Chương 2: Các phương pháp lý thuyết xác định độ lún, sự phân bố ứng suất và ổn định của nền gia cố cột đất trộn xi măng.. Chương 3: Phân tích, tính toán độ lún của nền gia cố bằng cột đ
NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN
Vấn đề nghiên cứu và ứng dụng gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng (CDM) trên thế giới và ở Việt Nam
Cột đất gia cố xi măng do nước Mỹ nghiên cứu đầu tiên thành công sau Đại chiến thế giới thứ 2, năm 1954, gọi là “Mixed - In - Place Pile” (gọi tắt là phương pháp MIP), khi đó dùng cột có đường kính từ 0.3 – 0.4 m, dài 10 -12 m Nhưng cho đến 1996 cột đất gia cố với mục đích thương mại mới được sử dụng với số lượng lớn
Phát triển từ Thụy Điển và Nhật Bản vào những năm 1960, phương pháp trộn sâu ban đầu sử dụng vôi hạt làm chất gia cố dạng trộn khô tại Nhật vào giữa những năm 1970 Cùng thời điểm đó, Thụy Điển áp dụng phương pháp trộn khô sử dụng vôi bột để cải thiện tính lún của đất sét yếu Sau đó, Nhật Bản cũng áp dụng phương pháp trộn ướt sử dụng vữa xi măng làm chất gia cố vào giữa những năm 1970.
Vào tháng 5 năm 1996 Hội nghị Quốc tế về phương pháp trộn dưới sâu được tổ chức tại Nhật Bản và vào tháng 11 năm 1999 Hội nghị Quốc tế về phương pháp trộn phun khô được tổ chức tại Stockkholm, Thụy Điển
Năm 1954, Công ty Intrusion Prepakt (Mỹ) phát triển kỹ thuật cột trộn tại chỗ (Mix in place), kỹ thuật này ứng dụng vào xây dựng tại một vài nơi ở Mỹ
Năm 1967 đánh dấu khởi đầu cho những nghiên cứu tiên phong về cải tạo đất yếu bằng vôi Tại Nhật Bản, Viện Nghiên cứu Hải cảng và Bến tàu bắt đầu thí nghiệm trộn vôi sâu, mở đường cho những công trình nghiên cứu sâu rộng hơn của Okumura, Terashi và các cộng sự trong những năm 1970 Cùng thời điểm đó tại Thụy Điển, Viện Địa Kỹ Thuật Thụy Điển hợp tác với Linden-Alimark để tiến hành nghiên cứu về phương pháp cọc vôi xử lý đất sét yếu Những phát hiện từ nghiên cứu này, đặc biệt là về cọc vôi lỏng, đã được Paus ứng dụng thành công ở Hoa Kỳ.
Năm 1974, Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu báo cáo phương pháp trộn vôi dưới sâu đã được bắt đầu ứng dụng toàn diện tại Nhật Bản Áp dụng đầu tiên trong việc cải tạo đất sét yếu tại Chiba với thiết bị Mark IV được phát triển bởi Fodo Construction Co, Ltd Các áp dụng tại những nơi khác trong vùng Đông Nam Á tiếp sau trong cùng một năm
Năm 1975, những bài báo về phương pháp trộn dưới sâu của các nhà khoa học Thụy Điển (Brom , Borman) và Nhật Bản (Okumura , Terashi) được trình bày trong hội
Trang -2- nghị Bangolore, Ấn Độ Cả hai quốc gia này đã thảo luận một cách độc lập về đề tài
Giữa năm 1975 Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu tiếp tục những nghiên cứu của mình trong những năm 1973-1974 phát triển phương pháp trộn xi măng dưới sâu bằng việc sử dụng vữa xi măng lỏng và dùng nó lần đầu tiên trong những dự án quy mô lớn cho đất sét yếu bờ biển
Năm 1976, Viện nghiên cứu công chánh 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 cuối năm 1980
Năm 1977, Viện địa kỹ thuật Thụy Điển xuất bản sách hướng dẫn thiết kế, thi công và giám sát cột vôi Trong năm này tại Nhật Bản lần đầu tiên phương pháp trộn xi măng dưới sâu áp dụng trên thực tế
Năm 1980, phương pháp trộn phun khô dưới sâu được sử dụng tại Nhật Bản cho mục đích kinh tế, phương pháp này sau đó được thay thế bởi phương pháp trộn vôi
Năm 1986, phương pháp trộn dưới sâu được ứng dụng để gia cố nền đất yếu tại một số nơi ở Mỹ
Năm 1990, Nhật Bản đưa ra loại công nghệ thi công trộn dưới sâu mới gọi là phương pháp RR, khi thi công đầu trộn lên xuống, lắc ngang và quay tròn trộn ngược lên làm thành cột, một lần làm cọc có thể trộn được thân cột có đường kính tới 2m
Năm 1993, Hiệp hội DJM (Deep jet mixing - phun trộn khô dưới sâu) của Nhật Bản xuất bản sách hướng dẫn những thông tin mới nhất thiết kế và thi công cột đất xi măng
Vào tháng 11 năm 1999 một hội nghị quốc tế về phương pháp trộn khô được tổ chức tại Stokholm, Thụy Điển
