Θεμελίωση Βάθρων Γέφυρας σε Ρευστοποιήσιμα εδάφη: Σύγκριση Εναλλακτικών Λύσεων

Α Case Study of Bridge Pier Foundation in Liquefiable Soils: Comparison of Alternatiνe Solutions

ΑΛΕΞΑΝΔΡΗΣ, ΑΠ Πολιτικός Μηχανικός, Όμιλος Τεχνικών Μελετών ΤΕΠΕ

ΠΕΡΙΛΗΨΗ: Στην παρούσα εργασία παρουσιάζονται εναλλακτικές λύσεις αντιμετώπισης των

ειδικών προβλήματων θεμελίωσης των βόθρων γέφυρας, που θα κατασκευαστεί στη νέα χάραξη της ΣΙΓ Κορίνθου-Πατρών στο τμήμα μεταξύ Κιάτου και Ξυλοκάστρου. Στη θέση της γέφυρας

συναντήθηκαν ιλυοαμμώδεις στρώσεις που η ρευστοποίησή τους σε περίπτωση σεισμού, μπορεί να απειλήσει την ασφάλεια του έργου . Για την αντιμετώπιση του προβλήματος μελετώνται και δια­στασιολογούνται προκαταρκτικό τρεις λύσεις: 1 . Βελτίωση με προφόρτιση, 2.Τοποθέτηση χαλικο­πασσάλων, 3 . Εγκιβωτισμός της βαθειάς θεμελίωσης (με jet grouting, deep soil mixing, ή διαφραγ­ματικούς τοίχους) . Οι λύσεις συγκρίνονται μεταξύ τους κυρίως όσον αφορά την αξιοπιστία τους.

ABSTRACτ: This paper presents a case study of bήdge pier foundation on liquefiable silty soils. The railway bήdge will be constructed between Kiato and Xylokastro (S.Greece) an area of high seismicity. Three different solutions for soil improνement are studied: 1) Preloading, 2) Vibroreplacement , 3) Lateral confinement with jet grouting, deep soil mixing or diaphragm walls. The solutions are compared in terms of their reliability.

1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ

Η θεμελίωση σημαντικών έργων σε προβληματικά εδάφη απαιτεί από το στάδιο της γεωτεχνικής διερεύνησης και της εκπόνησης των προκαταρκτικών μελετών, την διερεύνηση όλων των εναλλακτικών λύσεων θεμελίωσης και/ή βελτίωσης του εδάφους. Οι στρατηγικές επιλογές σχεδιασμού και αντιμε­τώπισης γεωτεχνικών προβλημάτων, πρέπει να λαμβάνονται έγκαιρα και να συνδυάζονται με άλλες τεχνικές επιλογές που γίνονται για το σχεδιασμό της ανωδομής ή ακόμα και της γενικής διάταξης και χωροθέτησης του έργου. Επrπλέον, η μελέτη εναλλακτικών λύσεων θεμελίωσης και/η βελτίωσης και η πρόκριση της προσφορότερης, είναι απαραίτητη για την

εστίαση στην σωστή κατεύθυνση των πρόσθετων ειδικών γεωτεχνικών ερευνών και

δοκιμών, που ενδεχομένως απαιτηθούν. Στην παρούσα εργασία παρουσιάζονται τα

ειδικό προβλήματα θεμελίωσης μιας σημαντι-

κής σιδηροδρομικής γέφυρας της νέας ΣΙΓ Κορίνθου - Πατρών στο τμήμα μεταξύ Κιότου και Ξυλοκόστρου. Η γέφυρα σχεδιάζεται για την διάβαση του ρέματος «Φόνισσα» που

βρίσκεται κοντό στο Ξυλόκαστρο . Με βάση προκαταρκτικές μελέτες το συνολικό μήκος της γέφυρας προβλέπεται 100 μέτρα, με κεντρικό άνοιγμα περίπου 50 μέτρων. Η σεισμική ευστάθεια ενός επιχώματος πρόσβασης της γέφυρας μήκους 150 m και ύψους 12 m, επίσης αποτελεί αντικείμενο της μελέτης αλλά δεν εξετάζεται εδώ.

Η παρουσία στις θέσεις θεμελίωσης των βόθρων, χαλαρών και συμπιεστών οριζόντων ιλυώδους άμμου σημαντικού πάχους, οδηγεί στην επιλογή συστήματος βαθειάς θεμελίωσης των βόθρων με φρεατοπασσόλους. Το υψηλό δυναμικό ρευστοποίησης όμως αυτών των οριζόντων, επιβάλλει την αντιμετώπιση της περίmωσης απώλειας της αντοχής τους από ρευστοποίηση του εδάφους υπό σεισμική φόρτιση.

253

ΔΙΕΥθΕ'ΓΟΥΜΕΝΟ ΡΕΜΑ .. ΦΟΝΙΣΣΑ•

Σχήμα 1. Γεωτεχνικές συνθήκες κατά μήκος της γέφυρας. Figure 1. Soil conditions along the bridge.

