Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu giải pháp trụ xi măng đất để gia cố nền đất yếu dưới nền đường đắo cao trong điều kiện Cà Mau

Đề tài trình bày các thí nghiệm đất trộn xi măng để gia cố nền đất yếu bên dưới nền đắp cao trong điều kiện Cà Mau, trong đó nghiên cứu các vấn đề sau: - Nghiên cứu cường độ của mẫu đất

Tính c ấp thiết của đề tài

Tỉnh Cà Mau là một trong những tỉnh nằm trong khu vực Đồng bằng Sông Cửu Long, là một trong những nơi có tầng đất yếu với bề dày là rất lớn, chiều dày tầng đất yếu từ 10m đến 20m, có những nơi lên đến 30m như ở các huyện Ngọc Hiển và Năm Căn Việc xử lý nền đất yếu cho những công trình xây dựng hiện nay là một vấn đề rất khó khăn và đòi hỏi phải tốn kém nhiều kinh phí, đặc biệt là việc đầu tư xây dựng các công trình giao thông qua những vùng đất yếu như đã nêu

Trong đó thường thấy nhất là hiện tượng lún lệch đoạn tiếp giáp giữa mố cầu và đường đầu cầu Tỉnh Cà Mau hiện nay có một số cầu sau khi đưa vào khai thác sử dụng khoảng 01 năm thì đường vào cầu đoạn tiếp giáp với mố cầu lún hơn 01m so với mố cầu, làm ảnh hưởng rất lớn đến quá trình lưu thông và gây nguy hiểm cho các phương tiện trong quá trình lưu thông

Từ trước đến nay việc xử lý nền đất yếu cho các đường vào cầu ở tỉnh Cà Mau chủ yếu bằng các phương pháp như:

- Giếng cát kết hợp với gia tải trước: mục đích là để thoát nước cho nền đất yếu, làm tăng nhanh độ lún cố kết nền đường, làm tăng khả năng chịu lực của nền đường.

- Bấc thấm kết hợp với gia tải trước: mục đích cũng tương tự như giếng cát.

- Sàn giảm tải: thường được thiết kế cho đoạn có chiều cao đắp lớn nhằm giảm trọng lượng đất đắp đè lên trên nền đất yếu, với phương pháp này thì đòi hỏi kinh phí rất lớn

Tuy nhiên 03 phương pháp trên vẫn chưa đem lại hiệu quả và cụ thể là hiện nay các đường đầu cầu vẫn bị lún và thậm chí lún rất nhiều Một số cầu sử dụng sàn giảm tải, sau sàn giảm tải đường vẫn bị lún.

Với nhiều phương pháp đã thực hiện như trên nhưng vẫn không xử lý được tình trạng lún đường đầu cầu, việc nghiên cứu ứng dụng trụđất trộn xi măng để xử lý đường đầu cầu cũng cần hết sức quan tâm, tuy đây là công nghệ chưa từng được ứng dụng vào các công trình giao thông ở Cà Mau nhưng ở các tỉnh thành khác trong cả nước, người ta đã ứng dụng rất nhiều cụ thể như: Dự án đường Mậu Thân - sân bay Trà Nóc, thành phố Cần Thơ; dự án đại lộ Đông Tây; dự án cao tốc Long Thành - Dầu Dây…

Với tình trạng lún đường đầu cầu như hiện nay ở tỉnh Cà Mau, việc nghiên cứu ứng dụng thêm công nghệ đất trộn xi măng là hết sức cần thiết và cấp bách nhằm khắc phục hiện tượng lún lệch đường đầu cầu.

M ục tiêu nghiên cứu của đề tài

Trong những vấn đề liên quan đến trụ đất - xi măng (CDM - Cement Deep Mixing), mục tiêu nghiên cứu của đề tài tập trung giải quyết các vấn đề sau:

- Tạo mẫu thí nghiệm trong phòng, nén một trục nở hông tự do mẫu đất trộn xi măng ở 7, 14, 28 ngày tuổi để xác định cường độ (qu)

- Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng phèn (hay độ pH) , độ mặn đến cường độ của đất trộn xi măng.

- Nghiên cứu thí nghiệm nén 3 trục để xác định mô đun đàn hồi E và so sánh với E50 theo thí nghiệm nén 1 trục nở hông tự do

- Từ kết quả thí nghiệm có được, học viên ứng dụng để tính toán thiết kế cho một công trình cụ thể.

- Tính toán lún ổn định và lún theo thời gian bằng phương pháp giải tích, so sánh với phần mềm Plaxis 2D.

Ph ương pháp nghiên cứu của đề tài

- Phương pháp thực nghiệm: bằng việc lấy mẫu đất ngoài hiện trường đem về phòng để trộn với xi măng nhằm xác định cường độ của đất trộn xi măng bằng thí nghiệm nén một trục nở hông tự do Trong đó lưu ý đến thành phần và điều kiện của đất ảnh hưởng rất lớn đến cường độ của đất trộn xi măng như đất hữu cơ, đất phèn và đất ngập mặn.

- Phương pháp lý thuyết: Nghiên cứu quy trình thiết kế của trụ đất trộn xi măng của các nước khác trên thế giới kết hợp với các số liệu thí nghiệm tiến hành tính toán độ lún của nền gia cố đất trộn xi măng; Sử dụng chương trình Plaxis 2D để mô phỏng xác định độ lún, sự phân bố ứng suất, chiều dài, đường kính, cự ly giữa các tim cọc.

Ý ngh ĩa khoa học và tính thực tiễn của đề tài

- Ứng dụng giải pháp trụ đất trộn xi măng để ổn định nền đường, giảm tải trọng công trình tác dụng lên nền đất yếu Ổn định bề mặt đường tạo êm thuận cho phương tiện lưu thông đến phần tiếp giáp giữa đường dẫn và mố cầu.

- Thiết lập biểu đồ quan hệ giữa đặc tính và điều kiện của đất với cường độ của đất trộn xi măng.

- Tính toán được khả năng lún của khối đất trộn xi măng có đáp ứng được yêu cầu về độ lún cho phép được quy định theo tiêu chuẩn 22 TCN 262 - 2000 Từ đó áp dụng cho việc thiết kế trụ đất trộn xi măng cho các đường vào cầu ở tỉnh Cà Mau trong tương lai gần nhất.

Ph ạm vi nghiên cứu của đề tài

- Vì thời gian có hạn nên đề tài chỉ tập trung nghiên cứu ứng dụng công nghệ đất trộn xi măng cho vùng đất của tỉnh Cà Mau.

- Ứng dụng công nghệ trên để xử lý hiện tượng lún lệch giữa mố cầu và đường dẫn vào cầu.

- Đánh giá sự ảnh hưởng của độ phèn và độ mặn đến cường độ của trụ xi măng đất.

- Từ kết quả thí nghiệm có được, nghiên cứu ứng dụng giải pháp trụ đất xi măng để tính toán thiết kế cho một công trình cụ thể Tính lún cho công trình bằng phương pháp giải tích và so sánh kết quả bằng phần mềm Plaxis.

TỔNG QUAN V Ề GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG TRỤ ĐẤT

V ấn đề nghiên cứu và ứng dụng gia cố nền đất yếu bằng trụ đấ t tr ộn xi măng trên thế giới và ở Việt Nam

1.1.1 Tổng quan về công nghệ trộn sâu trên thế giới 1.1.1.1 Tổng quan về công nghệ trộn sâu

- Năm 1975, Viện nghiên cứu Hải cảng và Bến tàu (PHRI - Port and Habour Reseach Insititute) thuộc Bộ Giao thông vận tải Nhật Bản đã nghiên cứu phát triển phương pháp trộn xi măng dưới sâu (CDM - Cement Deep Mixing) bằng việc sử dụng vữa xi măng lỏng và áp dụng xử lý nền sét yếu bờ biển.

- Năm 1976, Viện nghiên cứu công trình công cộng (PWRI - Public Works Reseach Insititute) thuộc Bộ Xây dựng Nhật Bản hợp tác với Viện nghiên cứu máy xây dựng Nhật Bản bắt đầu nghiên cứu phương pháp trộn phun khô dưới sâu bằng bột xi măng, bước thử nghiệm đầu tiên hoàn thành vào năm 1980.

- Năm 1980, phương pháp trộn phun khô dưới sâu được áp dụng thực tế cho các công trình ở Nhật Bản.

- Năm 1985, Viện địa kỹ thuật Thụy Điển SGI xuất bản tuyển tập quá trình 10 năm phát triển của phương pháp trộn sâu.

- Năm 1986, phương pháp trộn dưới sâu được ứng dụng để gia cố nền đất yếu tại một số nơi ở Mỹ.

- Năm 1987, từ kết quả nghiên cứu của Cục đường bộ và đường sắt Quốc gia Pháp tài trợ công ty Bachy (Pháp) ứng dụng và phát triển quy trình Colmix trong đó việc thi công trộn và đầm chặt đất - xi măng được thực hiện bằng cách đảo ngược chiều xoay của máy khoan trong khi rút lên trên.

- Năm 1989, các công ty Trevi tại Ý phát triển DMM theo kỹ thuật riêng Trevimix Method, trước hết bằng phương pháp phun trộn khô và tiếp theo là phương pháp phun trộn ướt.

- Năm 1989, tại Thụy Điển việc sử dụng trụ hỗn hợp vôi + xi măng (LCC - Lime Cement Column) phát triển.

- Năm 1990, tại Phần Lan người ta sử dụng thiết bị trộn mới giữa xi măng và vôi

- Năm 1990, giáo sư Terashi người đã có quá trình nghiên cứu DLM (Deep Lime Mixing), CDM (Cement Deep Mixing) và DJM (Dry Jet Mixing) từ năm 1970 với Viện nghiên cứu Hải cảng và Bến tàu PHRI Nhật Bản tổ chức các buổi hội thảo tại Phần Lan, trong đó giới thiệu hơn 30 loại chất kết dính (Binder) bao gồm thành phần xỉ, thạch cao hoặc xi măng đang được sử dụng thực tế tại Nhật Bản.