Tại Việt Nam, từ năm 2002 đã có một số dự án bắt đầu ứng dụng cột đất trộn xi măng (CDM) vào xây dựng các công trình trên nền đất, cụ thể như: Dự án cảng Ba Ngòi (Khánh Hòa) đã sử dụng 4000m cột CDM có đường kính 0,6m thi công bằng trộn khô; xử lý nền cho bồn chứa xăng dầu đường kính 21m, cao 9m ở Cần Thơ Năm 2004 cột CDM được sử dụng để gia cố nền móng cho nhà máy nước huyện Vụ Bản (Hà Nam), xử lý móng cho bồn chứa xăng dầu ở Đình Vũ (Hải Phòng), các dự án trên đều sử dụng công nghệ trộn khô, độ sâu xử lý trong khoảng 20m Tháng 5 năm 2004, các nhà thầu Nhật Bản đã sử dụng Jet - grouting để sửa chữa khuyết tật cho các cọc nhồi của cầu Thanh Trì (Hà Nội) Năm 2005, một số dự án cũng đã áp dụng cột CDM như: dự án thoát nước khu đô thị Đồ Sơn - Hải Phòng, Gia cố nền móng kho khí hoá lỏng Cần thơ, dự án sân bay Cần Thơ, dự án cảng Bạc Liêu…
Trang -3- Năm 2004, Viện Khoa học Thủy lợi đã tiếp nhận chuyển giao công nghệ khoan phụt cao áp (Jet-grouting) từ Nhật Bản Đề tài đã ứng dụng công nghệ và thiết bị này trong nghiên cứu sức chịu tải của cọc đơn và nhóm cọc, khả năng chịu lực ngang, ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến tính chất của CDM, nhằm ứng dụng cọc CDM vào xử lý đất yếu, chống thấm cho các công trình thuỷ lợi Nhóm đề tài cũng đã sửa chữa chống thấm cho Cống Trại (Nghệ An), cống D10 (Hà Nam), Cống Rạch C (Long An)
Gần đây một số công trình gia cố nền bằng CDM: Dự án Đại Lộ Đông Tây tại thành phố Hồ Chí
– – , Dự án đường cao tốc Sài Gòn – Long Thành
Dầu Giây, mội số building như Saigon Times Square, khu cao ốc văn phòng và căn hộ chung cư cao cấp WASECO,….
Giới thiệu về gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng (CDM)
Cột đất trộn xi măng (CDM) là trụ tròn hình thành bằng cách trộn cơ học xi măng hoặc vữa xi măng với đất tại chỗ (in-situ) Đặc điểm nổi bật của CDM là tạo nên nền đất gia cố có độ chịu tải cao, độ ổn định tốt, ít lún và chống thấm tốt Trong công trình xây dựng, CDM được sử dụng rộng rãi trong gia cố nền móng, cải tạo đất yếu, chống lún sụt và chống thấm cho các công trình thủy điện, giao thông, dân dụng và công nghiệp.
- Đường kính cột CDM thông thường từ 0.5÷1.0m
- Chiều sâu trộn lớn nhất từ 16÷33m
- Hàm lượng xi măng sử dụng khi gia cố nền đất: 80÷240 kg/m3
- Cường độ đất sau gia cố từ 100÷10000 kPa
- Tỷ lệ giữa diện tích đất gia cố/diện tích đất không gia cố as=0,1 0,3 (tại
Phân loại bê tông theo chất kết dính phổ biến như xi măng, vôi, thạch cao, tro bay và phương pháp trộn gồm trộn khô hoặc ướt, trộn quay hoặc phun tia, trộn guồng xoắn hoặc lưỡi cắt Tỷ số nước/xi măng ảnh hưởng đến khả năng làm việc, tính chất và độ bền của bê tông, tại Nhật Bản tỷ số này có thể lên đến 0,5.
Cũng giống như các phương pháp cải tạo, gia cố nền khác, mục đích của việc gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng là cải thiện các đặc trưng của đất, như tăng cường độ kháng cắt, giảm tính nén lún, bằng cách trộn đất nền với xi măng (vữa xi măng) để chúng tương tác với đất Sự đổi mới tốt hơn nhờ trao đổi ion tại bề mặt các hạt sét, gắn kết các hạt đất và lấp các lỗ rỗng bởi các sản phẩm của phản ứng hóa học
2.2 Các phương pháp bố trí cột đất trộn xi măng
Tùy theo mục đích sử dụng mà lựa chọn phương pháp bố trí cột CDM hợp lí Để giảm độ lún bố trí cột đều theo lưới tam giác hoặc ô vuông Để làm tường chắn thường tổ chức thành dãy, có thể tham khảo một số cách bộ trí sau:
Hình 1.1 - Bố trí cột trộn khô:
1: Dải; 2: Nhóm, 3: Lưới tam giác, 4: Lưới vuông
Hình 1.2 - Bố trí khối trùng nhau:
Hình 1.3 - Bố trí cột trộn ướt trên mặt đất:
2.3 Sơ lược về phương pháp thi công
Thi công cột CDM/cột vôi theo phương pháp trộn sâu được chia thành các bước như sau:
Bước 1: Xác định vị trí tim cột bằng cọc gỗ hoặc tre, sai số phụ thuộc vào sơ đồ bố trí cột Đặt máy khoan phun trùng tim cột, kiểm tra cân bằng và độ nghiêng của cần khoan Đảm bảo bổ sung chất gia cố vào bình chứa của máy.
- Bước 2: Khoan phun tạo cột Vận hành máy cho mũi khoan xoay đi xuống đất
- Bước 3: Khi mũi khoan đạt độ sâu thiết kế thì cho mũi khoan quay ngược lại và rút mũi khoan lên đồng thời phun chất gia cố vào trong đất bằng khí nén thông qua lỗ ở đầu mũi trộn Tuỳ thuộc vào thiết bị, công nghệ và yêu cầu cụ thể việc phun chất gia có vào đất có thể thực hiện ở giai đoạn mũi trộn đi xuống hay đi lên hoặc ở cả hai giai đoạn Các cánh của mũi trộn sẽ trộn chất gia cố với đất tại chỗ đã được làm tơi trước đó Đối với các cột vôi+xi măng và cột xi măng yêu cầu trộn đồng đều cao hơn so với các cột vôi Việc phun chất gia cố vào đất nên dừng lại cách mặt đất thi công khoảng từ 0,5m đến 1m để tránh ô nhiễm môi trường Do vậy chất lượng các phần bên trên của cột trong khoảng này có thể không đồng nhất, điều này cần được xem xét đến trong thiết kế
Hình 1.4 - Trình tự thi công cột CDM
Hình 1.5 - Thiết bị thi công cột CDM theo phương pháp trộn ướt và trộn khô
Hình 1.6 - Cột CDM sau khi đã thi công
2.4 Các ứng dụng chính của cột CDM
Hiên nay cột CDM ngày càng được ứng dụng rộng rãi trên thế giới và tại Việt Nam trong nhiều loại công trình khác nhau:
- Gia cố nền đường, nền nhà xưởng, cầu cảng …đặc biệt là khu vực đường dẫn vào cầu
- Giữ ổn định cho mái dốc, ổn định cho đê cao, đê ngăn nước, đập…
- Sử dụng thay thế cọc BTCT trong móng cọc những công trình xây dựng dân dụng cầu cống…
Trang -9- - Giữ ổn định vách hố đào sâu, làm tường hào chống thấm cho đê đập
- Giảm ảnh hưởng từ các công trình lân cận
Hình 1.7 - Sử dụng cột CDM gia cố nền đường dẫn vào cầu
Hình 1.8 - Sử dụng cột CDM gia cố nền đê lấn biển
2.5 Ƣu khuyết điểm khi xử lý nền đất yếu bằng cột CDM
- Chất lượng cao: Quá trình trộn lẫn đều, đồng nhất tạo ra cột đất-ximăng trong nền đất với hiệu quả rất cao Dễ dàng san phẳng mặt bằng công trình, làm sạch đầu cột
- An toàn khi thi công: Ít nguy hiểm trong vận hành, giảm thiểu lao động
- Nhanh chóng đem lại thuận lợi về cho công trình: Hiệu qủa nhanh, vô hại cho nền đất, chu kỳ thi công ngắn, đơn giản và tiết kiệm được nhiều nguyên liệu, thời gian lao động, vận chuyển
- Ứng dụng kép: Công nghệ cột đất gia cố ximăng được sử dụng rộng rãi cho nhiều loại đất: cát, sét có độ dẻo cao, đất nhiều mùn
- Không gây ô nhiễm đối với các công trình xung quanh: Không gây chấn động nền đất hay gây tiếng ồn; Quy trình không gây chất thải; Không gây ô nhiễm với nước ngầm hay vùng nước lân cận; Không bị các trường hợp xâm thực do nước ngầm, muối khoáng, axít hữu cơ và vô cơ, nước biển, …
- Cột đất ximăng không bị phình trướng sau khi thi công
- Nền đất xung quanh cột không bị chèn, phá lệch gây ảnh hưởng xấu đến các nhà lân cận
- Kết cấu giữa đầu cột và mố, bệ đơn giản, ít tốn kém, chống sự phá vỡ khi động đất hay gió mạnh
- Không gây ô nhiễm đối với môi trường xung quanh
- Giá thành tương đối rẻ
Tuy nhiên việc áp dụng giải pháp cột đất trộn xi măng vào Việt Nam hiện nay cũng còn gặp nhiều khó khăn:
- Việc làm chủ công nghệ hầu như do nước ngoài thực hiện
- Vì là công nghệ mới nên tiêu chuẩn Việt Nam hướng dẫn chưa thực sự hoàn chỉnh
- Các công trình đã thực hiện chủ yếu được thiết kế bằng các quy trình của nước ngoài như Thụy Điển, Trung quốc và Nhật Bản
Phạm vi nghiên cứu của đề tài
Do đây là công nghệ mới tại Việt Nam nên các tiêu chuẩn ngành và tiêu chuẩn quốc gia hướng dẫn về công nghệ cột đất trộn xi măng vẫn chưa thực sự hoàn thiện Tài liệu hướng dẫn TCXDVN 385:2006 "Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng" mới được ban hành vào tháng 12/2006 vẫn chưa có hướng dẫn chi tiết về tính toán thiết kế cột đất xi măng.
Các công trình đã và đang sử dụng giải pháp cột đất trộn ximăng chủ yếu được thiết kế bằng cách vay mượn quy trình của nước ngoài như Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc… ộ ộ ộ , ổn định của nền gia cố ất nền xung quanh
Mục tiêu tổng thể của đề tài này là nghiên cứu tính toán hợp lý cột đất trộn xi măng trong nền đất gia cố CDM Bằng cách phân tích độ lún, sự phân bố ứng suất và đánh giá ổn định của nền trong các công trình thực tế theo các tiêu chuẩn khác nhau (Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc và TCXDVN 385 : 2006…) và bằng phương pháp phần tử hữu hạn, từ việc so sánh các kết quả tính toán theo các phương pháp khác nhau đưa ra những kết luận và đề xuất về giải pháp tính toán nền gia cố bằng cột CDM phù hợp với điều kiện ở Việt Nam
Từ những kết quả thu được đưa ra những kết luận về các yếu tố ảnh hưởng đến độ lún và sự phân bố ứng suất và ổn định của nền đất gia cố bằng CDM; kiến nghị về một phương pháp tính toán hợp lý nền đất yếu gia cố CDM trong điều kiện địa chất khu vực phía Nam
Trong giới hạn của đề tài này tác giả phân tích tính toán về độ lún, sự phân bố ứng suất và ổn định của nền đất yếu gia cố bằng cột đât trộn xi măng cho công trình thực tế
Công tác nghiên cứu tiến hành như sau:
- Thu thập các số liệu công trình thực tế: Số liệu về địa chất, các thông số liên quan phục vụ cho công tác thiết kế, các số liệu quan trắc hiện trường trong quá trình khai thác
- Từ những số liệu công trình thực tế thu thập được ta tiến hành tính toán, xác định độ lún, sự phân bố ứng suất và ổn định của nền đất gia cố CDM cho công
Trang -12- trình trên bằng cách sử dụng các công thức lý thuyết theo các quy trình tính toán khác nhau (Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc…)
- Sủ dụng chương trình Plaxis 2D và 3D Foundation mô hình để phân tính xác định xác định độ lún, sự phân bố ứng suất và ổn định của nền đất gia cố CDM cho công trình trên
So sánh kết quả tính toán lý thuyết và phần tử hữu hạn với số liệu quan trắc cho phép đánh giá phương pháp xác định hợp lý độ lún, ứng suất và ổn định nền đất gia cố CDM Từ đó, đề xuất phương pháp phù hợp với điều kiện địa chất khu vực phía Nam để đảm bảo độ tin cậy trong thiết kế và thi công nền đất gia cố.
3.4 Giới hạn của đề tài
Do thời gian thực hiện đề tài ngắn nên tác giả chỉ tập trung phân tích các vấn đề: xác định độ lún, phân bố ứng suất và ổn định của nền đất yếu được gia cố bằng phương pháp cột đất trộn xi măng.
Các số liệu về công trình thực tế đặc biệt là số liệu quan trắc còn hạn chế nên kết quả nghiên cứu chỉ đại diện cho một khu vực nhất định chưa thể đại diện cho cả khu vực phía Nam
CÁC PHƯƠNG PHÁP LÝ THUYẾT XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚN, SỰ PHÂN BỐ ỨNG SUẤT VÀ ỔN ĐỊNH CỦA NỀN GIA CỐ CỘT ĐẤT TRỘN XI MĂNG
Độ lún
1.1 Tính toán theo quy trình Thụy Điển:
Mô hình tính toán trình bày dưới đây có nguồn gốc từ mô hình cho các cột vôi đã được Broms mô tả (1984) Mô hình này cũng đã được sử dụng cho các cột vôi xi măng mềm nửa cứng Độ lún bên trong thể tích đất được gia cố chịu ảnh hưởng bởi các yếu tố sau:
- Tỷ số giữa mô đun đàn hồi của các cột và đất không được gia cố;
- Tỷ diện tích thay thế của các cột trên bề mặt đất được gia cố;
- Các đặc trưng cố kết của đất nền;
- Tải trọng dão của cột CDM;
- Thời gian đặt tải trọng và quá trình thi công cột;
- Hệ số thấm trong đất không gia cố và trong cột đất trộn xi măng
Mô hình tính toán này giả thiết đất đồng nhất theo chiều sâu và mọi cột CDM đều có chiều sâu thiết kế như nhau Do có sự biến đổi trong các đặc trưng của đất không được gia cố và ảnh hưởng của các chất gia cố, một cách kinh tế có thể dùng các cột có chiều dài khác nhau Trong trường hợp như vậy tính toán có thể xem xét đến biên độ lún cần phải làm với các cột có chiều dài khác nhau
Các tính toán ổn định bao gồm các trường hợp bất lợi nhất và có thể bổ sung cho phân tích thoát nước, phối hợp với phân tích thoát nước và hỗn hợp Mặt trượt hỗn hợp thường quyết định giải pháp thiết kế đối với các cấu trúc lớp đất đồng nhất.
(1984): Độ lún tổng cộng của một công trình đặt trên nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng bao gồm 2 thành phần độ lún S1 của khối gia cố (cột đất trộn xi măng + đất xung quanh cột) và độ lún S2 của phần đất không gia cố dưới cột CDM Độ lún tổng S= S 1 + S 2
Hình 2.1 - Mô hình xác định độ lún cột CDM
ng cột CDM và đất không gia cố giữa các cột biến dạng như một đơn nguyên và sự co ngắn dọc trục cột tương ứng với độ lún của đất xung quanh Khi cùng biến dạng tương đối, ứng suất dọc trục cột được biểu thị như sau:
(1 ) col col col col s col soil
Độ cứng tương đối của cột CDM có tính tới tác dụng của khối đất không ổn định, sẽ quyết định sự phân bố tải trọng giữa cột và đất không ổn định xung quanh Kiến nghị dùng giá trị mô đun biến dạng của cột: E col 50 100C u col
, với C u col là sức kháng cắt không thoát nước của cột
E col và E soil Trong tính toán sơ bộ thường chọn giá trị E col 15 25Mpa Ứng suất dọc trục trung bình của cột được quyết định bởi mô đun biến dạng theo công thức: E
- Tải trọng q được truyền xuống đất nền thông qua cọc và đất xung quanh cọc.- Tải trọng truyền lên cọc (q1) tỷ lệ thuận với diện tích đầu cọc (Ap).- Tải trọng truyền xuống đất xung quanh cọc (q2) tỷ lệ thuận với chu vi thân cọc (Up).
( ) col col col soil q BL q BL nA E BL nA E
Khi đó độ lún S 1 của cột và phần nền gia cố được xác định theo giả thiết độ gia tăng ứng suất q không đổi theo chiều sâu khối gia cố và tải trọng khối không giảm:
(2.4) Độ lún S 2 của lớp phần đất bên dưới khối gia cố được tính toán theo phương pháp cộng lớp phân tố, quy về móng khối quy ước:
- h i : Bề dày lớp đất tính lún thứ i;
- e 0 i : Hệ số rỗng của lớp đất thứ i ở trạng thái tự nhiên ban đầu;
- C s i : Chỉ số nén lại hay chỉ số nở;
- P 0 : Ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất bên trên;
- P : Độ gia tăng ứng suất nén thẳng đứng;
- p : Ứng suất tiền cố kết của đất;
(Các giá trị này xác định tại vị trí giữa lớp đất thứ i)
, tải trọng tác dụng tượng ứng với giới hạn dão
Hình 2.2 - Mô hình xác định độ lún cột CDM trường hợp B
Tải trọng tác dụng được chia ra thành 2 thành phần: Thành phần q 1 truyền cho cột và thành phần q 2 truyền cho đất xung quanh Thành phần q 1 được quyết định bởi giới hạn dão của cột và được tính theo biểu thức:
Giá trị q 1 có thể xác định gần đúng như sau: 1 2 creep q Q c
- Q creep : Tải trọng tập trung tác dụng lên 1 cột có xét đến hệ số từ biến, tải trọng dão
- c : Khoảng cách giữa các cột Phần tải trọng q 2 q q 1 dùng để tính toán độ lún ΔS 1
2 đặt trên bề mặt ΔS2 1 và q2 q1 2
Chênh lệch lún sẽ nhỏ khi ứng suất cắt trung bình theo chu vi của khối gia cố nhỏ hơn độ bền cắt trung bình của đất xung quanh cột, biến đổi góc giữa hai dãy cột tỷ lệ thuận với ứng suất cắt trung bình tb theo chu vi khối gia cố và mô đun kháng cắt trung bình G d biểu thị trong quan hệ như sau: tb