2. ΣΕΙΣΜΙΚΗ ΕΠΙΚΙΝΔΥΝΟΤΗΤΑ

Η σεισμική επικινδυνότητα στην θέση του

έργου , είναι ιδιαίτερα υψηλή και οι σεισμικές φορτίσεις αποτελούν μια από τις κρίσιμες φορτίσεις τόσο για το σχεδιασμό της ανω­δομής όσο και της θεμελίωσης της γέφυρας. Η περιοχή βρίσκεται στο νότιο τμήμα της

ενεργού τεκτονικής τάφρου του Κορινθιακού,

(ρυθμός τεκτονικής παραμόρφωσης ,.,1 cm/year), και η θέση της γέφυρας τοποθετείται νότια του ενεργού ρήγματος του Ξυλοκάστρου που εκτιμάται ότι μπορεί να δώσει σεισμό με μέγιστο μέγεθος 7.0 που θεωρείται και ως ο σεισμός σχεδιασμού.

Στα πλαίσια ειδικής τεχνικής σεισμολογικής μελέτης που εκπονήθηκε για το τμήμα της χά­ραξης της σιδηροδρομικής γραμμής (Ο.Τ.Μ. 1998), για τη θέση της γέφυρας υπολογίστηκε επιτάχυνση σχεδιασμού a0=0.45g με πιθα­νότητα υπέρβασης 1 0% στα 50 έτη.

3. ΓΕΩτΕΧΝΙΚΕΣ ΣΥΝΘΗΚΕΣ

Η θέση της γέφυρας που εξετάζεται , βρίσκεται σε ένα μαιανδρισμό της κοίτης του ρέματος «Φόνισσα,. κοντό στις εκβολές του.

Στη θέση αυτή, συναντάται επιφανειακό ένα στρώμα υλικών κοίτης, πάχους 3-5 m αποτελούμενο από πυκνό αμμοχάλικα, ενώ κάτω από αυτό υπόκειται στρώμα χαλαρών ιλυωδών άμμων- αμμωδών ιλύων πάχους 11-15 m, το οποίο προκαλεί τα προβλήματα ρευστοποίησης. Τα φυσικά χαρακτηριστικά του σχηματισμού αυτού συνοψίζονται στον Πίνακα 1. Η πολύ χαλαρή δομή του ιλυοαμμώδους στρώματος εκφράζεται από τις πολύ χαμηλές τιμές κρούσεων της δοκιμής SPT, που κυμαίνονται από 2-28 κρούσεις/30cm. Βαθύ­τερα, συναντήθηκαν ορίζοντες πυκνών άμμων και καλά διαβαθμισμένων πυκνών αμμοχα­λίκων. Η στάθμη του υδροφόρου ορίζοντα, παρά τις κάποιες εποχιακές διακυμάνσεις, βρίσκεται σε βάθος 4-5 μέτρων από την κοίτη

254

του ποταμού. Στο Σχήμα 1 παρουσιάζεται μια τομή κατά μήκος της γέφυρας, και η στρωματογραφία της περιοχής.

Πίνακας 1. Χαρακτηριστικά κατάταξης ρευστοποιήσιμου στρώματος.

Table 1. Classification characteήstics of liquefiable stratum

Όριο Υδαρότητας (LL) 0-18% Οριο Πλαστικότητας (PL) 0-28% Δείκτης Πλαστικότητας (PI) 0-10 Φυσική Υγρασία w 10%-25% Ποσοστό λεmοκόκκων 17%-80% N-SPT 2-28

4. Δ YNAMIKO ΡΕΥΠΟΠΟΙΗΣΗΣ

Πλαστικό aργιλώδη ή ιλυοαργιλώδη εδαφικά υλικό μπορούν να υποστούν ένα πολύ σημαντικό αριθμό κύκλων φόρτισης χωρίς να ρευστοποιηθούν. Ιλυώδεις σχηματισμοί ή

άμμοι με υψηλό ποσοστό λεmοκόκκων έχουν αυξημένη αντοχή σε ρευστοποίηση σε σχέση με καθαρές άμμους (με την ίδια αντίσταση στη δοκιμή SPr). Παρ' όλα αυτά, σε αρκετούς πρόσφατους κυρίως σεισμούς, έχουν κατα­γραφεί αρκετές περιπτώσεις ρευστοποίησης ιλυωδών άμμων ή αμμωδών ιλύων, ιδιαίτερα σε γεωλογικό πρόσφατες αποθέσεις. Η ρευστοποίηση ιλυωδών τελμάτων (mine tailings) αποτελεί ιδιαίτερη περίπτωση ιλυωδών υλικών με υψηλό δυναμικό ρευστο­ποίησης. Τα χαρακτηριστικό κατάταξης των εδαφικών υλικών που μελετώνται εδώ, ικανοποιούν τα κριτήρια ρευστοποίησης ιλυωδών υλικών που παρουσίασαν οι Youd and Gilstrap (1999) και κατατάσσονται στα ρευστοποιήσιμα υλικό.

Το δυναμικό ρευστοποίησης εκτιμήθηκε τόσο με την εμπειρική μέθοδο του Seed, Seed (1985) όσο και με την εμπειρική μέθοδο του Ambraseys (1988) που αμφότερες βασίζονται στα αποτελέσματα της τυπο-

ποιημένης δοκιμής διείσδυσης SPT

u~-------u.--------------ι

ΟΑ -

' I f : ι' Α ._. ----~·-!&: , ..

' ' *• * r_1\f*::

CSA.,~ ,~ a.s -~ -re -~-Ί* / • * * : I : ~ . , ..

D

' - ~

**

---..... ο... .................. nι - .. ---10

• -- . " ο ο.-- .6. Δ

,. "' .. ..

