MAI ANH PHƯƠNG NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT AN GIANG TRỘN XIMĂNG BẰNG CÔNG NGHỆ TRỘN ƯỚT VÀ TRỘN SÂU TRONG PHÒNG ĐỂ GIA CỐ ĐÊ BAO KẾT HỢP ĐƯỜNG GIAO THÔNG NÔNG THÔN Ở AN GIANG Chuyên ngành
ĐỘNG LỰC NGHIÊN CỨU
Đê bao ở ĐBSCL được xây dựng trên nền đất yếu và chủ yếu được đắp bằng đất nạo vét từ sông rạch song song đê nên không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu Khi các đợt lũ lớn về, nước lũ làm sạt lở chân đê hoặc cuốn trôi một đoạn đê gây thiệt hại hàng ngàn hecta diện tích trồng lúa, chia cắt giao thông giữa các khu vực, ảnh hưởng không nhỏ đến sự phát triển của nền kinh tế khu vực ĐBSCL
Người dân và chính quyền địa phương phải tốn nhiều thời gian và tiền bạc gia cố đê bao bảo vệ mùa màng và hệ thống giao thông trong các đợt lũ Các giải pháp gia cố đê mà người dân thường sử dụng là đóng cừ tràm và đắp bao tải cát Đây chỉ là giải pháp gia cố đê tạm thời, không mang tính chất lâu dài, không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu cũng như vật liệu gia cố đê ngày càng khan hiếm Vì vậy, một vấn đề cấp bách ở ĐBSCL là tìm ra giải pháp gia cố đê hiệu quả, mang tính chất ổn định lâu dài qua các mùa lũ, có khả năng chống thấm và chống trượt sâu để chống chọi với các đợt lũ lớn, và tận dụng được nguồn vật liệu địa phương Qua nghiên cứu tổng quan về công nghệ đất trộn ximăng bằng phương pháp trộn ướt và trộn sâu, giải pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng hoàn toàn có thể đáp ứng được nhu cầu gia cố đê bao ở ĐBSCL Giải pháp đất trộn ximăng bằng công nghệ trộn ướt và trộn sâu bằng thiết bị NSV có nhiều ưu điểm như thiết bị thi công nhỏ gọn, thời gian thi công nhanh, tận dụng được vật liệu tại chỗ, có khả năng chống thấm và trượt sâu giúp đê ổn định lâu dài Nhưng hiện nay, công nghệ đất trộn ximăng chưa từng được nghiên cứu áp dụng để gia cố đê bao ở ĐBSCL Đề tài này phân tích ứng xử của đất ở An Giang trộn với ximăng trong phòng, khảo sát quy luật phát triển cường độ q u và môđun đàn hồi cát tuyến E 50 của từng lớp đất ở An Giang nói riêng và ĐBSCL nói chung khi trộn với ximăng, đưa ra được hàm lượng ximăng thích hợp với loại đất ở khu vực này để đưa vào ứng dụng thiết kế gia cố đê.
MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU
Mục tiêu tổng thể của đề tài là nghiên cứu ứng dụng công nghệ đất trộn ximăng trộn ướt và trộn sâu để gia cố đê bao bảo vệ hoa màu kết hợp đường GTNT ở An Giang Để đạt được mục tiêu tổng thể, các mục tiêu cụ thể sau được thực hiện:
(1) Bổ sung kiến thức tổng quan về đất trộn ximăng thông qua nghiên cứu tổng quan
(2) Xác định hàm lượng ximăng thích hợp với nhu cầu gia cố đê bao ứng với từng lớp đất ở An Giang thông qua nghiên cứu trong phòng cứu thực nghiệm trong phòng Cụ thể như sau:
- Bổ sung kiến thức tổng quan bằng nghiên cứu lý thuyết thông qua nghiên cứu tổng quan những kết quả về đất trộn ximăng của những nhà khoa học đi trước
- Xác định hàm lượng ximăng thích hợp với nhu cầu gia cố đê ở An Giang ứng với từng lớp đất theo chiều sâu bằng nghiên cứu thực nghiệm trong phòng Các công việc cụ thể được thực hiện như sau:
+ Xác định vị trí nghiên cứu, khảo sát và thu thập các số liệu liên quan đến vị trí nghiên cứu bằng cách khoan lấy mẫu đất và xác định các chỉ tiêu cơ lý của từng lớp đất
+ Lấy từng lớp đất thu thập được ở địa phương An Giang về trộn với từng loại hàm lượng ximăng khác nhau trong phòng Các mẫu đất trộn ximăng được tạo ra, bảo dưỡng mẫu theo đúng tiêu chuẩn hiện hành Từ kết quả nén UCS các mẫu đất trộn ximăng, mối quan hệ của các chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của đất trộn ximăng từng lớp đươc xác định Từ đó phân tích và đưa ra hàm lượng ximăng thích hợp với đất ở An Giang
- Đưa ra giải pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng đạt yêu cầu chống thấm và chống sạt lở đê Phân tích so sánh giải pháp thiết kế gia cố đê bằng cọc đất trộn ximăng và các giải pháp gia cố đê hiện nay ĐBSCL đang sử dụng thông qua nghiên cứu lý thuyết kết hợp mô phỏng bằng phần mềm.
KẾT QUẢ DỰ KIẾN
Những kết quả dự kiến mà đề tài thực hiện được như sau:
- Đề tài đưa ra được hàm lượng ximăng phù hợp với từng lớp đất An Giang để cho ra sản phẩm đất trộn ximăng có cường độ và độ cứng thích hợp để gia cố đê bao bảo vệ hoa màu kết hợp đường GTNT ở An Giang
- Đưa ra được giải pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng như cách bố trí hàng cọc, hàm lượng ximăng, chiều dài, và đường kính cọc
Kết quả tổng thể của đề tài là hoàn thiện một hồ sơ thiết kế gia cố đê bao bảo vệ hoa màu kết hợp đường giao thông nông thôn bằng cọc đất trộn ximăng đảm bảo yêu cầu kỹ thuật chống thấm và chống sạt lở, giúp đê ổn định lâu dài qua các mùa lũ, và làm cơ sở cho công tác thi công thử nghiệm ở hiện trường.
Ý NGHĨA CỦA ĐỀ TÀI
Ý nghĩa khoa học: Đề tài nghiên cứu tìm ra giải pháp gia cố đê mới thay thế và khắc phục những nhược điểm của các giải pháp gia cố đê hiện nay bằng cách sử dụng đất tại chỗ trộn với ximăng công nghệ trộn ướt và trộn sâu Mở ra một hướng đi mới cho việc nghiên cứu các giải pháp gia cố đê ở An Giang cũng như ở khu vực ĐBSCL Ý nghĩa thực tiễn: Những giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL mang lại hiệu quả không cao và nguồn vật liệu địa phương để gia cố đê ngày càng khan hiếm Với việc chỉ sử dụng ximăng trộn với đất tại chỗ, công nghệ thi công đơn giản, có tính kỹ thuật cao, và thời gian thi công nhanh thì đây là một giải pháp có khả năng ứng và chiều dài cọc để thiết kế gia cố đê bao đảm bảo yêu cầu kỹ thuật phù hợp với đất ở An Giang tạo ra một nền tảng cho công tác thi công thử nghiệm hiện trường ở An Giang cũng như thi công đại trà cho khu vực ĐBSCL Bên cạnh đó đề tại đưa ra một thông số tham khảo cho công tác nghiên cứu của những nhà khoa học khác.
BỐ CỤC LUẬN VĂN
Lượng nước thêm vào mẫu đất để đưa mẫu về trạng thái ban đầu
Một số mẫu đất khi đưa từ hiện trường về phòng thí nghiệm đã không còn giữ được đổ ẩm ban đầu, tiến hành thêm một lượng nước tính toán theo công thức 1.2 để đưa độ ẩm của mẫu đất về trạng thái ban đầu:
Trong đó: m w – Khối lượng nước thêm vào (kg); w – Độ ẩm tự nhiên của mẫu đất (%); w 1 – Độ ẩm lúc thực hiện thí nghiệm của mẫu đất (%); m s – Khối lượng hạt (kg) được tính theo công thức 1.3
Trong đó: m – Khối lượng của mẫu đất cần thí nghiệm
Khối lượng nước có thể quy đổi về thể tích nước bằng công thức 1.4: w w w v m
Trong đó: v w – Thể tích nước thêm vào (lít); 𝛾 𝑤 – Khối lượng riêng của nước ở nhiệt độ phòng thí nghiệm (kg/m 3 ), xác định theo Bảng 1.1:
Lượng ximăng trộn vữa cho một mẻ trộn
Hàm lượng ximăng cho một mẻ trộn được tính theo công thức 1.5: x c m V A (1.5)
Trong đó: m x - Hàm lượng ximăng cho một mẻ trộn (kg); A c – Hàm lượng ximăng trên 1 m 3 đất (kg/m 3 ); V – Thể tích đất thí nghiệm ở trạng thái tự nhiên (m 3 ).
Lượng nước trộn vữa cho một mẻ trộn
Lượng nước để trộn vữa cho một mẻ trộn thí nghiệm được tính toán theo công thức 1.6: w x
Trong đó: M W – Lượng nước trộn vữa cho một mẻ trộn (kg); w/c - Tỉ lệ trộn nước và ximăng
Khối lượng nước trộn vữa cần cho một mẻ trộn có thể quy đổi về thể tích bằng công thức 1.4 ở trên.