Hình 2.3 - (Bergado et al, 1996) Độ lún lệch lớn nhất thường xuất hiện trong giai đoạn đầu của quá trình thi công chất tải trước khi bắt đầu quá trình cố kết của đất yếu xung quanh cột Độ bền chống cắt trung bình tb và mô đun kháng cắt G dgiảm theo thời gian, từ các kết qủa thí nghiệm của Broms và Borman đã chỉ ra rằng độ giảm của tb nhiều hơn độ giảm của G d dẫn đến độ lún lệch sẽ giảm theo thời gian, do đó độ lún lệch lớn nhất được tính vào thời điểm bắt đầu chất tải Ứng suất cắt và độ lệch lớn nhất thường xuất hiện dọc theo chu vi của khối gia cố chịu tải, vị trí có chuyển vị tương đối nhỏ Có thể xem tải trọng q của kết cấu bên trên truyền cho nền đất xung quanh xung quanh chu vi của khối gia cố Vì thế giả thiết rằng lực cắt tổng dọc theo chu vi khối gia cố thì chống đỡ khoảng 80% tải trọng q của kết cấu bên trên và khoảng 20% còn lại truyền trực tiếp xuống đất yếu không gia cố nằm phía ngoài của khối gia cố Ta có:
- B : Bề rộng của khối gia cố - L c : Chiều dài cột CDM
Với độ lún lệch lớn nhất cho phép là 1/300 và ước tính mô đun kháng cắt tức thời của khối đất không gia cố G d 100C u soil ta có:
Từ đây ta có thể rút ra biểu thức ước tính chiều dài cột CDM để độ lún lệch xảy ra trong giới hạn cho phép:
1.1.4 Tính toán độ lún theo thời gian
Trong quá trình trộn khô, cột đất được gia cố (CDM) có tính thấm cao hơn đất xung quanh, hoạt động như một đường dẫn thoát nước thẳng đứng Tuy nhiên, tốc độ lún không chỉ phụ thuộc vào hiệu ứng thoát nước Khi cột CDM và đất yếu xung quanh tương tác, sự phân bố ứng suất trong hệ thống cột - đất theo thời gian mới là yếu tố quyết định Ngay khi chịu tác động tải trọng, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư sẽ tăng cao Theo thời gian, cột CDM cứng dần lên, chịu dần tải trọng, giảm tải cho đất Do đó, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư trong đất yếu giảm nhanh, ngay cả khi chưa có hiện tượng thấm hướng tâm Sự phân bố lại ứng suất này là nguyên nhân chính làm giảm độ lún và tăng tốc độ lún Vì vậy, mặc dù tính thấm của cột CDM chỉ bằng đất tự nhiên, quá trình cố kết vẫn diễn ra nhanh hơn nhờ sự có mặt của các cột CDM.
Cột đất xi măng đã làm tăng hệ số cố kết một chiều
Tuy nhiên một số giả thiết tính toán tốc độ lún của nền đất sét gia cố bằng cột đất trộn xi măng như tầng có thiết bị thoát nước thẳng đứng (giếng cát, bấc thấm…) Hệ số thấm của cấu trúc cột CDM bằng khoảng 400 1000lần so với nền đất xét yếu bão hòa nước
Khi đó mức độ lún của có thể tính toán dựa trên phương trình cố kết thấm của Broms (1984) và hiệu chỉnh của Ahnberg (1986):
Trang -20- - U h : Mức độ cố kết;
- C h : Hệ số cố kết theo phương ngang của đất;
- R: bán kính ảnh hưởng của cột CDM;
Lưới hình vuông hoặc tam giác cân: c
- r: Bán kính cột CDM ; - c: Khoảng cách tim cột;
- L D : Chiều dài thoát nước của cột Lấy bằng chiều dài cột nếu thoát nước một chiều, ẵ nếu thoỏt nước hai chiều
Trong điều kiện trộn ướt, khả năng thấm của cọc không cao hơn nền đất xung quanh Tuy nhiên, nhờ sự phân bố lại ứng suất, quá trình cố kết theo chiều dọc diễn ra với tốc độ nhanh hơn.
1.2 Tính toán theo quy trình Thƣợng Hải – Trung Quốc
(Theo quy trình xử lý móng của thành phố Thượng Hải – Trung Quốc)
Sự phân bố tải trọng trong nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng
Xác định phân bố tải trọng trong nền đất gia cố cột đất trộn xi măng là nhiệm vụ quan trọng trong thiết kế Mô đun biến dạng nền, độ cứng của cột CDM, đất xung quanh cột và tỷ lệ thay thế diện tích của cột CDM ảnh hưởng lớn đến sự phân bố này.
2.1 Cơ chế phân bố tải trọng
Dưới tác động của tải trọng lớp đất đắp bên trên và tải trọng ngoài khi khai thác sử dụng công trình, tải trọng này sẽ truyền một phần vào cột CDM và một phần vào đất xung quanh cột Do độ cứng của cột lớn hơn nhiều so với đất nền, khối đất đắp có xu hướng dịch chuyển xuống Sự dịch chuyển này được giới hạn cục bộ bởi ứng suất cắt Ứng suất cắt này làm tăng áp lực lên đầu cột nhưng làm giảm áp lực đặt lên đất nền Cơ chế truyền lực như vậy được Terzaghi (1943) đặt tên là “hiệu ứng vòm đất” (soil arching effect)
“Sự truyền tải trọng ổn định của một vật liệu có cường độ nhỏ đến vật liệu có cường độ lớn hơn, hình thành từ một hệ thống ứng suất cắt do quá trình truyền tải trọng”
Hình 2.4 - Cơ chế phân bố ứng suất trong nền gia cố bằng cột CDM
Khi đó Sự phân bố ứng suất trong nền gia cố CDM được xác định theo các hệ số sau:
- CSR: Hệ số ứng suất trong cột;
- SRR: Hệ số giảm ứng suất;
- N : Hệ số tập trung ứng suất;
- c : Ứng suất tổng trong cột;
- s : Ứng suất tổng trong nền không gia cường giữa các cột;
- : Ứng suất tổng: fill H fill q
- fill ;H fill :dung trọng và chiều cao của lớp đất đắp;
- a s : Tỷ diện tích thay thế
2.2 Các phương pháp lý thuyết xác định hệ số phân bố tải trọng
Hiện nay việc tính toán hệ số phân bố tải trọng lên cột đất trộn xi măng phổ biến là dùng các phương pháp giải tích khác nhau, các phương pháp này dựa trên kích thước cột CDM, khoảng cách bố trí cột và chiều cao lớp đất đắp Trong đề tài này tác giả đưa ra một số công thức xác định hệ số phân bố ứng suất SRR theo các phương pháp khác nhau:
Theo tiêu chuẩn Anh BS8006: 1995 thì có hai trường hợp tính toán hệ số SRR:
C a : Dùng cho cọc không uốn như cọc thép hoặc cọc bê tông nằm trong vùng địa tầng cứng
C a : Dùng cho cọc thép, cọc bê tông hoặc cọc gỗ làm việc như cọc ma sát
C a : Dùng cho đá, cọc vội xi măng và cọc cát
- H: Chiều cao lớp đất đắp - : Dung trọng lớp đất đắp - q: Tải trọng ngoài
- s: Khoảng cách giữa hai tim cột CDM - a: Bề rộng cột CDM
Năm 1943, với thí nghiệm cửa sập Terzaghi cho rằng khi mở sập thì hai mặt phẳng (1-2) và (3-4) sẽ xuất hiện như hình 2.5
Trang -26- Phương trình cân bằng lực theo phương đứng như sau:
- : Góc ma sát trong của lớp đất đắp;
- : Dung trọng của lớp đất đắp;
- K : Hệ số áp lực ngang, theo Terzaghi thì lất K=0.7 Giải phương trình vi phân (2.33) với điều kiện biên z=0 và h=0 ta có:
Khi đó ứng suất trên đầu cột:
Hình 2.5 - Mô hình vòm dạng rãnh của
Trang -27- - h: Chiều cao lớp đất đắp;
- s: Khoảng cách giữa 2 tim cột CDM;
- b: Bề rộng đầu cột Đến năm 1997, Russell và Pierpoint đã phát triển sự tương quan của hệ số SRR phỏng theo mô hình vòm của Terzaghi như sau:
- H: Chiều cao của lớp nền đắp;
- s: Khoảng cách giữa hai tim cột CDM;
- k: hệ số áp lực ngang của đất;
- : Góc ma sát trong của nền;
2.2.3 Phương pháp Hewlett và Randolph (1988)
Hewlett và Randolph đã đưa ra lý thuyết tính toán sự phân chia tải trọng của nền đắp dựa trên sự tương tác của nền đất và cột thông qua hiệu ứng vòm Lý thuyết này dựa trên trạng thái tới hạn của đất ở vùng nửa bán cầu vòm phía trên đỉnh cột như hình 2.6
Hình 2.6 - Mô hình vòm dạng bán cầu Hewlett và Radonlph (1988)
Trang -28- Công thức tính hệ số SRR theo Hewlett và Radonlph:
- k p : Hệ số áp lực bị động của lớp đất đắp; 1 sin
- : Góc ma sát trong của nền đất đắp
Năm 1994, Low và các cộng sự đã cải tiến phương pháp của Hewlett và Randolph (1988) nhằm tìm ra công thức diễn tả sự truyền ứng suất một cách phù hợp nhất
Mô hình của Low là mô hình vòm bán cầu được thể hiện như hình 2.7 Công thức xác định sự phân chia tải trọng trong mô hình của Low (1994) như sau:
- k p : Hệ số áp lực bị động của lớp đất đắp; 1 sin
- : Hệ số phân bố tải trọng đều trên đất, có thể lấy 0.8
Theo Guido thì sự phân bố tải trọng của nền đất đắp lên nền gia cố có dạng hình nêm với góc nghiêng đỉnh là 450
Công thức tính hệ số SRR theo Guido:
Theo Carlsson, dựa vào thí nghiệm trên mô hình 2D, thì sự phân bố tải trọng của nền đất đắp lên nền gia cường cũng có dạng hình nêm là 300 và góc lệch phương ngang là 750
Công thức tính hệ số SRR theo Carlsson:
Công thức xác định hệ số phân bố tải trọng theo phương pháp Thụy Điển như sau:
Hình 2.7 - Mô hình vòm dạng bán cầu trong nền đắp (Low 1994)
- E soil : Mô đun đàn hồi của đất - E col : Mô đun đàn hồi của cột
Hệ số phân bố tải trọng là một yếu tố quan trọng trong phương pháp tính toán ứng suất, tuy nhiên lại có sự khác biệt giữa các công thức ước tính khác nhau Mỗi công thức tính toán sẽ đưa ra các giá trị phân bố tải trọng khác nhau, dẫn đến kết quả ứng suất khác nhau trong cùng một điều kiện.
