Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu gia cố bằng trụ đất xi măng có cốt cứng

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

Công trình được hoàn thành tại: Trường Đại học Bách Khoa – ĐHQG-HCM Cán bộ hướng dẫn khoa học 1: PGS.TS LÊ BÁ VINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học 2: TS LÊ BÁ KHÁNH

Cán bộ chấm nhận xét 1: TS TRẦN VĂN TUẨN

Cán bộ chấm nhận xét 2: TS PHẠM VĂN HÙNG

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM, ngày 19 tháng 01 năm 2024

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

2 Phản biện 1: TS TRẦN VĂN TUẨN 3 Phản biện 2: TS PHẠM VĂN HÙNG

4 Ủy viên: PGS.TS LÊ BÁ VINH

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá luận văn và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sau khi luận văn đã được sửa chữa

TRƯỞNG KHOA

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc lập - Tự do - Hạnh phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Ngày, tháng, năm sinh: 19/08/1999 Nơi sinh: Hải Phòng Chuyên ngành: Địa kỹ thuật xây dựng Mã số: 8580211

Nội dung:

Mở đầu

Chương 1: Tổng quan tình hình nghiên cứu

Chương 2: Nghiên cứu ứng xử của trụ đất xi măng có cốt cứng trong nền đất yếu Chương 3: Nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu gia cố bằng trụ đất xi măng có cốt cứng

Kết luận và kiến nghị

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 06/02/2023

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 24/12/2023

V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : PGS.TS LÊ BÁ VINH – TS LÊ BÁ KHÁNH

Nội dung Đề cương Luận văn Thạc sĩ được Hội đồng Chuyên ngành thông qua

LỜI CẢM ƠN

Sau bốn năm học đại học vất vả tại Bách Khoa, tôi quyết định tiếp tục chương trình thạc sĩ tại đây Nếu chương trình thạc sĩ đã vất vả thì với định hướng nghiên cứu, tôi đã cảm nhận được khó khăn gấp bội Tuy nhiên, sau quá trình hai năm này, tôi đã đúc kết và rèn luyện được cho bản thân nhiều kiến thức, kinh nghiệm và trải nghiệm vô giá Và trên hành trình ấy, không thể nào không nhắc đến sự giúp đỡ, đồng hành và sẻ chia đầy tình cảm từ Gia đình, Quý Thầy Cô và Bạn bè

Tôi xin chân thành cảm ơn Thầy Lê Bá Vinh và Thầy Lê Bá Khánh đã hướng dẫn và đồng hành cùng tôi trong suốt thời gian thực hiện luận văn này Hai Thầy không chỉ truyền đạt cho tôi kiến thức mà còn rất nhiều kinh nghiệm quý báu trong nghiên cứu khoa học

Tôi cũng xin chân thành cảm ơn Quý Thầy, Cô thuộc Bộ môn Địa cơ Nền móng cũng như Quý Thầy, Cô đã trực tiếp giảng dạy tôi trong khóa học thạc sĩ này

Cuối cùng, tôi xin tri ân sâu sắc sự động viên và hỗ trợ to lớn của Gia đình và Bạn bè dành cho tôi trong suốt quá trình học tập và nghiên cứu

Trong quá trình thực hiện luận văn khó tránh khỏi nhiều thiếu sót, kính mong Quý Thầy Cô và bạn đọc thông cảm

Tp.HCM, ngày 24 tháng 12 năm 2023 Học viên

Đồng Văn Phong

TÓM TẮT LUẬN VĂN

Tốc độ đô thị hóa nhanh chóng dẫn đến ngày càng nhiều công trình và cơ sở hạ tầng được xây dựng trên nền đất yếu Do đó, nhu cầu gia cố nền ngày càng tăng, và phương pháp trụ đất xi măng (DCM) là một trong những phương pháp phổ biến và hiệu quả trong việc gia cố nền đất yếu Tuy nhiên, trụ DCM truyền thống có nhược điểm là dạng phá hoại đầu trụ, kiểm soát chất lượng kém và sức chịu tải ngang kém Để giải quyết những nhược điểm này, một loại trụ DCM mới được phát triển với tên gọi trụ đất xi măng có cốt cứng (SDCM)

Trong luận văn thạc sĩ này, nghiên cứu thông số được tiến hành nhằm nghiên cứu ảnh hưởng của độ cứng và cường độ của cọc lõi và đất xi măng đối với ứng xử của trụ đơn SDCM và móng bè trên nền đất yếu gia cố bằng trụ SDCM Ứng xử của trụ SDCM chịu tải trọng đứng và tải trọng ngang được xem xét và hai trường hợp trụ chống và trụ treo cũng được đánh giá Bên cạnh đó, nhiều chiều dài và tiết diện cọc lõi cũng được xem xét trong phân tích hiệu ứng mở rộng trụ SDCM do sự chiếm chỗ của cọc lõi Phần mềm phần tử hữu hạn PLAXIS 3D được dùng để mô phỏng và phân tích kết quả chuyển vị, nội lực và dạng phá hoại của các mô hình được khảo sát

Các kết quả từ luận văn cho thấy rằng hiệu ứng mở rộng trụ SDCM cần được xem xét khi tỷ lệ thể tích cọc lõi lớn hơn 0.2 Bên cạnh đó, sức chịu tải đứng của trụ SDCM có thể cao hơn 1.5 lần so với trụ DCM truyền thống Hơn nữa, khi độ cứng cọc lõi tăng, sức chịu tải đứng tăng đến 30% và độ lún giảm 80% Sức chịu tải ngang của trụ SDCM có thể cao gấp 6.2 lần trụ DCM, và khi tăng độ cứng cọc lõi, sức chịu tải ngang tăng đến 68% trong khi chuyển vị ngang giảm 78% Cọc lõi bằng vật liệu bê tông cốt thép B5 hoặc gỗ bạch đàn có thể được sử dụng thay thế cho cọc lõi bằng bê tông cốt thép có cường độ cao hơn và vẫn đạt các yêu cầu làm việc cần thiết, nhưng với chi phí thấp hơn và đạt được các mục tiêu phát triển bền vững Trong trường hợp móng bè trên nền đất yếu gia cố bằng trụ SDCM, khi chiều dài và độ cứng cọc lõi tăng, độ lún của móng bè có thể giảm đến 2.15 lần so với móng bè gia cố bằng trụ DCM truyền thống

ABSTRACT

The rapid spread of urbanization results in an increasing number of buildings and infrastructure constructed on soft ground areas Consequently, the demand for ground improvement has risen, and the deep cement mixing (DCM) method is one of the most popular and effective methods for soft ground improvement However, conventional DCM columns have poor quality control, small ultimate lateral load, and pile head failure pattern To overcome these drawbacks, an innovative DCM column named stiffened deep cement mixing (SDCM) columns was developed

In this thesis, parametric studies were conducted to investigate the effect of core pile stiffness and soil cement strength on the behavior of single SDCM columns as well as the raft foundation on soft ground reinforced by SDCM columns The performance of SDCM columns under vertical and lateral loads was examined, and two cases of end-bearing and floating columns were also studied Besides, different core pile lengths and sectional areas were also considered in the study of the expansion effect of core pile penetration on the SDCM columns The finite element software PLAXIS 3D was used to simulate and analyze the results of displacements, internal forces, and failure patterns of those parametric models

The results from this thesis indicated that the expansion behavior of SDCM columns should be considered when the volumetric ratio of core pile is larger than 0.2 Besides, the ultimate bearing capacity of SDCM columns could be 1.5 times higher than the conventional DCM columns Moreover, when the core pile stiffness of SDCM columns increased, the ultimate bearing capacity increased up to 30% and the settlement decreased by 80% The ultimate lateral load of SDCM columns could be 6.2 times higher than DCM columns, and with the increase in core stiffness, the ultimate lateral load could be increased by 68% while the lateral displacement decreased up to 78% The core piles made of concrete B5 or eucalyptus wood could be used to replace stiffer concrete core piles and still meet the performance requirements but with a cheaper cost and higher sustainability In the case of a raft foundation on soft ground reinforced by SDCM columns, when the core pile length and stiffness increased, the settlement of the raft foundation could be reduced by 2.15 times compared to the reinforcement with conventional DCM columns

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan Luận văn Thạc sĩ này do chính tôi thực hiện dưới sự hướng

dẫn của Thầy PGS.TS Lê Bá Vinh và Thầy TS Lê Bá Khánh Các số liệu, kết quả

nêu trong Luận văn là trung thực và chưa được công bố ở các nghiên cứu khác Tôi xin cam đoan rằng mọi sự giúp đỡ cho việc thực hiện Luận văn này đã được cảm ơn và các thông tin trích dẫn trong Luận văn đã được nêu rõ nguồn gốc

Tp.HCM, ngày 24 tháng 12 năm 2023 Học viên

Đồng Văn Phong

MỤC LỤC

MỞ ĐẦU 1

1 Bối cảnh và tính cấp thiết của đề tài 1

2 Phạm vi nghiên cứu 1

3 Mục tiêu nghiên cứu 2

4 Phương pháp nghiên cứu 2

5 Tính mới của nghiên cứu 2

6 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài 3

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU 4

2.3 Các trường hợp khảo sát thông số 17

2.3.1 Khảo sát ảnh hưởng chiếm chỗ của cọc lõi lên ứng xử mở rộng của trụ SDCM 17

2.3.2 Khảo sát ảnh hưởng của vật liệu trụ lên ứng xử của trụ SDCM 18

2.3.3 Khảo sát ảnh hưởng của điều kiện làm việc của trụ 20

2.4 Phân tích và kiểm chứng ứng xử mở rộng của trụ SDCM 22

2.4.1 Kiểm chứng mô hình PLAXIS 3D 222.4.2 Ảnh hưởng của hiệu ứng mở rộng lên sức chịu tải đứng của trụ SDCM262.4.3 Phân tích ảnh hưởng của hiệu ứng mở rộng lên nội lực và dạng phá hoại của trụ SDCM 28

2.5 Phân tích ứng xử của trụ SDCM chịu tải trọng đứng 30

2.5.1 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến sức chịu tải đứng của trụ SDCM 302.5.2 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến chuyển vị đứng đầu trụ SDCM 372.5.3 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến nội lực trong trụ SDCM chịu tải đứng 452.5.4 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến dạng phá hoại của trụ SDCM chịu tải đứng 52

2.6 Phân tích ứng xử của trụ SDCM chịu tải trọng ngang 59

2.6.1 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến sức chịu tải ngang của trụ SDCM 592.6.2 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến chuyển vị ngang của trụ SDCM 632.6.3 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến nội lực trong trụ SDCM chịu tải ngang 662.6.4 Ảnh hưởng của thông số vật liệu đến dạng phá hoại của trụ SDCM chịu tải ngang 69

KẾT LUẬN CHƯƠNG 2 74CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA NỀN ĐẤT YẾU GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG CÓ CỐT CỨNG 77

3.1 Thông số mô phỏng 77

3.1.1 Thông số hình học 77

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC 98

DANH MỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO 99

PHỤ LỤC 102

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 2.1 Tổng hợp thông số vật liệu trong mô hình PLAXIS cho bài toán trụ đơn

SDCM 16

Bảng 2.2 Tổng hợp thông số khảo sát hiệu ứng mở rộng của trụ SDCM 18

Bảng 2.3 Tổng hợp thông số khảo sát vật liệu cọc lõi 19

Bảng 2.4 Tổng hợp thông số khảo sát vật liệu đất xi măng 20

Bảng 2.5 Kết quả kiểm chứng sức chịu tải đứng trụ SDCM mở rộng 22

Bảng 2.6 Kết quả kiểm chứng sức chịu tải ngang trụ SDCM mở rộng 24

Bảng 3.1 Tổng hợp thông số vật liệu trong mô hình PLAXIS cho bài toán hệ móng bè trên nền trụ SDCM 79

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1 Sơ đồ hai dạng phá hoại trụ DCM truyền thống [5] 5

Hình 1.2 Sơ đồ cấu tạo trụ đất xi măng có cốt cứng (SDCM) [5] 6

Hình 1.3 Một số dạng cọc lõi khác được dùng cho trụ SDCM [8], [9] 7

Hình 1.4 Kết quả nghiên cứu hiệu ứng mở rộng trụ SDCM cùa Han [11] 8

Hình 1.5 Sơ đồ thí nghiệm gia cố nền đất đắp bằng trụ SDCM của Phutthananon [13] 9

Hình 2.1 Thông số địa chất tại AIT, Bangkok từ các thí nghiệm [4] 11

Hình 2.2 Sơ đồ thí nghiệm thử tải đứng của trụ SDCM [4] 11

Hình 2.3 Sơ đồ thí nghiệm thử tải ngang của trụ SDCM [4] 12

Hình 2.4 Mô hình PLAXIS 3D cho bài toán trụ đơn SDCM 13

Hình 2.5 Mô hình vùng chuyển tiếp giữa hai đường kính trụ 13

Hình 2.6 Sơ đồ mô phỏng bài toán gia tải đứng cho trụ SDCM 14

Hình 2.7 Sơ đồ mô phỏng bài toán gia tải ngang cho trụ SDCM 15

Hình 2.8 Sơ đồ các trường hợp làm việc của trụ SDCM 21

Hình 2.9 Phương pháp tiếp tuyến xác định sức chịu tải trụ SDCM 21

Hình 2.10 Kiểm chứng biểu đồ quan hệ nén lún trụ SDCM 0.18×0.18 m 23

Hình 2.11 Kiểm chứng biểu đồ quan hệ nén lún trụ SDCM 0.22×0.22 m 23

Hình 2.12 Kiểm chứng biểu đồ quan hệ tải trọng – chuyển vị ngang cho trụ SDCM với chiều dài cọc lõi 4.0 m 25

Hình 2.13 Kiểm chứng biểu đồ quan hệ tải trọng – chuyển vị ngang cho trụ SDCM với chiều dài cọc lõi 6.0 m 25

Hình 2.14 Sức chịu tải đứng của trụ SDCM mở rộng và trụ SDCM không mở rộng 26

Hình 2.15 Ảnh hưởng của tỷ lệ thể tích cọc lõi lên sự chênh lệch sức chịu tải đứng giữa trụ SDCM mở rộng và trụ SDCM không mở rộng 27

Hình 2.16 Nội lực trong trụ SDCM mở rộng và không mở rộng 29

Hình 2.17 Dạng phá hoại của trụ SDCM mở rộng và không mở rộng 29

Hình 2.18 Tương quan giữa độ cứng cọc lõi và sức chịu tải đứng của trụ chống SDCM với cọc lõi treo 4.0 m 31

Hình 2.19 Tương quan giữa độ cứng cọc lõi và sức chịu tải đứng của trụ chống SDCM với cọc lõi xuyên suốt 7.0 m 32Hình 2.20 Tương quan giữa cường độ đất xi măng và sức chịu tải đứng của trụ chống SDCM 33Hình 2.21 Tương quan giữa độ cứng cọc lõi và sức chịu tải đứng của trụ treo SDCM với cọc lõi treo 4.0 m 34Hình 2.22 Tương quan giữa độ cứng cọc lõi và sức chịu tải đứng của trụ treo SDCM với cọc lõi xuyên suốt 7.0 m 35Hình 2.23 Tương quan giữa cường độ đất xi măng và sức chịu tải đứng của trụ treo SDCM 36Hình 2.24 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị đứng ứng với từng cấp tải của trụ chống SDCM với cường độ đất xi măng 400 kPa 39Hình 2.25 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị đứng ứng với từng cấp tải của trụ chống SDCM với cường độ đất xi măng 900 kPa 39Hình 2.26 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị đứng ứng với từng cấp tải của trụ chống SDCM với cường độ đất xi măng 1500 kPa 40Hình 2.27 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị đứng ứng với từng cấp tải của trụ treo SDCM với cường độ đất xi măng 400 kPa 42Hình 2.28 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị đứng ứng với từng cấp tải của trụ treo SDCM với cường độ đất xi măng 900 kPa 43Hình 2.29 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị đứng ứng với từng cấp tải của trụ treo SDCM với cường độ đất xi măng 400 kPa 43Hình 2.30 Biểu đồ lực dọc của trụ chống SDCM và cọc lõi ở cấp tải 200 kN với cường độ đất xi măng 400 kPa 46Hình 2.31 Biểu đồ lực dọc của trụ chống SDCM và cọc lõi ở cấp tải 200 kN với cường độ đất xi măng 900 kPa 47Hình 2.32 Biểu đồ lực dọc của trụ chống SDCM và cọc lõi ở cấp tải 200 kN với cường độ đất xi măng 1500 kPa 47Hình 2.33 Tương quan giữa độ cứng lõi và phần trăm lực dọc trụ chống SDCM do cọc lõi chịu tại mặt cắt đầu cọc 48

Hình 2.34 Biểu đồ lực dọc của trụ treo SDCM và cọc lõi ở cấp tải 200 kN với cường độ đất xi măng 400 kPa 50Hình 2.35 Biểu đồ lực dọc của trụ treo SDCM và cọc lõi ở cấp tải 200 kN với cường độ đất xi măng 900 kPa 50Hình 2.36 Biểu đồ lực dọc của trụ treo SDCM và cọc lõi ở cấp tải 200 kN với cường độ đất xi măng 1500 kPa 51Hình 2.37 Tương quan giữa độ cứng lõi và phần trăm lực dọc trụ treo SDCM do cọc lõi chịu tại mặt cắt đầu cọc 51Hình 2.38 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ chống SDCM 0.22×4 qu,DCM = 400 kPa 54Hình 2.39 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ chống SDCM 0.22×4 qu,DCM = 900 kPa 54Hình 2.40 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ chống SDCM0.22×4 qu,DCM =1500 kPa 54Hình 2.41 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ chống SDCM 0.22×7 qu,DCM = 400 kPa 55Hình 2.42 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ chống SDCM 0.22×7 qu,DCM = 900 kPa 55Hình 2.43 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ chống SDCM0.22×7 qu,DCM =1500 kPa 55Hình 2.44 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ treo SDCM 0.22×4 qu,DCM = 400 kPa 57Hình 2.45 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ treo SDCM 0.22×4 qu,DCM = 900 kPa 57Hình 2.46 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ treo SDCM0.22×4 qu,DCM =1500 kPa 57Hình 2.47 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ treo SDCM 0.22×7 qu,DCM = 400 kPa 58Hình 2.48 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ treo SDCM 0.22×7 qu,DCM = 900 kPa 58Hình 2.49 Ứng suất tại cấp tải phá hoại trụ treo SDCM0.22×7 qu,DCM =1500 kPa 58Hình 2.50 Tương quan giữa độ cứng lõi và sức chịu tải ngang cực hạn của trụ SDCM 60Hình 2.51 Tương quan giữa độ cứng lõi và sức chịu tải ngang cực hạn của trụ SDCM ứng với chuyển vị ngang giới hạn 10 mm 62

Hình 2.52 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị ngang ứng với từng cấp tải của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 400 kPa 63Hình 2.53 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị ngang ứng với từng cấp tải của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 900 kPa 64Hình 2.54 Tương quan giữa độ cứng lõi và chuyển vị ngang ứng với từng cấp tải của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 1500 kPa 65Hình 2.55 Tương quan giữa độ cứng lõi và nội lực tối đa trong trụ SDCM 66Hình 2.56 Tương quan giữa độ cứng lõi và tỷ lệ phân bố nội lực trong cọc lõi 68Hình 2.57 Phá hoại đất nền của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 400 kPa 70Hình 2.58 Phá hoại đất nền của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 900 kPa 70Hình 2.59 Phá hoại đất nền của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 1500 kPa 71Hình 2.60 Phá hoại vật liệu trụ của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 400 kPa 72Hình 2.61 Phá hoại vật liệu trụ của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 900 kPa 72Hình 2.62 Phá hoại vật liệu trụ của trụ SDCM với cường độ đất xi măng 1500 kPa 73Hình 3.1 Sơ đồ phần tư hệ móng bè trên nền đất yếu gia cố bằng trụ DCM/SDCM 78Hình 3.2 Mặt cắt A-A sơ đồ hệ móng bè trên nền trụ 78Hình 3.3 Mô hình PLAXIS cho bài toán móng bè trên nền gia cố bằng trụ SDCM 79Hình 3.4 Tương quan giữa độ cứng lõi và độ lún của hệ móng bè trên nền trụ SDCM có cọc lõi dài 2.0 m 81Hình 3.5 Tương quan giữa độ cứng lõi và độ lún của hệ móng bè trên nền trụ SDCM có cọc lõi dài 4.0 m 81Hình 3.6 Tương quan giữa độ cứng lõi và độ lún của hệ móng bè trên nền trụ SDCM có cọc lõi dài 6.0 m 82Hình 3.7 Tương quan giữa độ cứng lõi và độ lún của hệ móng bè trên nền trụ SDCM có cọc lõi dài 8.0 m 83

Hình 3.8 Tương quan giữa độ cứng lõi và độ lún tại tâm của hệ móng bè trên nền trụ

SDCM với nhiều chiều dài cọc lõi 84

Hình 3.9 Tương quan giữa độ cứng lõi và phần trăm phân chia tải trọng của hệ móng bè trên nền trụ SDCM với cọc lõi dài 2.0 m 85

Hình 3.10 Tương quan giữa độ cứng lõi và phần trăm phân chia tải trọng của hệ móng bè trên nền trụ SDCM với cọc lõi dài 4.0 m 86

Hình 3.11 Tương quan giữa độ cứng lõi và phần trăm phân chia tải trọng của hệ móng bè trên nền trụ SDCM với cọc lõi dài 6.0 m 87

Hình 3.12 Tương quan giữa độ cứng lõi và phần trăm phân chia tải trọng của hệ móng bè trên nền trụ SDCM với cọc lõi dài 8.0 m 88

Hình 3.13 Tương quan giữa tỷ lệ chiều dài cọc lõi và phần trăm tải trọng chịu bởi cọc lõi 89

Hình 3.14 Tương quan giữa tỷ lệ chiều dài cọc lõi và phần trăm tải trọng chịu bởi bao đất xi măng 90

Hình 3.15 Tương quan giữa tỷ lệ chiều dài cọc lõi và phần trăm tải trọng chịu bởi đất nền 90

Hình 3.16 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×4 cọc lõi VL1 92

Hình 3.17 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×4 cọc lõi B35 92

Hình 3.18 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×2 cọc lõi VL1 92

Hình 3.19 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×2 cọc lõi B35 92

Hình 3.20 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×8 cọc lõi VL1 93

Hình 3.21 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×8 cọc lõi B35 93

Hình 3.22 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×6 cọc lõi VL1 93

Hình 3.23 Ứng suất của nhóm trụ SDCM 0.22×6 cọc lõi B35 93

MỞ ĐẦU

1 Bối cảnh và tính cấp thiết của đề tài

Hiện nay, với tốc độ đô thị hóa ngày càng tăng, các khu dân cư, cụm công nghiệp phát triển dần ra các vùng ven, mà đa phần ở phía Nam Việt Nam là những khu vực đất yếu như Nhà Bè, Quận 7, Cần Giờ hay các tỉnh thuộc vùng Đồng bằng Sông Cửu Long Do đó, việc phát triển hạ tầng ở các vùng đất yếu ngày càng được chú trọng, công tác gia cố nền đất yếu cũng được đẩy mạnh

Chính vì thế, rất nhiều phương pháp xử lý và gia cố nền đất yếu đã được áp dụng rộng rãi tại nước ta Một trong những phương pháp phổ biến là phương pháp gia cố bằng trụ đất xi măng (deep cement mixing piles – DCM) Tuy nhiên, trụ DCM còn nhiều nhược điểm cần khắc phục như khó kiểm soát chất lượng đất trộn, dễ bị phá hoại ở đầu trụ đất xi măng, khả năng chịu tải trọng ngang kém,…

Do đó, một số nhóm nghiên cứu đã phát triển nhiều loại trụ đất xi măng cải tiến nhằm khắc phục các nhược điểm trên như trụ đất xi măng chữ T (T-shaped deep cement mixing piles) hay trụ đất xi măng có cốt cứng (stiffened deep cement mixing piles – SDCM) Những loại trụ DCM cải tiến có sức chịu tải lớn hơn và độ lún bé hơn trụ DCM truyền thống

Trong đó, trụ đất xi măng có cốt cứng (trụ SDCM) được thi công bằng cách chèn thêm có cốt cứng (cọc lõi) vào trụ DCM đã thi công trước đó Trụ SDCM có nhiều ưu điểm về sức chịu tải và quan trọng nhất là chất lượng cọc lõi được kiểm soát tốt Tuy nhiên, đây là một loại trụ DCM cải tiến tương đối mới và chưa có nhiều công trình ứng dụng tại Việt Nam Do đó, cần có thêm nhiều nghiên cứu về ứng xử của trụ SDCM trong gia cố nền đất yếu và chịu tải cho móng công trình để có thể ứng dụng rộng rãi loại trụ đất xi măng này trong thực tế

3 Mục tiêu nghiên cứu

Mục tiêu chính của luận văn này là nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu và trụ đất xi măng có cốt cứng Từ đó, đề xuất các thông số thiết kế phù hợp cho trụ đất xi măng có cốt cứng Luận văn bao gồm các mục tiêu:

- Nghiên cứu sự làm việc của một trụ đất xi măng có cốt cứng trong nền đất

yếu bằng việc khảo sát các thông số (tỷ lệ chiều dài, diện tích tiết diện, module đàn hồi của cọc lõi) và điều kiện làm việc (cọc treo, cọc chống, chịu tải trọng đứng và tải trọng ngang) ảnh hưởng đến ứng xử của trụ SDCM trong nền đất yếu (sức chịu tải, chuyển vị và cơ chế phá hoại)

- Đưa ra kiến nghị độ cứng và chiều dài cọc lõi phù hợp cho trụ SDCM gia cố

nền đất yếu

- Nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu gia cố bằng trụ đất xi măng có cốt cứng

dưới móng bè của công trình

- Nghiên cứu tính khả thi áp dụng trụ SDCM gia cố và chịu tải trọng cho hệ

móng bè cọc của công trình trên nền đất yếu

- Xem xét biến dạng của nền đất yếu gia cố bằng trụ SDCM, cơ chế truyền

lực và phân chia tải trọng trong hệ móng bè trên nền gia cố bằng trụ SDCM

4 Phương pháp nghiên cứu

Phương pháp nghiên cứu chính trong luận văn là phương pháp nghiên cứu thông số, sử dụng phần mềm phần tử hữu hạn (PLAXIS 3D) làm công cụ mô phỏng và tính toán kết quả nhiều trường hợp thay đổi thông số

Cụ thể trong nghiên cứu này, các thông số đầu vào trong bài toán được chọn để thay đổi là độ cứng và cường độ của cọc lõi và đất xi măng, chiều dài và kích thước tiết diện cọc lõi Sau đó, các kết quả đầu ra ứng với từng bộ thông số đầu vào được tính toán bằng PLAXIS 3D bao gồm sức chịu tải, chuyển vị, nội lực và dạng phá hoại Từ đó các kết quả trên, tiến hành đánh giá và phân tích bài toán sự làm việc của trụ đơn và nhóm trụ SDCM trong nền đất yếu

5 Tính mới của nghiên cứu

Nghiên cứu tập trung khảo sát thay đổi thông số độ cứng và cường độ của cọc lõi và phần trụ đất xi măng ảnh hưởng lên ứng xử của trụ SDCM trong nhiều điều

kiện làm việc khác nhau Qua đó nhận thấy khi vật liệu cọc lõi cứng hơn bê tông cốt thép B5 hoặc gỗ bạch đàn, hiệu quả làm việc của trụ SDCM có thể xem như không thay đổi Bên cạnh đó, phương án tăng chiều dài lõi được cho là có hiệu quả cao hơn phương án tăng cường độ đất xi măng Từ đó đề xuất phương án dùng cọc lõi có độ cứng vừa phải và chiều dài lớn được xem như phương án tiết kiệm và bền vững

Đồng thời, ảnh hưởng của hiệu ứng mở rộng trụ SDCM do sự chiếm chỗ của cọc lõi lên sự làm việc của trụ cũng được xem xét Từ kết quả cho thấy sự cần thiết phải xem xét hiệu ứng mở rộng trụ SDCM cho các trường hợp có tỷ lệ thể tích cọc lõi lớn hơn 0.2

Ngoài ra, nghiên cứu còn xem xét tính khả thi khi ứng dụng trụ SDCM như trụ gia cố và chịu lực cho hệ móng bè của công trình Từ đó cho thấy việc sử dụng trụ SDCM có ưu thế hơn so với trụ DCM truyền thống trong gia cố nền đất yếu dưới móng bè Với hiệu quả giảm lún có thể đạt hơn 2 lần đồng thời giúp móng đạt độ lún thiết kế theo yêu cầu của tiêu chuẩn kỹ thuật

6 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Về phương diện khoa học, nghiên cứu này cung cấp thêm hiểu biết về các thông số độ cứng và cường độ vật liệu ảnh hưởng đến ứng xử của trụ đất xi măng có cốt cứng (SDCM) trong nền đất yếu dưới nhiều điều kiện làm việc Từ đó, xác định được các thông số phù hợp khi thiết kế trụ SDCM

Về phương diện thực tiễn, nghiên cứu này cung cấp thêm thông tin về một phương án trụ đất xi măng cải tiến (SDCM) có thể ứng dụng trong gia cố nền và cọc chịu lực cho hệ móng cho các công trình trên đất yếu Từ đó, giúp kỹ sư có thêm phương án để lựa chọn khi thiết kế gia cố nền đất yếu và móng cho công trình

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU 1.1 Tổng quan về trụ đất xi măng có cốt cứng

1.1.1 Phương pháp trụ đất xi măng truyền thống

Trụ đất xi măng (deep cement mixing piles – DCM piles) là một trong những phương pháp cải tạo nền đất yếu phổ biến Được phát triển và ứng dụng từ những năm 1970 tại Nhật Bản và Thụy Điển, phương pháp này trộn các chất kết dính (xi măng, vôi,…) vào trong đất, tạo thành một kết cấu đất trộn dạng trụ [1], [2] Trụ đất xi măng có cường độ cao hơn, tính nén lún và tính thấm thấp hơn, giúp cải tạo nền đất yếu, tăng sức chịu tải và giảm độ lún cho nền Với ưu điểm thi công nhanh chóng, trụ đất xi măng đã được ứng dụng trong nhiều công trình như bờ kè, nền đường, gia cố hố đào, gia cố móng cọc,… [3]

Từ ý tưởng trộn vôi vào đất sét biển ở Nhật Bản, đã có nhiều nghiên cứu phát triển phương pháp thi công trụ đất xi măng Từ những nghiên cứu về vật liệu kết dính đến biện pháp thi công trộn sâu, trụ đất xi măng đã có những cải tiến đáng kể Tuy nhiên, một số nhược điểm cố hữu vẫn tồn tại như:

- Dễ bị phá hoại phần đầu trụ, do làm việc gần như cọc trong đất nên phần đầu trụ đất xi măng chịu lực dọc lớn nhất dẫn đến trụ DCM bị phá hoại bởi vật liệu chiếm hơn 50% trường hợp phá hoại như Hình 1.1 [4]

- Khả năng chịu tải ngang kém, do hỗn hợp đất trộn chủ yếu chịu nén nên khi phát sinh moment sẽ nhanh chóng bị phá hoại [5]

- Chất lượng vật liệu khó kiểm soát, dù với những công nghệ thi công hiện đại, việc kiểm soát mức độ đồng nhất cho trụ đất xi măng vẫn gặp nhiều khó khăn dễ dẫn đến phá hoại do tiết diện giảm yếu [5]

Từ đây trở về sau, các khái niệm trong nghiên cứu này được định nghĩa để thuận tiện theo dõi:

- Trụ đất xi măng không có cốt cứng được gọi là trụ DCM - Trụ đất xi măng có cốt cứng được gọi là trụ SDCM

- Cốt cứng hay cọc lõi dùng từ “cọc” để phân biệt với từ “trụ” - Phần đất xi măng trong trụ SDCM được gọi là bao DCM

Phá hoại trụ Phá hoại đất nềnTrụ

TrụDCM

Hình 1.2 Sơ đồ cấu tạo trụ đất xi măng có cốt cứng (SDCM) [5]

Nhiều nghiên cứu từ thí nghiệm đến mô phỏng đã được tiến hành để khảo sát sự làm việc của trụ SDCM Những thí nghiệm đầu tiên của Dong và cộng sự (2004) đã khảo sát nhiều chiều dài trụ DCM và cọc lõi bằng thí nghiệm thử tải tĩnh, tiết diện cọc lõi cũng được giảm dần theo chiều sâu [6] Thông qua đó chứng tỏ được trụ SDCM có khả năng cải thiện sức chịu tải và đảm bảo độ lún yêu cầu Jamsawang và cộng sự (2011) cũng đã tiến hành nhiều thí nghiệm thử tải tĩnh và thử tải ngang nhằm khảo sát sức chịu tải và độ lún của trụ SDCM với nhiều tỷ lệ chiều dài và diện tích cọc lõi khác nhau [4] Từ đó, xác định được sức chịu tải đứng của trụ SDCM có thể cao hơn đến 2 lần và sức chịu tải ngang có thể gấp 15 lần so với trụ DCM truyền thống Ngoài ra, hệ số tiếp xúc 𝑅𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟 giữa DCM và cọc lõi cũng được xác định là 0.4 từ thí nghiệm kéo tuột

Song song với đó nhiều nghiên cứu mô phỏng số cũng được tiến hành để khảo sát chi tiết hơn các thông số của cọc lõi ảnh hưởng đến sự làm việc của trụ SDCM Voottipruex và cộng sự (2011) đã khảo sát nhiều thông số kích thước cọc lõi và dạng phá hoại của trụ SDCM cho thấy sức chịu tải đứng của trụ SDCM phụ thuộc nhiều vào chiều dài cọc lõi hơn là diện tích tiết diện cọc lõi [5] Bên cạnh đó, sức chịu tải ngang của trụ SDCM gần như không thay đổi với chiều dài cọc lõi lớn hơn 3.5 m [5] Nghiên cứu của Wonglert và cộng sự (2015) đã dùng cừ tràm cho cọc lõi, cho thấy

Bao đất xi măng

khả năng sử dụng cọc lõi với vật liệu có độ cứng bé hơn để giảm chi phí và vẫn đảm bảo sức chịu tải cũng như độ lún cho trụ SDCM [7] Nghiên cứu này cũng chỉ ra chiều dài tối ưu của cọc lõi phụ thuộc vào cường độ đất xi măng và đất nền xung quanh trụ [7] Tiếp đó, Wonglert và cộng sự (2018) đã mở rộng nghiên cứu cho trụ SDCM với điều kiện làm việc như cọc treo và kết luận rằng cường độ đất xi măng có ảnh hưởng lớn đến sức chịu tải và khi cường độ này đủ lớn dạng phá hoại sẽ chuyển từ phá hoại bao DCM sang phá hoại đất nền [8]

Hình 1.3 Một số dạng cọc lõi khác được dùng cho trụ SDCM [8], [9]

Nhóm nghiên cứu của Zhang và cộng sự (2018) cũng đã báo cáo những kết quả thí nghiệm cho cọc ly tâm ứng suất trước kết hợp với bao đất xi măng bên ngoài Từ đó cho thấy khi có thêm bao đất xi măng, chuyển vị ngang và mô men trong trụ giảm đáng kể so với cọc ly tâm thông thường [9], [10]

Bên cạnh đó, có thể nhận thấy kích thước giữa tiết diện cọc lõi và trụ DCM có khác biệt rất lớn từ tỷ lệ diện tích cọc lõi 0.09 đến 0.25 như Hình 1.3 Từ nghiên cứu SDCM đầu tiên của Dong (2004) đã đề cập đến việc DCM và đất nền xung quanh bị nén chặt khi chèn cọc lõi vào trụ DCM [6] Gần đây, Han và cộng sự (2022) đã thực hiện thí nghiệm trong phòng khảo sát hiệu ứng nén chặt và mở rộng trụ SDCM do sự chiếm chỗ của cọc lõi trong quá trình thi công [11] Kết quả tổng hợp trong Hình 1.4 cho thấy với tỷ lệ diện tích tiết diện cọc lõi 0.207, đường kính trụ SDCM có thể lớn

Gỗ bạch đàn

Cọc PC D400

Bao DCM D800

hơn phần trụ DCM từ 10% đến 25% khi đất nền xung quanh có sức kháng cắt không thoát nước từ 50 kPa đến 100 kPa [11]

Hình 1.4 Kết quả nghiên cứu hiệu ứng mở rộng trụ SDCM cùa Han [11]

Tuy nhiên, vẫn chưa có nhiều báo cáo về hiệu ứng mở rộng này của trụ SDCM Đồng thời, cọc lõi bằng gỗ bạch đàn cho thấy có thể sử dụng những vật liệu khác cho cọc lõi nhưng chưa có nhiều nghiên cứu có hệ thống liên quan đến ảnh hưởng của vật liệu cọc lõi lên trụ SDCM Vì thế, nghiên cứu này tiến hành khảo sát trụ SDCM với nhiều thông số cường độ và độ cứng cọc lõi cũng như đất xi măng nhằm khảo sát sự ảnh hưởng lên sức chịu tải, chuyển vị, nội lực và dạng phá hoại của trụ SDCM Song song với đó, hiệu ứng mở rộng trụ SDCM cũng được xem xét và đánh giá

1.2 Tổng quan về ứng dụng trụ đất xi măng có cốt cứng trong gia cố nền đất yếu

Hiện nay, trụ SDCM chủ yếu được nghiên cứu ứng dụng cho gia cố nền chịu tải đất đắp Voottipruex và cộng sự (2011) đã tiến hành thí nghiệm nền đất đắp trên trụ DCM truyền thống và trụ SDCM, cho thấy sử dụng trụ SDCM giúp nền có sức chịu tải cao hơn và độ lún thấp hơn trụ DCM [12] Sau đó, Phutthananon và cộng sự (2022) tiếp tục tiến hành gia cố với trụ SDCM dùng lõi gỗ bạch đàn và cũng đã cho thấy hiệu quả tương tự lõi bê tông cốt thép [13] Ngoài ra, Nguyen và cộng sự (2021) cũng tiến hành nghiên cứu mô phỏng khảo sát hệ số giảm ứng suất (stress reduction ratio – SRR) cho nền đắp gia cố bằng trụ SDCM với nhiều thông số đất đắp, cọc lõi và trụ đất xi măng [14]

Hình 1.5 Sơ đồ thí nghiệm gia cố nền đất đắp bằng trụ SDCM của Phutthananon

[13]

Bên cạnh đó, chưa có nhiều nghiên cứu khảo sát khả năng ứng dụng của trụ SDCM cho móng công trình, đặc biệt là gia cố cho móng bè Luận văn Thạc sĩ của Nguyễn Bá Phú (2013) đã cho thấy tính khả thi và tính kinh tế của móng cọc bằng trụ SDCM so với cọc khoan nhồi và cọc bê tông đúc sẵn [15] Đây là cơ sở để phát triển thêm nhiều nghiên cứu ứng dụng trụ SDCM làm cọc chịu tải trọng cho móng công trình Gần đây nhất, Bao và cộng sự (2023) cũng đã có nghiên cứu mô phỏng cho móng bè trên nền trụ SDCM và cho thấy khoảng cách trụ từ 3 đến 4 lần đường kính trụ là tối ưu cho phương án gia cố đất nền dưới đáy móng [16] Tuy nhiên, chưa có nhiều nghiên cứu khảo sát chi tiết về phần trăm phân chia tải trọng hay dạng phá hoại của móng bè trên nền gia cố bằng trụ SDCM Do đó, nghiên cứu này tập trung khảo sát móng bè trên nền đất yếu gia cố bằng trụ SDCM với nhiều độ cứng và chiều dài cọc lõi nhằm đánh giá độ lún, phần trăm phân chia tải trọng và dạng phá hoại của hệ móng bè trên nền trụ SDCM

CHƯƠNG 2 NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA TRỤ ĐẤT XI MĂNG CÓ CỐT CỨNG TRONG NỀN ĐẤT YẾU

Trong Chương 2 của luận văn, ứng xử của trụ đơn SDCM trong nền đất yếu được khảo sát và đánh giá Đầu tiên, hiệu ứng mở rộng trụ SDCM do sự chiếm chỗ của cọc lõi được xét đến với nhiều tỷ lệ chiều dài và diện tích tiết diện cọc lõi thông qua đó ảnh hưởng đến sức chịu tải được phân tích và đánh giá Tiếp theo, trụ SDCM chịu tải trọng đứng được phân tích với 4 mô hình làm việc của trụ treo và trụ chống Nhiều thông số độ cứng và cường độ của cọc lõi cũng như đất xi măng được thay đổi và đánh giá ảnh hưởng lên sức chịu tải, chuyển vị, phân bố nội lực và dạng phá hoại của trụ SDCM Tương tự, trụ SDCM chịu tải trọng ngang cũng được khảo sát và phân tích thông số

2.1 Thí nghiệm thử tải hiện trường

Kết quả thí nghiệm thử tải hiện trường được tham khảo từ thí nghiệm thử tải đứng và thí nghiệm thử tải ngang của nhóm Jamsawang và cộng sự (2011) với thông tin tóm tắt về thí nghiệm như sau [4]

Thí nghiệm được thực hiện ở Viện Công nghệ Châu Á, Bangkok, Thái Lan Hình 2.1 thể hiện địa chất khu vực theo khảo sát gồm lớp đất mặt phong hóa dày 2.0 m có tỉ số cố kết lớn hơn 3.0 có sức kháng cắt không thoát nước từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường trên 35 kPa Kế tiếp là lớp đất sét yếu dày 6.0 m có sức kháng cắt không thoát nước từ 15 kPa đến 20 kPa ở trạng thái nhão với độ ẩm xấp xỉ giới hạn nhão Bên dưới là lớp sét nửa cứng dày 2.0 m có cường độ trên 35 kPa và cuối cùng là lớp đất sét cứng từ độ sâu -10.0 m Mực nước ngầm ở độ sâu -1.5 m

Trụ đất xi măng được thi công bằng phương pháp phun vữa (jet grouting) với hàm lượng xi măng 150 kg/m3 Trụ đất xi măng được thi công với kích thước đường kính 0.6 m và chiều dài 7.0 m với mũi cọc cắm vào lớp đất sét nửa cứng Cọc lõi được dùng là cọc vuông bê tông dự ứng lực với kích thước cạnh tiết diện cọc là 0.18 m và 0.22 m với hai chiều dài cọc lõi là 4.0 m và 6.0 m Sau khi thi công trụ đất xi măng, cọc lõi được ấn thẳng vào tim trụ khi đất xi măng chưa đóng rắn Cọc lõi được giữ ở cao độ thiết kế đến 80 ngày và trụ SDCM được tiến hành gia tải

Hình 2.1 Thông số địa chất tại AIT, Bangkok từ các thí nghiệm [4]

Hình 2.2 Sơ đồ thí nghiệm thử tải đứng của trụ SDCM [4]

Tấm thépKích thủy lực

V ng đo lựcV ng bi

gia tải

Dầm đỡ ngangDầm đỡ ngang

Dầm đỡ dọcDầm phản lực

Hình 2.3 Sơ đồ thí nghiệm thử tải ngang của trụ SDCM [4]

Thí nghiệm thử tải đứng được tiến hành với sơ đồ như Hình 2.2 gồm hệ thống gia tải bằng kích thủy lực và đối trọng Tải trọng đứng được đặt lên tấm thép gia tải trên đầu trụ và gia tải với mỗi cấp là 10 kN trong 5 phút Thí nghiệm thử tải ngang được tiến hành với sơ đồ như Hình 2.3 gồm hệ thống kích thủy lực tựa vào vách hố đào Tải trọng ngang được đặt vào một mũ cọc bằng bê tông với kích thước 700 × 700 × 400 mm và gia tải với mỗi cấp là 5 kN trong 10 phút Cả hai thí nghiệm được dừng lại khi biến dạng tăng liên tục và tải trọng không tăng

2.2 Thông số mô phỏng

2.2.1 Thông số hình học

Biên bài toán được thiết lập như Hình 2.4 nhằm hạn chế ảnh hưởng giới hạn chuyển vị ở biên đến chuyển vị bài toán Theo phương ngang, biên bài toán lần lượt là 20 × 20 m, mở rộng khoảng 15 lần đường kính trụ Theo chiều sâu, biên bài toán mở rộng đến -30 m, khoảng 5 lần chiều dài trụ

Dầm tham chiếuChuyển vị kế

Mũ cọc

V ng đo lựcKích thủy lựcTấm thépTấm gỗ

V ng bi gia tảiTấm gia tảiCọc lõi

Trụ SDCMMặt đất tự nhiên

0.3m

Hình 2.4 Mô hình PLAXIS 3D cho bài toán trụ đơn SDCM

Hình 2.5 Mô hình vùng chuyển tiếp giữa hai đường kính trụ

Trụ DCM và cọc lõi đều được mô phỏng bằng phần tử khối tứ diện 10 nút node tetrahedral) nhằm mô tả sự tương tác giữa hai thành phần này sát với thực tế nhất thay vì dùng phần tử dầm chìm (embedded beam) Trong nghiên cứu này, hiệu ứng mở rộng đường kính trụ DCM ở vùng chèn cọc lõi được kể đến Như vậy, trụ DCM sẽ có hai đường kính là đường kính mở rộng ở đoạn trên có chèn cọc lõi và

2.0 m Đất mặt 6.0 m Sét yếu 2.0 m Sét nửa cứng

20.0 m Sét cứngTrụ

Không có vùng chuyển tiếpCó vùng chuyển tiếpCác phần tử quá bé

Mũi cọc lõi

đường kính bình thường ở đoạn dưới không có cọc lõi đi qua Bán kính trụ DCM tăng lên từ 10 mm đến 44 mm là tương đối bé so với tổng thể mô hình, do đó ở vùng chuyển tiếp giữa hai đường kính xảy ra việc kích thước phần tử quá bé như Hình 2.5 dẫn đến thời gian tính toán lâu thậm chí bị lỗi khi tính toán Vì vậy, một vùng chuyển tiếp giữa hai đường kính được mô phỏng để giải quyết vấn đề này giúp các phần tử có kích thước đồng đều hơn, vùng này có chiều dài 200 mm dọc thân trụ được tạo bởi công cụ Loft polycurve

Đối với trường hợp trụ SDCM chịu tải đứng, một tấm thép mô phỏng bằng phần tử tấm (plate) xem như tuyệt đối cứng được đặt trên đầu trụ để phân bố đều tải trọng đứng lên mặt đầu trụ Tải trọng đứng được gán dưới dạng tải tập trung (point load) vào tâm của tấm thép gia tải Đối với trường hợp trụ SDCM chịu tải ngang, một khối bê tông mô phỏng bằng phần tử khối tứ diện với kích thước 700 × 700 × 400 mm gắn ở đầu trụ SDCM để phân bố tải trọng ngang lên đầu trụ Tải trọng ngang được gán dưới dạng tải tập trung vào tâm mặt bên của khối mũ trụ

Trong cả hai thí nghiệm thử tải đứng và ngang, đầu trụ SDCM đều cách mặt đất tự nhiên 1.0 m, do đó phần đất ở đầu trụ cần được đào để lắp hệ thống gia tải, phần đất đào này cũng được mô phỏng trong mô hình để có kết quả gần nhất với quan trắc Phần đất này được mô hình dưới dạng nón cụt, đường kính trên 2.0 m đường kính dưới 1.0 m trong trường hợp gia tải đứng và đường kính trên 6.0 m và đường kính dưới 4.0 m trong trường hợp gia tải ngang Việc mô phỏng phần hố đào dạng mái dốc thay vì vách đứng như trong sơ đồ thí nghiệm để tránh tình trạng đất bị phá hoại ở phần mép hố đào khi chạy mô hình

Hình 2.6 Sơ đồ mô phỏng bài toán gia tải đứng cho trụ SDCM

Tấmthép

Hình 2.7 Sơ đồ mô phỏng bài toán gia tải ngang cho trụ SDCM

Việc chia lưới phần tử có ảnh hưởng đến kết quả bài toán, do đó cần chia lưới phần tử phù hợp cho từng vùng của bài toán để kết quả ít thay đổi chia lưới mịn ở vùng trụ và chia lưới thô dần ra biên bài toán bằng cách tạo nhiều khối hình hộp chữ nhật từ tâm mô hình Khối đầu tiên là phần trụ SDCM được gán hệ số chia lưới (coarseness factor) là 0.04 Khối thứ hai là khối hộp kích thước 4.0 × 4.0 × 12.0 m có hệ số chia lưới là 0.2 Khối thứ ba là khối hộp kích thước 10.0 × 10.0 × 20.0 m có hệ số chia lưới là 0.7 Phần ngoài biên còn lại có hệ số chia lưới là 1.0

Giai đoạn thi công đầu tiên được thiết lập để tạo ứng suất ban đầu trong đất Giai đoạn thứ hai là giai đoạn thi công trụ DCM và cọc lõi Giai đoạn thứ ba là giai đoạn đào đất và lắp đặt hệ gia tải Sau đó, quá trình gia tải được thiết lập lần lượt là 10 kN mỗi cấp tải với trường hợp thử tải đứng và 5 kN mỗi cấp tải với trường hợp thử tải ngang cho đến khi phá hoại

2.2.2 Thông số vật liệu

Mô hình vật liệu cho đất trong bài toán được sử dụng là mô hình Hardening soil, nhằm kể đến khác biệt giữa độ cứng dỡ tải đặc biệt trong bài toán trụ chịu tải ngang Đối với lớp đất mặt, lớp sét yếu và lớp sét nửa cứng, ứng xử Undrained B được sử dụng, sức chịu tải của đất được nhập trực tiếp bằng thông số sức kháng cắt không thoát nước 𝑆𝑢 Ứng xử Undrained B không kể đến sự tăng độ cứng và cường độ đất theo chiều sâu, từ đó không dự đoán quá mức độ cứng và cường độ đặc biệt với đất yếu Cường độ của ba lớp đất này được kiểm soát dựa trên kết quả trung bình từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường Riêng đối với lớp sét yếu, 𝑆𝑢 được kiểm soát với độ tăng 1.0 kPa/m từ độ sâu -5.0 m Giá trị mô đun cát tuyến 𝐸𝑟𝑒𝑓50 được lấy sơ bộ bằng

4.0 m6.0 m

TrụĐất nền

Trụ

200 ÷ 500 𝑆𝑢 và sau đó được điều chỉnh để phù hợp với kết quả thực nghiệm thử tải cọc Đối với lớp sét cứng, ứng xử Undrained A được sử dụng, lớp đất này có thể xem như biên dưới bài toán do đó gần như không ảnh hưởng đến kết quả Mô hình vật liệu cho trụ DCM và cọc lõi được dùng là mô hình Mohr – Coulomb nhằm xét đến trạng thái phá hoại của vật liệu đất xi măng và lõi cứng Ứng xử vật liệu được dùng là ứng xử non-porous với mục đích không xét đến áp lực nước lỗ rỗng trong hai vật liệu này, từ đó thuận lợi hơn trong phân tích ứng suất trong trụ SDCM thay vì các nghiên cứu trước dùng ứng xử undrained cho vật liệu đất xi măng Toàn bộ thông số cơ bản khai báo trong mô hình PLAXIS được tổng hợp và trình bày trong Bảng 2.1

Bảng 2.1 Tổng hợp thông số vật liệu trong mô hình PLAXIS cho bài toán trụ đơn SDCM

Đất mặt

Bê tông mũ cọc

Trọng lượng riêng γsat = γunsat (kN/m3)

Mô đun cát tuyến E50ref (kN/m2)

3000 2500 15000 25000 90000 28×106 28×106Mô đun nén cố kết

*Chú thích: H.S – Hardening Soil, M.C – Mohr-Coulomb, L.E – Linear Elastic, U.A – Undrained A, U.B – Undrained B, N.P – Non Porous

Phần tử tiếp xúc (interface) được gán xung quanh tất cả bề mặt trụ DCM tiếp xúc với đất nền, cũng như bề mặt cọc lõi tiếp xúc với trụ DCM Giá trị 𝑅𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟 của phần tử tiếp xúc giữa trụ DCM và đất nền xung quanh được lấy bằng 1.0 với quan niệm trụ DCM tiếp xúc tốt với đất nền do được phun trực tiếp dưới đất Trong khi giá trị 𝑅𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟 của phần tử tiếp xúc giữa cọc lõi với trụ DCM được lấy bằng 0.4 là giá trị trung bình thu được từ thí nghiệm [17] Giá trị 𝑅𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟 này có giá trị trong khoảng 0.348 đến 0.426, và được tính toán từ tỷ lệ giữa cường độ kéo tuột cọc lõi 𝜏𝑢 và cường độ nén đơn 𝑞𝑢 của vật liệu đất xi măng:

2.3 Các trường hợp khảo sát thông số

2.3.1 Khảo sát ảnh hưởng chiếm chỗ của cọc lõi lên ứng xử mở rộng của trụ SDCM

Theo chiều ngang, khi kích thước tiết diện của cọc lõi càng lớn thì cọc lõi chiếm chỗ càng nhiều và khiến trụ đất xi măng bị phình ra nhất là khi nền đất xung quanh thân trụ là đất yếu Hiệu ứng này khiến cho kích thước tiết diện ngang sau cùng của trụ SDCM tăng lên và mức độ phụ thuộc vào tỷ lệ diện tích mặt cắt ngang của cọc lõi 𝐴𝑐𝑜𝑟𝑒/𝐴𝐷𝐶𝑀 Theo chiều sâu, ảnh hưởng chiếm chỗ của cọc lõi lan rộng theo chiều dài cọc, tức là chiều sâu cọc lõi đến đâu thì trụ đất xi măng phình ra đến đấy thậm chí phần phình ra còn có thể sâu hơn mũi cọc lõi [11] Tuy nhiên, để không đánh giá quá mức ảnh hưởng chiếm chỗ của cọc lõi, nghiên cứu này chỉ xét ảnh hưởng của tỷ lệ chiều dài cọc lõi 𝐿𝑐𝑜𝑟𝑒/𝐿𝐷𝐶𝑀, tức là phần trụ đất xi măng mở rộng đến độ sâu mũi cọc lõi Trong phạm vi nghiên cứu, cọc lõi vuông bằng vật liệu bê tông cốt thép với 5 kích thước tiết diện ngang được khảo sát từ cạnh cọc lõi từ 0.14 m đến 0.30 m tương ứng với tỷ lệ 𝐴𝑐𝑜𝑟𝑒/𝐴𝐷𝐶𝑀 từ 0.069 đến 0.318 Chiều dài cọc lõi được khảo sát với 4 kích thước từ 2.0 m đến 7.0 m tương ứng với tỷ lệ 𝐿𝑐𝑜𝑟𝑒/𝐿𝐷𝐶𝑀 từ 0.286 đến 1.0 Đường kính mới của trụ DCM khi phình ra được tính toán theo đường kính tương đương ứng với tổng diện tích tiết diện DCM hiện hữu và diện tích tiết diện cọc lõi

Bảng 2.2 tổng hợp các thông số kích thước của trụ SDCM được dùng trong khảo sát ứng xử mở rộng của trụ

Diện tích tiết diện SDCM vùng có cọc lõi:

𝑉𝑐𝑜𝑟𝑒/𝑉𝐷𝐶𝑀 = 𝐴𝑐𝑜𝑟𝑒×𝐿𝑐𝑜𝑟𝑒

Bảng 2.2 Tổng hợp thông số khảo sát hiệu ứng mở rộng của trụ SDCM

Đường kính trụ

DCM, DDCM

Cạnh cọc lõi,

Diện tích trụ

DCM, ADCM

Diện tích cọc lõi,

Diện tích trụ SDCM, ASDCM

Đường kính trụ SDCM, DSDCM

2.3.2 Khảo sát ảnh hưởng của vật liệu trụ lên ứng xử của trụ SDCM

Trụ SDCM bao gồm hai thành phần chính là phần bao đất xi măng và phần cọc lõi Nghiên cứu này tiến hành khảo sát thông số vật liệu của hai thành phần này ảnh hưởng như thế nào đến sự làm việc của trụ SDCM Thông số vật liệu sẽ có hai thông số chính là độ cứng và cường độ phụ thuộc lẫn nhau Nghiên cứu này khảo sát 10 bộ thông số vật liệu cho cọc lõi và 3 bộ thông số vật liệu cho bao đất xi măng Đối với cọc lõi, các loại vật liệu được khảo sát gồm bê tông, gỗ bạch đàn và vật liệu giả định Bê tông được khảo sát gồm 5 loại bê tông với cấp độ bền B35, B25, B15, B5 và B3.5,

thông số về mô đun đàn hồi và cường độ chịu nén được lấy theo TCVN 5574:2018 [18] Do cọc lõi làm bằng bê tông cốt thép, cường độ chịu kéo của cọc lõi được lấy theo cường độ chịu kéo trung bình của thép và bê tông, với hàm lượng cốt thép là 1.0% Gỗ bạch đàn được lấy thông số độ cứng và cường độ từ nhiều nguồn nghiên cứu trước đây [19], [20] với giá trị độ cứng chịu nén dọc thớ là 15.0 GPa, cường độ chịu nén dọc thớ là 13.0 MPa và cường độ chịu kéo dọc thớ là 20.0 MPa Vật liệu giả định gồm 4 vật liệu được thiết kế thông số độ cứng và cường độ bé nhằm khảo sát khả năng ứng dụng các vật liệu tái chế thường có khả năng chịu lực kém giúp giảm chi phí vật liệu Các vật liệu này có mô đun đàn hồi từ 1.0 đến 1.6 MPa và cường độ chịu kéo nén từ 2.0 đến 3.2 MPa Bảng 2.3 tổng hợp thông số các vật liệu cọc lõi được dùng trong khảo sát thông số

Bảng 2.3 Tổng hợp thông số khảo sát vật liệu cọc lõi

STT Tên vật liệu

Trọng lượng riêng

γ (kN/m3)

Mô đun đàn hồi E (GPa)

Lực dính c (kPa)

Góc ma sát φ (°)

Hệ số Poisson

ν

Cường độ chịu kéo

tương quan 𝐸𝐷𝐶𝑀 = 100𝑞𝑢,𝐷𝐶𝑀 Các giá trị thay đổi thông số được trình bày trong Bảng 2.4 và các thông số còn lại được trình bày ở Bảng 2.1

Bảng 2.4 Tổng hợp thông số khảo sát vật liệu đất xi măng

STT Cường độ qu,DCM (kPa)

Mô đun đàn hồi E (MPa)

Lực dính c (kPa)

Góc ma sát φ (°)

Cường độ chịu kéo T (kPa)

2.3.3 Khảo sát ảnh hưởng của điều kiện làm việc của trụ

Thông thường đối với cọc, sức chịu tải đến từ hai thành phần ma sát thân cọc và phản lực mũi cọc Tùy thuộc vào điều kiện đất nền mà hai thành phần này sẽ chiếm tỷ lệ khác nhau trong tổng sức chịu tải cọc Nếu phản lực mũi cọc chiếm phần lớn sức chịu tải, cọc được phân loại là cọc chống, ngược lại cọc được phân loại là cọc treo Trong nghiên cứu này, trụ SDCM cũng được khảo sát với hai điều kiện làm việc là trụ chống và trụ treo Tuy nhiên, khái niệm “treo” và “chống” trong nghiên cứu này chỉ nhằm phân biệt hai trường hợp và không có ý nghĩa trong việc phân tích sự làm việc của trụ, trong đó, trụ chống SDCM có mũi trụ tựa vào lớp đất sét nửa cứng, trụ treo SDCM có mũi trụ nằm trong lớp sét yếu Đối với trường hợp trụ treo SDCM, lớp sét yếu được mở rộng thêm 2.0 m đến độ sâu -10.0 m, các lớp đất sét nửa cứng và sét cứng được tịnh tiến xuống thêm 2.0 m Bên cạnh đó, cọc lõi cũng được khảo sát với hai trường hợp là cọc lõi treo khi cọc lõi không kéo dài hết chiều dài trụ DCM và cọc lõi xuyên suốt khi cọc lõi xuyên qua toàn bộ chiều dài trụ DCM Hình 2.8 thể hiện sơ đồ của 4 trường hợp làm việc của trụ SDCM và cọc lõi

Trong nghiên cứu này, sức chịu tải đứng và sức chịu tải ngang của trụ SDCM được xác định bằng phương pháp tiếp tuyến như Hình 2.9 Hai tiếp tuyến với đường cong tải trọng – chuyển vị được vẽ tại 2 điểm Điểm đầu tại cấp tải bằng 0 tương ứng đường thẳng tiếp tuyến với giai đoạn đàn hồi của đường cong và điểm cuối tại cấp tải biến dạng lớn tương ứng đường thẳng tiếp tuyến với giai đoạn dẻo của đường cong

Giao điểm của hai đường tiếp tuyến chính dóng vào trục tải trọng chính là giá trị tải trọng phá hoại của trụ

Hình 2.8 Sơ đồ các trường hợp làm việc của trụ SDCM

Hình 2.9 Phương pháp tiếp tuyến xác định sức chịu tải trụ SDCM

Sét nửa cứng 0.0m

1.0m 2.0m

8.0m

10.0m

Sét nửa cứngSét yếu

Đất mặt

Sét cứngSét yếu

Trụ SDCM treoCọc lõi treo

Trụ SDCM treoCọc lõi xuyên suốt

Trụ SDCM chốngCọc lõi treo

Trụ SDCM chốngCọc lõi xuyên suốt

40

35

30 25 20 15 10 5

Qult= 39.5 kN

2.4 Phân tích và kiểm chứng ứng xử mở rộng của trụ SDCM

Trước khi tiến hành phân tích tham số, mô hình trụ SDCM mở rộng được kiểm chứng với kết quả thực nghiệm thử tải đứng và thử tải ngang trụ DCM và SDCM sử dụng phần mềm PLAXIS 3D Đồng thời, kết quả phân tích ảnh hưởng chiếm chỗ của cọc lõi lên trụ SDCM chịu tải đứng cũng được xem xét

2.4.1 Kiểm chứng mô hình PLAXIS 3D

Với trường hợp thử tải đứng, khi có xét hoặc không xét hiệu ứng mở rộng cho trụ SDCM có cọc lõi cạnh 0.18 m với hai chiều dài 4.0 m và 6.0 m, chênh lệch sức chịu tải giữa mô phỏng và thí nghiệm không vượt quá 2% Đối với trụ SDCM mở rộng với cọc lõi có cạnh 0.22 m, khi chiều dài cọc lõi bằng 4.0 m, chênh lệch sức chịu tải khi có xét và không xét hiệu ứng mở rộng cho trụ đều bé hơn 2% Tuy nhiên, với chiều dài cọc lõi 6.0 m, khi không xét hiệu ứng mở rộng, sai số sức chịu tải mô phỏng so với thí nghiệm lên đến 5.6% Trong khi đó, khi hiệu ứng mở rộng của trụ SDCM được xét đến, đường cong nén lún mô phỏng cho kết quả tương thích cao với đường cong nén lún thí nghiệm và chênh lệch sức chịu tải chỉ 0.03% Dù giá trị chênh lệch 5.6% của trường hợp không xét hiệu ứng mở rộng nằm trong phạm vi có thể bỏ qua, nhưng với kết quả mô phỏng trong Hình 2.11 có thể thấy rõ sự khác biệt ở cấp tải phá hoại của trụ SDCM có xét và không xét hiệu ứng mở rộng do sự chiếm chỗ của cọc lõi Ngoài ra, với tỷ lệ thể tích cọc lõi từ 0.10 trở lên, hiệu ứng mở rộng cọc lõi cần được xem xét trong mô hình trụ SDCM chịu tải trọng đứng

Bảng 2.5 Kết quả kiểm chứng sức chịu tải đứng trụ SDCM mở rộng

Đường kính lõi,

Chiều dài lõi,

Tỷ lệ thể tích lõi, Vcore/VDCM

Sức chịu tải thí nghiệm,

Sức chịu tải không mở rộng, Qult,ne

Sức chịu tải mở rộng,

Hình 2.10 Kiểm chứng biểu đồ quan hệ nén lún trụ SDCM 0.18×0.18 m

Hình 2.11 Kiểm chứng biểu đồ quan hệ nén lún trụ SDCM 0.22×0.22 m

DCM= 90,000 kPa