Thí nghiệm xác định cường độ nén nở hông tự do (UCS)
Thí nghiệm xác định cường độ nén nở hông tự do tuân theo các tiêu chuẩn (TCVN 9403:2012, ASTM D1633-96)
Thí nghiệm nén một trục nở hông tự do (UCS) để xác định cường độ nén nở hông tự do, q u , biến dạng tại thời điểm phá hoại, 𝜀 𝑓 , và môđun đàn hồi cát tuyến,
E 50 , của mẫu đất trộn ximăng
- Đưa các tấm đá vào mặt trên và mặt dưới của mẫu - Đặt mẫu vào bàn máy nén và kiểm tra cẩn thận đảm bảo mẫu nằm đúng ngay tâm vị trí máy nén
- Điều chỉnh đồng hồ đo biến dạng về 0
- Gia tải với tốc độ khoảng 1mm/phút
- Ghi lại lực tại các số đọc trên đồng hố biến dạng: 0, 10, 20, 30, 40, 50, 60, 70, 80, 90, 100, 120, 140, 160, 180 v.v
- Khi mẫu có biến dạng nhanh, gần tới phá hoại, ngừng điều chỉnh van đầu máy khí nén và ghi lại lực phá hoại
1.1.3.3 Tính toán kết quả thí nghiệm
(a) Tính toán biến dạng tại thời điểm mẫu bị phá hoại
Biến dạng tại thời điểm phá hoại được xác định theo công thức 1.7:
Trong đó: 𝜀 𝑓 – Biến dạng tại lúc mẫu bị phá phoại (%); ∆𝐿 – Chiều dài thay đổi của mẫu, được đọc từ đồng hố biến dạng của máy nén (mm); L 0 – Chiều dài ban đầu của mẫu thí nghiệm (mm)
(b) Tính toán diện tích mặt cắt ngang trung bình, A, cho tải trọng tác dụng
Diện tích mặt cắt ngang trung bình của mẫu, A, cho tải tác dụng tại thời điểm mẫu phá họai được xác định theo công thức 1.8:
Trong đó: A – Diện tích mặt cắt ngang trung bình của mẫu lúc bị phá hoại
(mm 2 ); A 0 – Diện tích mặt cắt ngang trung bình của mẫu ban đầu (mm 2 )
(c) Tính toán ứng suất nén Ứng suất nén lên mẫu được tính theo công thức 1.9: c
Trong đó: c – Ứng suất nén (kN/m 2 ); P – Lực nén (kN)
(d) Đồ thị Đồ thị mô tả mối quan hệ giữa ứng suất nén, c , và biến dạng, 𝜀 𝑓 , được vẽ (Hình 1.1) Giá trị sức kháng nén không nở hông, q u , được xác định là giá trị ứng suất nén lớn nhất Môđun đàn hồi cát tuyến, E 50 , được xác định theo công thức 1.10: u50 50
Trong đó: E 50 – Môđun đàn hồi cát tuyến E 50 (Mpa); u50
2 q u q (kN/m 2 ); 𝜀 50 – Biến dạng ứng với giá trị lực nén q u50 (%) được xác định như trên Hình 1.1:
Hình 1.1: Biểu đồ quan hệ q u –
CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ PHÂN TÍCH THẤM 1 Giới thiệu
Thấm là dòng nước xuất hiện trong đất và chảy từ nơi có áp lực cao đến nơi có áp lực thấp thông qua các lỗ rỗng được liên kết với nhau trong đất (Whitlow 2001;
Das 2006) Khi xây dựng công trình, dòng thấm thường xuất hiện như thấm dưới đáy, thấm vòng quanh công trình v.v nên việc tính toán dòng thấm là cần thiết trong thiết kế và xây dựng công trình Trong nghiên cứu này, phần mềm SEEP/W được dùng để tính toán và phân tích dòng thấm SEEP/W là chương trình dùng để mô hình hóa chuyển động của nước và phân bố áp lực nước lỗ rỗng trong môi trường đất đá theo phần tử hữu hạn (Đỗ Văn Đệ 2012)
1.2.2 Định luật về dòng thấm
Quy luật cơ bản về sự chuyển động của dòng thấm được biểu thị bằng định luật Darcy (Đỗ Văn Đệ 2012; Whitlow 2001; Das 2006) v = k.i (1.11)
Trong đó: v – Vận tốc thấm; k – Hệ số thấm; i – Gradien thủy lực, được tính theo công thức i H
, với ΔH là độ chênh cột áp trên chiều dài dòng thấm ΔL
Lưu lượng thấm được tính theo công thức 1.12 (Đỗ Văn Đệ 2012; Whitlow 2001; Das 2006)
Trong đó: q – Lưu lượng thấm trong một đơn vị thời gian; A – Tiết diện dòng thấm đi qua x x y y t
Trong đó: H - Cột nước thấm tổng; k x - Hệ số thấm theo phương ngang; k y - Hệ số thấm theo phương đứng; Q - Lưu lượng phụ thêm; θ – Độ ẩm thể tích; t - Thời gian a) Trường hợp dòng thấm ổn định
Trạng thái ổn định là khi 0 t
, phương trình (1.13) được viết lại:
(1.14) b) Trường hợp dòng thấm không ổn định
Trạng thái ổn định là khi 0 t
, sự thay đổi đối với hàm lượng nước phụ thuộc vào sự thay đổi trạng thái ứng suất và tính chất của đất Trang thái ứng suất cho cả hai trường hợp bão hòa và không bão hòa được biểu diễn tương ứng (σ - u a ) và (u a – u w ), với σ - Ứng suất tổng; u a – Áp lực khí lỗ rỗng; u w – Áp lực nước lỗ rỗng (Fredlund and Morgenstern 1976; Fredlund and Morgenstern 1977 từ nguồn GEO- SLOPE International Ltd 2008)
Sự thay đổi của tỉ lệ hàm lượng nước chỉ phụ thuộc vào sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng, như vậy: w w m u
Trong đó: m w – Độ dốc của đường cong đất - nước, được xác định như trên Hình 1.2
Theo phương trình Bernoulli, tổng cột nước H tạo ra từ dòng thấm bằng tổng của ba cột nước thành phần:
Trong đó: γ w – Dung trọng nước; y – vị trí cao trình hay cột nước; v – vận tốc thấm Đất có kết cấu hạt, dòng thấm chịu sức cản lớn nên vận tốc thấm thường rất nhỏ, vì vậy cột nước vận tốc v 2 / 2g thường bỏ qua trong bài toán thấm (Đỗ Văn Đệ 2012; Whitlow 2001; Das 2006) Phương trình 1.16 có thể được viết lại:
Thay (1.17) vào (1.15), ta có thể viết lại:
Thay (1.18) vào phương trình (1.13), ta có thể việt lại:
Vì cao độ y là một hằng số nên khi đạo hàm sẽ mất đi, phương trình (1.19) có thể được viết lại:
Hình 1.2: Đường cong đặc trưng đất – nước (Đỗ Văn Đệ 2012)
CƠ SỞ LÝ THUYẾT XÁC ĐỊNH HỆ SỐ AN TOÀN, FS
Hệ số an toàn FS dùng để đánh giá mức độ ổn định của đê bao Theo lý thuyết cân bằng giới hạn, hệ số an toàn FS được định nghĩa là tỉ số giữa sức kháng cắt của đất và ứng suất cắt trong đất (Duncan and Wright 2005)
Trong đó: FS – Hệ số an toàn; s – Sức kháng cắt của đất; τ – Ứng suất cắt trong đất
Nội dung mục này trình bày phương pháp tính toán hệ số ổn định theo phương pháp Bishop dựa trên lý thuyết cân bằng giới hạn có trong phần mềm SLOPE/W
Phương pháp Bishop được chọn để xác định hệ số an toàn FS Theo Abramson et al (2002), hệ số an toàn được định nghĩa là tỷ số giữa môment chống trượt và môment gây trượt với giả thuyết mặt trượt dạng cung tròn ở công thức (1.22) và thể hiện ở Hình 1.3:
Moment chong truot Moment gay truot
Phương pháp Bishop đơn giản hóa đã giả thiết lực tác dụng lên các mảnh trượt là lực ngang, bỏ qua ứng suất cắt giữa các mảnh trượt Công thức tính hệ số FS theo phương pháp Bishop được thể hiện ở phương trình (1.23) (Duncan and Wright 2005):
' cos cos tan ' cos sin tan ' / sin c L W u L
Trong đó: c’ - lực dính hữu hiệu; φ’ - góc ma sát trong hữu hiệu; W - trọng lượng của mỗi mảnh; ΔL - chiều dài của mỗi mảnh dọc theo cung trượt; - góc nghiêng của mỗi mảnh theo phương ngang; u - áp lực nước lỗ rỗng
Hình 1.3: Sơ đồ xác định hệ số an toàn theo phương pháp phân mảnh (Duncan and Wright 2005) nhau 200, 250, 300, 350 kg/m3 trong phòng Các bước thực hiện bao gồm: Chuẩn bị vật liệu và thiết bị thí nghiệm, chế tạo mẫu, bảo dưỡng mẫu, và tiến hành nén nở hông tự do UCS Từ kết quả nén nở hông tự do, phân tích ứng xử của các mẫu đất trộn ximăng Kết quả nghiên cứu cho thấy cường độ nén nở hông tự do q u của các mẫu đất trộn xi măng sau 7 ngày bảo dưỡng cao hơn đất tự nhiên từ 4 đến 14 lần ứng với hàm lượng 200 kg/m 3 , từ 4 đến 16 lần với hàm lượng 250 kg/m 3 , từ 7 đến 23 lần với hàm lượng 300 kg/m 3 , và từ 10 đến 32 lần với hàm lượng 350 kg/m 3 Tỉ số giữa cường độ nén nở hông tự do q u ở 7, 60, và 90 ngày tuổi đối với 28 ngày tuổi lần lượt là 0,49, 1,59, và 2,01 Môđun đàn hồi cát tuyến E 50 của các mẫu đất trộn ximăng nằm trong khoảng từ 64 đến 289 lần cường độ nén nở hông tự do q u
PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM
Nghiên cứu thực hiện theo phương pháp thực nghiệm bằng cách trộn các lớp đất ở An Giang với các hàm lượng ximăng khác nhau Cách lấy mẫu, chế tạo, bảo dưỡng mẫu, và thí nghiệm nén nở hông tự do (UCS) tuân theo các tiêu chuẩn hiện hành (ASTM D2166, ASTM D1633, và TCXD 9403:2012).
VẬT LIỆU THÍ NGHIỆM 1 Mẫu đất thí nghiệm
Mẫu đất được lấy nguyên dạng bằng cách khoan lấy mẫu tại vị trí công trình nghiên cứu ở đoạn kênh Mười Cai, xã Vĩnh Trạch, huyện Thoại Sơn, tỉnh An Giang
(Hình 2.1) với độ sâu 25 m, gồm 5 lớp đất Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất được trình bày ở Bảng 2.1 (Las XD 475) Đoạn đê ở vị trí nghiên cứu là đoạn đê đặc trưng cho đê bao ở An Giang Một bên đê là kênh dẫn nước phục vụ sinh hoạt và tưới tiêu, bên còn lại là diện tích hoa màu của người dân Đoạn đê có chức năng rất quan trọng là ngăn nước tràn vào diện tích trồng lúa Thân đê được xây dựng trên nền đất yếu và chủ yếu được đắp bằng đất nạo vét tại chỗ từ các con kênh song song đê Đê không được gia cố chống trượt sâu, khả năng chịu lũ rất thấp nên thường xuyên xảy ra sạt lở gây ngập úng làm hư hỏng diện tích hoa màu vào các mùa lũ
Ximăng sử dụng là loại ximăng PCB40, ximăng An Giang được sản xuất theo tiêu chuẩn “Ximăng poóc lăng hỗn hợp – yêu cầu kỹ thuật” (TCVN 6260:2009), được trình bày trong Bảng 2.2
Nước dùng để trộn vữa ximăng là nước sạch tuân theo yêu cầu kỹ thuật của tiêu chuẩn “Nước cho bê tông và vữa – yêu cầu kỹ thuật” (TCVN 4506:2012) như Bảng 2.3 a Tổng thể vị trí nghiên cứu b Đặc điểm đoạn đê nghiên cứu Hình 2.1: Vị trí đoạn đê bao nghiên cứu (google maps)
Bảng 2.1: Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất (Las XD 475)
Các chỉ tiêu của đất Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5
Sét màu xám nâu xám vàng, dẻo mềm
Bùn sét màu xám xanh đen
Sét màu xám nâu xanh, dẻo cứng
Sét pha màu nâu vàng, dẻo cứng
Sét lẫn letarit màu nâu vàng, nửa cứng
Chiều dày lớp đất, H (m) 4.1 6.4 2 2.8 9.7 Độ ẩm tự nhiên, w (%) 37.7 65.6 27.9 24.9 22.5
Modun biến dạng E 1-2 (kN/m 2 ) 2408 868 2771 5674 5459 Cường độ nén, q u (kN/m 2 ) 73.95 29.04 85.23 120.82 179.85 Độ pH 7.81 7.71 7.98
Bảng 2.2: Các chỉ tiêu cơ lý của ximăng PCB40 (TCVN 6260:2009)
Cường độ nén (MPa) Thời gian đông kết (phút) Độ mịn *
(%) Độ ổn định thể tích (mm)
Hàm lượng SO3 (%) 3 ngày 28 ngày Bắt đầu Kết thúc
*Xác định theo phần còn lại trên sàng kích thước lỗ 0,09 mm
Bảng 2.3: Các yêu cầu của nước trộn vữa (TCVN 4506:2012)
Hàm lượng tối đa cho phép Muối hòa tan Ion sunfat (SO4-2) Ion clo (Cl-) Cặn không tan
Chú thích: Đơn vị tính bằng miligam trên lít (mg/L) hiện trường Jet Grounting quận 9 (Lý Hữu Thắng et al 2012) Với tỉ lệ này, khi trộn
1 lít vữa ta cần 1 kg ximăng, điều này giúp chúng ta dễ dàng kiểm soát được khối lượng ximăng trộn ứng với lượng vữa cần thiết để tạo 1 cọc ximăng đất ở hiện trường Ximăng được trộn với nước bằng máy trộn (Hình 2.2) trong thời gian 3 phút theo đúng các bước trong tiêu chuẩn “Ximăng – Phương pháp thử - Xác định thời gian đông kết và độ ổn định” (TCVN 6017:1995) Sử dụng vữa ngay sau khi trộn, trường hợp chưa sử dụng vữa liền thì phải cho máy trộn quay liên tục trong suốt thời gian chờ, hạn chế để vữa quá lâu vì vữa ximăng sẽ ninh kết làm giảm chất lượng của vữa Đất tự nhiên được xác định độ ẩm trước khi thí nghiệm Nếu độ ẩm của đất trong phòng nhỏ hơn độ ẩm đất hiện trường, cần thêm vào một lượng nước để đưa độ ẩm của đất về đúng độ ẩm ở hiện trường Riêng đối với lớp đất 3 và lớp đất 4 có độ ẩm tự nhiên khá thấp (27.9% cho lớp 3 và 24.9% cho lớp 4) rất khó khăn trong việc trộn đều vữa ximăng với đất, do đó thêm một lượng nước vào đất tự nhiên để tăng độ ẩm của đất lên 45% Việc tăng lượng nước không ảnh hưởng đến cường độ đất trộn ximăng vì trong quá trình thi công ở hiện trường cũng có một lượng nước ngầm từ kênh thấm vào Sau đó tiến hành trộn thủ công vữa ximăng với đất tự nhiên theo từng lớp đã được đánh tơi và chia ra bằng xẻng nhỏ (Hình 2.3) Thời gian trộn vữa ximăng với đất tự nhiên từ 10 đến 15 phút (TCVN 9403:2012) (Hình 2.4)
Hình 2.2: Trộn vữa xi măng bằng máy trộn
Hình 2.3: Đánh tơi đất tự nhiên bằng xẻng nhỏ
Hình 2.4: Trộn thủ công vữa ximăng với đất
Các mẫu đất trộn ximăng được cho vào khuôn bằng ống nhựa PVC được cắt hở một bên nhằm đảm bảo độ ẩm trong quá trình bảo dưỡng mẫu và được cố định bằng 3 vòng thép Khuôn có chiều cao 120 2 mm và đường kính 55 2 mm, đảm bảo yêu cầu chiều cao lớn hơn đường kính mẫu 2 lần (ASTM D1633, TCXD 9403:2012, Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013) Một lớp dầu mỏng được bôi ở mặt trong của khuôn để có thể dễ dàng tháo mẫu ra khỏi khuôn sau thời gian bảo dưỡng (Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013) Cho hỗn hợp đất trộn ximăng vào khuôn thành 3 lớp, dùng que gỗ đường kính 10 mm, dài 400 mm để đầm chặt từng lớp (Hình 2.5)
Mẫu được bảo quản trong phòng thí nghiệm bằng cách ngâm trong nước đối với mẫu đất ở dưới mực nước ngầm (Hình 2.6) Kết quả thí nghiệm của các mẫu sau 90 ngày sẽ dùng trong tính toán thiết kế Các độ tuổi 7, 14, 28 ngày dùng để so sánh với kết quả thí nghiệm hiện trường (TCVN 9403:2012)
Hình 2.5: Cho hỗn hợp đất trộn xi măng vào khuôn
Hình 2.6: Bảo dưỡng mẫu đất trong nước.
THÍ NGHIỆM NÉN NỞ HÔNG TỰ DO (UCS)
Thí nghiệm nén nở hông tự do được thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM D2166
Tiến hành gia công mẫu, làm phẳng 2 bề mặt mẫu trước khi tiến hành thí nghiệm UCS Máy nén mẫu TSZ30-2.0 của phòng thí nghiệm Las XD 475 đảm bảo đồng hồ đo biến dạng đo được tối thiểu biến dạng dọc trục 10 mm (Hình 2.7) Đặt mẫu vào giữa tâm bàn nén dưới của máy nén, khi bàn nén trên tiếp gần mẫu, điều chỉnh bệ hình cầu để cho tiếp xúc đều Gia tải với tốc độ khoảng 1 mm/phút (TCVN
9403:2012, ASTM D1633-96), khi mẫu có biến dạng nhanh, gần tới phá hoại, ngừng điều chỉnh van đầu máy khí nén, khi mẫu bị phá hoại thì ghi lại lực phá hoại (TCVN 9403:2012) (Hình 2.8)
Hình 2.7: Máy nén mẫu TSZ30-2.0
Hình 2.8: Ghi lại lực phá hoại khi mẫu bị phá hoại
KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN
80 mẫu được nén ứng với 4 lớp đất, trong đó lớp đất 1 có 32 mẫu; lớp 2 có 33 mẫu; lớp 3 có 3 mẫu; lớp 4 có 12 mẫu Số liệu chi tiết kết quả nén nở hông tự do của các mẫu đất trộn ximăng được trình bày trong Phụ lục B Các chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của mẫu đất trộn ximăng đối với từng lớp đất như cường độ q u , môđun đàn hồi cát tuyến E 50 được xác định thông qua thí nghiệm nén nở hông tự do Các mối quan hệ của các chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của đất trộn ximăng từng lớp được xác định
2.5.1 Mối quan hệ giữa cường độ, q u và thời gian bảo dưỡng, t
Mối quan hệ giữa cường độ, q u và thời gian bảo dưỡng, t ứng với các lớp đất và hàm lượng ximăng khác nhau được thể hiện ở Hình 2.9
Hầu hết các mẫu đất trộn ximăng có cường độ q u tăng lên theo thời gian bảo dưỡng, kết quả này cũng tương tự với những nghiên cứu của (Đậu Văn Ngọ 2009, Cai et al 2012, Kamruzzaman 2002, Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013, Nguyễn Văn Cường 2010) Cường độ đất trộn ximăng tăng theo thời gian bảo dưỡng là do phản ứng thủy hóa của ximăng và phản ứng puzzolanic diễn ra theo thời gian, có thể kéo dài hàng tháng đến một năm sau khi trộn (Kamruzzaman 2002, Đậu Văn Ngọ 2009) Tuy nhiên, một số mẫu không theo với quy luật này Nguyên nhân là do trong quá trình tạo mẫu, có một số mẫu không được đầm kỹ nên tạo ra nhiều lỗ rỗng hoặc trong thao tác lấy mẫu ra khỏi khuôn, một số mẫu do không bôi một lớp dầu mỏng ở mặt trong của khuôn nên đất còn dính vào khuôn gây ra khuyết tật cho mẫu và cho kết quả q u khi nén UCS khá thấp so với những mẫu còn lại Tốc độ phát triển cường độ q u theo thời gian bảo dưỡng của mẫu đất trộn ximăng phụ thuộc vào hàm lượng chất kết dính (Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013) Ở lớp đất 1 và lớp đất 2 thì hàm lượng ximăng 300 kg/m 3 và 350 kg/m 3 có tốc độ phát triển cường độ nhanh hơn so với hai loại hàm lượng còn lại a Lớp đất 1 – Sét, dẻo mềm b Lớp đất 2 – Bùn sét
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Ac = 200 kg/m3 Ac = 250 kg/m3 Ac = 300 kg/m3 Ac = 350 kg/m3
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày) c Lớp đất 3 – Sét, dẻo cứng d Lớp đất 4 – Sét pha, dẻo cứng
Hình 2.9: Mối quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do q u và thời gian bảo dưỡng
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Nghiên cứu cho thấy q u7 = 0.49q u28 và q u96 = 2.01q u28 , kết quả này cũng tương đồng với nghiên cứu của Saitoh (1988) (từ nguồn Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013) Từ mối quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do ở 7, 60, và 96 ngày tuổi ứng với 28 ngày tuổi, có thể dự đoán được cường độ ứng với một thời điểm bất kỳ ở hiện trường bằng cách nội/ngoại suy Điều này có ý nghĩa rất lớn trong vấn đề rút ngắn tiến độ đáng kể cho các dự án (Đậu Văn Ngọ 2009)
Hình 2.10: Cường độ nén q u ở 7, 60, và 96 ngày tuổi đối với 28 ngày tuổi q u7 = 0.49q u28 q u60 = 1.59q u28 q u96 = 2.01q u28
Sức kháng nén, q u28 (MPa) qu7 và qu28 qu60 và qu28 qu96 và qu28 quả này cũng tương tự với nghiên cứu của (Đậu Văn Ngọ 2009, Kamruzzaman
2002, Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013) Khi hàm lượng ximăng càng tăng, phản ứng puzzolanic giữa sản phẩm của phản ứng thủy hóa ximăng và các chất trong đất cũng tăng, sản phẩm của phản ứng puzzolanic là keo ninh kết CSH tăng lên bao bọc xung quanh các hạt đất, hình thành nên cấu trúc đất trộn ximăng bền vững (Đậu Văn Ngọ 2009, Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013)
Như vậy, với hàm lượng ximăng thí nghiệm từ 200 kg/m 3 đến 350 kg/m 3 (tương đương với hàm lượng ximăng từ 13% đến 23%) thì mối quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do và hàm lượng ximăng của mẫu đất trộn ximăng gần như là tuyến tính, điều này cũng tương đồng với nghiên cứu của Uddin et al (1997) (từ nguồn Kamruzzaman 2002) khi cho rằng mối quan hệ giữa cường độ q u và hàm lượng ximăng là tuyến tính trong khoảng hàm lượng ximăng đã thí nghiệm từ 5% đến
40% Vì vậy, tùy theo yêu cầu của thiết kế cần cường độ nén nở hông của mẫu đất như thế nào mà ta có thể nội/ngoại suy cho lượng ximăng cần dùng trong 1 m 3 đất từ các hàm lượng ximăng đã sử dụng để thí nghiệm là 200, 250, 300, 350 kg/m 3 (Đậu Văn Ngọ 2009) Với cường độ q u của một số công trình thực tế sử dụng đất trộn ximăng để gia cố ở Việt Nam hiện nay vào khoảng 0.3 – 0.5 MPa như Cảng Cái Mép Vũng Tàu, sân Bay Cần Thơ thì với lớp đất 1 (sét, dẻo mềm), hàm lượng ximăng hợp lý để gia cố đê là 300 kg/m 3 , còn đối với lớp 2 (bùn sét), hàm lượng ximăng hợp lý để sử dụng gia cố đê là 250 kg/m 3 Tuy nhiên, trên biểu đồ Hình 2.11 cũng có một số mẫu có cường độ q u không tăng theo đúng quy luật này, nguyên nhân đã được giải thích tương tự như ở mục 2.5.1 a Lớp đất 1 – Sét, dẻo mềm b Lớp đất 2 – Bùn sét Hình 2.11: Mối quan hệ giữa q u và hàm lượng ximăng Ac
Hàm lượng xi măng, Ac (kg/m 3 )
7 Ngày 14 Ngày 21 Ngày 28 Ngày 60 Ngày
Hàm lượng xi măng, Ac (kg/m 3 )
7 Ngày 14 Ngày 21 Ngày 28 Ngày 60 Ngày 96 Ngày cứng) và lớp đất 4 (sét pha, dẻo cứng) cho cường độ q u lớn hơn lớp đất 1 (sét, dẻo mềm) và lớp đất 2 (bùn sét) Nguyên nhân là do lớp 3 và lớp 4 là lớp sét ở trạng thái dẻo cứng, có thành phần hạt thô cao hơn so với lớp 1 và lớp 2 nên cho cường độ cao hơn (Taki and Yang 1991 từ nguồn Porbaha et al 2000, Fabien et al 2012, Trần Nguyễn Hoàng Hùng et al 2012) Biểu đồ cũng cho thấy cường độ nén nở hông của lớp 2 (bùn sét) lớn hơn lớp 1 (sét, dẻo mềm), nguyên nhân là do lớp 1 được đắp lên bằng cách nạo vét đất ở đáy kênh chạy dọc song song đê nên có hàm lượng hữu cơ cao hơn lớp 2 (Hàm lượng hữu cơ lớp 1 và lớp 2 lần lượt là 6.43 và 5.86%), kết quả này cũng tương đồng với nghiên cứu của Cai et al (2012) khi cho rằng cường độ của đất bùn sét trộn ximăng cao hơn cường độ của đất sét trộn ximăng là vì khoảng cách giữa các hạt trong bùn sét gần hơn so với đất sét và lớp bùn sét dễ được lấp đầy bởi các sản phẩm của quá trình thủy hóa ximăng dễ dàng hơn đất sét
Tốc độ phát triển cường độ q u của lớp đất 2 cũng lớn hơn lớp đất 1 Sau 7 ngày tuổi, ở hàm lượng 200 kg/m 3 cường độ q u của mẫu đất trộn ximăng cao hơn đất tự nhiên 4 lần đối với lớp 1 và 14 lần đối với lớp 2, ở hàm lượng 250 kg/m 3 cường độ q u của mẫu đất trộn ximăng cao hơn đất tự nhiên 4 lần đối với lớp 1; 16 lần đối với lớp 2; và 8 lần đối với lớp 3, ở hàm lượng 300 kg/m 3 cường độ q u của đất trộn ximăng cao hơn đất tự nhiên 7 lần đối với lớp 1; 23 lần đối với lớp 2; và 11 lần đối với lớp 3, còn ở hàm lượng 350 kg/m 3 , cường độ q u của mẫu đất trộn ximăng cao hơn đất nguyên dạng 10 lần đối với lớp 1; 32 lần đối với lớp 2; và 11 lần đối với lớp 3 Việc nghiên cứu cường độ nén nở hông ứng với từng lớp đất giúp ta có thể điều chỉnh hàm lượng ximăng ứng với từng lớp đất nhằm đạt chi phí tối ưu khi đưa ra thi công cọc ximăng đất ở hiện trường a Ứng với hàm lượng ximăng A c = 200 kg/m 3 b Ứng với hàm lượng ximăng A c = 250 kg/m 3
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Lớp đất 1Lớp đất 2Lớp đất 4 c Ứng với hàm lượng xi măng A c = 300 kg/m 3 d Ứng với hàm lượng xi măng A c = 350 kg/m 3 Hình 2.12: Mối quan hệ giữa cường độ và thời gian bảo dưỡng theo từng lớp đất
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Thời gian bảo dưỡng, t (ngày)
Lớp đất 1Lớp đất 2Lớp đất 4
2.5.4 Quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do, q u và biến dạng lúc phá hoại, ε f
Mối quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do q u và biến dạng lúc phá hoại ε f được thể hiện ở Hình 2.13:
Hình 2.13 cho thấy biến dạng ε f tại thời điểm phá hoại nằm trong khoảng từ 0.5 đến 2% (Trung bình 1.16%) Biến dạng tại thời điểm phá hoại của các mẫu đất trộn ximăng nhỏ hơn nhiều lần so với biến dạng trung bình tại thời điểm phá hoại của mẫu đất nguyên dạng là 9.7% (Las XD 475) Nghiên cứu này cho thấy vật liệu đất trộn ximăng là một vật liệu có tính giòn, sự phá hoại dưới hình thức cắt trượt xảy ra ở giá trị ứng suất lớn nhất và biến dạng không phục hồi được khi dỡ tải trọng Kết quả này cũng tương đồng với nghiên cứu của Terashi et al (1980) (từ nguồn Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013)
Hình 2.13: Quan hệ giữa sức kháng nén q u và biến dạng lúc phá hoại ε f
Biến dạng lúc phá hoại, ε f (%)
Lớp 1 - Sét, dẻo mềmLớp 2 - Bùn sétLớp 3 - Sét, dẻo cứng
2.5.5 Mối quan hệ giữa cường độ, q u và mô đun đàn hồi cát tuyến, E 50
Mối quan hệ giữa cường độ q u và môđun đàn hồi cát tuyến E 50 được thể hiện ở Hình 2.14:
Môđun đàn hồi cát tuyến E 50 tăng khi cường độ nén nở hông tự do q u tăng và môđun đàn hồi cát tuyến E 50 trung bình của tất cả các mẫu đất đạt 92 lần cường độ q u (Hình 2.14) Kết quả này cũng tương tự như kết quả E 50 bằng từ 50 đến 150 lần q u trong nghiên cứu của Geotesting Express (1996) (từ nguồn Kamruzzaman 2002) và
E 50 bằng từ 30 đến 300 lần q u trong nghiên cứu của Fang et al (2001) (từ nguồn Bùi Thị Tuyết 2013) Môđun đàn hồi cát tuyến E 50 xác định từ mối quan hệ với q u đánh giá khả năng chống biến dạng của đất nền, từ đó có thể biết được sơ bộ chất lượng của cọc ximăng đất thi công ở hiện trường
Hình 2.14: Quan hệ giữa sức kháng nén (q u ) và môđun đàn hồi cát tuyến (E 50 ) của các mẫu đất
Lớp 1 - Sét, dẻo mềm Lớp 2 - Bùn sét Lớp 3 - Sét, dẻo cứng Lớp 4 - Sét pha, dẻo cứng
Môđun đàn hồi cát t uyến , E 50 (M P a)
Chương 2 nghiên cứu ứng xử của đất trộn ximăng với đất được lấy nguyên
ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP GIA CỐ ĐÊ KẾT HỢP ĐƯỜNG GTNT Ở ĐBSCL
Công nghệ đất trộn xi măng trộn ướt và trộn sâu đã được nghiên cứu phát triển và ứng dụng ở nhiều nước trên thế giới Vật liệu ximăng được phun và trộn với đất nền theo chiều sâu (SCDM) để tạo nên một hàng cọc đất trộn ximăng có cường độ cao, có khả năng chống thấm, và chống trượt sâu cho đê Nguyên lý làm việc của giải pháp này là làm tăng sức chống cắt trong thân đê Giải pháp gia cố đê này có nhiều ưu điểm như thời gian thi công nhanh, có thể tận dụng vật liệu tại chỗ, phù hợp với mọi loại đất, máy thi công nhỏ gọn và tải trọng nhẹ (như thiết bị NSV) nên có thể thi công được trên mặt đê nhỏ và có khả năng chịu tải thấp ở ĐBSCL Giải pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng có tính ổn định lâu dài và giá thành vừa phải
Tuy nhiên, công nghệ này cần có hệ thống thiết bị chuyên dụng và kiến thức chuyên sâu
Hai phương án thiết kế gia cố đê bao được đề xuất Phương án 1: Đê bao được gia cố bằng một hàng cọc đất trộn ximăng với đường kính 0.6 m Phương án 2: Đê bao được gia cố bằng hai hàng cọc đất trộn ximăng với đường kính 0.6 m (Hình
3.1) Cường độ đất trộn ximăng tăng lên làm tăng sức kháng cắt của thân đê Hàm lượng ximăng sử dụng để gia cố đê cho một và hai hàng cọc lần lượt là 250 và 300 kg/m 3 để cho cường độ đất trộn ximăng của các lớp đất lớn hơn 0.35 Mpa theo nghiên cứu trong phòng ở Chương 2 Cọc đất trộn ximăng có chiều dài 10.5 m đảm bảo gia cố hết lớp đất yếu (Lớp 1 sét dẻo mềm và lớp 2 bùn sét) nên đê bao có khả năng chống trượt sâu (Hình 3.1a) Cọc đất trộn ximăng được bố trí như một tường cọc (Hình 3.1b) nên có khả năng chống thấm qua thân đê trên suốt chiều dài gia cố
Trong khi đó, giải pháp bố trí cọc gia cố truyền thống bằng lưới tam giác hoặc lưới ô vuông không ngăn được dòng thấm vì dòng thấm vẫn thấm qua đất nền giữa các cọc làm cuốn trôi các hạt đất và làm vỡ đê Với việc cường độ đất trộn ximăng phát triển theo thời gian nên giải pháp gia cố đê này có tính ổn định và bền vững lâu dài a) Mặt cắt ngang gia cố b) Mặt bằng 2 phương án gia cố Hình 3.1: Giải pháp gia cố đê bằng cọc đất trộn ximăng
CÁC GIẢI PHÁP GIA CỐ ĐÊ Ở ĐBSCL ĐANG SỬ DỤNG
Nguyên lý cơ bản của các giải pháp xử lý sạt lở là hoặc tăng sức chống cắt, hoặc giảm ứng suất cắt trong mái dốc, hay đạt cả hai cùng trong một giải pháp (Lê Xuân Việt 2011) Các biện pháp gia cố chống sạt lở đê hiện nay ở ĐBSCL thường dùng:
(i) Giảm áp lực gây trượt như làm thoải, đánh cấp mái dốc, và đầm chặt thân đê (ii) Giải pháp gia cố mái đất như đóng cừ tràm, bạch đàn, đắp bao tải cát, và dùng lưới thép B40 (Mai Anh Phương et al 2014)
3.2.1 Đắp đê bằng bao tải cát làm thoải mái dốc
Thân đê được đắp bằng bao tải cát làm giảm độ dốc mái dốc nhằm giảm lực gây trượt và tăng sức chống cắt cho thân đê (Hình 3.2; Hình 3.4) Biện pháp gia cố đê này có ưu điểm là giá thành rẻ, thời gian thi công nhanh, và không cần thiết bị phức tạp Nhược điểm của biện pháp gia cố này là không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu, tiêu thụ cát – nguồn vật liệu ngày càng khan hiếm, và thu hẹp dòng chảy gây sạt lở ở những khu vực lân cận (Lê Xuân Việt 2011)
3.2.2 Gia cố chân đê bằng cừ tràm
Chân đê được đóng một hoặc hai hàng cừ tràm ổn định trượt cục bộ chân đê và tăng sức chống cắt cho thân đê (Hình 3.3) Giải pháp gia cố này có giá thành rẻ, biện pháp thi công đơn giản, không cần máy móc phức tạp nhưng tính ổn định không cao, không có khả năng chống thấm, và chống trượt sâu cho đê Bên cạnh đó thì nguồn vật liệu cừ tràm gia cố đê ở địa phương ngày càng khan hiếm và có thể ảnh hưởng đến rừng và môi trường Vào mùa lũ, chính quyền địa phương phải túc trực thu mua cừ tràm trong dân để kịp thời chuyển đến những điểm sạt lở trọng yếu (Theo Tỉnh đoàn An Giang ngày 30/09/2011) chống trượt sâu cho đê
3.2.4 Giải pháp kết hợp nhiều giải pháp gia cố đê khác Đê bao được gia cố bằng cách kết hợp nhiều giải pháp gia cố đê khác như giải pháp gia cố chân đê bằng cừ tràm kết hợp gia cố mái dốc đê bằng các tấm bê tông cốt thép đúc sẵn hoặc trồng cỏ Giải pháp gia cố đê kết hợp lưới thép B40 và bao tải cát hoặc rọ đá nhằm làm tăng sức chống cắt cho thân đê v.v Những giải pháp gia cố đê này có chung một nhược điểm là cần nguồn vật liệu khai thác từ tự nhiên như cát và cừ tràm, không có khả năng chống thấm, và chống trượt sâu cho thân đê Các giải pháp gia cố này chỉ sử dụng tạm thời ở các điểm sạt lở trước các mùa lũ, và không có tính ổn định lâu dài Ưu nhược điểm của các giải pháp gia cố hiện nay ở ĐBSCL và giải pháp gia cố đề xuất bằng cọc đất trộn ximăng được trình bày trong Bảng 3.1:
Hình 3.2: Người dân đắp đê bằng bao tải cát ở ĐBSCL (Tổng cục thủy lợi
Hình 3.3: Gia cố chân đê chống lũ bằng cừ tràm ở ĐBSCL (Báo Dân Việt
Hình 3.4: Làm thoải mái dốc (Báo Việt Nam Net 2011)
Hình 3.5: Gia cố đê bằng lưới thép B40 (Báo điện tử Đảng Cộng Sản Việt Nam
Bảng 3.1: Bảng tóm tắt ưu, nhược điểm của các phương án gia cố
Giải pháp gia cố Ưu điểm Nhược điểm Đắp đê bằng bao tải cát làm thoải mái dốc
Dễ thi công, không cần máy móc phức tạp, giá thành rẻ
Vật liệu cát ở địa phương ngày càng khan hiếm, không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu, làm thu hẹp dòng chảy gây sạt lở ở những khu vực lân cận
Gia cố đê bằng cừ tràm
Dễ thi công, không cần máy móc phức tạp, giá thành rẻ
Vật liệu cừ tràm ở địa phương ngày càng khan hiếm, không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu Gia cố đê bằng lưới thép B40
Dễ thi công, máy móc thi công đơn giản, giá thành rẻ
Không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu
Giải pháp kết hợp nhiều giải pháp gia cố đê khác
Dễ thi công, máy móc thi công đơn giản, giá thành rẻ
Vật liệu gia cố ở địa phương ngày càng khan hiếm, không có khả năng chống thấm và chống trượt sâu Giải pháp tường cọc đất trộn ximăng
Có khả năng chống thấm và chống trượt sâu, thiết bị thi công (NSV) nhỏ gọn, sử dụng vật liệu sẵn có ở địa phương, giá thành vừa phải
Phải có máy móc thi công chuyên dụng và kiến thức chuyên sâu cho đê bao ở ĐBSCL (Mai Anh Phương et al 2014) Số liệu địa chất được thu thập bằng cách khoan 5 hố khoan tới độ sâu 25 m
Thông số địa chất được trình bày trong Bảng 3.2 (Las XD 475 2013)
Hình 3.6: Ví trí nghiên cứu các giải pháp gia cố đê
Bảng 3.2: Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất (Las XD 475 2013)
Lớp đất Hệ số thấm, k (m/s)
Dung trọng tự nhiên, (kN/m 3 )
Lớp 4 1.37 x 10 -8 20.05 29.60 17.48 9.7 quan trắc được là +3.10 m và +0.60 m Lưu lượng mưa ngày được lấy tại trạm đo Châu Đốc i = 121 mm/ngày = 0.00504 m/giờ theo quy chuẩn kỹ thuật quốc gia - Số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng (QCVN 02:2009/BXD) Mực nước sông rút với tốc độ 0.2 m/ngày Các trường hợp phân tích thấm và sạt lở được trình bày trong Bảng 3.3
Các giải pháp gia cố bằng cừ tràm, và lưới thép B40 có cùng nguyên lý hoạt động là làm tăng sức kháng cắt trong thân đê nên ta chọn phương án gia cố đê bằng cừ tràm để phân tích tính toán Các loại vật liệu gia cố này không ngăn được dòng thấm trong đất nên lấy hệ số thấm bằng hệ số thấm của các lớp đất Hệ số thấm lớp 1 chọn từ 10 -6 đến 10 -4 m/s do thân đê có hiện tượng nứt nẻ và có nhiều lỗ mọt dẫn đến khó xác định chính xác bằng thí nghiệm Bề rộng một hàng cọc đất trộn ximăng và hai hàng cọc đất trộn ximăng được quy đổi tương đương lần lượt là 0.5 m và 1.0 m Hệ số thấm của hỗn hợp đất trộn ximăng được lấy bằng 10 -9 m/s theo nghiên cứu của Masaki Kitazume & Masaaki Terashi 2013 Tải trọng tính toán là hoạt tải xe 2.5 tấn theo tiêu chuẩn 22TCN 210-92 Các chỉ tiêu cơ lý của hỗn hợp đất trộn ximăng được trình bày trong Bảng 3.4
Bảng 3.3: Các trường hợp phân tích thấm và ổn định
Trường hợp phân tích Mực nước sông
Mực nước sông cao nhất +3.10 +1.42 x x
Mực nước sông cao nhất có mưa +3.10 +1.42 x x
Mực nước sông rút nhanh +3.10 xuống +0.6 +1.42 x x
Mực nước sông thấp nhất +0.6 +1.42 - x x: có xét đến trong tính toán
Bảng 3.4 Chỉ tiêu cơ lý của hỗn hợp đất trộn ximăng thiết kế
Dung trọng tự nhiên, γw (kN/m 3 )
Hình 3.7 là lưới thấm và vecto dòng thấm trong thân đê Dòng thấm có xu hướng chảy từ phía sông sang phía ruộng trong trường hợp mức nước sông cao nhất (Lê Khắc Bảo et al 2014) Lưới thấm bao gồm các đường dòng và đường đẳng thế, đường dòng tượng trưng cho đường chảy trung bình của các hạt nước từ phía sông sang phía ruộng (R Whitlow 2011) Đường dòng trên Hình 3.7a và 3.7b đi qua thân đê, kết quả này cho thấy các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL không có khả năng chống thấm, dòng thấm vẫn có khả năng thấm qua thân đê làm cuốn trôi các hạt đất dẫn đến sạt lở đê trong các mùa lũ Đường dòng ở Hình 3.7c và 3.7d bị giới hạn và có xu hướng chảy qua phía dưới hàng cọc đất trộn ximăng, kết quả này cho thấy phương pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng ngăn được dòng thấm qua thân đê và giúp đê ổn định lâu dài Thân đê có nhiều lỗ mọt dẫn đến lưu lượng thấm qua thân đê tăng lên Lưu lượng thấm của các giải pháp làm thoải mái dốc và gia cố bằng cừ tràm tăng lên hơn 90 lần khi hệ số thấm của lớp 1 tăng từ 10 -6 lên 10 -4 m/s
Trong khi đó, lưu lượng thấm qua thân đê thay đổi không đáng kể cho dù hệ số thấm lớp 1 thay đổi khi thân đê được gia cố bằng cọc đất trộn ximăng Giải pháp đất trộn ximăng một và hai hàng cọc làm giảm lưu lượng thấm so với các giải pháp khác lần lượt là 10 và 15 lần (Bảng 3.5) a Phương pháp làm thoải mái dốc b Giải pháp gia cố cừ tràm c Một hàng cọc đất trộn ximăng d Hai hàng cọc đất trộn ximăng Hình 3.7: Kết quả phân tích thấm trường hợp mực nước sông cao nhất
Bảng 3.5: Lưu lượng thấm qua thân đê trong trường hợp mực nước sông cao nhất
Các trường hợp phân tích
Lưu lượng thấm qua thân đê (m 3 /h) Thoải mái dốc Cừ tràm Gia cố 1 hàng cọc
Gia cố 2 hàng cọc k Lop1 -4 m/s 0.127 0.128 0.142 x 10 -3 0.966 x 10 -4 k Lop1 -5 m/s 0.127 x 10 -1 0.129 x 10 -1 0.141 x 10 -3 0.962 x 10 -4 k Lop1 -6 m/s 0.13 x 10 -2 0.14 x 10 -2 0.133 x 10 -3 0.929 x 10 -4 với trường hợp gia cố một hoặc hai hàng cọc đất trộn ximăng Đường bão hòa nước trong thân đê dâng lên không đáng kể khi k lơp 1 = 10 -4 m/s sau 24 giờ mưa, nguyên nhân là do hệ số thấm lớp 1 lớn làm tăng khả năng thoát nước trong thân đê ra phía bên ngoài a Phương pháp làm thoải mái dốc b Giải pháp gia cố cừ tràm c Một hàng cọc đất trộn ximăng d Hai hàng cọc đất trộn ximăng Hình 3.8: Đường bão hòa nước trong thân đê khi có mưa
