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

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 51 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 NGUYỄN CÔNG OANH * TRẦN THỊ THANH ** VĂN TRÂM, ĐÀO THI*** Characterization of Vietnam soft clay for consolidation analysis with application of constant rate of strain consolidation tests Abstract: Constant rate of strain (CRS) consolidation testing has specific advantages over the standard incremental loading (IL) consolidation testing. So many researchers have not recognized the application of CRS into the routine design of consolidation problems. Therefore, there has been little effort and application of CRS in the consolidation analysis into the soft ground improvement especially in Vietnam. The paper is focused on characterization of Vietnam soft clay deposit with application of the results of constant rate of strain consolidation tests in order to achieve the input parameters for consolidation analyses. Total 4 PVD and surcharge construction sites with the undisturbed samples taken by stationary hydraulic piston sampler are investigated in this study. The characterized input data are later used in consolidation analyses by finite difference method (FDM) in order to determine the behavior of Vietnam soft clay deposit in comparison with the monitored data. Keywords: CRS, FDM, PVDs, POP, soft clay, surcharge, vacuum preloading 1. GIỚI THIỆU * Trong giai đoạn phát triển các công trình xây dựng hạ tầng, dầu khí ở Việt Nam, nhiều phƣơng pháp xử lý nền đƣợc ứng dụng thƣờng * SIWRR, HCM City, Vietnam, Email: nguyencongoanh@yahoo.com ** SIWRR, HCM City, Vietnam, Email: tranthithanh345@gmail.com *** Transportation College N0.03, HCM City, Vietnam, Email: pcc_vantram@yahoo.com.vn xuyên để cải tạo nền đất nhằm đạt sức chịu tải nhất định đƣợc đề ra để có thể mang tải trọng công trình. Trong số các phƣơng pháp xử lý nền hiện nay, thì phƣơng pháp có sử dụng đƣờng thoát nƣớc thằng đứng/bấc thấm kết hợp với gia tải có hoặc không có bơm hút chân không là một trong những lựa chọn thích hợp trong điều kiện Việt Nam. Đất sét yếu Việt Nam trải dài từ Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông Cửu Long ở miền Nam Việt Nam bao gồm lớp ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 52 trầm tích Hollocene phía trên và bên dƣới là lớp trầm tích Pleitocene, có độ ẩm tự nhiên cao và rất gần với giá trị giới hạn chảy (LL), hệ số ro74ng cao và sức kháng cắt không thoát nƣớc bé. Do đó đây là một trong những khó khăn nhất định đối với kỹ sƣ địa kỹ thuật trong việc thiết kế và xây dựng những công trình trong điều kiện nền đất yếu của Việt Nam. Vì vậy nền đất yếu cần phải đƣợc xử lý và cải thiện trƣớc khi mang tải trọng công trình. Một trong những đặc trƣng quan trọng của nền đất yếu là áp suất tiền cố kết, ’c (’y). Chỉ tiêu này ảnh hƣởng mạnh đến việc ƣớc tính độ lún trong giai đoạn xử lý nền đối với đất sét yếu, và độ lún dƣ trong trong giai đoạn vận hành công trình. Tuy nhiên hiện nay, tiêu chuẩn hiện hành của nƣớc ta là TCVN4200:2012 (2012) lại chỉ đề cập đến phƣơng pháp xác định đặc trƣng nén lún của đất bằng thí nghiệm cố kết gia tải từng cấp (IL). Hơn nữa thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS) cũng không đƣợc đề cập trong tiêu chuẩn hiện hành nói trên. Trƣớc đó đã có nhiều nghiên cứu nhằm rút ngắn thời gian thí nghiệm cố kết so với qui trình tiêu chuẩn (IL) nhƣ đã đề cập trong Crawford (1964), tiếp theo là các ấn bản của Byrne and Aoki (1969), Smith and Wahls (1969) và sau đó cơ sở lý thuyết cũng đƣợc đề xuất cho loại thí nghiệm này trong Wissa et al. (1971). Qui