Σχήμα 2. Έλεγχος ρευστοποίησης ιλυοαμ­μώδους στρώματος με βάση το εμπειρικό διά­γραμμα του Seed (1985). Figure 2. Lίquefaction Potential of Silty-Sandy Strata (Seed 1985)

Για κάθε δοκιμή SPT στον ιλuοαμμώδη σχηματισμό, υπολογίστηκε ο διορθ~μένος αρι­θμός κρούσεων (Ν1 )60 και στη συνεχεια για το σεισμό σχεδιασμού που αντιστοιχεί σε μέγιστη εδαφική επιτάχυνση στην επιφάνεια ag=0.45g, υπολογίστηκε ο λόγος της μέσης ανακυκλι­ζόμενης διατμητικής τόσης από τη σχέση:

τave anwι σο - , = 0.65----, rd σ. g σ.

(1)

Τ α αποτελέσματα των υπολογισμών (που αναφέρονται σε ένα τυπικό μεσόβαθρο) σχεδιάζονται στο εμπειρικό διάγραμμα του Seed (1985) (σχήμα 2) όπου φαίνεται ότι η μέση ανακυκλιζόμενη τάση που αντιστοιχεΙ στην επιτάχυνση σχεδιασμού , είναι ~τι~ περισ­σότερες περιπτώσεις αρκετό υψηλη ωστε να προκαλέσει ρευστοποίηση και σε άμμους με περισσότερο από 35% λεmόκοκκα. Επιση­μαίνεται ότι το εμπειρικό διάγραμμα που χρησιμοποιείται εδώ, αντιστοιχεί σε σεισμό μεγέθους 7.5 και όχι 7.0 που είναι το μέγεθος του σεισμού σχεδιασμού.

Η εμπειρική σχέση του Ambraseys (198.8) βασίζεται σε μια διευρυμένη βάση εμπειρικων δεδομένων ρευστοποίησης, κατά τη στατιστική επεξεργασία της οποίας λήφθηκαν αμεσότερα υπ' όψιν οι σεισμολογικές παράμετροι του

σεισμού σχεδιασμού (μέγεθος και απόσταση). Στο σχήμα 3 συγκρίνονται οι επιβαλλόμενες μέσες διατμητικές τάσεις με τις οριακές μέσες ανακυκλιζόμενες διατμητικές τάσεις, με βάση τις δύο παραπάνω μεθόδους.

Παρατηρείται πως οι δύο εμπειρικές σχέσεις είναι σε ικανοποιητική συμφωνία μεταξύ τους και αμφότερες καταδεικνύουν την χαμηλή αντοχή των υλικών σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση και το υψηλό δυναμικό ρευστοποίησης τους υπό το σεισμό σχεδιασμού.

ο

ο

- 10 g

I 15

Αναια.ι<λ(όμνη Δ""J.flnc~ Τάση (kΡΙ)

5Ο 100

t<>_-...: . b~ • • •ο "b

ο • α>

ΔΟ D ~ ! ~

. 11 ο. .

• ο

20 t--ο \ .·

150

ο

ο

11 ••-"'""'e"""'η- Ι.ι) J Ο λ~'f'lllpι:W•'"*"" (S...s811ιιί 18ω)

-E~CI'IfOIOOιD$1όo~

25

30

Σχήμα 3. Σύγκριση διατμητικών τόσε~ν που επάγονται από το σεισμό σχεδιασμου με τις διατμητικές τάσεις που απαιτούνται για τη ρευστοποίηση Figure 3. Shear stresses ίnduced by the design earthquake, comρared with shear stresses required for ίίqυefactίon .

5. ΣΧΕΔΙΑΖΟΝΤΑΣ ΕΝΑΝτt ΡΕΥΠΟΠΟΙΗΣΗΣ

Παρά την πληθώρα διαθέσιμων μεθόδων για την εκτίμηση του κινδύνου ρευστοποίησης, πολύ λιγότερη έρευνα έχει γίνει στον τομέα του περιορισμού των επιπτώσεων και της εξασφά­λισης της ασφάλειας κατασκευών που εκτίθε­νται σε τέτοιους κινδύνους. Ο Seed (1987) (με αναφορές κυρίως σε

φράγματα και επιχώματα) προτείνει για. τον περιορισμό τού κινδύνου από ρευστοποιηση, είτε την λήψη μέτρων πρόληψης της ανάmυξης υπερπιέσεων πόρων κατά την σεισμική φόρτιση (είτε με συμπύκνωση είτε ~ε τροποποίηση της σύστασης του εδάφους ειτε

255

με εγκατάσταση στραγγιστηρίων) ή τον περιορισμό και εγκιβωτισμό των ρευστο­ποιήσιμων υλικών σε σταθερές ζώνες έτσι ώστε ακόμα και αν συμβεί ρευστοποίηση να περιοριστούν οι προκύmουσες ολισθήσεις

Ανάλογα, ο σχεδιασμός των θεμελιώσεων βάθρων γεφυρών έναντι ρευστοποίησης θα πρέπει να ικανοποιεί δύο συνθήκες: 1. Την εξασφόλιση της φtρουσας ικανότητας

της θεμελίωσης. Αυτό επιτυγχάνεται με την δημιουργία μιας σταθεροποιημένης ζώνης γύρω από τη θεμελίωση ικανής να αναλάβει τα φορτία της ανωδομής.

2. Την εξασφάλιση της ευστάθειας της σταθεροποιημένης ζώνης tναντι ορι­ζοντίων μετακινήσεων που μπορούν να προκαλέσουν γειτονικές μη σταθερο­

ποιημένες εδαφικές μάζες, που ρευστο­ποιούνται και ολισθαίνουν ή ρέουν.

Τα κατακόρυφα φορτία της συγκεκριμένης γέφυρας μεταφέρονται στις βαθύτερες στρώ­σεις των πυκνών αμμοχάλικων με πασσάλους εκσκαφής, τόσο για την επίτευξη της απαιτού­μενης φέρουσας ικανότητας, όσο και για τον περιορισμό των καθιζήσεων των βάθρων.

Δεδομένου του σημαντικού πάχους του ρευστοποιήσιμου στρώματος θεωρείται παρα­κινδυνευμένο να μεταβιβαστούν οριζόντια φορτία (drag forces) στους πασσάλους (μη αποδεκτή συμπεριφορά Σχ.4). Έτσι μελετή­θηκαν τρεις εναλλακτικές λύσεις δημιουργίας μιας σταθεροποιημένης ζώνης που περιβάλει την πασσαλοομάδα και αναλαμβάνει εξολο­κλήρου τις οριζόντιες ωθήσεις από τις ρευστοποιήσιμα ολισθαiνοντα υλικά (αποδεκτή συμπεριφορά Σχήμα 4).

Οι σταθεροποιημένες ζώνες στις τρεις λύσεις δημιουργούνται με:

• Συμπύκνωση με προφόρτιση

• Δημιουργία δικτύου κατακόρυφων στραγ­γιστηρiων με την τοποθέτηση χαλικοπασ­σάλων

• Εγκιβωτισμό της περιοχής περί την πασσαλομάδα

Για καθεμία aπό αυτές τις λύσεις εξετάστηκε πρώτα η ασφάλεια της σταθερο­ποιημένης ζώνης έναντι ρευστοποίησης, και στη συνέχεια ελέγχθηκε (απλοποιητικά) η ευστάθεια της σταθεροποιημένης ζώνης που περιλαμβάνει το βάθρο, έναντι ολίσθησης. Στην δεύτερη περίπτωση θεωρήθηκε κρισιμό­τερη η μετά την ρευστοποίηση ροή του περι­βάλλοντος εδάφους (flow failυre) , και έτσι αμελήθηκαν οι αδρανειακές δυνάμεις που

256

αναmύσσονται στην σταθεροποιημένη μάζα όσο διαρκεί η ισχυρή σεισμική δόνηση.

Α. ΜΗ ΑΠΟΔΕt<τΗ ΣΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΧΩΡΙΣ ΒΕΛτιΩΣΗ

.. _ ...... '; .ο --. • .. ...... • • . ~ ·•. -;·,

ι · ι ι ι ι ·· . 1 I Ι ·· ι

ι ι ι' · . •

Β. ΑΠΟΔΕt<τΗ ~ΥΜΠΕΡΙΦΟΡΑ ΜΕ ΒΕΛτιΩΣΗ

. ·-1

ΒΕΛτιΩΜΕΝΗ ΖΟΝΗ

Σχήμα 4. Α)Μή αποδεκτή και Β)αποδεκτή συμπεριφορά βαθιάς θεμελίωσης σε μη βελτιωμένο και βελτιωμένο έδαφος αντίστοιχα. Figure 4. A)Non acceρtable and B)acceρtable behaνίor of ρίled foundations ίn not stabilized and stabilized liquefiable soil, resρectίνely.

Ο έλεγχος ολίσθησης της σταθερο­ποιημένης ζώνης γίνεται θεωρώντας συνθήκες επίπεδης παραμόρφωσης. Οι ωθήσεις που επιβάλλονται από τα ολισθαfνοντα υλικά θεωρείται ότι φθάνουν τις παθητικές ωθήσεις γαιών (άνω όριο). Οι παθητικές ωθήσεις του ρευστοποιημένου στρώματος υπολογίζονται με βάση την παραμένουσα διατμητική αντοχή μετά την ρευστοποίηση που εκτιμάται σύμφωνα με την εμπειρική σχέση των Stark and Mesή (1992). Η αντίσταση της σταθερο­ποιημένης ζώνης εκτιμάται με βάση την διατμητική αντοχή του μη ρευστοποιημένου υλικού και στην περίπτωση διαφραγματικών τοίχων και χαλικοπασσάλων συνεκτιμώντας την συνεισφορά τους.

6. ΒΕΛτΙΩΣΗ ΜΕ ΠΡΟΦΟΡτΙΣΗ

Η προφόρτιση αποτελεf μια όχι ιδιαίτερα διαδεδομένη μέθοδο βελτίωσης του εδάφους για τον περιορισμό του κινδύνου ρευστο­ποίησης. Αυτό οφεiλεται κυρίως στο γεγονός ότι σε αποθέσεις χαλαρών άμμων, που αποτελούν την συνηθέστερη περίπτωση αντιμετώπισης προβλημάτων ρευστοποίησης, πλεονεκτούν οι δονητικές μέθοδοι συμπύ­κνωσης (Vίbro Rod, Vίbro Comρactίon κ.α. ) . Παρ' όλα αυτά σε χαλαρές αμμοιλυώδεις αποθέσεις οι δονητικές μέθοδοι συμπύκνωσης

χάνουν την αποτελεσματικότητά τους (Brown 1977) και η προφόρτιση γίνεται μια ελκυστική εναλλακτική λύση .

Αvαι<U<λιζόμ<νη Διαιιr~ιιιή Τόση (IIPa)

5Ο 100 ο

Ο ι------,-----r----ϊ

150

Δ

5 Δ

Δ

Δ

ο

~ ~----r-~~-~---~

Σχήμα 5. Σύγκριση διατμητικών τάσεων που επάγονται από το σεισμό σχεδιασμού με τις διατμητικές τάσεις που απαιτούνται για τη ρευστοποίηση πριν και μετά την προφόρτιση. Figure 5. Shear stresses induced by the desίgn earthquake comρared with shear stresses required for lίquefaction : Before and after preloadίng.

Η βελτίωση της συμπεριφοράς σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση , ιλυωδών άμμων με προφόρτιση έχει μελετηθεί πειραματικό από τους lshihara et al. (1978), Campanella and Lim (1981 ), Σταματόπουλος κ. α . (1997) και Stamatopoulos et al. (1999). Οι παραπάνω εργασίες συμφωνούν για τη σημασία της προϊστορίας φόρτισης και του λόγου προστε-ρεοποίησης OCR στην αντοχή υπό ανακυκλιζόμενη φόρτιση . Μια ποσοτική εκτίμηση της επίδρασης του δείκτη προστε­ρεοποίησης στο δυναμικό ρευστοποίησης δίνεται από τους Stamatopoulos et al. (1999)

όπου για άμμους και ιλύες ο εκθέτης προσδιορίστηκε εμπειρικό σε:

Λ = 0.7(1 - 0. 14 1og(OCR))

(2)

(3)

Με βάση την παραπάνω σχέση και θεωρώντας ένα επίχωμα προφόρτισης ύψους 12 μέτρων, υπολογίστηκε η βελτίωση της αντοχής σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση και συνα­κόλουθα η βελτίωση του συντελεστή ασφά­λειας έναντι ρευστοποίησης. Τα αποτελέσμα­τα παρουσιάζονται στο σχήμα 5, όπου φαίνεται πώς η βελτίωση είνα ι σημαντική, ιδιαίτερα στα επιφανειακά στρώματα, και ότι στις περισσότερες θέσεις προκύmει μετά την βελτίωση αντοχή μεγαλύτερη από τις επιβαλ­λόμενες σεισμικές διατμητικές τάσεις.

Ο συντελεστής ασφάλειας έναντι ολίσθη­σης, θεωρώντας την ισορροπία της σταθερο­

ποιημένης ζώνης του Σχήματος 6 , προκύmει 1.6 που κρίνεται ικανοποιητικός.

~7~~ :s ,., ....

-t-,2•-+-J0"'--t-12m-+­ι

βύ.nωμtνη ZWVη

-4--35m--+-Σχήμα 6 . Βελτίωση με προφόρτιση.

Figure 6. lmproνement wίth ρreloading.

7. ΒΕΛ τJΩΣΗ ΜΕ ΤΟΠΟΘΗΗΣΗ ΧΑΛΙΚΟΠΑΣΣΑΛΩΝ

Η δημιουργία χαλικοπασσάλων με την μέθοδο της δονητικής αντικατάστασης (νίbroreplace­ment) βελτιώνει την συμπεριφορά του μητρι­κού εδαφικού υλικού με τρεις τρόπους:

1. Με την εγκατάσταση των χαλικοπασ­σάλων επιτυγχάνεται (δονητική) συμπύκνωση του μητρικού εδαφικού υλικού με συνακόλουθη βελτίωση της συμπεριφοράς του σε ανακυκλιζόμενη φόρτιση.

2. Οι χαλικοπάσσαλοι λειτουργούν ως κατακόρυφα στραγγιστήρια προσφέροντας ταχεία εκτόνωση των υδατικών uπερπιέσεων που αναπτύσσονται κατά την σεισμική φόρτιση.

3. Με την εγκατάσταση των χαλικοπασ­σόλων αυξάνεται η διατμητική αντοχή και μειώνεται η συμπιεστότητα του μικτού υλικού αναλογικά με το ποσοστό αντικατάστασης. Ο πρώτος μηχανισμός, της δονητικής

συμπύκνωσης εκτιμάται ότι δεν θα έχει επίδραση λόγω του υψηλού ποσοστού λεπτοκόκκων της ιλυώδους άμμου. Στο Σχήμα

257

7 συγκρίνονται οι κοκκομετρικές καμπύλες δειγμάτων της ιλυώδους άμμου με τα όρια εφαρμοσιμότητας της μεθόδου που προτείνονται από τον Brown (1977).

Αναφορικά με τον τρίτο μηχανισμό, οι χαλικοπάσσαλοι βελτιώνουν την διατμητική αντοχή του περιβάλλοντος εδάφους μόνον εφ όσον διατηρείται επαρκής πλευρική πίεση. Με την ρευστοποίηση του μητρικού υλικού επέρχεται δραστική μείωση της περιβάλ­λουσας ενεργού τάσης με αποτέλεσμα την κατάρρευση του χαλικοπασσόλου.

