p. 677-682.

[19] Hansbo, S., Soil improvement by preloading and vertical drainage, in Geotechnics for Sustainable Development-Geotec Hanoi, P.D. Long, Editor. 2011, Construction Publishing House: Hanoi, Vietnam. p. 7-22. [20] Houlsby, G.T. and C.I. Teh, Analysis of the piezocone in clay, in Penetration

[21]

[22]

Testing, D. Ruiter, Editor. 1988, A.A. Balkema. p. 777-783. Jia, R., et al., Strain-rate effect on consolidation behaviour of Ariake clay. Geotechnical Engineering, 2010. 163(GE5): p. 267-277. JIS-A1227, Test Method for One-Dimensional Consolidation Properties of Soils Using Constant Rate of Strain Loading. 2009, Japanese Standards Association.

[23] Kassim, K.A., et al., Criteria of acceptance for constant rate of strain consolidation test for tropical cohesive soil. Geotechinical and Geological Engineering, 2016. 34(4): p. 931-947.

[24] Korhonen, O. and M. Lojander, Settlement estimation by using continuous oedometer test, in Proceedings of the 14th ICSMFE. 1997: Hamburg, Germany. p. 343-346. [25] Leroueil, S., Compressibility of Clays: Fundamental and Practical Aspects. Journal of Geotechnical Engineering 1996. 122(7): p. 534-543. [26] Leroueil, S., et al., Stress–strain–strain rate relation for the compressibility of sensitive natural clays. Géotechnique, 1985. 35(2): p. 159-180.

[27] Leroueil, S., L. Samson, and M. Bozozuk, Laboratory and field determination of preconsolidation pressure at Gloucester. Canadian Geotechnical Journal, 1983a. 20: p. 477-490.

[28] Leroueil, S., et al., Preconsolidation pressure of Champlain clays. Part II. Laboratory determination. Canadian Geotechnical Journal, 1983b. 20: p. 803- 816.

[29] Lim, G.T., et al., Predicted and measured behaviour of an embankment on PVD-improved Ballina clay. Computers and Geotechnics, 2018. 93: p. 204- 221. [30] Mesri, G. and T.-W. Feng, Constant rate of strain consolidation testing of soft clays and fibrous peats. Canadian Geotechnical Journal, 2018.

[31] Mesri, G. and P.M. Godlewski, Time- and stress-compressibility interrelationship. Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1977. 103(GT5): p. 417-430.

[32] Nguyen, C.O., CONSOPRO Software (in DVD), in Southern Institute of Water Resource Research, C.O. Nguyen, Editor. 2015, Vietnam Copyright Office: Vietnam. p. 0-226.

[33] Nguyen, C.O., T.V.T. Dao, and C.T.V. Ta, Finite element analysis of a braced excavation in marine soft clay, in Geotechnics for Sustainable Development- Geotec Hanoi, P.D. Long, Editor. 2016, Construction Publishing House: Hanoi, Vietnam. p. 441-449.

-132-

[34] Nguyen, C.O. and T.T. Tran, Application of constant rate of strain consolidation test in consolidation analysis with varied PVD length. Vietnam Geotechnical Journal, 2016. 20(4): p. 33-41.

[35] Nguyen, C.O. and T.T. Tran, Consolidation analysis of Vietnam soft marine clay by finite difference method with application of constant rate of strain consolidation test, in Fifth International Conference on Geotechnique, Construction Materials and Environment, H. Zakaria, Editor. 2015, The GEOMATE International Society: Osaka, Japan. p. 271-276.

[36] Nguyen, C.O., T.T. Tran, and T.V.T. Dao, Characterization of Vietnam soft clay for consolidation analysis with application of constant rate of strain consolidation tests. Vietnam Geotechnical Journal, 2017. 21(1): p. 50-60.

[37] Nguyen, C.O., T.T. Tran, and T.V.T. Dao, Finite difference analysis of a case study of vacuum preloading in Southern Vietnam, in Sixth International Conference on Geotechnique, Construction Materials and Environment, H. Zakaria, Editor. 2016, The GEOMATE International Society: Bangkok, Thailand. p. 308-313.

[38] Onoue, A., Consolidation by vertical drains taking well resistance and smear into consideration. Soils and Foundations, 1988b. 28(4): p. 165-174. [39] Onoue, A., Consolidation of multilayered anisotropic soils by vertical drains with well resistance. soils and Foundations, 1988a. 28(3): p. 75-90.

[40] Ozer, A.T., E.C. Lawton, and S.F. Bartlett, New method to determine proper tests. Canadian for constant rate-of-strain consolidation strain rate Geotechincal Journal, 2012. 49: p. 18-26.