trình thí nghiệm cũng đƣợc đề cập cụ thể trong các tiêu chuẩn nƣớc ngoài là ASTM D-4186 và JIS A-1227. Hơn nữa cũng đã có các nghiên cứu để tìm mối liên hệ giữa tốc độ biến dạng lên giá trị áp suất tiền cố kết ’c (’y) bằng nhiều sơ đồ thí nghiệm khác nhau bao gồm cả sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi (CRS) trong các ấn bản của Leroueil et al. (1983a) và Leroueil et al. (1983b); Ngƣời ta đã kết luận rằng chỉ tồn tại duy nhất một quan hệ ứng suất-biến dạng-tốc độ biến dạng đối với đất sét yếu trong thí nghiệm Oedometer bằng các sơ đồ khác nhau, Leroueil et al. (1985). Kết quả thí nghiệm CRS cũng đã đƣợc ứng dụng trong bài toán hố đào sâu cho đất sét yếu ở Thị Vải để phân tích chuyển vị ngang và lún bề mặt hố đào, kết quả phân tích cho thấy rằng dữ liệu tính toán và dự liệu quan trắc hiện trƣờng khá phù hợp nhau (Dao et al. (2013)) và Nguyen et al. (2016). Chƣa có nghiên cứu nào nhằm ứng dụng kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS vào phân tích bài toán cố kết thấm cho công tác xử lý nền đất yếu sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải có hoặc không có bơm hút chân không tại Việt Nam cho đất sét trầm tích Hollocene của Việt Nam. Mặc dù thí nghiệm CRS có nhiều ƣu điểm đáng kể so với thí nghiệm cố kết truyền thống (IL), nhiều nhà nghiên cứu vẫn tin rằng quan hệ e-log’v có đƣợc từ thí nghiệm CRS không thể ứng dụng trực tiếp vào thiết kế và tính toán đối với bài toán cố kết thấm cho nền đất yếu. Ngoài ra áp suất tiền cố kết theo thí nghiệm truyền thống (IL) còn đƣợc cho là gần với giá trị hiện trƣờng hơn so với kết quả có đƣợc từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi nhƣ các báo cáo của Leroueil et al. (1983a), Leroueil et al. (1983b) và Korhonen and Lojander (1997). Vì vậy nghiên cứu này tập trung vào việc xác định đặc trƣng thông số cố kết thấm cho đất sét yếu ở Việt Nam bằng cách ứng dụng kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi, từ đó sử dụng các thông số đầu vào này để phân tích bài toán cố kết thấm cho 4 công trình trải dài từ Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông Mekong của nƣớc Việt Nam. 2. CÔNG TÁC LẤY MẪU VÀ THÍ NGHIỆM CRS Công tác lấy mẫu Trong điều kiện Việt Nam công tác lấy mẫu nguyên dạng cho đất sét yếu thƣờng đƣợc thực hiện bằng ống mở thành mỏng hay còn gọi là ống lấy mẫu Shelby. Bui (2003) đã công bố một nghiên cứu cho rằng việc áp suất tiền cố kết bé hơn áp suất địa tầng hữu hiệu vì thế tỉ số cố kết trƣớc (OCR) cũng bé hơn 1, và không tuân theo ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 53 qui luật tăng theo chiều sâu chính là do mẫu bị xáo động khi xem xét biến dạng khi mẫu đƣợc nén lại về giá trị áp suất địa tầng. Sự xáo động mẫu cũng có thể có nguyên do từ kỹ thuật lấy mẫu và các quá trình khác nữa. Takemura et al. (2007) so sánh các mẫu đất lấy bằng ống mẫu Piston và Shelby bằng cách so sánh các đặc trƣng của đất sét yếu Đồng Bằng sông Mekong. Nghiên cứu này chỉ ra rằng các đặc trƣng cơ học của đất yếu khu vực Đồng Bằng sông Mekong không đƣợc xác định một cách đúng đắn do mẫu đã bị xáo động. Vì vậy tất cả các mẫu đất ở Cái Mép, Hiệp Phƣớc, Hải Phòng và Cà Mau, đƣợc lấy ở các công trình nghiên cứu trong bài báo này đƣợc thực hiện bằng ống lấy mẫu Piston nhằm có đƣợc mẫu chất lƣợng cao cho thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS). Thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS Mẫu đất nguyên dạng từ 4 khu vực nghiên cứu đƣợc thí nghiệm bằng hộp nén không nở hông Oedometer theo sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi CRS và thí nghiệm cố kết thấm tiêu chuẩn IL. Tốc độ biến dạng cho thí nghiệm CRS đƣợc lựa chọn là 0.02%/phút tuân theo tiêu chuẩn ASTM D-4186 và/hoặc JIS A-1227. Tốc độ biến dạng trong thí nghiệm đƣợc chọn khá gần với tốc độ biến dạng hiện trƣờng đo đƣợc, và cho kết quả phân tích tƣơng thích với dữ liệu quan trắc hiện trƣờng nhƣ thể hiện trong bác bài báo do cùng tác giả công bố (Nguyen and Tran (2015), Nguyen and Tran 2016, Nguyen et al. 2016) 3. XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƢNG CỐ KẾT THẤM CHO ĐẤT SÉT YẾU VIỆT NAM  ' c (C R S ) (k P a ) 'c(IL) (kPa) y=1.16x R=0.96 y=1.05x y=1.25x Cai Mep Hiep Phuoc Hai Phong Ca Mau Hoang Sa (Vietnam) Tr uo ng S a (V ie tn am ) Ca Mau Hai Phong Cai Mep Hiep Phuoc 0 50 100 150 200 250 300 350 0 50 100 150 200 250 300 350 Hình 1. Bản đồ vị trí các khu vực nghiên cứu và mối quan hệ giữa áp suất tiền cố kết từ CRS và IL Đối với bài toán cố kết thấm, áp suất tiền cố kết là một trong những thông số đầu vào quan trọng bên cạnh chỉ số nén, hệ số cố kết thấm, và áp suất địa tầng hữu hiệu. Xác định thông số áp suất tiền cố kết thƣờng đƣợc thực hiện theo phƣơng pháp của Casagrande (1936) dựa trên kết quả thí nghiệm cố kết truyền thống IL; vì thế, giá trị áp suất tiền cố kết thƣờng không đƣợc xác định một cách chính xác do các điểm dữ liệu thí nghiệm rời rạc. dẫn đến sai khác khi tính toán độ lún của nền đất yếu, là kết quả quan trọng trong việc quyết định cao độ hoàn ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 54 thiện của công trình và công tác duy tu vận hành công trình trong tƣơng lai đặc biệt là đối với công trình đƣờng giao thông và bãi chứa hàng hóa đƣợc xây dựng trên nền đất yếu ở Việt Nam. Hình 1 thể hiện vị trí 4 công trình trong bài nghiên cứu này. Một công trình ở khu vực Hải Phòng có lớp đất sét yếu dày vào khoảng 8 m đến 9 m thuộc Đồng Bằng sông Hồng, các công trình còn lại ở khu vực Đồng Bằng sông Mekong lần lƣợt là Cái Mép có chiều dày lớp đất yếu là 35 m thuộc Bà Rịa, Vũng Tàu; Hiệp Phƣớc có chiều dày lớp đất yếu 38 m thuộc TP. HCM; và Cà Mau có chiều dày lớp đất yếu là 17 m. Các công trình này bao gồm điều kiện đất yếu rộng khắp Việt Nam từ Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông Mekong, và vì thế có thể đại diện cho đất yếu của Việt Nam và có ảnh hƣởng nhất định đến phƣơng án xử lý nền. 'c (kPa) D e p th ( m ) CRST ILT 'v0 CPTU 'v0+d' CaiMep 'v0+30 'v0+45 'v0+30 'v0+20 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 140 280 420 'c (kPa) HiepPhuoc 0 140 280 420 'c (kPa) HaiPhong 0 140 280 420 'c (kPa) CaMau 0 140 280 420 Hình 2. Áp suất tiền cố kết và áp suất địa tầng theo chiều theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau Hơn nữa, hình 1 thể hiện mối quan hệ giữa áp suất tiền cố kết theo sơ đồ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS và áp suất tiền cố kết theo sơ đồ truyền thống IL đối với các khu vực công trình đang nghiên cứu. Tỷ số giữa kết quả từ CRS so với IL trung bình là 1.16. Áp suất tiền cố kết theo thí nghiệm CRS luôn lớn hơn các gia trị từ thí nghiệm truyền thống IL từ 5 % đến 25 %. Điều này giải thích tại sao độ lún tính toán trong thực tế lại nhỏ hơn độ lún đo đƣợc ở hiện trƣờng trong một số trƣờng hợp. Hình 2 thể hiện áp suất tiền cố kết và áp suất địa tầng theo chiều sâu dựa trên kết quả nhiều loại thí nghiệm khác nhau nhƣ CRS, IL, xuyên tĩnh có đo áp lực nƣớc lỗ rỗng (CPTu) cho 4 khu vực công trình. Áp suất tiền cố kết theo kết quả thí nghiệm CPTu dao động từ 1/5 đến 1/3 sức kháng mũi côn hiệu chuẩn (qT-v0) lần lƣợt từ Cà Mau đến Hiệp Phƣớc. Mối quan hệ này có thể đƣợc viết lại bằng phƣơng trình sau đây: )( 3 1 5 1 ' 0vTc q         (1) Đồ thị cũng thể hiện giá trị áp suất quá tải địa tầng (POP) của trầm tích Hollocene Việt Nam cho các khu vực nghiên cứu dao động từ 20 kPa ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 55 ở Cà Mau đến 30 kPa ở Hải Phòng trong khi đó giá trị này dao động từ 30 kPa ở Cái Mép đến 45 kPa ở Hiệp Phƣớc đối với độ sâu đến 20 m và 60 kPa đến 85 kPa đối với độ sâu từ 20 m đến 38 m, và có thể đƣợc viết lại theo phƣơng trình bên dƣới đây:      )20)(8560('' )20)(4520('' 0 0 m m vc vc   (2) Điều này cho thấy rằng đất yếu trầm tích Hollocene ở Việt Nam luôn ở trạng thái cố kết trƣớc và hệ số cố kết trƣớc luôn lớn hơn 1. Đối với khu vực Hải Phòng, đất sét yếu có chiều dày chỉ vào tầm 8 m đến 9 m ở phía trên, và bên dƣới là lớp đất sét cứng có áp suất tiền cố kết lên đến 280 kPa ở độ sâu vào khoảng 11 m. Hình 3 so sánh mối quan hệ của đƣờng cong nén lún e-log’v theo kết quả từ thí nghiệm CRS và IL đối với các khu vực công trình đƣợc nghiên cứu ở Việt Nam từ Đồng Bằng sông Hồng đến sông Mekong. Từ đó dễ dàng thấy rằng áp suất tiền cố kết từ thí nghiệm CRS luôn lớn hơn giá trị này từ thí nghiệm IL; tuy nhiên, hệ số cố kết thấm đối với 2 loại thí nghiệm này là gần nhƣ nhau không phụ thuộc vào sơ đồ thí nghiệm. Hơn nữa, thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS) lại có những ƣu điểm nhất định so với sơ đồ thí nghiệm truyền thống (IL) nhƣ là: 1) thời gián thí nghiệm ngắn hơn, chỉ từ 1 đến 2 ngày kể quả quá trình chuẩn bị mẫu trong khi thời gian ngày ít nhất là 7 ngày đối với thí nghiệm truyền thống (IL); 2) dữ liệu kết quả thí nghiệm liên tục và đƣợc lƣu tự động do đó độ tin cậy cũng cao hơn hẳn thí nghiệm truyền thống. Kết quả là việc xác định áp suất tiền cố kết từ dữ liệu thí nghiệm liên tục nhƣ CRS trở nên đơn giản hơn nhiều và chính xác hơn so với khi xác định giá trị này từ dữ liệu rời rạc theo từng cấp tải trọng ở thí nghiệm cố kết gia tải từng cấp truyền thông (IL). Rõ ràng là theo kết quả tiêu biểu trên Hình 3 chỉ số nén của đất yếu từ thí nghiệm CRS và IL hầu nhƣ là không khác nhau đối với các khu vực công trình đang nghiên cứu. Tại các công trình này trầm tích Hollocene đƣợc cho là đất sét yếu với hệ số rỗng lớn dao động từ 1.3 đến 2.6 tuy từng vị trí công trình và độ sâu của mẫu. Đó là nguyên nhân cho thấy áp suất tiền cố kết của đất sét yếu là một trong những thông số quan quan trọng cần đƣợc xác định một cách chính xác để phục vụ bài toán phân tích cố kết thấm cho các công trình thuộc Đồng Bằng sông Hồng và sông Mekong. V o id R a ti o , e 'v (kPa) CaiMep HiepPhuoc CaMauHaiPhong GL. +3.50 GL. +4.49 GL. +2.85 GL. +2.80 CRST ILT 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4 c v ( c m 2 /d ) 101 102 103 101 102 103 104 'v (kPa) 'v (kPa) 'v (kPa) 101 102 103 101 102 103 101 102 103 Hình 3. So sánh kết quả thí nghiệm CRS và IL ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 56 4. PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM Mô hình của bài toán Tính nén lún của đất biến thiên theo cấp ứng suất với quan hệ theo đƣờng cong e-log’v có hình chữ S, vì thế bài toán phân tích cố kết có thể chƣa sai số nếu nhƣ một chỉ số nén bằng hằng số đƣợc sử dụng Vì vậy, các tác giả áp dụng mô hình bài toán với 3 giá trị chỉ số nén khác nhau ở các giai đoạn gia tải khác nhau. Giá trị chỉ số nén/nở đầu tiên là Cr đƣợc sử dụng trong giai đoạn nền đất đƣợc nén lại (hoặc giai đoạn cố kết trƣớc); giá trị Cc1 đƣợc sử dụng khi cấp tải vƣợt qua áp suất tiền cố kết ’c (’y) và bé hơn giá trị áp suất ’p là giá trị áp suất mà tại đó đặc tính nén lún của nền đất giảm đi; giá trị Cc2 đƣợc sử dụng khi cấp tải trọng lớn hơn ứng suất ’p nhƣ thể hiện ở hình 4. Unit cell model of vertical drain Layer-1 Layer-i Layer-n Im p ro v e d s tr a ta , n l a y e rs d e Layer-i: h0i Discretization Radial: Nri Vetical: Nvi Vertical drain dia. Eq ui va le nt d ia . r = N r idr h0i = Nvidh dw Layer-2 c v (c m 2 /d ) 'v(kPa) cv(OC) cv(NC) ~10cv(NC) 101 102 103 V o id r at io , e  v 0 '  c'  p ' Cr or Cc(OC) Cc1 Cc2 CRS data 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4 101 102 103 Hình 4. Mô hình cho bài toán cố kết thấm dựa trên kết quả thí nghiệm CRS V o id R a ti o , e 'v (kPa) Cai Mep 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4 2.8 c v ( c m 2 /d ) 101 102 103 101 102 103 104 'v (kPa) Hai Phong 101 102 103101 102 103 'v (kPa) Hiep Phuoc 'v (kPa) Ca Mau 101 102 103 Hình 5. Kết quả thí nghiệm CRS ở các khu vực nghiên cứu ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 57 Phần mềm phân tích bài toán cố kết thấm Phần mềm sai phân hữu hạn CONSOPRO để giải bài toán đối xứng trục đƣợc nhóm tác giả phát triển tại viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam (SIWRR) cho phân tích bài toán cố kết thấm với bấc thấm kết hợp gia tai có hoặc không có bơm hút chân không. Một trụ tƣơng đƣơng xung quanh bấc thấm đƣợc xét đến trong bài toán này nhƣ hình 4, ngay khi bấc thấm đƣợc cắm vào nền thì bấc thấm trở thành biên thoát nƣớc của trụ tƣơng đƣơng đang xét quan bấc thấm trong bài toán cố kết thấm đồng thời. Phần mềm CONSOPRO cho phép xét đến 20 lớp đất riêng biệt với các đặc trƣng độc lập và đến 50 trƣờng hợp gia tải từng cấp khác nhau trong thực tế thi công công trình. Kết quả xuất ra từ phần mềm bao gồm: 1) Độ lún theo thời gian của từng lớp đất đƣợc xét; 2) Độ lún tổng theo thời gian của toàn nền đất đang xét; 3) Ứng suất hữu hiệu theo thời gian cho từng lớp đất đang xét; 4) Biến dạng theo thời gian của từng lớp đất đang xét Nguyen (2015). Phƣơng pháp tính toán này rất hữu ích cho việc thi công đắp nền trên khu vực rộng lớn hoặc các dự án xử lý nền đất yếu ở Việt Nam. Các thông số đầu vào cho bài toán cố kết thấm Thông số đầu vào cho bài toán cố kết thấm của các khu vực nghiên cứu đƣợc xác định dựa trên kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS trên các mẫu chất lƣợng cao đƣợc thu thập bằng ống lấy mẫu Piston nhƣ mô tả ở phần trên. Một số thông số đầu vào cho bài toán cố kết thấm bằng phƣơng pháp sai phân hữu hạn đã đƣợc các tác giả báo cáo chi tiết trong các bài báo của cùng nhóm tác giả trƣớc đó nhƣ (Nguyen and Tran (2015), Nguyen and Tran 2016, Nguyen et al. 2016). Hình 5 thể hiện kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi của 4 khu vực nghiên cứu với tốc độ biến dạng là 0,02%/phút. Rõ ràng là hệ số rỗng ở ngay giá trị áp suất địa tầng luôn lớn hơn 1,2 đối với các mẫu thí nghiệm ở các khu vực nghiên cứu. Đối với khu vực Hải Phòng, lớp đất có hệ số rỗng bé hơn 1,0 đƣợc cho là lớp đất sét cứng và không xét đến trong bài toán phân tích cố kết thấm ở khu vực này. Phân tích bài toán cố kết thấm Một loạt bài toán phân tích cố kết thấm bằng phƣơng pháp sai phân hữu hạn (FDM) đƣợc tác giả thực hiện trên nền phần mềm CONSOPRO cùng với việc sử dụng mô hình bài toán theo hình 4 và kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS theo hình 5. Dữ liệu quan trắc hiện trƣờng đại diện cho 4 khu vực nghiên cứu bao gồm độ lún mặt tại bàn đo lún, áp lực lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ từ các đầu đo piezometer cũng đƣợc sử dụng để so sánh với kết quả tính toán có đƣợc từ phần mềm CONSOPRO nhƣ trên hình 6. Trong số 4 khu vực nghiên cứu thì 3 khu vực có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trƣớc bằng cát đắp trong khi đó thì khu vực nghiên cứu tại Cà Mau còn có kết hợp cả bơm hút chân không nhằm rút ngắn thời gian thi công; và giảm độ lún dƣ trong giai đoạn vận hành công trình. Thời gian cho công tác xử lý nền ở Cà Mau là 180 ngày trong khi ở 3 khu vực còn lại hơn 1 năm. Bấc thấm đƣợc ép tĩnh hoặc ép rung xuống hết chiều dày lớp đất trầm tích yếu Hollocene cho tất cả các khu vực nghiên cứu trừ trƣờng hợp ở Cà Mau do có áp dụng biện pháp hút chân không nên bấc thấm có cao độ mũi cao hơn đáy lớp đất yếu 1 m. Bấc thấm đƣợc bố trí theo lƣới ô vuông ở Cái Mép, Cà Mau và theo lƣới tam giác ở Hiệp Phƣớc và Hải Phòng. Bảng 1 tóm tắt các thông ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 58 số đầu vào cho bấc thấm (PVDs), hệ số cố kết của đất trầm tích Hollocene ở các khu vực nghiên cứu, các chỉ số nén, độ lún cố kết cuối cùng SF, độ lún tính toán và quan trắc ở thời điểm dỡ tải cho trƣớc St1 và St2 tƣơng ứng với các khu vực công trình nghiên cứu cũng nhƣ tóm tắt các giá trị hệ số rỗng, độ ẩm và giới hạn chảy (LL) của nền đất yếu đối với 4 công trình này. Sữ khác biệt giữa kết quả tính toán và kết quả quan trắc dao động từ -5,54 % đến 2,19%, và dễ dàng nhận thấy rằng sự khác biệt này là không lớn và có thể chấp nhận đƣợc trong thực tế thiết kế và xây dựng đối với công tác xử lý nền đất yếu ở Việt Nam. Hình 6 thể hiện kết quả tính toán độ lún mặt theo thời gian bằng phần mềm CONSOPRO rất phù hợp với kết quả quan trắc hiện trƣờng. Kết quả độ lún cố kết tính toán cuối cùng theo thời gian có giá trị từ 10,83 % đến 12,33 % chiều dày lớp đất yếu. Bảng 1. Bảng tỏm tắt thông số sử dụng cho các khu vực nghiên cứu Đặc trƣng/Công trình Cái Mép Hiệp Phƣớc Hải Phòng Cà Mau Chiều dày đất yếu, m 34,0 35,0 9,0 16,0 Chiều dài PVD, m 34.0 35,0 9,0 15,0 Lƣới PVD Vuông Tam giác Tam giác Vuông Chiều rộng PVD, mm 100 100 100 100 Chiều dày PVD, mm 4 4 4 4 ch(OC)/cv(OC) 3,0 3,0 1,5 3,0 cv(OC)/cv(NC) 10 10 10 10 cv(NC), cm 2 /d 15-55 15-145 35-205 22-700 Cc 0,85-1,80 0,65-2,70 0,48-0,91 0,42-1,10 Thời gian xử lý, ngày 540 640 373 180 Độ lún cuối cùng SF, cm 411 379 111 188 Độ lún tính toán tại t St1, cm 381 357 110 183 Độ lún quan trắc tại t St2, cm 383 363 104 187 Khác biệt, % 0,52 1,68 -5,54 2,19 Độ ẩm, % 53-123 53-93 30-71 58-80 Giới hạn chảy, % 57-128 56-65 45-77 62-90 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 59 E .L . (m ) Cai Mep Hiep Phuoc Hai Phong Ca Mau Field monitoring data Calculated by CONSOPRO 0 2 4 6 8 10 S e tt le m e n t (c m ) PVD+Surcharge Square pattern Spacing: 120 cm Sizing: 100x4 mm 2 0 150 300 450 PVD+Surcharge Triangle pattern Spacing: 150 cm Sizing: 100x4 mm 2 PVD+Surcharge Triangle pattern Spacing: 110 cm Sizing: 100x4 mm 2 0 130 260 390 PVD+Surcharge+Vacuum Square pattern Spacing: 100 cm Sizing: 100x4 mm 2 E P W P ( k P a) -7.38 m-10.00 m -10.00 m 0 200 400 600 -20 0 20 40 60 0 200 400 600 800 0 80 160 240 Hình 6. Kết quả phân tích cố kết thấm so sánh ở 4 khu vực nghiên cứu Để nghiên cứu mức độ tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ phát sinh trong nền đất yếu trong quá trình gia tải trƣớc, các đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng dây rung đƣợc lắp đặt vào trong nền trƣớc khi tiến hành thi công gia tải ở toàn bộ các công trình nghiên cứu trừ khu vực Hải Phòng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ theo hình 6 đạt giá trị lớn nhất ngay cuối giai đoạn gia tải và/hoặc bơm hút chân không đạt cực đại và sau đó tiêu tán nhanh một cách đáng kể. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ tính toán dựa trên số liệu quan trắc có kể đến hiệu chỉnh độ lún của đầu đo theo thời gian. Đƣờng cong tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ tính toán cũng tƣơng đồng tốt với kết quả quan trắc hiện trƣờng ở Cái Mép, Hiệp Phƣớc và Cà Mau. 5. THẢO LUẬN Đất sét yếu Hollocene ở Việt Nam có mối quan hệ nén lún e-log’v theo đƣờng cong S, chỉ đƣợc thấy và xác định trên mẫu thí nghiệm nguyên dạng chất lƣợng cao thu thập bằng ống lấy mẫu Piston. Ngay cả khi thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi đƣợc sử dụng thì điều quan trọng vẫn là phải đảm bảo chất lƣợng mẫu thu thập tại hiện trƣờng. Hầu hết thí nghiệm Oedometer thực hiện trên đất sét yếu ở Việt Nam cho kết quả tỷ số cố kết trƣớc bé hơn 1, điều này hầu nhƣ do nguyên nhân sử dụng ống mẫu hở thành mỏng Shelby đã làm cho mẫu không còn nguyên dạng. Kết quả nghiên cứu này cho thấy mối tƣơng đồng tốt giữa dữ liệu quan trắc hiện trƣờng so với kết quả tính toán bằng phƣơng pháp sai ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 60 phân hữu hạn bằng phần mềm CONSOPRO với các thông số đầu vào đƣợc xác định từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi trên đất sét yếu ở Việt Nam. Tuy vậy, phƣơng pháp thí nghiệm này chƣa đƣợc nêu trong qui trình thí nghiệm chính thức ở Việt Nam và vì thế rất ít khi đƣợc ứng dụng vào thực tế thiết kế và xây dựng công trình xử lý nến đất yếu ở Việt Nam dẫn đến kết quả quan trắc hiện trƣờng thƣờng rất khác biệt với giá trị tính toán trong giai đoạn thiết kế về độ lún nền đất đối với nhiều công trình xây dựng trên nền đất yếu gây khó khăn trong công tác thi công công trình nhƣ xác định đúng giá trị cao độ hoàn thiện, chiều dày bù lún và ƣớc tính độ lún dƣ phục vụ trong công tác duy tu và vận hành công trình. KẾT LUẬN  Trầm tích yếu Hollocene ở Việt nam trong điều kiện tự nhiên luôn ở trạng thái cố kết trƣớc ngay cả khi có hệ số rỗng lớn hơn 1.  Áp suất tiền cố kết có đƣợc từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS) lớn hơn giá trị có đƣợc từ thí nghiệm cố kết gia tải từng cấp truyền thống (IL) theo hệ số 1.16 đối với trầm tích yếu Hollocene ở Việt Nam. Áp suất địa tầng quá tải (POP) của tầng trầm tích Hollocene ở Việt Nam dao động từ 20 kPa đến 45 kPa trong 20 m trên cùng và từ 60 kPa đến 85 kPa cho lớp đất bên dƣới sâu hơn 20 m.  Các thông số đầu vào cho bài toán cố kết thấm xác định dựa trên kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi theo tốc độ biến dạng 0.02%/phút cho kết quả tính toán bài toán cố kết thấm theo phƣơng pháp sai phân hữu hạn (FDM) trên phần mềm CONSOPRO cho kết quả tƣơng thích với dữ liệu quan trắc hiện trƣờng theo độ lún, tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ đối với 4 khu vực công trình đang nghiên cứu, tƣơng đồng với kết quả công bố trƣớc đó của cùng nhóm tác giả (Nguyen and Tran (2015), Nguyen and Tran 2016, Nguyen et al. 2016).  Hệ số cố kết thấm ngang biểu kiến cho lớp đất trầm tích yếu Hollocene ở Việt Nam tƣơng đồng với dữ liệu đã đƣợc nhóm tác giả công bố trƣớc đó (Nguyen and Tran 2015, Nguyen and Tran 2016, Nguyen et al. 2016) theo mối quan hệ ch(OC) = 3.0cv(OC), ch(NC) = 3.0cv(NC) và cv(OC) = 10cv(NC) đối với 3 khu vực nghiên cứu đầu tiên trong khí đó ch(OC) = 1.5cv(OC) và ch(NC) = 1.5cv(NC) đối với khu vực Hải Phòng. LỜI CẢM ƠN Nhóm tác giả chân thành biết ơn và gửi lời cảm ơn đến Ban Quản Lý Dự Án 85 (PMU-85) và Ban Quản Lý Dự Án Hàng Hải 2 vì đã cho phép sử dụng số liệu của dự án tác giả tham gia trực tiếp vào nghiên cứu này ở viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam (SIWRR). TÀI LIỆU THAM KHẢO Bui, T. M. (2003). Initial Evaluation of Consolidation Characteristics of Mekong Soft Clay and Their Use in Engineering Practice. Hanoi Engineering Geology Workshop. Ha Noi: 1-13. Byrne, P. M. and Y. Aoki (1969). "The strain controlled consolidation test." Soil Mechanics Series, The University of British Columbia 9: 1-25. Casagrande, A. (1936). The determination of the pre-consolidation load and its practical significance: Discussion D-34. The first international conference on soil mechanics and foundation engineering. Havard University, Cambridge. 3: 60-64. Crawford, C. B. (1964). "Interpretation of the consolidation test." Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE 90(SM5): 87-102. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 61 Dao, T. V. T., T. N. Le and C. O. Nguyen (2013). A case study of braced excavation using steel sheet pile wall in Thi Vai soft clay. Geotechnics for Sustainable Development - Geotec Hanoi 2013. P. D. Long. Hanoi, Vietnam, Construction Publishing House: 227-234. Korhonen, O. and M. Lojander (1997). Settlement estimation by using continuous oedometer test. Proceedings of the 14th ICSMFE. Hamburg, Germany. 1: 343-346. Leroueil, S., M. Kabbaj, F. Tavenas and R. Bouchard (1985). "Stress–strain–strain rate relation for the compressibility of sensitive natural clays." Géotechnique 35(2): 159-180. Leroueil, S., L. Samson and M. Bozozuk (1983a). "Laboratory and field determination of preconsolidation pressure at Gloucester." Canadian Geotechnical Journal 20: 477-490. Leroueil, S., F. Tavenas, L. Samson and P. Morin (1983b). "Preconsolidation pressure of Champlain clays. Part II. Laboratory determination." Canadian Geotechnical Journal 20: 803-816. Nguyen, C. O. (2015). CONSOPRO Software (in DVD). Southern Institute of Water Resource Research. C. O. Nguyen. Vietnam, Vietnam Copyright Office. Version 1.0: 0-226. Nguyen, C. O., T. V. T. Dao and C. T. V. Ta (2016). Finite element analysis of a braced excavation in marine soft clay. Geotechnics for Sustainable Development-Geotec Hanoi. P. D. Long. Hanoi, Vietnam, Construction Publishing House: 441-449. Nguyen, C. O. and T. T. Tran (2015). Consolidation analysis of Vietnam soft marine clay by finite difference method with application of constant rate of strain consolidation test. Fifth International Conference on Geotechnique, Construction Materials and Environment. H. Zakaria. Osaka, Japan, The GEOMATE International Society. 5: 271-276. Nguyen, C. O. and T. T. Tran (2016). "Application of constant rate of strain consolidation test in consolidation analysis with varied PVD length." Vietnam Geotechnical Journal 20(4): 33-41. Nguyen, C. O., T. T. Tran and T. V. T. Dao (2016). Finite difference analysis of a case study of vacuum preloading in Southern Vietnam. Sixth International Conference on Geotechnique, Construction Materials and Environment. H. Zakaria. Bangkok, Thailand, The GEOMATE International Society: 308-313. Smith, R. E. and H. E. Wahls (1969). "Consolidation under constant rate of strain." Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE 95(SM2): 519-539. Takemura, J., Y. Watabe and M. Tanaka (2007). Characterization of alluvial deposits in Mekong Delta. Characterisation and Engineering Properties of Natural Soils, Taylor & Francis Group, London. 1: 1805-1829. TCVN4200:2012 (2012). Đất xây dựng - phƣơng pháp xác định tính nén lún trong phòng thí nghiệm, Bộ Khoa Học và Công Nghệ. Wissa, A. E. Z., J. T. Christian, E. H. Davis and S. Heiberg (1971). "Consolidation at Constant Rate of Strain." Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE 97(SM10): 1393- 1413. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 62 Người phản biện: GS, TS. NGUYỄN VĂN THƠ