- Năm 1991, Viện khoa học Bungari công bố các kết quả nghiên cứu tại Bungari về gia cố bằng trụđất - xi măng.

- Trong thập niên 1990, việc sử dụng phương pháp gia cố sâu cho nền đất bằng trụ vôi - xi măng đã gia tăng ở Na Uy.

- Năm 1993, hiệp hội Deep Jet Mixing - DJM Nhật Bản phát hành tài liệu hướng dẫn thiết kế và xây dựng theo phương pháp DJM.

- Năm 1994, Hiệp hội Deep Jet Mixing - DJM Nhật Bản tổng kết được 1820 dự án được hoàn thành sử dụng DJM.

- Năm 1995, các nhà nghiên cứu Kukko và Ruohomaki báo cáo chương trình nghiên cứu quy mô lớn trong phòng thí nghiệm để phân tích các nhân tố ảnh hưởng phản ứng hóa cứng trong đất sét gia cố sử dụng các chất trộn mới như xi măng, tro bay núi lửa.

- Năm 1995, Chính phủ Thụy Điển thành lập Trung tâm nghiên cứu gia cố sâu nền đất Thụy Điển SD - Svensk Djupstablili sering tại Viện nghiên cứu địa kỹ thuật Thụy Điển SGI Trung tâm này có nhiệm vụ chủ trì nghiên cứu lập kế hoạch tạo cơ sở dữ liệu về các đặc tính kỹ thuật của đất gia cố, mô hình cấu trúc của đất gia cố, quy trình đảm bảo chất lượng, phương pháp thi công.

- Năm 1995, tại Thụy Điển có một công trình tiêu biểu đó là từ tháng 1 đến tháng 11, công ty Hercules thi công hệ thống trụ đất - xi măng cho nhà thầu NCC - AB, Chủ đầu tư là cục đường sắt Quốc gia Thụy Điển (The Swedish National Railway Administration) trong dự án mở rộng đường sắt West Coast nối liền Satinge và Lekarekulle:

Số lượng trụđất - xi măng: 12.000 cặp.

Khối lượng trụđất - xi măng: 170.000m Chiều dài trung bình của trụđất - xi măng: 14,6m

Chiều cao lớn nhất của nền đất đắp: 1,5m Đường kính trụ: ф600mm

Hàm lượng chất pha trộn: 30kg/m (vôi - xi măng) Tỉ lệ pha trộn vôi - xi măng: 50/50

Công tác gia cố trên đây được tiến hành trong điều kiện đất nền có lớp đất sét dày Các trụđất gia cố là các trụlơ lửng ở độ sâu từ 8 - 20m

- Từ năm 1975 đến năm 1996, đã có hơn 5.000.000m trụ đất - vôi và đất - xi măng đã được thi công tại Thụy Điển.

- Năm 1996, hội nghị về DMM (Deep Mixing Method) được tổ chức tại Nhật Bản.

- Năm 1996, lần đầu tiên tại Mỹ công ty Stabilator - USA Inc, New York đã sữ dụng trụđất - vôi - xi măng trong thực tiễn.

- Năm 1997, trong dự án xây dựng hệ thống đường bộ E18/E20 Arboga - Orebo - Thụy Điển, công ty Hercules đã thi công đến 800.000m trụ đất - xi măng Công việc gia cố trụ đất - vôi - xi măng hoàn thành vào năm 1999, toàn bộ dự án hoàn thành vào năm 2000 Chủ đầu tư của công trình là NCC Anylaggning.

- Từ tháng 10/1997 đến tháng 12/1998 công ty Hercules đã thi công trụđất - xi măng cho dự án đường bộ giữa Slyte và Grasnas:

Chủ đầu tư: The Swedish National Railway Administration.

Nhà thầu: NCC - AB Số lượng trụđất - xi măng: 140.000 cặp Khối lượng: 730.000m

Chiều dài trung bình của trụ: 5,2m

Chiều cao lớn nhất của nền đất đắp: 4m Đường kính trụ: ф600mm

Hàm lượng chất pha trộn: 23kg/m (vôi - xi măng)Tỉ lệ pha trộn vôi - xi măng: 50/50.

- Năm 1998, Ratio Inc lập văn phòng đại diện tại California, Mỹ nhằm ứng dụng kỹ thuật DMM của Nhật Bản và trúng thầu dự án đầu tiên tại California vào năm 1999.

- Năm 1999, hội nghị quốc tế v ề DMM (Dry Mix Method Internatoinal Conference for Deep Soil Stabilization) được tổ chức tại Stockholm, Thụy Điển từ 13/10 đến 15/10 do Trung tâm Gia cố sâu nền đất Thụy Điển SD (Swedish Deep

Stabilization Center) SD tiến hành chương trình nghiên cứu về gia cố sâu nền đất dưới sự tài trợ của Chính phủ, các nhà thầu, các nhà tư vấn, nhà sản xuất và các tổ chức nghiên cứu khác; đối tượng nghiên cứu bao gồm tất cả các hoạt động liên quan đến sự phát triển của lĩnh vực gia cố sâu nền đất, đặc biệt là trụ đất - xi măng

Chương trình SD kéo dài đến hết năm 2001 Mục tiêu chính của hội nghị là nhằm phổ biến các thông tin liên quan đến lý thuyết và thực tiễn của việc sử dụng phương pháp gia cố DMM trong gia cố nền đất.

1.1.1.2 Một số kết quả nghiên cứu gần đây về các dạng phá hoại khi dùng trụ đất - xi măng

- Nghiên cứu của Kitazume và Kenji Maruyama (2007) trên mô hình ly tâm đưa ra nhiều kết quả quan trọng Theo đó, các trụđất xi măng ở phía ngoài cùng có hai dạng phá hoại: Phá hoại tổng thể gồm sự đẩy trượt trụđất xi măng ra ngoài và sự đổ sập của trụ đất xi măng (hình 1.1); phá hoại cục bộ của trụ đất xi măng gồm sự phá hoại do cắt và uốn (hình 1.2)

Hình 1.1 Sự đẩy trượt và đổ sập của trụ đất xi măng

Hình 1.2 Sự phá hoại trụ do cắt và do uốn

- Theo tài liệu CDIT - “ The deep mixing method - Principle, design and contructions”: Khi phương pháp trụđất xi măng sử dụng tỷ số diện tích thay thế as <

Công ngh ệ thi công trụ đất trộn xi măng

Hiện nay phổ biến có ba công nghệ thi công trụ đất trộn xi măng là: công nghệ trộn khô (Dry Mixing), công nghệ trộn ướt bằng cánh kim loại DMM (Deep Mixing Method) và công nghệ trộn ướt bằng tia áp lực cao (Jet - Grouting)

1.2.1 Công nghệ trộn khô (Dry Mixing):

Trộn khô là quá trình xáo tơi đất bằng cơ học tại hiện trường và trộn bột xi măng khô với đất có hoặc không có phụ gia Công nghệ này thích hợp cho đất rời hơn là đất dính và thường thì thiết kế với độ sâu cạn.

Quy trình thi công gồm các bước sau:

- Định vị thiết bị trộn - Xuyên đầu trộn xuống độ sâu thiết kế đồng thời phá tơi đất - Rút đầu trộn lên đồng thời phun xi măng vào đất

- Đầu trộn quay và trộn đều xi măng và đất- Kết thúc thi công.

Hình 1.6 Máy khoan và lưỡi khoan theo công nghệ trộn khô

Nguyên tắc chung của phương pháp trộn khô:

Hình 1.7 Sơ đồ thi công trộn khô

1.2.2.1 Cánh trộn bằng kim loại DMM (Deep Mixing Method):

Trộn ướt là quá trình xáo tơi đất bằng cơ học tại hiện trường và trộn vữa xi măng gồm xi măng và nước, có hoặc không có phụ gia với đất khi cần có thể thêm chất độn (cát hoặc phụ gia) Khối lượng vữa được thay đổi theo độ sâu Khi chế tạo trụ trong đất rời dùng khoan guồng xoắn liên tục có cánh trộn, có đủ công suất để phá vỡ cấu trúc của đất và trộn đều vữa Công nghệ này thích hợp cho gia cố những công trình có mặt bằng lớn như: đường ô tô, bến cảng, sân bay….

Hình 1.8 Máy khoan và lưỡi khoan theo công nghệ trộn ướt bằng cánh kim loại

Nguyên tắc chung của phương pháp trộn ướt:

Hình 1.9 sơ đồ thi công trộn ướt bằng cánh kim loại

1.2.2.2 Bằng tia áp lực cao (Jet Grouting):

Phương pháp mới này kết hợp lợi thế của trộn cơ học và phun vữa lỏng Máy có cả đầu trộn và vòi phun, có thể tạo nên các trụ có đường kính lớn hơn đường kính đầu trộn

Khoan phụt vữa cao áp là một quá trình bê tông hóa đất Nhờ có tia nước và tia vữa phun ra với áp suất cao (20 - 60)Mpa, vận tốc có thể lên đến 100m/s, các phần tử đất xung quanh lỗ khoan bị xói tơi ra và trộn với vữa phụt đông cứng tạo thành một khối đồng nhất “xi măng - đất” Công nghệ này rất thích hợp cho việc gia cố nền bên dưới, giữ lại nền bên trên; gia cố những công trình lân cận; chống lún nghiêng, nâng tầng…

Hình 1.10 Thiết bị thi công bằng tia áp lực cao Ưu điểm của công nghệ phụt vữa cao áp (Jet Grouting):

- Phạm vi áp dụng rộng, thích hợp với mọi loại đất từ bùn sét đến sỏi cuội.

- Có thể xử lý các lớp đất yếu một cách cục bộ không ảnh hưởng đến các lớp đất tốt.

- Có thể xử lý dưới móng hoặc các lớp kết cấu hiện có mà không ảnh hưởng đến kết cấu của công trình.

Nhược điểm của công nghệ phụt vữa cao áp (Jet Grouting):

- Có thể gây ra trương nở nền và gây ra các chuyển vị quá giới hạn trong lòng đất, áp lực siêu cao có thể gây nên rạn nứt các nền đất lân cận và tia vữa có thể lọt vào các công trình ngầm.

- Đối với nền đất có chứa nhiều túi bùn hoặc rác hữu cơ thì axit humic trong đất có thể làm chậm hoặc phá hoại quá trình ninh kết hỗn hợp đất xi măng

- Giá thành tương đối cao.

Ưu nhược điểm và phạm vi ứng dụng của trụ đất trộn xi măng

Trụđất trộn xi măng là phương pháp gia cố nền đất yếu, sử dụng vật liệu là xi măng làm chất đóng rắn nhờ vào cần khoan xoắn và thiết bị bơm vữa vào trong đất để trộn đất yếu với chất đóng rắn (dạng bột hoặc dung dịch), lợi dụng chuỗi phản ứng hóa học - vật lý xảy ra giữa chất đóng rắn với đất, làm cho đất mềm yếu đóng rắn lại thành một thể trụ Quá trình ninh kết hỗn hợp đất xi măng sẽ phát nhiệt, một phần nước xung quanh bị hút vào do quá trình thủy hóa, một phần khác bị bóc hơi do nhiệt Hiện tượng này làm đất xung quanh trụtăng độ bền hơn trước.

1.3.1.Ưu nhược điểm của trụ đất trộn xi măng 1.3.1.1 Ưu điểm

- Đem lại hiệu quả kinh tế rõ rệt so với các giải pháp xử lý cọc đóng, nếu sử dụng cọc bê tông hay cọc khoan nhồi thì giá thành sẽ rất đắt;

- Tính linh hoạt: thi công được trong điều kiện mặt bằng chật hẹp, mặt bằng ngập sâu trong nước Khả năng xử lý nền đất yếu sâu (có thể tới 40m);

- Phạm vi áp dụng rộng, thích hợp mọi loại đất từ bùn sét đến sỏi cuội;

- Rất sạch sẽ và giảm thiểu vấn đề ô nhiểm môi trường;

- Thi công nhanh, thời gian đất đạt yêu cầu kỹ thuật xử lý ngắn, đẩy nhanh được tiến độ cải tạo đất nền;

- Tiết kiệm vật liệu và năng lượng;

- Tận dụng vật liệu tại chỗ: vì sử dụng đất tại chỗ;

- Không cần chuyên chở đất thừa đi chổ khác.

- Không làm được những công trình lớn, vì cường độ nó thấp hơn so với cường độ bê tông xi măng;

- Giá thành cao, công nghệ thi công mới mẽ trong lĩnh vực giao thông, máy thi công hiện nay trong nước chưa nhiều, huy động máy móc khó khăn hơn các phương pháp khác

- Các công trình đã thực hiện chủ yếu được thiết kế bằng các quy trình nước ngoài như: Thụy Điển, Trung Quốc, Nhật Bản…nên cần phải kiểm chứng mức độ phù hợp khi áp dụng để tính toán với địa chất ở nước ta.

Khi xây dựng các công trình có tải trọng lớn trên nền đất yếu cần phải có các biện pháp xử lý đất nền bên dưới móng công trình, nhất là những khu vực có tầng đất yếu khá dày Một trong những biện pháp xử lý hiệu quả và kinh tế là dùng Cọc xi măng đất.

Công nghệ trụxi măng đất được áp dụng rộng rãi cho các lĩnh vực như sau:

- Gia cố tăng cường độ đất yếu;

- Gia cố xử lý nền đất yếu chống lún, tăng ổn định cho nền đường đắp cao, đường đầu cầu;

- Gia cố chống thấm cho đê đập;

- Gia cố tường chắn cho các công trình đào sâu;

- Gia cố giãm biến loãng do tác dụng động;

- Gia cố chống ô nhiểm môi trường;

- Gia cố chống trượt đất cho mái dốc.

Nh ận xét và kết luận

Với những ưu điểm riêng trong công tác xử lý nền đất yếu, công nghệ trụ đất trộn xi măng được dùng rộng rãi để gia cố nền đường, khắc phục độ lún còn dư khi đưa công trình vào khai thác sử dụng đạt tiêu chuẩn 22TCN 262-2000 của Bộ Giao thông vận tải Tuy nhiên, chúng ta cần nghiên cứu kỹ lưỡng để có thể ứng dụng rộng rãi hơn, tiết kiệm chi phí và nâng cao hiệu quả trong việc ứng dụng công nghệ trên.

CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG

Cách xác định các kích thước cơ bản

2.1.2.1 Xác định khoảng cách giữa các trụ đất - xi măng, s(m):

Nền đất yếu dưới nền đường đắp thường chịu tải trọng thẳng đứng lớn Do đó hệ thống nền trụđất - xi măng thường được bố trí theo dạng lưới ô vuông hoặc lưới tam giác đều với mục đích tạo cho các trụ chịu lực gần như dọc trục Khi đó tải trọng truyền vào cho trụ sẽ lớn hơn tải trọng do phần đất yếu không được gia cố xung quanh trụ Điều đó làm cho biến dạng cục bộ giữa trụvà đất được hạn chế tối đa.

Xét theo quan điểm kinh tế, khoảng cách giữa các trụ liền kề càng lớn thì giá thành của phương án xử lý sẽ càng rẻ Do vậy khoảng cách giữa các trụ liền kề phải được tính toán thiết kế cho phù hợp Nếu các trụ được bố trí theo lưới ô vuông thì khoảng cách giữa các trụđược xác định theo công thức sau:

Q p : khả năng chịu tải của mỗi trụ trong nhóm trụ; f fs : hệ số riêng phần đối với trọng lượng đơn vị của đất, ffs=1.3; f q : hệ số riêng phần đối với ngoại tải, fq=1.3;

H: chiều cao của nền đắp; ω s : ngoại tải tác dụng.

2.1.2.2 Phạm vi bố trí nhóm trụ:

Vùng trụ gia cố được mở rộng đến một khoảng cách vượt ra ngoài mép vai nền đắp để bảo đảm bất kỳ sự lún lệch nào hoặc sự mất ổn định nào ở bên ngoài vùng gia cố sẽ không ảnh hưởng đến đỉnh nền đắp (hình 2.2) giới hạn mép của đầu trụ được xác định theo biểu thức sau:

L p : khoảng cách nằm ngang giữa mép ngoài của trụ ngoài cùng và chân của nền đắp (hình 2.3);

1 n : độ dốc của mái ta luy nền đắp; θ p : góc so với phương thẳng đứng của đường nối mép ngoài trụ ngoài cùng với vai nền đắp, (hình 2.3)

Vải địa kỹ thuật gia cường Đầu trụ Khoõng oồn ủũnh meựp

Lớp bùn seùt meàm Trụ đất xi maêng

Hình 2.2 Phạm vi bố trí nhóm trụ

Hình 2.3 Sơ đồ xác định L p ,L s

Tính toán kh ả năng chịu tải của trụ đất xi măng

Khả năng chịu tải của trụđất xi măng thường được phân loại như sau:

- Khả năng chịu tải theo vật liệu.

- Khả năng chịu tải theo đất nền.

- Khả năng chịu tải theo quan điểm hỗn hợp.

- Khả năng chịu tải của trụđơn và khả năng chịu tải của nhóm trụ

Các quy trình tính toán Châu Âu, Trung Quốc và Nhật Bản đều dựa trên công thức tính sức chịu tải của móng cọc, tuy nhiên cũng có một số thay đổi để phù hợp với trụđất trộn xi măng.

2.2.1 Khả năng chịu tải của vật liệu 2.2.1.1 Theo cách xác định của Châu Âu

Khả năng chịu tải giới hạn theo vật liệu của trụ:

Q ult,col = A.(2.c u coil + K b σh) (2.9) Trong đó: c u coil : cường độ kháng cắt của vật liệu cọc.

A: diện tích mặt cắt ngang trụ σh : áp lực ngang tổng cộng tác dụng lên trụ đất xi măng tại mặt cắt giới hạn

Giả thiết góc ma sát trong của đất là 30 0

=> Hệ số tương ứng hệ số áp lực bị động Kb = 3 khi φgh,trụ ximăng - đất 0

2.2.1.2 Theo viện địa kỹ thuật Châu Á

Với: σp: áp lực tổng của các lớp phủ bên trên C u soil : độ bền cắt không thoát nước của đất sét không ổn định bao quanh Công thức này được dùng khi thiết kế có xét áp lực tổng của các lớp phủ bên trên, vì áp lực đất bị động thay đổi khi chuyển vị ngang lớn.

Theo tài liệu của Bergado:

Q ult,col = A.(3,5.c u col + K b σh) (2.10) Trong đó:

Các thông số tính toán tương tự cách xác định của Châu Âu.

2.2.2 Khả năng chịu tải theo đất nền 2.2.2.1 Theo cách xác định của Nhật Bản

Khả năng chịu tải trọng giới hạn của trụ đất trộn xi măng có thể được xác định bằng công thức sau:

R pu : sức kháng mũi giới hạn tại điểm đáy trụđất xi măng, phụ thuộc vào lớp đất phía dưới đáy trụvà được xác định như sau: Đối với đất cát: Rpu = 75.N.A p (kN) (2.12) Đối với đất sét: Rpu = 6.c.A p (kN)

N: giá trị N trung bình trong phạm vi 1d trên và 1d dưới của mũi trụ(d là đường kính nhỏ nhất của trụ)

C: lực dính của lớp đất sét (kN/m 2 ) A p : diện tích mũi trụ (m 2

) τi : ma sát thành cực hạn của trụ gia cố tính toán theo công thức sau:

2 u i τ = q (2.14) c i : lực dính của lớp đất thứ i xung quanh trụ (kN/m 2

2.2.2.2 Theo quan điểm hỗn hợp của viện kỹ thuật Châu Á (AIT)

Khả năng chịu tải của trụ đất xi măng được quyết định bởi sức kháng cắt của đất sét yếu bao quanh (đất bị phá hoại) hay sức kháng cắt của vật liệu trụ đất xi măng (trụ đất - xi măng phá hoại) Loại phá hoại đầu phụ thuộc cả vào sức cản do ma sát mặt ngoài trụ đất - xi măng và sức chịu chân trụ đất xi măng, loại sau còn phụ thuộc vào sức kháng cắt của vật liệu trụđất - xi măng.

Khả năng chịu tải giới hạn ngắn của trụ đất xi măng trong đất sét yếu khi đất phá hoại được tính theo biểu thức sau:

Q gh, đất = (πdHtrụ+2.25πd 2 )C u (2.15) Trong đó: d: đường kính của trụđất - xi măng.

H trụ : chiều dài trụđất - xi măng.

C u : độ bền cắt không thoát nước trung bình của đất sét bao quanh, được xác định bằng thí nghiệm ngoài trời như thí nghiệm cắt cánh và xuyên côn.

Giả thiết là sức cản mặt ngoài bằng độ bền cắt không thoát nước của đất sét Cu và sức chịu ở chân trụ đất - xi măng tương ứng là 9cu Sức chịu ở chân trụđất - xi măng treo không đóng vào tầng nén chặt, thường thấp so với mặt ngoài Sức chịu ở chân trụđất - xi măng sẽ lớn khi trụ đất - xi măng cắt qua tầng ép lún vào đất cứng nằm dưới có sức chịu tải cao Phần lớn tải trọng tác dụng sẽ truyền vào lớp đất ở dưới qua đáy của trụ đất - xi măng Tuy nhiên sức chịu ở chân trụ đất - xi măng không thể vượt qua độ bền nén của bản thân trụđất - xi măng.

Trong trường hợp trụđất - xi măng đã bị phá hoại trước thì các trụđất - xi măng được xem như một lớp đất sét cứng nứt nẻ Độ bền cắt của hỗn hợp sét ở dạng cục hay hợp thể đặc trưng cho giới hạn trên của độ bền Khi xác định bằng thí nghiệm xuyên hay cắt cánh, giới hạn này vào khoảng từ 2 - 4 lần độ bền cắt dọc theo mặt liên kết khi xác định bởi thí nghiệm nén có nở hông.

2.2.3 Khả năng chịu tải của nhóm trụ đất - xi măng 2.2.3.1 Tính toán theo quan điểm Nhật Bản

Khả năng chịu tải của nhóm trụ được suy ra từ công thức tính sức chịu tải của nền đất hỗn hợp.

Q gh, nhóm = q d A b +Σ(τdi.h i ).L s (2.16) Trong đó:

A b : Diện tích đáy khối đất gia cố (m 2 ) τdi: ma sát bên của các lớp đất trong khối gia cường (kN/m 2 ) h i : chiều dày của các lớp đất trong khối gia cường.

L s : chu vi xung quanh của khối đất gia cường. q d : khả năng chịu tải cực hạn của nền đất bên dưới (kN/m 2 q d σ τ

* Trường hợp chỉ có 1 lớp đất:

Hình 2.4 Sơ đồ tính toán sức chịu tải của nhóm cọc theo Nhật Bản

Khả năng chịu tải cực hạn của nền đất bên dưới: q d = i c α.c.Nc+i γ β.γ1.B.N γ +i q γ2.D f Nq (2.17) Với: ic = i q = (1-θ/90) 2 i γ = (1-θ/ф) 2 θ: góc của tải trọng so với phương đứng (độ) ф: góc ma sát trong của đất nền bên dưới (độ)

N c , N γ , N q : Hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất α, β: Hệ số phụ thuộc hình dạng và kích thước. α= 1+0,2B/L β= 0,5 – 0,2B/L c: lực dính của lớp đất dưới đáy khối gia cường, (kN/m 3 ) γ1: trọng lượng riêng của lớp đất dưới khối gia cường, (kN/m 3 ) γ2: trọng lượng riêng trung bình của khối, (kN/m 3 q e q e

Lớp đất sét bên dưới

) B: chiều rộng khối đất gia cường, (m)

D f : chiều sâu từ mặt đất đến đáy khối gia cường, (m)

* Trường hợp có 2 lớp đất:

Khi đất nền bên dưới không đồng nhất, khả năng chịu tải trọng thẳng đứng của đất khi tính toán cần chú ý đến sự ảnh hưởng của lớp đất nền bên dưới Ví dụ như hình bên dưới.

Hình 2.5 Phương pháp xác định khả năng chịu tải của nhóm trụ theo Nhật Bản

2.2.3.2 Theo quan điểm hỗn hợp của viện kỹ thuật Châu Á

Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm trụđất - xi măng phụ thuộc vào độ bền cắt của đất chưa xử lý giữa các trụđất - xi măng và độ bền cắt của vật liệu trụđất - xi măng Sự phá hoại quyết định bởi khả năng chịu tải của khối trụđất - xi măng.

Hình 2.7 Phá hoại khối và phá hoại cắt cục bộ

* Khả năng chịu tải trọng tới hạn theo cơ chế phá hoại khối

Sức chống cắt dọc theo mặt phá hoại cắt qua toàn bộ khối sẽ quyết định khả năng chịu tải, khi đó khả năng chịu tải tới hạn của nhóm trụđât - xi măng được tính theo:

Q gh, nhóm = 2C usoil H[B+L]+k.C usoil BL (2.18) Trong đó:

B, L, H: chiều rộng, chiều dài và chiều cao của nhóm trụđất - xi măng. k: hệ số an toàn phụ thuộc vào hình dạng móng + k=6: khi móng hình chữ nhật (tức là L>B) + k=9: khi móng hình vuông, tròn

C usoil : lực dính trung bình của đất yếu xung quanh Tuy nhiên, để cường độ đất nền phát triển tối đa thì chuyển vị của nền ở đáy khối phải khá lớn, khoảng 5-10% bề rộng của đáy khối, cho nên người ta đề nghị không nên sử dụng sức chịu tải của nền ở đáy khối trong thiết kế.

* Khả năng chịu tải trọng tới hạn theo cơ chế phá hoại cục bộ

Khả năng chịu tải giới hạn có xét đến phá hoại cục bộ ở rìa khối trụ đất xi măng, phụ thuộc vào độ bền chống cắt trung bình của đất dọc theo mặt phá hoại Độ bền cắt trung bình có thể tính như khi tính ổn định mái dốc Khả năng chịu tải giới hạn có chú ý đến phá hoại cục bộ, được tính theo biểu thức sau:

= + l (2.19) Trong đó: b,l: chiều rộng và chiều dài vùng chịu tải cục bộ

Tính toán độ ổn định của nền gia cố bằng trụ đất trộn xi măng

2.3.1 Theo tiêu chuẩn Việt Nam (TCVN 9403 - 2012) Độ lún công trình bao gồm độ lún của khối gia cố S1 và độ lún của phần dưới khối gia cố S2:

S=S1+S2 Vậy ta có độ lún của khối gia cố trụđất xi măng là:

+ − (2.20) Độ lún của khối đất bên dưới khối gia cố là:

Vậy độ lún tổng cộng: S = S1+S2

2.3.2 Theo tiêu chuẩn Trung Quốc

- Độ lún tổng cộng của một công trình đặt trên nền gia cố bằng trụ đất trộn xi măng bao gồm hai thành phần độ lún S1 của khối gia cố và độ lún S2 của phần đất không gia cố bên dưới trụđất xi măng Độ lún tổng cộng S=S1+S2

- Độ lún S1 của khối gia cố được xác định theo công thức sau:

P 0 : áp lực trung bình tại đỉnh trụ P 0z : áp lực trung bình tại mũi trụ, có xét ảnh hưởng của ứng suất phụ thêm do trọng lượng bản thân của trụđất xi măng và đất xung quanh:

E td : mô dun biến dạng của thân trụvà đất xung quanh

=> Độ lún tổng cộng theo quy trình Trung Quốc là: S = S 1 +S 2

2.3.3 Theo tiêu chuẩn Nhật Độ lún tổng cộng: S=Δh1+ Δh2 (2.23) Trong đó: Δh1: độ lún trong phần đất được gia cố Δh2: độ lún của lớp đất yếu nằm dưới trụđất xi măng.

2.3.3.1 Độ lún Δh 1 : Độ lún Δh1 được tính theo công thức: Δh1=β.Sn (2.24)

S n : độ lún của nền chưa gia cố a s : tỷ diện tích thay thế. n: tỷ lệ môdun col soil n E

= E σsoil, σ: ứng suất tác dụng lên đất yếu giữa các trụ đất xi măng, ứng suất trung bình gây ra bởi nền đường.

2.3.3.2 Độ lún Δh 2 : Độ lún Δh2 của đất yếu phía dưới khối gia cố được tính như độ lún dưới một móng khối quy ước.

2.4 Đánh giá sự thay đổi hệ số thấm của nền gia cố trụ đất trộn xi măng 2.4.1 Phương pháp Asaoka

Từ đó so sánh giá trị kv với hệ số thấm của nền đất yếu trước khi gia cố trụđất xi măng Từ đó rút ra nhận xét và kết luận về sự thay đổi hệ số thấm.

2.4.2 Phương pháp thử dần bằng phần mềm Plaxis 2D theo phương pháp k tđ

Xem trụđất xi măng và đất nền xung quanh là một khối tương đương, có dung trọng, hệ số thấm và môđun biến dạng là tương đương.

Sử dụng chương trình Plaxis 2D để tính toán độ lún theo thời gian của công trình

Với phương pháp thử dần hệ số thấm của khối tương đương đủ để thu được hệ số thấm cho độ lún của công trình gần với kết quả độ lún quan trắc ngoài công trường trong cùng một khoảng thời gian, so sánh hệ số thấm của khối tương đương với hệ số thấm của nền đất yếu trước khi gia cố từ đó rút ra kết luận.

Phương pháp tính toán ổn định của nền khi gia cố trụ đất xi măng

Hình 2.8 Sơ đồ tính ổn định tổng thể

Hệ số ổn định tổng thể

F S : hệ số ổn định R R : bán kính cung trượt l E : chiều dài cung trượt trong lớp đất đắp τE: Cường độ chống cắt trung bình của lớp đất đắp l I : chiều dài cung trượt trong khu vực đất trộn xi măng τI: cường độ chống cắt trung bình trong khu vực đất trộn xi măng l S : chiều dài cung trượt trong lớp đất yếu τS: cường độ chống cắt trung bình của lớp đất yếu

X E : khoảng cách từ trọng tâm phần đất đắp (trong phạm vi cung trượt) đến tâm trượt

W E : trọng lượng của đất đắp (trong phạm vi cung trượt).

Nh ận xét và kết luận

Lý thuyết tính toán trụđất xi măng còn khá nhiều hạn chế, các thông số độ bền của trụ khi đưa vào tính toán cần phải được thí nghiệm với từng loại đất và công trình cụ thể.

NGHIÊN CỨU THÍ NGHIỆM TRONG PHÒNG

Thí nghi ệm trong phòng

Mục tiêu thí nghiệm trong phòng để xác định các đặc tính của đất như độ mặn, độ phèn, độ hữu cơ; xác định cường độ của đất trộn xi măng tương ứng với nhiều hàm lượng xi măng khác nhau, từ đó tìm được hàm lượng xi măng tối ưu để phục vụ cho công tác thiết kế

3.1.1 Các vấn đề nghiên cứu

Các nghiên cứu thí nghiệm thực hiện trong luận văn này được tiến hành nhằm làm sáng tỏ một số điểm sau:

- Nghiên cứu cường độ của mẫu đất nguyên trạng và mẫu đất sau khi gia cố.

- Nghiên cứu ảnh hưởng của độ phèn đến cường độ của đất trộn xi măng.

- Nghiên cứu ảnh hưởng của độ mặn đến cường độ của đất trộn xi măng.

- Nghiên cứu thí nghiệm xác định mođul đàn hồi theo thí nghiệm nén một trục nở hông tự do và thí nghiệm nén 03 trục tương ứng với hàm lượng xi măng tối ưu

So sánh mođul đàn hồi của hai phương pháp thí nghiệm trên.

3.1.2 Phương pháp thí nghiệm trong phòng 3.1.2.1 Mục đích thí nghiệm

- Lấy mẫu nguyên trạng để thí nghiệm nhằm xác định cường độ nén một trục nở hông tự do và các chỉ tiêu cơ lý của đất như độ mặn, độ phèn.

- Thí nghiệm cường độ đất trộn xi măng trong phòng có xét đến các yếu tố độ phèn, độ mặn bằng phương pháp nén một trục nở hông tự do.

- Thí nghiệm nén một trục và thí nghiệm nén ba trục để so sánh mô đul đàn hồi của 02 phương pháp thí nghiệm trên.

3.1.2.2 Địa điểm lấy mẫu và phương pháp lấy mẫu

Mẫu được lấy tại cầu bắc qua sông Trẹm thuộc dự án đường vào khu du lịch Sông Trẹm thuộc 02 huyện Thới Bình và U Minh, tỉnh Cà Mau.

- Mẫu đất thí nghiệm là mẫu nguyên trạng, được lấy từ độ sâu 2m đến 15m (2m trên cùng đã được san lấp nên chỉ tiến hành lấy từ 2m bên dưới trở xuống)

- Chiều sâu hố khoan tại cầu bắc qua Sông Trẹm là: 35m (khoan 02 lỗ) Khối lượng đất dự kiến lấy là 0,2m 3

- Mẫu đất lấy từ các hố khoan với dụng cụ là ống lấy mẫu (ống lấy mẫu là ống

PVC hình trụ tròn, đường kính 90mm, dài 200mm), 2 đầu ống được tẩm paraphin và được bọc nilông, có nắp đậy tránh nước trong quá trình vận chuyển và lưu giữ chờ thí nghiệm.

Hình 3.1 Thiết bị khoan lấy mẫu tại cầu bắc qua Sông Trẹm

Hình 3.2 Khoan lấy mẫu tại hiện trường cầu Sông Trẹm

Hình 3.3 Mẫu đất được đưa vào ống lấy mẫu

Hình 3.4 Mẫu đất sau khi được lấy và được bảo quản

3.1.2.3 Các thí nghiệm cần tiến hành và số lượng mẫu thí nghiệm:

Xi măng được sử dụng là loại xi măng Nghi Sơn, tiến hành thí nghiệm theo các tỷ lệ sau: 140kg/m 3 đất, 160 kg/m 3 đất, 180 kg/m 3 đất, 200 kg/m 3 và 220 kg/m 3 đất để xác định ra hàm lượng tối ưu. Ứng với mỗi hàm lượng xi măng như trên tiến hành làm các thí nghiệm:

- Ảnh hưởng của độ phèn đến cường độ của đất trộn xi măng: Trước tiên học viên sẽ tiến hành thí nghiệm độ pH có trong đất bằng cách lấy mẫu nước trong lỗ khoan đem đi thí nghiệm Mẫu nước được lấy trong lỗ khoan ở các độ sâu như:

02m, 06m, 10m, 14m, 18m, ở mỗi độ sâu lấy khoảng 0,25 lít nước và đựng trong chai được bịt kín nắp Sau khi thí nghiệm xác định được độ pH, có thể xảy ra 02 trường hợp:

+ Trường hợp thứ nhất: Nếu độ pH ở các độ sâu đều đồng nhất, học viên sẽ tiến hành trộn đất với nhiều hàm lượng xi măng: 140kg/m 3 đất, 160 kg/m 3 đất, 180 kg/m 3 đất, 200 kg/m 3 và 220 kg/m 3 đất Sau đó tiến hành thí nghiệm nén một trục nở hông tự do để xác định cường độ đất trộn xi măng Sau khi xác định được cường độ theo yêu cầu đặt ra (tham khảo cường độ yêu cầu thiết kế của Đại lộ Đông Tây là

0,6Mpa), tương ứng với cường độ theo yêu cầu đặt ra ta sẽ có được hàm lượng xi măng tối ưu Kết quả thí nghiệm này cũng chứng minh rằng vùng đất Cà Mau với độ pH như trên vẫn có thể trộn với xi măng ứng dụng cho việc xử lý nền đất yếu bên dưới nền đắp cao.

+ Trường hợp thứ hai: Nếu độ pH ở các độ sâu là khác nhau, học viên cũng sẽ tiến hành trộn đất với nhiều hàm lượng xi măng như đã nêu trên để xác định hàm lượng xi măng tối ưu Sau khi có hàm lượng xi măng tối ưu, học viên sẽ trộn đất ở các độ sâu tương ứng với từng độ pH với xi măng, sau đó tiến hành thí nghiệm nén

1 trục để xác định cường độ đất trộn xi măng Từ đó vẽ ra biểu đồ quan hệ giữa cường độ đất trộn xi măng và độ pH, quan sát khi độ pH thay đổi thì cường độ đất trộn thay đổi như thế nào hay nói cách khác ảnh hưởng của độ pH đến cường độ đất trộn xi măng là như thế nào.

Hình 3.5 Lấy mẫu nước tại hiện trường để thí nghiệm độ pH

Hình 3.6 Thiết bị đo độ pH

Hình 3.7 Thí nghiệm xác định độ pH

B ảng 3.1 Kết quả thí nghiệm độ pH của nước trong đất tương ứng với từng chiều sâu lấy mẫu

TT Trường hợp mẫu Hũ Nhiệt độ mẫu Độ pH Giá trị trung bình

6.6 6.8 7 7.2 7.4 7.6 Đ ộ sâu lấy m ẫu (m ) Độ pH

Biểu đồ quan hệ giữa độ pH của nước trong đất và độ sâu lấy mẫu

Hình 3.8 Biểu đồ quan hệ giữa độ pH của nước trong đất và chiều sâu lấy mẫu Độ pH của nước trong đất tại các độ sâu khác nhau trong nền đất được thể hiện như bảng 3.1 Kết quả này phù hợp với các số liệu thu được từ nguồn báo cáo kết quả quan trắc môi trường tỉnh Cà Mau năm 2014 của huyện Thới Bình Độ pH đo được dao động trong khoảng từ 6.68 đến 7.55 Trong đó, vùng đất phía trên mặt với độ sâu dưới 6m có độ pH < 7

- Ảnh hưởng của hàm lượng muối đến sức kháng nén đơn đất trộn xi măng: cũng từ thí nghiệm trên, sau khi xác định được hàm lượng xi măng tối ưu, tiến hành thay đổi hàm lượng muối trong đất bằng cách tăng dần hàm lượng muối: 3%, 4% và 5%, sau đó tiến hành trộn với hàm lượng xi măng tối ưu và thí nghiệm nén 1 trục để xác định sức kháng nén đơn của đất trộn

K ết quả thí nghiệm nén 1 trục có nở hông

B ảng 3.2 Tổng hợp kết quả thí nghiệm nén 1 trục - 7 ngày

Hàm lượng xi măng (kg/m 3

Sức kháng nén đơn mẫu tại (kg/cm )

2 Sức kháng nén đơn trung bình (kg/cm )

3.2.1.1 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và hàm lượng xi măng ứng với mỗi độ sâu lấy mẫu

Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và hàm lượng xi măng ứng với độ sâu 2-6m

Hàm lượng xi măng (kg/m 3 )

S ức khán g né n đ ơn ( kg/ cm 2 )

Sức kháng nén đơn tại 2- 6m (kg/cm2)

Hình 3.20 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn và hàm lượng xi măng ở độ sâu 2-6m

S ức khán g né n đơ n (kg/ cm 2 )

Sức kháng nén đơn tại 6-9m (kg/cm2)

S ức khá ng né n đơ n (kg /c m 2 )

S ức kháng nén đơn tại 9- 12m (kg/cm2)

S ức kháng nén đơn tại 12- 15m (kg/cm2)

3.2.1.2 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ sâu của mẫu ứng với từng hàm lượng xi măng

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu của mẫu (m)

Sức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 140 (kg/m3)

Hình 3.24 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ sâu của mẫu tương ứng với hàm lượng XM 140kg/m 3

Sức kháng nén đơn (kg/cm2) Đ ộ s âu c ủa m ẫu (m )

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu c ủa m ẫu (m )

S ức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 180 (kg/m3)

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ s âu c ủa m ẫu (m )

Sức kháng nén đơn (kg/cm2) Đ ộ s âu c ủa m ẫu (m )

3.2.1.3 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với từng hàm lượng xi măng

Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với hàm lượng xi măng 140kg/m 3

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ p H S ức kháng nén đơn với hàm lượng 140 (kg/m3)

Hình 3.29 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với hàm lượng XM 140kg/m 3

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ p H Sức kháng nén đơn với hàm lượng 160 (kg/m3)

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ p H S ức kháng nén đơn với hàm lượng 180 (kg/m3)

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ pH Sức kháng nén đơn với hàm lượng 200 (kg/m3)

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ pH Sức kháng nén đơn với hàm lượng 220 (kg/m3)

3.2.2 Kết quả thí nghiệm nén mẫu ở 14 ngày tuổi

B ảng 3.3 Tổng hợp kết quả thí nghiệm nén một trục - 14 ngày

Sức kháng nén đơn t ại 2-6m (kg/cm2)

S ức kháng nén đơn tại 12-15m (kg/cm2)

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu của mẫu (m) Sức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 180 (kg/m3)

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu của mẫu (m) S ức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 200 (kg/m3)

Hình 3.41 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn qu và độ sâu của mẫu tương ứng với hàm lượng XM 200kg/m3

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu của mẫu (m) Sức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 220 (kg/m3)

Hình 3.42 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ sâu của mẫu tương ứng với hàm lượng XM 220kg/m

3.2.2.3 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với từng hàm lượng xi măng.

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 )

Sức kháng nén đơn với hàm lượng 140 (kg/m3)

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ pH Sức kháng nén đơn với hàm lượng 160 (kg/m3)

Hình 3.44 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với hàm lượng XM 160kg/m

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ pH

S ức kháng nén đơn với hàm lượng 200 (kg/m3)

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ p H Sức kháng nén đơn với hàm lượng 220 (kg/m3)

3.2.3 Kết quả thí nghiệm nén mẫu ở 28 ngày tuổi

B ảng 3.4 Tổng hợp kết quả thí nghiệm nén một trục - 28 ngày

Hàm lượng xi măng (kg/m 3 ) S ức k hán g né n đơ n (k g/ cm 2 )

S ức kháng nén đơn tại 6-9m (kg/cm2)

Hàm lượng xi măng (kg/m 3 ) S ức khán g né n đ ơn ( kg/ cm 2 )

S ức khán g né n đơ n (kg/ cm 2 )

Sức kháng nén đơn t ại 12-15m (kg/cm2)

S ức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 140 (kg/m3)

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu c ủa mẫu (m) Sức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 180 (kg/m3)

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ sâu c ủa mẫu (m)

S ức kháng nén đơn (kg/cm2) Đ ộ sâu c ủa mẫu (m) Sức kháng nén đơn ứng với hàm lượng 220 (kg/m3)

3.2.3.3 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với từng hàm lượng xi măng

Hình 3.58 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và độ pH của đất ứng với hàm lượng XM 160kg/m3

S ức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Đ ộ p H Sức kháng nén đơn với hàm lượng 180 (kg/m3)

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 )

Sức kháng nén đơn với hàm lượng 200 (kg/m3)

3.2.3.4 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và thời gian ninh kết tương ứng với hàm lượng 220kg/m 3 và ở mỗi độ sâu khác nhau

Bi ểu đồ quan hệ giữa cường độ q u và th ời gian ninh kết tương ứng với hàm lượng xi măng 220kg/m 3

S ức khá ng né n đơ n (kg /c m

S ức kháng nén đơn tại 2-6m

Hình 3.62 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và thời gian mẫu ninh kết tại độ sâu từ 2-6m

Biểu đồ quan hệ giữa cường độ q u và thời gian ninh kết tương ứng với hàm lượng xi măng 220kg/m 3

S ức khá ng né n đơ n ( kg /c m

Sức kháng nén đơn t ại 6-9m

Hình 3.63 Biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn qu và thời gian mẫu ninh kết tại độ sâu từ 6-9m

S ức khá ng né n đơ n ( kg /c m

S ức kháng nén đơn t ại 9-12m

S ức khá ng né n đơ n (kg /c m

S ức kháng nén đơn tại 12-15m

3.2.4 Kết quả thí nghiệm nén một trục nở hông của mẫu đất nguyên trạng

Hình 3.66 Nén mẫu đất nguyên trạng

B ảng 3.5 Tổng hợp kết quả nén một trục của mẫu đất nguyên trạng tại độ sâu 6-9m

Sức kháng nén đơn (kg/cm 2 ) Sức kháng nén đơn trung bình (kg/cm 2 )

3.2.5 Thí nghiệm mẫu đất trộn xi măng với hàm lượng muối

Sau khi xác định được hàm lượng xi măng tối ưu là 220kg/m 3 , học viên tiếp tục nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng muối đến sức kháng nén đơn đất trộn xi măng như thế nào, bằng cách cho vào mẫu đất trộn xi măng hàm lượng muối lần lượt là 3%, 4% và 5%, mẫu đất thí nghiệm ở độ sâu là 6-9m Trình tự thí nghiệm như sau:

Hình 3.67 Cân xác định hàm lượng muối

Hình 3.68 Đúc mẫu sau khi đã trộn hàm lượng muối vào

Hình 3.69 Nén 1 trục nở hông tự do khi mẫu có hàm lượng muối

Khi thay đổi hàm l ượng muối thêm vào mẫu đất trộn với xi măng thu được kết quả thí nghiệm nén một trục như bảng 3.6

B ảng 3.6 Tổng hợp kết quả thí nghiệm nén một trục ở 28 ngày tuổi

STT Hàm lượng muối thêm vào (%)

Hàm lượng xi măng (kG/m 3 )

Sức kháng nén đơn (kG/m 2 )

S ức khá ng né n đơ n q u (kG /c m 2 )

Hình 3.70 Biều đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn q u và hàm lượng muối

3.2.6 Thí nghiệm nén 3 trục cho mẫu đất trộn xi măng:

Như phần trên, mô đun biến dạng của trụ đất trộn xi măng được xác định bằng thí nghiệm nén 1 trục nở hông tự do Tuy nhiên trong thực tế, trụ đất xi măng khi chịu ứng suất tập trung từ trên xuống, nó còn chịu áp lực ngang của đất xung quanh trụ và những trụ khác đã thi công xong Từ cơ sở đó học viên nghiên c ứu thêm thí nghiệm nén 3 trục để xác định mô đun đàn hồi E và so sánh với E50 theo thí nghiệm nén 1 trục nở hông tự do

Do thời gian có hạn nên học viên chỉ tiến hành nén 3 trục cho mẫu ở 28 ngày tuổi với hàm lượng 220kG/m 3 , số lượng mẫu là 03 mẩu được lấy ở độ sâu 2-6m

Các mẫu được nén với áp lực ngang lần lượt là: 1,5kG/cm 2 ; 2kG/cm 2 ; 2,5kG/cm 2

Hình 3.71 Thí nghiệm nén 3 trục

Hình 3.72 Mẫu đất trộn xi măng sau khi bị phá hoại

3.2.6.1 Kết quả thí ngiệm nén 3 trục của mẫu với áp lực buồng σ3 =1.5 kG/cm2

B ảng 3.7 Kết quả thí nghiệm nén 3 trục với áp lực buồng σ 3 =1.5 kG/cm 2 Áp lực buồng σ 3 (kG/cm 2 ) Ứng suất dọc trục σ1

Tổng biến dạng (mm) Biến dạng ε(%) Hệ số

Mô đun đàn hồi E (kG/cm 2 )

Trong đó: E được lấy lớn nhất theo từng cấp tải (σ1) và được xác định từ biểu thức

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 Đ ộ l ệc h ứ ng su ất σ 1 - σ 3 (kG /c m 2 )

Bi ến dạng ε (%) Biểu đồ quan hệ giữa biến dạng ε (%) và độ lệch ứng suất

Hình 3.73 Biểu đồ quan hệ giữa độ lệch ứng suất và biến dạng, với σ 3 =1.5kg/cm 2

B ảng 3.8 Kết quả thí nghiệm nén 3 trục với áp lực buồng σ 3 =2.0 kG/cm 2 Áp lực buồng σ 3 (kG/cm 2 ) Ứng suất dọc trục σ 1 (kG/cm 2 )

Biểu đồ quan hệ giữa biến dạng ε (%) và độ lệch ứng suất

B ảng 3.9 Kết quả thí nghiệm nén 3 trục với áp lực buồng σ 3 =2.5 kG/cm 2 Áp lực buồng σ 3 (kG/cm 2 ) Ứng suất dọc trục σ 1 (kG/cm 2 )

Biểu đồ quan hệ giữa biến dạng ε (%) và độ lệch ứng suất

Nh ận xét kết luận

Từ biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn và độ sâu lấy mẫu, nhận thấy cường độ tăng lên khi mẫu ở càng sâu Để có hiệu quả kinh tế trong việc gia cố nền, tác giả đề xuất ở độ sâu từ (2-9)m dùng hàm lượng xi măng là 220kg/m 3 và từ độ sâu (9-15)m dùng hàm lượng xi măng là 180kg/m 3 , khi đó sức kháng nén đơn nhỏ nhất đạt qu = 5.03kG/cm 2 , mô đun đàn hồi E 50 = 359.28 kG/cm 2 để thiết kế gia cố nền cho công trình cụ thể.

Với sức kháng nén đơn q u = 5.03kG/cm 2 tăng gấp 47 lần so với sức kháng nén đơn của mẫu đất nguyên trạng.

Từ biểu đồ quan hệ giữa độ pH của nước trong đất và sức kháng nén đơn của mẫu, nhận thấy khi độ pHtăng thì q u tăng Khi độ pH < 7 thì qutăng ít, khi pH > 7, q u có sự tăng mạnh Chứng tỏ trong môi trường có tính bazơ có ảnh hưởng nhiều đến cường độ đất trộn xi măng.

Từ biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn (qu) nén một trục nở hông tự do và độ sâu của mẫu, nhận thấy sức kháng nén đơn tăng lên khi mẫu ở càng sâu Ở độ sâu từ 2-9m sức kháng nén đơn tăng nhưng rất thấp, ở độ sâu từ 9 - 15m sức kháng nén đơn tăng mạnh Ở độ sâu từ 2-9m khi hàm lượng xi măng tăng thì sức kháng nén đơn đất trộn xi măng tăng lên một cách đều đặn Ở độ sâu 9-15m, sức kháng nén đơn đất trộn xi măng tăng nhanh ở hàm lượng từ 160 - 180kg/m 3 Tuy nhiên đến hàm lượng 200, 220kg/m 3 sức kháng nén đơn tăng lên không nhiều.

Sức kháng nén đơn của mẫu ở 28 ngày tuổi tăng gấp 1.43 lần so với sức kháng nén đơn ở 7 ngày tuổi.

Từ biểu đồ quan hệ giữa sức kháng nén đơn đất trộn xi măng và thời gian ninh kết, nhận thấy ở độ sâu từ 2-9m sức kháng nén đơn ở 7 ngày đến 14 ngày có tăng nhưng không đáng kể, từ 14 ngày đến 28 ngày sức kháng nén đơn tăng mạnh Còn ở độ sâu từ 9-15m sức kháng nén đơn tăng đều từ 7 ngày đến 28 ngày. Ảnh hưởng của hàm lượng muối NaCL đến sức kháng nén đơn đất trộn xi măng:

- Cùng một hàm lượng xi măng, khi cho hàm lượng muối vào mẫu đất trộn xi măng thì sức kháng nén đơn đất trộn xi măng có xu hướng giảm đi so với lúc chưa có hàm lượng muối

- Với cùng một hàm lượng xi măng nhất định, khi hàm lượng muối trong trong mẫu đất trộn xi măng gia tăng thì cường độ của đất trộn xi măng có xu hướng giảm đi, khi hàm lượng muối tăng 1% thì sức kháng nén đơn giảm đi 9.03%.

Khi thí nghiệm các mẫu đất trộn xi măng với áp lực buồng khác nhau thu được mô đun đàn hồi của mẫu đất trộn xi măng thay đổi không nhiều và không chênh lệch nhiều so với giá trị mô đun đàn hồi E của mẫu thu được từ thí nghiệm nén 1 trục nở hông tự do Điều này cũng khá phù hợp với các kết quả nghiên cứu của

Kitazume khi áp lực buồng có giá trị nhỏ hơn sức kháng nén đơn của mẫu đất trộn xi măng

Tóm lại: từ các kết luận trên, nhận thấy với hàm lượng 220kg/m 3 , giải pháp đất trộn xi măng vẫn sử dụng được để xử lý nền đất yếu cho đất Cà Mau.

ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP TRỤ ĐẤT XI MĂNG TÍNH TOÁN

Thông tin cơ bản về dự án

Dự án xây dựng đường vào khu du lịch Sông Trẹm đã được UBND tỉnh Cà Mau cho Chủ trương đầu tư tại Công văn số 5774/UBND-XD ngày 28/10/2014

Tổng mức đầu tư của dự án khái toán khoảng 200 tỷ đồng Chủ đầu tư là Ban Quản lý dự án xây dựng công trình giao thông Cà Mau.

Dự án dài 5km, trên tuyến đầu tư xây dựng mới 04 cầu Trong đó có cầu Sông

Trẹm bắt qua sông Trẹm với mặt cắt sông rộng khoảng 60m Cầu dài L= 171,78m, được đầu tư với tải trọng HL93, chiều rộng mặt cầu Bmc= 11,0m, chiều rộng phần xe chạy Bxc= là 10,0m Đường đầu cầu được thi ết kế theo tiêu chuẩn cấp IV đồng bằng, chiều rộng nền đường Bn= 9,0m; chiều rộng mặt đường Bm= 7,0m.

S ố liệu địa chất công trình

Lớp 1: Bùn lẫn hữu cơ, màu xám ghi, xám nâu, cao độ mặt -0.7m, cao độ đáy lớp -13.8m, bề dày 13m

B ảng 4.1 Các chỉ tiêu cơ lý của lớp 1

STT Các chỉ tiêu cơ lý Đơn vị Giá trị

2 Khối lượng thể tích tự nhiên γ w g/cm 3 1.594 3 Khối lượng thể tích khô γ c g/cm 3 0.97

9 Hệ số nén lún a1-2 cm 2 /kg 0.14

11 Góc ma sát trong ϕ độ 2 0 52

13 Khối lượng riêng của nước γ n g/cm 3 1.0 14 Hệ số cố kết Cv 10 -3 cm 2 /s 0.397

15 Hệ số thấmtheo phương thẳng đứng Kv

16 Mô đun biến dạng E KG/cm 2 24.6

Lớp 2: Sét dẻo cao màu xám vàng, xám xanh loang lổ, trạng thái dẻo cứng đến nửa cứng, cao độ mặt -13.8m, cao độ đáy lớp -34m, bề dày 20.2m

B ảng 4.2 Các chỉ tiêu cơ lý của lớp 2

STT Các chỉ tiêu cơ lý Đơn vị Giá trị

2 Khối lượng thể tích tự nhiên γ w g/cm 3 1.87 3 Khối lượng thể tích khô γ c g/cm 3 1.4

9 Hệ số nén lún a1-2 cm 2 /kg 0.034

11 Góc ma sát trong ϕ độ 11 0 29

13 Khối lượng riêng của nước γ n g/cm 3 1.0 14 Hệ số cố kết Cv 10 -3 cm 2 /s 0.481

15 Hệ số thấmtheo phương thẳng đứng Kv

16 Mô đun biến dạng E KG/cm 2 112.7

Hình 4.1 Mặt cắt ngang đường đầu cầu Sông Trẹm

8 Cọc BTCT 35x35cm Chiều dài dự kiến 34,8m Trụ đất xi măng

Hình 4.2 Mặt cắt dọc đường vào cầu Sông Trẹm ống thoát nước tứ nón 3m/ck

Mặt cầu xe chạy Nền gia cố trụ đất - xi măng

Hình 4.3 Mặt bằng bố trí trụ đất xi măng cầu Sông Trẹm

Tính toán thi ết kế phương án trụ đất xi măng

Các thông số cần có để thiết kế như sau:

+ Chiều rộng mặt đường: 7,0m + Chiều dày kết cấu áo đường: haoduong = 0.55m + Dung trọng trung bình của kết cấu áo đường: γ aoduong = 21kN/m 3

+ Chiều cao nền đắp trung bình: hd = 2.45m + Cát đắp: γ dap = 19kN/m 3 , ϕ = 30 0 , C = 0kN/m 2 + Hoạt tải HL93: q ht = 6 kN/m 2

+ Tải trọng do kết cấu áo đường: q aoduong = γ aoduong h aoduong = 21*0.55 = 11.55 kN/m 2

+ Tải trọng do cát đắp: qd = h d γ dap = 2.45*19 = 46.55 kN/m 2

→ Tải trọng tác dụng: q = q ht + q d + q aoduong = 6 + 11.55 + 46.55 = 64.10 kN/m 2 Chọn giải pháp xử lý nền đất yếu bằng hệ trụ đất - xi măng kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường.

Chọn trụđơn có đường kính D= 0.6m;

Chiều dài trụ L col = 20m, phạm vi bố trí trụ L a = 20m

4.3.1 Khoảng cách giữa các trụ được xác định dựa vào công thức

Qp- khả năng chịu tải của mỗi trụ trong nhóm trụ; xác định theo công thức sau:

= = + = + + f fs - hệ số riêng phần đối với trọng lượng đơn vị của đất, ffs = 1,3; f q - hệ số riêng phần đối với ngoại tải, fq=1,3;

H - chiều cao của nền đắp. ω s- ngoại tải tác dụng được xác định dựa vào phép quy đổi tương đương tải trọng xe cộ được xem là tải trọng của số xe nặng tối đa cùng một lúc có thể đỗ kín khắp bề rộng nền đường phân bố trên 1m chiều dài đường Tải trọng này được quy đổi tương đương thành 1 lớp có chiều cao là hx, được xác định như sau:

G = 180kN; trọng lượng xe nặng nhất.

N = 2 xe số xe có thể xếp được trên phạm vi bề rộng nền đường γ = 19 kN/m3; dung trọng cát đắp nền đường

L = 6.6; phạm vi phân bố tải trọng theo hướng dọc xe B = n.b + (n-1)d + e 0 bề rộng các xe đỗ trên đường theo phương ngang d = 1.3m; khoảng cách ngang tối thiểu giữa các xe b = 1.8; bề rộng ngang của xe ô tô.

E 0 = 0.5; bề rộng vệt bánh xe

B = 2*1.8 + (2-1)*1.3+0.5 = 5.4m Như vậy, thay các giá trị tìm được vào công thức trên ta có khoảng cách giữa các trụ là: 400.19 2.18

4.3.2 Xác định phạm vi phân bố trụ theo phương ngang:

L p xác định theo biểu thức Lp = H(n - tgγ p ) Trong đó :

N=1.5, mái dốc taluy nền đắp γp = 45 o – 20/2 = 35 o , góc so với phương thẳng đứng của đường nối mép đầu trụ ngoài cùng với vai nền đắp.

Bề rộng cần bố trí trụtheo phương ngang:

B gia cố 5 – 2.4*2 = 11.20m Như vậy xác định được các kích thước cơ bản vùng được xử lý gia cố như sau:

- Chiều dài trụđất xi măng: Lcol = 20 m - Đường kính trụ đất xi măng chọn, d = 0.6m - Khoảng cách giữa hai trụ kề nhau, chọn s = 1.5m;

- Bê rộng bố trí trụtheo phương ngang đường, Bgiacố = 11.20m

Hình 4.4 Các kích thước cơ bản của nền gia cố

4.3.3 Xác định mô đun biến dạng và cường độ kháng cắt không thoát nước tương đương của khối gia cố

Gọi as là tỷ số diện tích thay thế của trụ trong khối gia cố ( trụ gia cố bố trí theo lưới ô vuông), ta có biểu thức xác định as như sau:

Mô đun biến dạng tương đương của khối gia cố được xác định theo biểu thức

E tđ = E col a s + (1-a s ).E soil Trong đó:

- E tđ : Mô đun biến dạng tương đương của khối gia cố.

- E col = 35928.57KN/m 2 mô đun biến dạng của trụ, được lấy theo kết quả thí nghiệm.

- C ucol = 251.5kN/m 2 là cường độ kháng cắt của vật liệu trụ đất xi măng xác định qua phòng thí nghiệm

E soil = là mô đun biến dạng của đất nền.

Như vậy thay thế các giá trị trên ta được:

E tđ = 35928.57*0.126 + (1-0.126)*2460 = 6663.65 kN/m 2 Cường độ kháng cắt không thoát nước tương đương của khối gia cố được xác định theo biểu thức:

C tđ = C ucol a s + (1 –a s ).C usoil Trong đó:

- C tđ là cường độ kháng cắt không thoát nước tương đương của khối gia cố

- C ucol = 251.5 kN/m 2 là cường độ kháng cắt của vật liệu trụđất xi măng xác định qua phòng thí nghiệm.

- C usoi = 20.3, sức kháng cắt không thoát nước của đất nền.

Như vậy, khi thay các giá trị trên ta được:

4.3.4 Xác định tải trọng tác dụng:

- Tải trọng tác dụng lên phần trụ đất - xi măng tại cao độ đầu trụ được xác định bằng biểu thức:

- Ứng suất do tải trọng tác dụng lên phần đất xung quanh tại cao độ đầu trụđược xác định bằng biểu thức:

- Ứng suất phân bố dưới đáy khối gia cố được xác định bằng biểu thức: σ p = +q γhd.10 15.94 *13 18.7 * 7+ + @2.22 kN/m 2 Trong đó: q = 64.10 kN/m 2 là tải trọng phân bố

H = 20 m Chiều dài trụđất xi măng hay chiều sâu của khối nền gia cố. γ = 15.94; 18.7 kN/m 2 , dung trọng của lớp đất thứ nhất và thứ hai

4.3.5 Tính toán sức chịu tải 4.3.5.1 Khả năng chịu tải của trụ đất xi măng theo vật liệu

Sức chịu tải của trụ đất xi măng được xác định theo dựa vào biểu thức của Bergado:

Q ult col , = A col (3.5C col +3σ h )=0.283* (3.5* 251.5 3* 426.72)+ a0.53kN

- C ucol = 251.5 kN/m 2 - áp lực ngang tổng cộng tác động lên trụ tại mặt cắt giới hạn. σ h =σ p +5*C soil @2.22 5* 4.9+ B6.72 kN/m 2

2 ult col col s q kN Q kN

= < F = = thõa mãn theo điều kiện chịu tải của vật liệu.

4.3.5.2 Khả năng chịu tải theo đất nền

Khả năng chịu tải của trụđất xi măng theo đất nền được xác định dựa vào biểu thức của D.T.Bergado:

1.5 ult soil col s q kN Q kN

= < F = = thõa mãn điều kiện chịu tải của đất nền.

Do đó, trụđất xi măng đảm bảo điều kiện về cường độ.

4.3.5.3 Tính toán giới hạn của nhóm trụ đất - xi măng

Sức chịu tải của lớp đất yếu được xác định theo biểu thức Terzaghi q u =2 *C usoil *H* (B+L) 6 *+ C usoil * *B L

Trong đó : q u : là khả năng chịu tải của nhóm trụ Bm, bề rộng nền đắp tính toán L=1m

H m, chiều sâu khối nền gia cố C usoil = 20.3 kN/m 2 là sức kháng cắt không thoát nước của đất nền q u =2 * 20.3* 20 * (16 1) 6 * 20.3*16 *1 15752.8+ + = kN

4.3.6 Tính toán lún tổng cộng của nền đất gia cố xi măng

4.3.6.1 Tính toán độ lún theo phương pháp giải tích (TCVN 9403: 2012)

Xét điều kiện tải trọng tác dụng lên trụ với tải trọng rão của trụ ta có:

Tải trọng rão của trụ: q creep col , =0.65*Q ult col , =0.65* 610.5396.85kN Tải trọng tác dụng lên trụ: q col 67kN 7 thì q u có sự tăng mạnh Chứng tỏ trong môi trường có tính bazơ có ảnh hưởng nhiều đến cường độ đất trộn xi măng.

- Sức kháng nén đơn của mẫu ở 28 ngày tuổi tăng gấp 1.43 lần so với sức kháng nén đơn ở 7 ngày tuổi.

- Sức kháng nén đơn đất trộn xi măng không chỉ tăng dần theo thời gian mà còn phụ thuộc vào độ sâu của mẫu đất, nhận thấy ở độ sâu từ 2-9m sức kháng nén đơn ở

7 ngày đến 14 ngày có tăng nhưng không đáng kể, từ 14 ngày đến 28 ngày sức kháng nén đơn tăng mạnh Còn ở độ sâu từ 9-15m sức kháng nén đơn tăng đều từ 7 ngày đến 28 ngày Điều đó chứng tỏ trong đất ở mỗi độ sâu khác nhau điều có đặc tính hóa lý khác nhau và đặc tính hóa lý đó ảnh hưởng rất nhiều đến sức kháng nén đơn của đất trộn xi măng.

- Với một hàm lượng xi măng nhất định, khi hàm lượng muối trong mẫu đất trộn xi măng gia tăng thì cường độ của đất trộn xi măng có xu hướng giảm đi Khi hàm lượng muối tăng 1% thì sức kháng nén đơn giảm đi 9.03%.

- Các kết quả thí nghiệm nén 3 trục cho thấy khi thí nghiệm các mẫu đất với áp lực buồng khác nhau thu được mô đun đàn hồi E của mẫu đất trộn xi măng thay đổi không nhiều, và không chênh lệch nhiều so với giá trị mô đun đàn hồi E của mẫu thu được từ thí nghiệm nén 1 trục nở hông tự do Điều này cũng khá phù hợp với các kết quả nghiên cứu của Kitazume. Để có hiệu quả kinh tế trong việc gia cố nền, khi thiết kế tác giả đề xuất ở độ sâu từ (2-9)m dùng hàm lượng xi măng là 22 0kg/m 3 , và từ độ sâu (9-15)m dùng hàm lượng xi măng là 180kg/m 3 , khi đó sức kháng nén đơn nhỏ nhất đạt q u 5.03kG/cm 2 , mô đun đàn hồi E 50 = 359.28 kG/cm 2 Các phân tích bằng phần mềm

Geoslope và PLAXIS cho thấy nền đất sau khi gia cố là đảm bảo các yêu cầu về ổn định và biến dạng.

Từ những thí nghiệm mà học viên đã thực hiện, tuy chỉ tiến hành thực hiện trong phòng vì không có điều kiện để làm thí nghiệm ngoài hiện trường, nhưng từ kết quả mà học viên đã thu được, học viên có thể kết luận rằng vùng đất Cà Mau vẫn có thể sử dụng giải pháp trụ xi măng đất để xử lý nền đất yếu bên dưới nền đắp cao, cụ thể là xử lý hiện tượng lún lệch giữa mố cầu và các đường dẫn vào cầu của tỉnh Cà Mau hiện nay.

- Do thời gian có hạn nên học viên chỉ tiến hành nghiên cứu cho vùng đất tại huyện Thới Bình, tỉnh Cà Mau, nếu có điều kiện học viên sẽ tiến hành nghiên cứu mở rộng nhiều khu vực khác trong toàn tỉnh và có thể mở rộng ra các tỉnh lân cận.

- Quá trình nghiên cứu cho đề tài này, học viên chỉ có thể lấy được kết quả trong phòng thí nghiệm mà không có khả năng để thực nghiệm ngoài hiện trường, cần được nghiên cứu áp dụng vào thực tế cho các công trình để có được kết quả chính xác hơn

Từ các kết luận trên, cho thấy với nền đất yếu ở Cà Mau vẫn có thể ứng dụng được công nghệ trụ đất - xi măng để gia cố nền đất yếu Với kết quả thí nghiệm đạt được nêu trên, học viên kiến nghị các cấp có thẩm quyền của tỉnh nhà khuyến khích ứng dụng công nghệ trụ đất - xi măng để gia cố nền đất yếu dưới nền đắp cao, cụ thể làcác đường vào cầu của tỉnh Cà Mau.

III Hướng nghiên cứu tiếp theo:

Từ các kết quả thí nghiệm có được trong phòng, trong tương lai học viên sẽ tiếp tục ứng dụng thực tế ngoài hiện trường và tiếp tục lấy mẫu tại hiện trường đễ thí nghiệm, từ đó so sánh giữa 2 kết quả trên để có kết luận chính xác.

Học viên sẽ nghiên cứu tại nhiều nơi trên địa bàn tỉnh Cà Mau, nếu có điều kiện sẽ nghiên cứu mở rộng ra các tỉnh lân cận.

[1] Lê Bá Lương Nền đường đắp trên nền đất yếu trong điều kiện Việt Nam Nhà xuất bản Đại học quốc gia thành phố Hố Chí Minh,1998.

[2] Châu Ngọc Ẩn Nền móng Nhà xuất bản Đại học quốc gia TPHCM, 2005

[3] Lê Bá Vinh Ứng dụng giải pháp trụ đất vôi - xi măng để gia cố nền đất yếu Đại học Bách Khoa TP HCM, 2005

[4] Võ Phán, Hoảng Thể Thao, Đỗ Thanh Hải, Phan Lưu Minh Phượng Các phương pháp khảo sát hiện trường và thí nghiệm đất trong phòng Nhà xuất bản đại học quốc gia TPHCM, 2012

[5] Trần Quang Hộ Công trình trên đất yếu Nhà xuất bản đại học quốc gia TPHCM, 2011

[6] Nguyễn Minh Tâm Ổn định của trụ đất trộn cement bên dưới nền đường Báo cáo chuyên đề, Bộ môn địa cơ - Nền móng, khoa kỹ thuất xây dựng, Đại học Bách Khoa TPHCM, 2006