Έτσι για την πρόληψη της ρευστοποίησης του μητρικού υλικού ελέγχεται η εκτόνωση των

υδατικών υπερπιέσεων βάσει του μηχανισμού της ακτινικής στράγγισης.

:ι tJt-YtttHtllt-ti ,. ~

i+ft.IO'H-ttlt111H1: I .. ~

Σχήμα 7. Εύρος εδαφικών υλικών συμπυ­κνώσιμων με δονητική συμπύκνωση (Brown 1977) σε σύγκριση με την κοκκομετρική διαβά­θμιση των εδαφών της παρούσας μελέτης Figυre 7. Range of soils suitable for imρro­νement by νibroflotation (Brown 1977), compa­red with grading of soils considered in this study

Για το τυπικό μεσόβαθρο που εξετάζεται εδώ, απαιτείται η εγκατάσταση χαλικοπασ­σάλων ονομαστικής διαμέτρου Φ60 cm σε τετραγωνικό κάνναβο πλευράς 1.5 m. Το

δίκτυο των χαλικοπασσόλων θα πρέπει να επεκταθεί σε αρκετή απόσταση από την περιοχή του βόθρου ώστε να εξασφαλιστεί η συνολική ευστάθεια της σταθεροποιημένης περιοχής. Η διάταξη των απαιτούμενων χαλικοπασσόλων παρουσιάζεται στο Σχήμα 8. Ο έλεγχος ρευστοποίησης της στραγ­

γιζόμενης ζώνης γίνεται με τον υπολογισμό της μέγιστης και της μέσης μέγιστης υπερπίεσης πόρων που αναμένεται να αναπτυχθεί κατά το σεισμό σχεδιασμού, με τα διαγράμματα των Seed and Booker (1977) και Onoue (1988). Οι πρώτοι υπολογίζουν της εκτόνωση των υπερπιέσεων πόρων με ροή προς το στραγγιστήριο το οποίο θεωρείται πως έχει

258

άπειρη διαπερατότητα, ενώ ο Onoue (1988) λαμβάνει υπ' όψιν του μια πεπερασμένη κατακόρυφη διαπερατότητα του χαλικοπασ­σόλου που είναι αποτέλεσμα της ανάμιξης του ιλυώδους υλικού με το χαλικώδες χαλικο­πασσάλων που αναπόφευκτα λαμβάνει χώρα

κατά την εγκατάστασή τους. Τα διαγράμματα των Seed and Booker (1977) είναι μη συντη­ρητικά και πιθανώς ανασφαλή. Οι μέσες υπερπιέσεις πόρων υπολογίζεται ότι δεν θα υπερβούν το 0.4-0.6 των ενεργών τάσεων για τη συγκεκριμένη διάταξη.

Σχήμα 8. Βελτίωση με χαλικοπασσόλους.

Figure 8. lmproνement with stone columns.

Ο έλεγχος οριζόντιας ισορροπίας της βελτι­ωμένης ζώνης έγινε λαμβάνοντας υπ' όψιν την συνεισφορά των χαλικοπασσάλων στην δια­τμητική αντίσταση της σταθεροποιημένης ζώ­

νης. Η εξασφάλιση οριζόντιας ισορροπίας αποτελεί κριτήριο για τον προσδιορισμό της έκτασης που πρέπει να βελτιωθεί με χαλι­κοπασσάλους.

8. ΒΕΛτΙΩΣΗ ΜΕ ΕΓΚΙΒΩτΙΣΜΟ

Ο εγκιβωτισμός της περιοχής της πασσα­λοομάδας δεν αποτρέπει την ρευστοποίηση

του εγκιβωτισμένου υλικού , (αν και υπάρχουν

ενδείξεις ότι την μειώνουν σημαντικά, (Fukutake and Ohtsuki 1995) αλλά αποτρέπει την πλευρική εξάπλωση (lateral spreading) του εγκιβωτισμένου ρευστοποιημένου υλικού. Έτσι συστήματα εγκιβωτισμού της θεμελίωσης συνδυάζονται με πασσάλους που φέρουν τα κατακόρυφα φορτία και μπορούν να τα μεταφέρουν με ασφάλεια στα βαθύτερα στρώ­ματα που δεν διατρέχουν κίνδυνο ρευ­στοποίησης. Μια επιτυχημένη εφαρμογή της μεθόδου που δοκιμάστηκε με επιτυχία στο

σεισμό του Κόμπε της Ιαπωνίας, αναφέρεται από τους Hamada and Wakamatsυ (1996). Ο εγκιβωτισμός μπορεί να επιτευχθεί είτε με

τεχνικές ενεμάτωσης υψηλής πίεσης (jet groυting) είτε με τεχνικές βαθείας αναμίξεως (deep soil mixing) ή ακόμα με έγχυτους διαφραγματικούς τοίχους, ανάλογα με τον διαθέσιμο εξοπλισμό Μια διάταξη εγκι­

βωτισμού ενός τυπικού βάθρου παρουσιάζεται στο σχήμα 9. Πέρα από την εξασφάλιση ότι οι πάσσαλοι μπορούν να μεταφέρουν τα φορτία της ανωδομής (στατικά και σεισμικά) στις

βαθύτερες εδαφικές στρώσεις αμελώντας την συνεισφορά των ιλυοαμμωδών στρώσεων,

γίνεται έλεγχος ολίσθησης και ανατροπής της εγκιβωτισμένης ζώνης.

-~

ΤΟΜΗ

ΚΑΟ4+1

~ !:I .... ' ~ I • ..

ι

I ~-I Ι<

I-- Ι "" !

.. ~ .. .....: .. -• • • • • • • • •

·Ο

.ψ

,1:

-"Ιτ-

~ -

Σχήμα 9. Βελτίωση με εγκιβωτισμό. Figυre 9. lmproνement with lateral confine­ment.

Αυτοί οι έλεγχοι γίνονται θεωρώντας και

πάλι συνθήκες επίπεδης παραμόρφωσης και την ανάπτυξη παθητικών ωθήσεων στην εγκιβωτισμένη ζώνη. Όπως φαίνεται και από το σχήμα 9 είναι σημαντικό να εξασφαλίζεται διείσδυση του βελτιωμένου εδάφους στην σταθερή υποκείμενη στρώση, ώστε να εξασφαλιστεί ικανοποιητική ασφάλεια έναντι ολίσθησης.

9. ΣΥΓΚΡΙΣΗ ΚΑΙ ΕΠΙΣΗΜΑΝΣΕΙΣ

Η λύση της προφόρτισης παρά τα σαφή

πλεονεκτήματα της aπλότητας και της

οικονομικότητας, μειονεκτεί στο ότι η επιτυγχaνόμενη ασφάλεια δεν μπορεί να προβλεφθεί εκ προοιμίου με αρκετή αξιοπιστία χωρίς συγκεκριμένο εργαστηριακό πρόγραμμα

και χωρίς την κατασκευή δοκιμαστικού επιχώ­ματος. Η απουσία προηγούμενης εμπειρίας και ιστορικών περιστατικών δεν διευκολύνει την υιοθέτηση της μεθόδου για την εξασφάλιση των βάθρων. Παρ' όλα αυτά κρίνεται ότι η προφόρτιση θα μπορούσε να χρησιμοποιηθεί σαν μέτρο σταθεροποίησης της περιοχής κάτω από τα επιχώματα πρόσβασης της γέφυρας.

Τα ιδιαίτερα χαρακτηριστικά των ιλυωδών άμμων-αμμωδών ιλύων υπό ανακυκλιζόμενη

φόρτιση μειώνουν σημαντικά την aποτελε­σματικότητα των χαλικοπασσάλων. Σχετικά

πρόσφατες εργαστηριακές διερευνήσεις της συμπεριφοράς των ιλύων σε ανaκυκλιζόμενη

φόρτιση (Guo and Prakash, 2000), δείχνει πώς οι ιλύες πaρουmάζουν μια εντελώς διαφο­ρετική συμπεριφορά ανάπτυξης πιέσεων πόρων από τις άμμους. Παρά το γεγονός ότι στις ιλύες ο ρυθμός ανάπτυξης πιέσεων πόρων είναι πιο αργός (είναι μεγαλύτερος ο κρίσιμος αριθμός κύκλων φόρτισης Ν,), οι ιλύες στο 20-30% των κρίσιμων κύκλων, αναπτύσσουν αρκετά υψηλές υπερπιέσεις πόρων ενώ στην συνέχεια η αύξηση είναι πολύ αργή. Αντίθετα καθαρές άμμοι αναπτύσσουν σχετικά χαμηλές υπερπιέσεις πόρων στους πρώτους κύκλους φόρτισης και ακολουθεί μια απότομη αύξηση μετά το 80% των κρίσιμων κύκλων φόρτισης βλ. σχήμα 1 Ο. Με βάση τα

παραπάνω, και δεδομένου ότι διαγράμματα

σχεδιασμού δικτύου στραγγιστηρίων όπως αυτά των Seed and Booker (1977) βασίζονται σε σχέσεις ανάmυξης πιέσεων πόρων που αντιστοιχούν σε αμμώδη υλικά, αναμένεται οι πραγματικές υπερπιέσεις να είναι αρκετά

διαφορετικές από τις υπολογιζόμενες.

Αντιστοίχα η ανάπτυξη παραμορφώσεων

είναι προοδευτική στις ιλύες ενώ οι άμμοι εμφανίζουν «ψαθυρή» συμπεριφορά , με χαμη­λές παραμορφώσεις στους πρώτους κύκλους φόρτισης και απότομη αύξηση των παρα­μορφώσεων πλησιάζοντας τον κρίσιμο αριθμό

κύκλων φόρτισης (Atυkorala U. 2000). Ετσι ακόμα και αν περιοριστεί η ανάmυξη πιέσεων πόρων σε χαμηλά επίπεδα με την εγκατά­σταση στραγγιστηρίων (Χαλικοπασσάλων), δεν εξασφαλίζεται και ο περιορισμός των σεισμι­

κών παραμορφώσεων του «σταθεροποι­ημένου» εδάφους.

Η λύση του εγκιβωτισμού πλεονεκτεί όσον αφορά την αξιοπιστία του αποτελέσματος

δεδομένου ότι εξαρτάται σε μικρότερο βαθμό

259

από τις ιδιότητες και ιδιαιτερότητες του εδάφους. Επιπλέον παρέχεται η δυνατότητα αν απαιτηθεί να γίνει και σταθεροποίηση της εγκιβωτισμένης περιοχής (με compaction grouting ή jet grouting) εξασφαλίζοντας ότι δεν θα υποστεί απώλεια αντοχής ή σημαντικές παραμορφώσεις το υλικό που περιβάλλει την πασσαλοομάδα. Όσον αφορά την οικονομικότητα των

λύσεων, ακριβότερη αποδεικνύεται η λύση του

εγκιβωτισμού αφού απαιτεί την χρήση των υψηλής τεχνολογίας τεχνικών του «Jet Grouting» ή «Deep Soil Miχing» ή διαφρα­γματικών τοίχων και δεύτερη ή λύση της τοπο­

θέτησης χαλικοπασσάλων. Η λύση της προφό­ρτισης αποτελεί μια κατά πολύ φθηνότερη εναλλακτική λύση.

. ; ~ ·-·1-~~+-::

!•-·h~~

Σχήμα 1 Ο. Ρυθμός ανάπτυξης υπερπιέσεων πόρων από ανακυκλιζόμενες τριαξονικές δοκι­μές αδιατάρακτων δειγμάτων (EI-Hosri 1984) Figure 1 Ο. Rate of pore pressure buildup in cyclic triaχial tests on undisturbed samples (EI­Hosri et al 1984)

Με βάση τα παραπάνω προκύmει ότι ο σχεδιασμός των βάθρων της γέφυρας θα πρέπει να προσανατολιστεί σε λύσεις εγκι­βωτισμού και πλήρους εξασφάλισης των βά­θρων, ενώ στις περιοχές των επιχωμάτων πρόσβασης που επίσης πρέπει να εξα­σφαλιστούν έναντι ρευστοποίησης, μπορούν να αξιοποιηθούν λύσεις προφόρτισης εφ' όσον γίνονται ανεκτές κάποιες παραμένουσες μετακινήσεις και εφ' όσον τα ύψη των επιχω­μάτων για την επίτευξη ικανοποιητικού βαθμού προστερεοποίησης δεν είναι απαγορευτικά.

10. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΚΕΣ ΑΝΑΦΟΡΕΣ

Ambraseys Ν.Ν. (1988) Engineering Seismo­logy. Earthq. Eng. and Str, Dynam. Vol. 17.

Atukorala U, Wijewickreme Ο . and Mc Cam­mon Ν . (2000) Some obserνations related to liquefaction susceptibίlity of silty soils. 12th WCEE N.Zealand

260

Brown R.E. (1977) Vibroflotation compaction of cohesionless soils. J. of Geoι Eng. ASCE 103 (12)

Campanella G. and Lim B.S. (1981) Lique­faction characteristics of undisturbed soils. lnt. Conf. of Recent Adνances ίn Geotech. Earthq. Eng. and Soil Dynamics, Uniν. of Missouri Rolla, Missouri, USA pp 227-230.

ΕΙ Hosri M.S., Biarez Η. Hίcher Ρ. Υ. (1984) Liquefaction characteristics of silty clay. 8111

WCEE νοl. 111 , p.p. 706-71 0 Fukutake Κ. and Ohtsuki Α. (1995) Three

dimensional liquefaction analysis of partially imρroνed ground, Earthq. Geot. Eng., lshihara (ed.) Balkema, Rotter-dam.

Guo τ. and Prakash S., (2000) Liquefactίon of clay sand miχtures 12th WCEE N.Zealand

Hamada Μ., R. lsoyama, and Κ. Wakamatsu (1995) The 1995 Hyogoken-Nanbu (Kobe) earthquake. Liquefaction , Ground displace­ment and soil condition in Hanshin Area. ADEP 194 ρ .

lshihara Κ., Μ. Sodekawa and Υ. Tanaka (1978) Effects of oνerconsolidation on lique­faction characteristics of sands containing fines. Dynamic Geotech. Testing, ASTM STP 654, pp 246-264

Seed Η.Β. (1987) Design problems in soil liquefaction, J. of Geoι Eng. ASCE 113 (8)

Seed Η. Β. and J.R.Booker (1977) Stabilization of potentially liquefίable sand deposits using graνel drains, J. of Geoι Eng.ASCE 103 (7)

Seed Η.Β., Tokimatsu Κ., Harder L.F. and Chung R.F. (1985) lnfluence of SPT procedures in soil liquefaction resistance eνaluations. Jounal of Geotechnical Engi­neering ASCE 111 (12) p. 1425-1445

Stamatopoulos CA, A.C. Stamatopoulos and P.C. Kotzias (1999) Decrease of lique­faction susceptibility by preloading, measu­red in simple shear tests. Earth. Geoι Eng., Seco e Pinto (eds) Balkema, Rotterdam.

Stark, τ.ο. and G. Mesri (1992) Undrained shear strength of sands for stabίlity

analysis, J. ofGeot. Eng., ASCE 118 (11) Youd τ.ι. S.D. Gilstrap (1999) Liquefaction

and deformation of silty and fιne grained soils, Earthq. Geoι Eng., Seco e Pinto (eds) Balkema, Rotterdam.

Ο.Τ.Μ. (1998) Τεχνική Σεισμολογική Μελέτη για τη νέα ΣJΓ Κορίνθου Πατρών στο τμήμα Κιάτο- Ξυλοκάστρο.

Σταματόπουλος Κ., Α. Σταματόπουλος και Π . Κοτζιάς (1997) Μείωση κινδύνου ρευστο­ποίησης με προφόρτιση. 3ο Συνέδριο Γεωτεχνικής Μηχανικής, Πάτρα.