[41] Rendulic, L., Relation between void ratio and effective principal stresses for a remoulded silty clay, in The 1st International Conference on Soil Mechanics. 1936: Harvard, USA. p. 48-53. [42] Smith, R.E. and H.E. Wahls, Consolidation under constant rate of strain. Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, 1969. 95(SM2): p. 519-539.

[43] Suzuki, K. and C.O. Nguyen, Apparent value of ch determined from field behavior of two soft clay deposits in Southern Vietnam, in Geotechnics for Sustainable Development-Geotec Hanoi, P.D. Long, Editor. 2011, Construction Publishing House: Hanoi, Vietnam. p. 31-36.

[44] Suzuki, K. and C.O. Nguyen, Undrained shear strength and consolidation yield stress of clay found in three construction sites in Vietnam, in Geotechnics for Sustainable Development - Geotec Hanoi 2013, P.D. Long, Editor. 2013, Construction Publishing House: Hanoi, Vietnam. p. 585-591.

[45] Suzuki, K. and H. Takeuchi, Performance of band-shape vertical drain for soft Hai Phong clay. Soils and Foundations, 2008. 48(4): p. 577-585. [46] Suzuki, K. and K. Yasuhara, Two case studies of consolidation settlement analysis using constant rate of strain consolidation test. Soils and Foundations, 2004. 44(6): p. 69-81.

[47] Takemura, J., Y. Watabe, and M. Tanaka, Characterization of alluvial deposits in Mekong Delta, in Characterisation and Engineering Properties of Natural Soils. 2007, Taylor & Francis Group, London. p. 1805-1829.

-133-

[48] TCN262:2000, Quy trình khảo sát, thiết kế nền đường ôtô đắp trên đất yếu - tiêu chuẩn thiết kế. 2000, Bộ Giao Thông Vận Tải. [49] TCVN9355:2012, Gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm thoát nước. 2012, Bộ Khoa Học và Công Nghệ.

[50] TCVN9842:2013, Xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cố kết hút chân không có màng kín khí trong xây dựng các công trình giao thông - thi công và nghiệm thu. 2013, Bộ Khoa Học và Công Nghệ. [51] TCVN-4200, Đất xây dựng - phương pháp xác định tính nén lún trong phòng thí nghiệm. 2012, Bộ Khoa Học và Công Nghệ. [52] Terzaghi, K., R.B. Peck, and G. Mesri, Soil Mechanics in Engineering Practice. Third Edition ed. 1996, New York: Wiley. 549.

[53] Thơ, N.V. and T.T. Thanh, Xây dựng đê đập, đắp nền tuyến dân cư trên đất yếu ở Đồng Bằng Sông Cửu Long. 2002: NHÀ XUẤT BẢN NÔNG NGHIỆP. [54] Toàn, N.Q., Vỏ phong hóa và trầm tích đệ tứ Việt Nam. 2000, Hà nội, Việt Nam: Bộ Công Nghiệp, Cục địa chất và khoáng sản Việt Nam. [55] Umehara, Y., K. Matsumoto, and I. Ishii, Constant rate of strain consolidation of sand-clay mixtures. 1983, Port and Harbour Research Institute. p. 43-67.

[56] Umehara, Y. and K. Zen, Consolidation test method of very soft clay and its application. 1979, the Port and Harbour Research Institute. p. 33-65. [57] Umehara, Y. and K. Zen, Determination of consolidation constants for very soft clay. 1975, Port and Harbour Research Institute. p. 45-65. [58] Wissa, A.E.Z., et al., Consolidation at Constant Rate of Strain. Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, 1971. 97(SM10): p. 1393-1413.

[59] Yoshikuni, H. and H. Nakanado, Consolidation of soils by vertical drain wells with finite permeability. Soils and Foundations, 1974. 14(2): p. 35-46. [60] Zeng, G.X. and K.H. Xie, New development of the vertical drain theories, in The 12th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. 1989: Rotterdam. p. 1435-1438.

Luận án tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng dụng một số thông số trong thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (crs) vào phân tích bài toán cố kết có sử dụng bấc thấm trong điều kiện Việt Nam

 r



  i

 





  i

  i

 





 

Có thể bạn quan tâm

Tài liêu mới

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok

Luận án tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ứng dụng một số thông số trong thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (crs) vào phân tích bài toán cố kết có sử dụng bấc thấm trong điều kiện Việt Nam

 r



  i

 





  i

  i

 





 

Có thể bạn quan tâm

Tài liêu mới

AI tóm tắt

Giới thiệu tài liệu

Đối tượng sử dụng

Từ khoá chính

Nội dung tóm tắt

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok