Design of sand moving operation: back analysis and settlement prediction
Nguyễn Thành Chí, Võ Minh Thắng, Vũ Anh Quân, Trương Trọng Quý
HaskoningDHV Vietnam. E-mail: [email protected]
Nguyễn Quốc Huy
Aurecon Vietnam. E-mail: [email protected]
Tóm tắt
Ground improvement by prefabricated vertical drains (PVD) and additional surcharge loading is a robust method that is widely used in the practice of reclamation. Detailed design provides a reasonable estimation for a contractual purpose. During construction, monitoring and back analysis are frequently used to deal with the high-variability nature of the soft soils. In this paper, the sand moving operation in the construction of Gemalink International Container Terminal at Cai Mep River, Vung Tau is presented. In this design, the back analysis was carried out to capture the evolution of soil compressibility and to predict the long-term settlement of the reclamation area during operation and give recommendations on whether the surcharge load should be increased, decreased or completely removed.
Xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm đứng (PVD) và gia tải thêm là một phương pháp hiệu quả được sử dụng rộng rãi trong thực tế. Công tác thiết kế chi tiết phù hợp với việc ước tính khối lượng công tác thi công cho mục đích lập hợp đồng. Còn trong quá trình xây dựng, việc quan trắc và phân tích ngược thường được sử dụng để ứng phó với tính bất định của nền đất yếu. Bài báo này trình bày công tác luân chuyển cát trong quá trình thi công xây dựng Cảng container quốc tế Gemalink tại sông Cái Mép, Vũng Tàu. Công tác phân tích ngược được thực hiện để có thể tính toán sự thay đổi về tính nén lún của đất nền và dự đoán độ lún lâu dài của khu vực được xử lý trong quá trình vận hành và đưa ra khuyến nghị về việc nên tăng, giảm hay loại bỏ hoàn toàn tải trọng đắp thêm.
Giới thiệu
Trong các dự án san lấp gần khu vực cửa sông trên thế giới, việc cải tạo các lớp trầm tích dày luôn là một công việc không thể tránh khỏi. Trong các biện pháp cải tạo thường dùng, phương pháp gia tải trước kết hợp với hệ thống bấc thấm (PVD) và hút chân không luôn là một trong những phương pháp được sử dụng rộng rãi nhất (Bo và cộng sự 2003, Chu và cộng sự 2014). Mặc dù phương pháp này có tính hiệu quả và kinh tế cao, điểm mấu chốt của thành công trong phương pháp này là liệu việc quan trắc và dự đoán lún có được thực hiện một cách đáng tin cậy hay không. Dù có nhiều nghiên cứu để tính toán quá trình cố kết và dự đoán độ lún dài hạn, việc đánh giá không đúng mức vẫn thường xảy ra (Bo et al. 2003). Nguyên nhân có thể là do hạn chế của về lý thuyết tính toán, việc biện giải các thông số đất, sự suy giảm hiệu quả của PVD và trình tự xây dựng (Chu và cộng sự 2014).
Các phương pháp quan trắc và phân tích số thường được sử dụng để dự đoán độ lún cuối cùng và đánh giá các thông số nén lún (Asaoka 1978, Bergado 1992). Việc kết hợp cả hai phương pháp cho phép xác nhận rằng đất đã được xử lý đúng cách, tải đắp thêm trong quá trình thi công có thể dỡ bỏ và độ lún dài hạn trong quá trình khai thác đạt tiêu chuẩn thiết kế. Việc phân tích quá trình gia tải, hiệu chỉnh các tham số nén lún và dự đoán độ lún dài hạn được gọi là phân tích ngược và đã được sử dụng thường xuyên hơn trong thực tế (Debats và cộng sự 2013).
Bài báo này trình bày phân tích ngược trong thiết kế thi công công tác vận chuyển cát trong quá trình san lấp nền bến container của Cảng container quốc tế Gemalink, cảng biển sâu nhất Việt Nam trong đó việc tăng/giảm chiều cao phụ tải và dỡ tải được quyết định hoàn toàn bởi kết quả phân tích ngược.
Mô tả dự án
Thông tin dự án
Dự án phát triển Cảng container quốc tế Gemalink tại sông Cái Mép, tỉnh Bà Rịa Vũng Tàu, Việt Nam (Hình 1, trên cùng bên trái) được khởi công vào năm 2010. Do khủng hoảng kinh tế, dự án đã tạm dừng sau 18 tháng (trong tổng số 39 tháng) thi công, trong đó khoảng 39% công việc đã được hoàn thành.
Dự án tái khởi động vào năm 2017 bao gồm thiết kế lại cầu cảng dài 800m, 3 cầu dẫn, thiết kế công tác nạo vét và kè bảo vệ xói lở và thiết kế thi công công tác san lấp. Trong tất cả các gói thầu, thiết kế lại chi tiết của công tác san lấp, cải tạo đất có kể đến tình hình hiện tại tại khu vực thi công và dữ liệu độ lún được ghi lại từ năm 2010 được thực hiện trước tiên.
Hiện trạng dự án năm 2017 được giới thiệu trong Hình 1 (trên & dưới bên phải). Phân tích ngược khi bắt đầu quá trình thiết kế lại cho thấy Phân khu 1, 2 và 3 (Hình 1, phía dưới bên trái, không được phủ màu) đã hoàn thành, trong khi các khu vực còn lại chưa đạt mặc dù PVD và các thiết bị quan trắc đã được lắp đặt, và đang có cả phần tải đắp thêm. Từ năm 2018 đến năm 2020, công tác luân chuyển cát kết hợp phân tích ngược được thực hiện hàng tháng để hoàn thiện các phân khu còn lại. Năm 2021, công việc cải tạo cuối cùng tập trung chủ yếu vào các phân khu S4-4, S4-6 và S4-8 (khu I) và các phân khu S4-2, S4-3a (khu II). Phân tích ngược cho khu vực II được trình bày trong bài viết này.
Điều kiện và tiêu chí thiết kế
Phương pháp thiết kế của dự án này tuân theo Tiêu chuẩn Châu Âu (Eurocode 1 và 7), Tiêu chuẩn Anh (British Standard), PIANC, API và các tiêu chuẩn/hướng dẫn liên quan khác.
Sau khi xem xét điều kiện và tần suất xếp container trên phần bãi, hoạt tải phân bố đều 15 kPa được áp dụng trong quá trình vận hành; lớp áo và các tiện ích trên phần sân bãi được coi là tĩnh tải. Do có các lớp đất sét rất mềm đến mềm nên tiêu chuẩn độ lún sau đây đã được áp dụng: (1) độ lún dư 75cm trong 20 năm vận hành và (2) độ lún chênh lệch dưới 1% trên toàn khu vực.
Điều kiện địa chất – địa kỹ thuât
Đặc trưng của địa tầng khu vực dự án là sự hiện diện của các lớp ĐẤT SÉT nhão (1a) đến dẻo chảy (1b) đến dẻo mềm (1c), tiếp theo là các lớp ĐẤT SÉT pha cát và CÁT bụi bên trên lớp GRANITE phong hóa ở độ sâu từ -50 đến -70mCD, Hình 2. Các lớp đất mềm (1a đến 1c) có tổng chiều dày gần 40 m, cường độ kém và tính nén lún cao, Bảng 1. Các thông số đất là dữ liệu đầu vào của phân tích ngược.
Trong phân tích lún và ổn định, các lớp đất yếu được chia thành các đơn vị (1ai, 1bi, 1ci – cam) sẽ được cải tạo và các đơn vị (1ai, 1bi, 1ci* – hồng) nằm trong khu vực chuyển tiếp giữa cầu cảng và khu vực bãi (có chiều rộng khoảng 20m theo thiết kế).
Hệ thống quan trắc
Gói lắp đặt thiết bị và quan trắc lún đã được tiến hành vào đầu năm 2018. Tổng số thiết bị quan trắc bao gồm 72 bàn đo lún (Sokkia), 3 giếng quan sát (GK101), 7 áp kế (GK404), 9 thiết bị đo độ nghiêng (GK604) và 7 máy đo lún theo độ sâu (Ấn Độ). Việc giám sát được thực hiện hai tuần một lần. Sơ đồ gia tải trước và lắp đặt thiết bị ở góc phía Bắc được thể hiện trên Hình 3 (trái).
Trong bài báo này, các kết quả phân tích ngược cho các Vùng S4-2 (với bàn đo lún ASP27, SA1, SA2 và SA3) và S4-3a (SA6 và S20) được trình bày trên Hình 3 (phải). Trong quá trình phân tích, việc cần chú ý là bên cạnh kết quả từ bàn đo lún, giá trị đo chính xác của mực nước cũng đóng vai trò rất quan trọng trong quá trình phân tích ngược.
Phương pháp tính toán
Mô hình tính lún
Mô hình NEN-Bjerrum được sử dụng trong tính toán lún bởi khả năng tính toán lún không đàn hồi gây ra bởi từ biến nhớt-dẻo và quá trình dỡ tải/gia tải lại (Bjerrum, 1972; Den Haan 1994). Mô hình NEN-Bjerrum sử dụng các tham số dựa trên biến dạng tuyến tính Cr, Cc và Cα để biểu diễn đặc tính nén lún của đất; các thông số này có thể được xác định từ thí nghiệm cố kết. Chỉ số nén lại Cr mô tả độ cứng đàn hồi trong quá trình dỡ tải và gia tải lại; chỉ số nén sơ cấp Cc và nén thứ cấp Cα lần lượt mô tả biến dạng đàn hồi-dẻo và tốc độ từ biến nhớt trong quá trình gia tải ban đầu. Trong mô hình NEN-Bjerrum, tốc độ từ biến sẽ giảm khi độ quá cố kết tăng lên và độ quá cố kết sẽ tăng lên do dỡ tải và do thời gian gia tải kéo dài. Hiệu ứng từ biến được xem xét khi ứng suất làm việc cao hơn áp lực tiền cố kết.
Mô hình tính cố kết
Trong quá trình gia tải trước áp lực nước lỗ rỗng dư trong đất yếu sẽ xuất hiện và tiêu tán theo thời gian. Để đẩy nhanh quá trình cố kết này, hệ thống bấc thấm đứng (PVD) được lắp đặt.
Có hai mô hình tính toán chính thường được sử dụng trong phân tích quá trình cố kết, đó là mô hình Terzaghi và Darcy. Mô hình Darcy sử dụng lời giải chính xác từng bước của ứng suất có hiệu và áp lực nước lỗ rỗng tại các điểm khác nhau trong miền tính toán theo thời gian (Deltares 2021); trong khi mô hình Terzaghi sử dụng độ cố kết theo thời gian theo lý thuyết Terzaghi (Terzaghi và Peck, 1967). Mô hình Terzaghi không kể đến ảnh hưởng của từ biến lên quá trình cố kết trong khi mô hình Darcy thì có.
Mô hình cố kết của Darcy dựa trên phương trình chứa thế năng:
trong đó φ là cột nước thủy lực dư (m), ky là hệ số thấm thẳng đứng (m/ngày), dε⁄dt là tốc độ biến dạng tuyến tính và L là đại lượng tổn thất do thoát nước thẳng đứng dựa trên chênh lệch giữa cột nước trung bình (φ) và cột nước thoát nước (φdrain), kích thước thoát nước (λ, m), độ rỗng (n) của các lớp đất, trọng lượng đơn vị (γw, kN/m3) và mô đun biến dạng thể tích (Kw, kN/m2) của nước.
Bên cạnh đó, hệ số thấm phụ thuộc vào biến dạng nên quá trình lún và cố kết được tính toán đồng thời dựa vào phương trình:
trong đó, CR=Cc/(1+e0), RR=Cr/(1+e0), σp là áp lực tiền cố kết (kN/m2), cv là hệ số cố kết (m2/s), OCR là tỷ lệ quá cố kết và γw là trọng lượng đơn vị của nước (kN/m3).
Trong bài báo này, mô hình NEN-Bjerrum cho ứng xử lún và mô hình Darcy cho quá trình cố kết được kết hợp để phân tích ứng xử lún khi có bấc thấm. Phần mềm D-Settlement trong Bộ công cụ địa kỹ thuật Deltares (Deltares 2021) đã được sử dụng cho phân tích này.
Trình tự tính toán phân tích ngược
Quá trình phân tích ngược bao gồm bốn bước sau:
a. Bắt đầu với phân khu S4-2, kết quả đo đạc từ bàn đo lún ASP27 được lấy làm đầu vào để phân tích và tính toán bộ tham số nén lún phù hợp ban đầu.
b. Các tham số nén lún từ (a) sẽ được hiệu chỉnh theo các kết quả đo từ các bàn đo lún SA1, SA2 và SA3 để tìm được bộ tham số đại diện cho toàn phân khu.
c. Bộ tham số từ (b) sau đó được hiệu chỉnh theo các kết quả đo từ các bàn đo lún SA6 và SA20 để đạt được bộ tham số cuối cùng.
d. Bộ tham số từ (c) sẽ được hiệu chỉnh cùng lúc với các kết quả đo từ toàn bộ sáu bàn đo lún trên hai phân khu.
Trong quá trình hiệu chỉnh, trọng lượng đơn vị và hệ số cố kết được cố định trong khi các thông số khác được phép thay đổi. D-Settlement cho phép sử dụng các trọng số khác nhau cho từng tham số cố kết hoặc nén lún, sau đó sử dụng phương pháp bình phương cực tiểu để tìm cực tiểu của không chỉ độ lệch giữa kết quả lún tính toán và giá trị thực đo mà còn cả độ lệch giữa các tham số ban đầu và các tham số đã sửa đổi.
Phân tích ổn định mái dốc
Phân tích ổn định tổng thể của các mái đất đắp được tính toán bằng phần mềm D-Geo Stability trong Bộ công cụ địa kỹ thuật Deltares (Deltares 2020). Cả hai dạng phá hoại trượt tròn và gãy khúc đều được xem xét dựa trên phương pháp Bishop và Spencer. Quy trình tính toán ổn định mái dốc tuân theo Eurocode 7 (BSI 2004) trong đó các hệ số từng phần được áp dụng cho tải trọng và thông số đất. Phương pháp thiết kế 1 (DA1), Tổ hợp 1 và 2 (Combination 1 & 2) đã được chọn.
Phương pháp SHANSEP (Charles 1991) được sử dụng để xác định sự gia tăng cường độ cắt không thoát nước của các lớp đất sét mềm như sau:
trong đó su và su0 là cường độ kháng cắt không thoát nước tính toán và cường độ cắt không thoát nước ban đầu (kPa), σv0′ là ứng suất có hiệu tăng thêm ban đầu, σv’ là ứng suất có hiệu theo phương thẳng đứng tại chỗ và σp’ là ứng suất tiền cố kết.
Kết quả phân tích
Quyết định dỡ tải
Giá trị các thông số nén lún của từng lớp đất thu được từ phân tích ngược được trình bày ở Bảng 2.
Kết quả phân tích ngược về độ lún theo thời gian được đưa ra trong Hình 4. Cả quá trình lún lẫn độ lún cuối cùng của số liệu thực đo và kết quả tính toán đều khá giống nhau sau khoảng thời gian 3000 ngày. Độ tương thích trước thời hạn 3.000 ngày chỉ mang ý nghĩa tham khảo và không phải là trọng tâm của phân tích ngược này vì giai đoạn đó bao gồm nhiều yếu tố không xác định do dự án bị tạm dừng.
Tốc độ lún thu được từ số liệu thực đo và tính toán từ mô phỏng được đưa ra trong Bảng 3. Sự tương đồng về tốc độ lún giữa mô phỏng và đo thực tế cho thấy rằng các tham số nén lún thu được từ phân tích ngược có thể dùng để biểu thị trạng thái thực tế của đất tại thời điểm tính toán. Tốc độ lún trung bình của các phân khu S4-2 và S4-3a là 2 mm/ngày (theo đo đạc) và 1.7 mm/ngày (theo mô phỏng) cho thấy phần tải đắp thêm đã không còn có tác động đáng kể nữa.
Do đó có thể kết luận rằng các thông số nén lún trong Bảng 2 có thể phản ánh khả năng nén lún của đất trong khu vực bao gồm các phân khu S4-2 và S4-3a.
Dự báo lún
Dự đoán độ lún được thực hiện dựa trên các giả định sau:
• Cuối tháng 3 năm 2021 dỡ tải đắp thêm, việc thi công mặt bãi mất 60 ngày.
• Thời gian vận hành bãi được tính là 20 năm kể từ khi hoàn thành mặt bãi.
• Tải trọng bản thân của lớp phủ bề mặt bãi container tương đương với chiều dày mặt đường 75cm được mô hình hóa thành tải 20kN/m3. Tải trọng vận hành 15kPa (tải container trung bình) được dùng trong tính toán.
Kết quả tính dự đoán lún trong 20 năm được trình bày trên Hình 5. Độ lún dư sau 20 năm tại sáu bàn đo lún ASP27, SA1, SA2, SA3, SA6 và S20 lần lượt là 0.75, 0.71, 0.67, 0.77, 0.78 và 0.75 m. Độ lún dư sau 20 năm tại bàn đo lún SA3 và SA6 nhỉnh hơn một chút so với giá trị chấp nhận được là 75 cm. Tuy nhiên, độ lún trung bình tại tất cả các phân khu S4-2 và S4-3a là 73.8cm, thỏa mãn độ lún tối đa cho phép là 75cm trong 20 năm. Xét thấy tốc độ lún tại thời điểm tính toán khá chậm và bến đã đi vào hoạt động nên phần tải đắp thêm đã được gỡ bỏ vào cuối tháng 4 năm 2021.
Phân tích ổn định mái dốc
Mặt cắt ngang địa chất phục vụ phân tích ổn định mái dốc được chia thành 04 vùng, Hình 6:
• Vùng chưa cải tạo (màu trắng): sử dụng các thông số đất ban đầu.
• Vùng chuyển tiếp (màu cam): vùng này nằm ngoài ranh dự án và nằm giữa phân khu S4-8 và Vùng chưa được cải tạo. Vùng chuyển tiếp được xử lý bằng PVD có chiều rộng khoảng 40m. Sức kháng cắt không thoát nước của khu vực này lấy theo cuối năm 2011.
• Vùng gần (màu xanh lá cây): vùng này đã được xử lý bằng PVD và gia tải thêm (rộng 70m). Sức kháng cắt không thoát nước lấy theo năm 2018.
• Vùng xa (màu tím): vùng này đã được xử lý bằng PVD và gia tải thêm. Cường độ cắt không thoát nước của vùng này được giả định giống như của vùng gần.
Bề mặt đất được được tái hiện bao gồm cao độ nền năm 2009, cao độ gia tải năm 2017 và 2018. Ngoài ra, mặt đất sau khi lún do tải trọng cũng được xem xét. Việc đánh giá độ ổn định được thực hiện cho giai đoạn đầu (su0 ban đầu) và giai đoạn cuối (su được phát triển đầy đủ) của quá trình gia tải. Cần chú ý là trong quá trình thi công, phần gia tải bổ sung ở bên ngoài ranh dự án được thêm vào để hoạt động như phần đối trọng giữ ổn định mái dốc.
Tải trọng thi công được bỏ qua trong tính toán này vì cát được bơm lên hiện trường trong khoảng thời gian tương đối ngắn (1 tháng). Mực nước phía sông có cao trình là +2.67mCD (MSL). Mực nước ngầm trong khu vực gia tải được lấy từ thống kê mực nước trong giai đoạn xây dựng là +4.50mCD.
Kết quả phân tích ổn định mái dốc được trình bày trên Hình 7 và Bảng 4. Ở giai đoạn đầu với cường độ cắt không thoát nước ban đầu, hệ số an toàn của kịch bản DA1-C2 hơi thấp hơn 1 nhưng biên độ nhỏ nên được coi là ổn định. Đối với các kịch bản khác, hệ số an toàn cao nên mái dốc ổn định. Có thể thấy từ Bảng 4 rằng khi sức kháng cắt của đất tăng theo thời gian thì hệ số an toàn cũng tăng lên.
Kết luận
Việc tính toán thiết kế cho các công tác cải tạo đất trên các khu vực san lấp ở các vùng đất sét (rất) yếu châu thổ luôn tiềm ẩn nhiều yếu tố không chắc chắn. Việc có một bộ thông số tính toán chuẩn từ giai đoạn đầu và thực hiện công tác tính toán chặt chẽ có thể làm giảm rủi ro của việc ước tính quá mức/dưới mức độ lún dài hạn. Phân tích ngược dựa trên dữ liệu quan trắc chắc chắn sẽ tăng thêm độ tin cậy cho quyết định tăng giảm hoặc dỡ bỏ hoàn toàn phần tải đắp thêm trong quá trình xây dựng.
Thiết kế thi công cho công tác luân chuyển cát trong quá trình cải tạo đất ở khu bến container trong dự án Cảng container quốc tế Gemalink tại sông Cái Mép bao gồm quan trắc, phân tích ngược và dự đoán lún dài hạn đã được tiến hành; cụ thể là:
• Dựa trên kết quả phân tích ngược để tính toán được một bộ thông số nén lún có thể đại diện cho ứng xử thực tế của đất được cải tạo bằng phương pháp cắm bấc thấm đứng, bơm hút chân không kết hợp gia tải thêm. Kết quả thực đo ngoài hiện trường và kết quả tính đoán về độ lún tổng thể cũng như tốc độ lún cho kết quả tương đồng.
• Lượng cát gia tải được điều chỉnh khi tốc độ lún đạt đến giai đoạn ổn định. Khi độ lún dư dự kiến trong giai đoạn khai thác đạt đến giá trị yêu cầu, phần gia tải thêm được loại bỏ hoàn toàn.
• Phân tích ổn định mái dốc đã được thực hiện để xác minh tính khả thi của việc đắp chiều cao gia tải tăng thêm 3-5m khi tái khởi động dự án. Hệ số an toàn thu được đạt yêu cầu sau khi bổ sung thêm bơm phản áp phía ngoài sông.
Tài liệu tham khảo
Asaoka, A. (1978) Observational procedure of settlement prediction. Soils and Foundation. 18 (4).
Bergado, D.T. & Enriquez, A.S. & Sampaco, C.L. & Alfaro, M.C. and Balasubramaniam, A.S. (1992) Inversed analysis of geotechnical parameters on improved soft Bangkok clay. J. Geotech. Geoenviron. Eng., ASCE 118 (7), 1012–1030.
Bjerrum, L. (1972) Engineering geology of Norwegian normally consolidated marine clays as related to settlements of buildings. Geotechnique, Vol. 17(2) 81-118.
Bo, M. W. & Chu, J. & Low, B.K. & Choa, V. (2003) Soil Improvement: Prefabricated Vertical Drain Techniques. Thomson, Singapore.
BSI (2004) BS EN-1997: Eurocode 7 – Geotechnical Design Part 1: General rules
Charles C. Ladd (1991) Stability Evaluation during Staged Construction. Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 117(4).
Chu, J. & Indraratna, B. & Yan, S. and Rujikiatkamjorn, C. (2014) Overview of preloading methods for soil improvement. Proceedings of the Institution of Civil Engineers-Ground Improvement, Vol. 167(3), pp.173-185.
Debats, J.M. & Scharff, G. & Balderas, J. and Melentijevic, S. (2013) Ground improvement efficiency and back-analysis of settlements. Proceedings of the Institution of Civil Engineers-Ground Improvement, 166(3), pp.138-154.
Deltares (2020) D-Geo Stability: Slope stability software for soft soil engineering. User Manual.
Deltares (2021) D-settlement: Embankment design and soil settlement prediction. User Manual.
Den Haan, E. J. (1994) Vertical Compression of Soil. Ph.D. thesis. Delft University.
Terzaghi, K. and R. B. Peck (1967) Soil Mechanics in Engineering Practice.