3.4.1.3 Trường hợp mực nước phía sông rút nhanh
Hình 3.9 là các đường bão hòa nước trong thân đê khi mực nước sông rút với vận tốc 0.2 m/ngày từ mực nước cao nhất (+3.10 m) xuống mực nước thấp nhất
(+0.6 m) Mực nước trong thân đê giảm khi mực nước sông giảm đối với các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL (Hình 3.9a, 3.9b) Kết quả ở Hình 3.9c và 3.9d cho thấy đường bão hòa nước trong thân đê không thay đổi kể cả khi mực nước phía sông thay đổi, kết quả này cho thấy sự hiệu quả của việc ngăn dòng thấm khi có tường ximăng trộn đất gia cố thân đê a Phương pháp làm thoải mái dốc b Giải pháp gia cố cừ tràm c Một hàng cọc đất trộn ximăng d Hai hàng cọc đất trộn ximăng Hình 3.9: Đường bão hòa nước trong thân đê khi mực nước sông rút cố đê được thể hiện ở Hình 3.10, Hình 3.11, Hình 3.12, Hình 3.13:
Kết quả phân tích hệ số ổn định cho thấy đê bao phía ruộng và phía sông của các giải pháp gia cố đê đạt an toàn trong trường hợp mực nước sông cao nhất (FS > 1.4), nguyên nhân là do có áp lực ngang của nước phía sông chống lại lực gây trượt trong thân đê Hệ số FS phía sông tăng lần lượt là 1.85 và 2 lần khi gia cố 1 và 2 hàng cọc đất trộn ximăng so với các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.10: Phương pháp làm thoải mái dốc a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.11: Giải pháp gia cố cừ tràm a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.12: Phân tích ổn định giải pháp gia cố một hàng cọc đất trộn ximăng a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.13: Phân tích ổn định giải pháp gia cố hai hàng cọc đất trộn ximăng
3.4.2.2 Trường hợp mực nước sông cao nhất kết hợp mưa
Hình 3.14, 3.15, và 3.16 là biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa hệ số an toàn FS và thời gian mưa ứng với trường hợp mực nước sông cao nhất Nhìn chung, hệ số an toàn phía sông và phía ruộng giảm nhẹ theo thời gian mưa do đường bão hòa nước trong đất tăng lên theo thời gian mưa làm tăng áp lực nước lỗ rỗng trong đất và làm giảm sức chống cắt trong thân đê Tuy nhiên, một số trường hợp hệ số an toàn phía ruộng tăng lên trong khoảng 6 giờ mưa đầu tiên, nguyên nhân là do khi có mưa, đường bão hòa nước trong thân đê tăng lên làm vị trí cung trượt nguy hiểm nhất bị đẩy sâu hơn và làm tăng sức chống cắt trong thân đê Kết quả phân tích cũng cho thấy hệ số FS trong các trường hợp đều lớn hơn 1.4 và thay đổi không đáng kể khi có mưa và khi hệ số thấm của lớp 1 thay đổi từ 10 -6 m/s đến 10 -4 m/s a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.14: Phân tích ổn định trường hợp k lớp 1 = 10 -4 m/s a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.15: Phân tích ổn định trường hợp k lớp 1 = 10 -5 m/s a Phía sông b Phía ruộng Hình 3.16: Phân tích ổn định trường hợp k lớp 1 = 10 -6 m/s
3.4.2.3 Trường hợp nước phía sông rút nhanh
TÓM TẮT VÀ KẾT LUẬN
Công nghệ đất trộn ximăng bằng phương pháp trộn ướt và trộn sâu được nghiên cứu để đưa vào ứng dụng gia cố đê bao kết hợp đường GTNT ở An Giang nói riêng và ĐBSCL nói chung 80 mẫu đất trộn ximăng được tạo ra trong phòng thí nghiệm bằng cách trộn các lớp đất thu thập được tại đoạn đê kênh Mười Cai, xã Vĩnh Trạch, huyện Thoại Sơn, tỉnh An Giang với các hàm lượng ximăng khác nhau 200 kg/m 3 , 250 kg/m 3 , 300 kg/m 3 , và 350 kg/m 3 Các mẫu đất trộn ximăng được bảo dưỡng ở các ngày tuổi 7, 14, 28, 60, và 90 bằng cách ngâm trong nước đối với các mẫu nằm dưới mực nước ngầm Thí nghiệm nén nở hông tự do được thực hiện để xác định cường độ, q u và môđun đàn hồi cát tuyến, E 50 Các mối quan hệ như cường độ q u và hàm lượng ximăng, cường độ q u và thời gian bảo dưỡng, cường độ q u và loại đất, v.v được xác định Các kết luận từ thí nghiệm trong phòng được rút ra như sau:
1 Cường độ q u của hầu hết các mẫu đất trộn ximăng tăng theo thời gian bảo dưỡng Tỉ số giữa cường độ nén nở hông tự do ở 7, 60, và 96 ngày tuổi đối với 28 ngày tuổi lần lượt là 0.49, 1.59, và 2.01
2 Với hàm lượng ximăng từ 200 kg/m 3 đến 350 kg/m 3 (tương đương với hàm lượng xi măng từ 13% đến 23%) thì mối quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do và hàm lượng ximăng của mẫu đất trộn ximăng gần như là tuyến tính
Hàm lượng 250 kg/m 3 đối với đất bùn sét và 300 kg/m 3 đối với đất sét cho cường độ phù hợp để gia cố đê ở An Giang
3 Với cùng một hàm lượng ximăng và thời gian bảo dưỡng thì đất sét, dẻo cứng và đất sét pha, dẻo cứng cho cường độ q u lớn hơn đất sét, dẻo mềm và đất bùn sét
4 Môdun đàn hồi cát tuyến, E 50 của các mẫu đất trộn ximăng dao động từ khoảng 64 đến 289 lần cường độ nén nở hông tự do, q u
+ Phương án 2: Hai hàng cọc đất trộn ximăng đường kính 0.6 m, bề rộng quy đổi 1.0 m, chiều dài gia cố là 10.5 m, hàm lượng ximăng là 250 kg/m 3
Tiến hành mô phỏng để phân tích và so sánh ưu điểm và nhược điểm của giải pháp thiết kế gia cố đê bằng đất trộn ximăng và các giải pháp gia cố đê hiện nay khu vực ĐBSCL đang sử dụng, từ kết quả mô phỏng thấm bằng phần mềm SEEP/W và ổn định bằng phần mềm SLOPE/W, ta có thể rút ra những kết luận sau đây:
1 Các giải pháp gia cố đê như làm thoải mái dốc, gia cố đê bằng cừ tràm, v.v không ngăn được dòng thấm qua thân đê Trong khi đó, dòng thấm qua thân đê bị ngăn lại khi sử dụng biện pháp gia cố đê bằng một hoặc hai hàng cọc đất trộn ximăng
2 Các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL như làm thoải mái dốc, cừ tràm, v.v chỉ là giải pháp gia cố đê tạm thời và không có khả năng chống trượt sâu Giải pháp gia cố đê bằng cọc đất trộn ximăng có khả năng chống trượt sâu, giúp đê ổn định lâu dài
3 Giải pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng một hàng cọc nên sử dụng ở những vị trí có nguy cơ sạt lở thấp và những vị trí cần chống thấm cho đê bao Giải pháp gia cố đê bằng hai hàng cọc đất trộn ximăng sử dụng ở những vị trí có nguy cơ sạt lở cao và chống thấm qua thân đê.
KIẾN NGHỊ
1 Hàm lượng ximăng sử dụng để gia cố đê không nên nhỏ hơn 300 kg/m 3 đối với lớp sét dẻo mềm và 250 kg/m 3 đối với bùn sét
2 Hàm lượng ximăng nên thay đổi theo từng lớp đất trong quá trình thi công để tối ưu hóa chi phí gia cố đê
3 Thi công thử nghiệm gia cố đê một đoạn đê bằng giải pháp gia cố đê bằng một và hai hàng cọc Tiến hành quan trắc thấm và chuyển vị ngang của thân đê Từ đó, đánh giá khả năng áp dụng công nghệ đất trộn ximăng bằng phương pháp trộn ướt và trộn sâu để gia cố đê bao kết hợp đường GTNT ở khu vực ĐBSCL để có những điều chỉnh phù hợp trước khi đưa vào ứng dụng đại trà
4 Nghiên cứu sử dụng thêm các phương án gia cố mái dốc đê phía ngoài hàng cọc đất trộn ximăng để hạn chế sạt lở mái dốc khi có lũ.
HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO
1 Tiếp tục thực hiện thí nghiệm trong phòng các mẫu đất trộn ximăng tại những vị trí khác ở khu vực ĐBSCL để thu thập thêm dữ liệu chung cho khu vực ĐBSCL, từ đó điều chỉnh phương án thiết kế phù hợp để đưa vào ứng dụng đại trà ở khu vực ĐBSCL
2 Nghiên cứu thi công thử nghiệm hiện trường công nghệ đất trộn ximăng bằng phương pháp trộn ướt và trộn sâu ở nhiều vị trí khác nhau ở khu vực ĐBSCL, đưa ra quy trình hướng dẫn thiết kế và thi công gia cố đê bằng công nghệ đất trộn ximăng
[2] Bộ xây dựng “Đất xây dựng – Phương pháp xác định khối lượng thể tích trong phòng thí nghiệm” Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 4202:2012, 9 trang, năm 2012
[3] American Society for Testing and Materials “Standard Test Method for Compressive Strength of Molded soil – cement cylinders” ASTM D 1633-96, 3 pp, 1996
[4] American Society for Testing and Materials “Standard test method for Unconfined Compressive Strength of Cohesive Soil” ASTM D2166-98a, 6 pp, 1998
[5] M B Das, Soil Mechanics Laboratory Manual, New York, USA: Oxford
[6] Bộ Xây Dựng, “Quy trình gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng”, TCVN 9403: 2012, 2012, 42 trang
[7] M B Das, Principles of Geotechnical Engineering, CT, USA: Cengage
[8] R Whitlow Basic Soil mechanics England: Prentice Hall, 2001, 571 pp
[9] Đỗ Văn Đệ, Vũ Minh Tuấn, Nguyễn Sỹ Han, Nguyễn Khắc Nam, và Hoàng Văn Thắng Phần mềm Seep/W ứng dụng vào tính toán thấm cho công trình thủy và ngầm Hà Nội: Nhà xuất bản xây dựng, năm 2012, 163 trang
[10] Geo-Slope International Ltd “Seepage modeling with Seep/W 2007 version”, Canada, 2008, 305 pp
[11] Las XD 475 “Bảng thống kê các chỉ tiêu thí nghiệm đất: Công trình nghiên cứu CRI 1301”, An Giang, 68 trang, 2013
[12] Bộ Xây Dựng “Ximăng Poóc lăng hỗn hợp – Yêu cầu kỹ thuật” Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 6260 – 2009, 7 trang, 2009
[13] Bộ Xây Dựng “Nước cho bê tông và vữa – yêu cầu kỹ thuật” Tiêu chuẩn Việt
[14] Nguyen Van Cuong “Factors affect on unconfined compressive strength of soil cement column in Thi Vai – Cai Mep inter-port road and assessing effect of silica fume admixture” Master thesis Ho Chi Minh city University of Technology 30/12/2010 103 pp
[15] Lý Hữu Thắng, Lê Thọ Thanh, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng “Phân tích chất lượng đất ximăng tạo bởi Jet-Grouting trong thử nghiệm hiện trường Quận 9 – Tp.HCM,” Tạp chí GTVT Số tháng 4/2013, trang 37-39 & 42, 2013
[16] Bộ Xây Dựng “Ximăng – Phương pháp thử - Xác định thời gian đông kết và độ ổn định” Tiêu chuẩn Việt Nam, TCVN 6017 – 1995, 7 trang, 1995
[17] Masaki Kitazume and Masaaki Terashi The Deep Mixing Method
Netherlands CRC Press/Balkema 2013, 405 pp
[18] Đậu Văn Ngọ, “Các nhân tố ảnh hưởng đến cường độ xi măng đất”, Tạp chí phát triển KH&CN, Tập 12, Số 05-2009, trang 90-100, năm 2009
[19] C.Q Cai, X Li, J Zhang, and Q.S Guo, “Study on influence factors of cement
- stabilized soil compressive strength,” Global Geology No 15, pp 130-134,
2012 [20] Kamruzzaman, “Physico-Chemical and Engineering of cement treated
Singapore marine clay”, Ph.D dissertation, Civil engineering national university, Singapore, 2002, 183 pp
[21] A Porbaha, S Shibuya, and T Kishida “State of the art in deep mixing technology Part III: geomaterial characterization,” Ground Improvement No
[24] Tổng cục thủy lợi “Quản lý khai thác công trình thủy lợi vùng ĐBSCL”
Internet: http://www.wrd.gov.vn 17/10/2014
[25] Báo Dân Việt “ĐBSCL: Nhà nông hối hả phòng chống lũ” Internet: http://www.danviet.vn 09/10/2013
[26] Báo Việt Nam Net “Lũ ở ĐBSCL: 8 người chết, vỡ đê liên tục” Internet: http://www.vietnamnet.vn 30/09/2011
[27] Báo điện tử Đảng Cộng Sản Việt Nam “An Giang trong mùa lũ lớn” Internet: http://www.cpv.org.vn 7/10/2011
[28] Tỉnh Đoàn An Giang “Thêm nhiều tuyến đê bị vỡ.” Internet: http://tinhdoan.angiang.gov.vn, 30/09/2011
[29] Sở nông nghiệp và phát triển nông thôn tỉnh An Giang “Tổng quan về nông nghiệp An Giang.” Internet: http://www.sonongnghiep.angiang.gov.vn, 2009
[30] Cổng thông tin điện tử tỉnh An Giang “Điều kiện tự nhiên.” Internet: http://www.angiang.gov.vn/, 30/12/2013
[31] Báo tiền phong, “An Giang, Đồng Tháp vỡ đê, nước tràn như thác” Internet: http://www.tienphong.vn/ 28/09/2011
[32] Mai Anh Phương, Nguyễn Bình Tiến, Trương Đắc Châu, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng “Nghiên cứu ứng xử của đất An Giang trộn ximăng bằng công nghệ trộn ướt và trộn sâu” Tạp chí địa kỹ thuật, số 2/2014, pp 34-43, tháng 2- 2014
[33] Bộ Giao Thông Vận Tải “Đường giao thông nông thôn – Tiêu chuẩn thiết kế”
Tiêu chuẩn ngành, 22TCN 210-92, 31 trang, 1992
[34] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng “Ảnh hưởng của tường đất-xi măng đến dòng thấm và ổn định của đê bao chống lũ ở Đồng Tháp” Tạp chí xây dựng, số 12/2014, pp 66-70, tháng 12-2014
[35] Bộ Xây Dựng “Quy chuẩn kỹ thuật Quốc Gia – số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng” Quy chuẩn Việt Nam, QCVN 02-2009/BXD, 324 trang, 2009
[36] Bộ Giao Thông Vận Tải “Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất yếu” Tiêu Chuẩn Ngành, 22TCN 262-2000, 2000, 136 trang
[37] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, Đỗ Thị Mỹ Chinh và Trần Nguyễn Hoàng Hùng
“Nghiên cứu ứng xử đất Đồng Tháp trộn ximăng - trộn ướt ứng dụng gia cố đê bao chống lũ ở Đồng Tháp”, Tạp chí Xây dựng, số 4/2014, trang 60-64, 2014
[38] J.M Duncan and S.G Wright, Soil strength and slope stability, New Jersey:
[39] L.W Abramson, T.S Lee, S Sharma, and G.M Boyce, Slope Stability and Stabilization methods, New York: John Wiley and Sons, 2002, 712 pp
[40] Trần Nguyễn Hoàng Hùng, Lý Hữu Thắng, và Lê Thọ Thanh “Nghiên cứu thử nghiệm Jet Grouting tại bờ kênh nhiêu lộc Tp.HCM: Kết quả thực nghiệm hiện trường,” Tạp chí GTVT Số tháng 12/2012, trang 18-22, 2012
[41] S.Fabien, G.B.Antoine, L.K.Alain, and R.Philippe, “Influence of grain size distribution and cement content on then strength and aging of treated sandy soils,” European Journal of Environmental and Civil Engineering Vol 16,
[42] Nguyễn Quốc Dũng và Phùng Vĩnh An, “Công nghệ trộn sâu tạo cọc ximăng đất và khả năng ứng dụng để gia cố nền đê đập”, Viện khoa học thủy lợi, 2005, 7 trang
[43] Trương Thị Hiền “Một số suy nghĩ về liên kết vùng đồng bằng sông Cửu Long với TP Hồ Chí Minh trong chiến lược phát triển kinh tế,” Tạp chí phát triển nhân lực Số [5], pp 40-46, 2011 Đồng bằng sông Cửu Long.” Internet: http://www.afa.vn, 25/06/2010
[46] Hội đập lớn và phát triển nguồn nước Việt Nam “Đê bao, bờ bao ở Đồng bằng sông Cửu Long.” Internet: http://www.vncold.vn, 16/11/2011
[47] Huỳnh Lê Ninh Khoa “Lựa chọn giải pháp khắc phục ảnh hưởng của biến đổi khí hậu - nước biển dâng đến sản xuất nông nghiệp ở tỉnh Tiền Giang,” Tập san khoa học và giáo dục Số [3], pp 51-56, 2013
[48] Hội Cầu Đường Cảng TPHCM “Nan giải chuyện vật liệu ở Đồng bằng sông Cửu Long.” Internet: http://www.cauduongcang.com, 12/02/2006
[49] Bùi Thị Tuyết “Nghiên cứu thử nghiệm công nghệ đất trộn xi măng bằng công nghệ trộn nông để xây dựng mặt đường Giao thông nông thôn ở An Giang”, Luận văn Thạc sỹ, Trường Đại học Bách Khoa thành phố Hồ Chí Minh, Việt Nam, 2013, 116 trang
[50] Trần Xuân Thọ “Phân tích dòng thấm và ổn định thấm trong đập đất” Hội nghị khoa học và công nghệ Bách Khoa lần thứ 9 Trường ĐH Bách Khoa Tp.HCM, năm 2005, trang 646-651
[51] Đoàn Thế Mạnh, “Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất – xi măng,”
Tạp chí khoa học công nghệ hàng hải Số 19, Trang 53-58, 8/2009
[52] D.A Bruce, M.E.C.Bruce, and A DiMillio, “Deep Mixing Method: A Global Perspective,” Civil Engineering – ASCE Vol 68, No 12, pp 38-51, Dec 1998 [53] Nguyễn Viết Trung và Vũ Minh Tuấn Cọc đất xi măng – phương pháp gia cố nền đất yếu Tp Hà Nội Nhà xuất bản xây dựng, 2010, 130 trang
[54] T.S Tan, T.L Goh, and K.Y Yong, “Properties of Singapore Marine Clays Improved by Cement Mixing,” Geotechnical Testing Journal Vol 25, No 4, pp 422-433, 12/2002
[55] K E Clare and P T Sherwood, “The effect of organic matter on the setting of soil-cement mixtures,” Journal of Applied Chemistry Volume 4, Issue 11, pp
[56] M Y Al-Aghbari and R K Dutta.“Suitability of Desert Sand Cement Mixes for Base Courses in Highway Pavements,”The Electronic Journal of
[57] Grytan Sarkar, Rafiqul Islam, Muhammed Alamgir, and Rokonuzzaman
“Study on the Geotechnical Properties of Cement based Composite Fine- grained Soil,” International Journal of Advanced Structures and Geotechnical
[58] K T G Santhosh “A study on the engineering behavior of grouted loose sandy soils” Doctor of philosophy, school of engineering Cochin university of science and technology, Kochi, 11/2010.