Những công thức trên chưa thể hiện đúng giá trị ứng suất thực tác dụng lên nền gia cường do giả thiết độ lún của cột CDM và nền là như nhau trong quá trình chịu lực Trong thực tế, độ lún của nền và cột CDM thường khác nhau, dẫn đến độ chính xác của phương pháp này không cao Hơn nữa, phương pháp này không xét đến độ cứng của cột CDM.
Trong 3 dạng mô hình hiệu ứng vòm thì dạng mô hình bán cầu là 3D hoàn chỉnh, phù hợp sử dụng khi thiết lập công thức tính toán sự phân bố ứng suất trong nền gia cường bằng cột đất trộn xi măng
Theo tiêu chuẩn BS8006-1995 và công thức của Russel & Pierpoint (1997) thì đơn giản và đã được điều chỉnh cho phù hợp với mô hình 3D
Công thức của Guido, Carlsson với mô hình 2D dạng nêm có cải tiến hơn so với mô hình rãnh nhưng lại cho góc đỉnh không đổi nên không phù hợp để tính sự phân bố ứng suất trong nền đắp lên cột đất trộn xi măng có ứng xử 3D Ngoài ra công thức chưa xét đến ảnh hưởng của dung trọng, góc ma sát … của bản thân nền đắp bên trên đến sự phân bố ứng suất trong nền gia cường
Ổn định của nền khi gia cố bằng cột đất trộn xi măng
Thường cột xử lý được dùng để ổn định mái dốc, khối đắp hoặc tường hào Mặt phá hoại theo mặt phẳng hoặc cung tròn, huy động sức kháng cắt của trụ và đất xung quanh trụ Nền xử lý có cường độ kháng cắt tính theo công thức: tb u c
- C u là sức kháng cắt của đất, tính theo phương pháp trọng số cho nền nhiều lớp;
- C c là sức kháng cắt của trụ CDM;
- a là tỷ số diện tích a = n Ac / Bs;
- n là số trụ trong 1 m chiều dài khối đắp; Bs là chiều rộng khối đắp;
- A c là diện tích tiết diện trụ
3.2 Phương pháp đánh giá ổn định nền của Matsuo
Dựa vào rất nhiều số liệu quan trắc tại các công trình gia cố nền đất yếu tại Nhật Bản, tác giả Matsuo đã lập ra biểu đồ về mối quan hệ giữa chuyển vị đứng U y , chuyển vị ngang U x và hệ số an toàn của nền đắp FOS, biểu đồ này dùng để kiểm tra ổn định khi thi công nền đắp dựa vào kết quả quan trắc chuyển vị ngang và đứng của nền
Hình 2.9 - Biểu đồ về mối quan hệ giữa chuyển vị đứng U y , chuyển vị ngang U x và hệ số an toàn của nền đắp FOS
Theo biều đồ của Matsuo những điểm nằm phía trên đường FOS=1 là điểm mất ổn định, ngược lại những điểm nằm bên dưới đường FOS =1 là điểm ổn định
Trong vùng điểm ồn định FOS>1, được phân chia bởi các đường FOS=1.1, FOS=1.25 và 1.67 như hình 2.9
PHÂN TÍCH, TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN CỦA NỀN GIA CỐ BẰNG CỘT ĐẤT TRỘN XI MĂNG
Tính toán độ lún của nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng cho công trình cụ thể 34
1.1 Giới thiệu về công trình
Công trình Cảng SP-PSA được xây dựng năm 2007-2008 tại khu vực Cái Mép Thị Vải tỉnh Bà Rịa Vũng Tàu Việc sử dụng cột CDM gia cố nền gồm 3 khu vực như hình bên dưới:
Mục đích của việc xử lý nền bằng cột CDM:
- Tại bờ kè trước bến (khu vực 1): Sử dụng cột đất trộn xi măng để đảm bảo ổn định mái dốc trước bờ kè: Cột CDM bố trí như hình bên trên
- Khu vực trên bờ, khu vực bãi container (khu vực 2): Sử dụng cột đất trộn xi măng và lớp phủ xi măng bề mặt để giảm độ lún khi khai thác sử dụng công trình: Đặc tính của cột đất trộn xi măng sử dụng gia cố nền (Điển hình tại khu vực 2 – khu vực bãi container):
Hình 3.1 - Mặt cắt xử lí nền công trình cảng SP-PSA
Hình 3.2 - Sơ đồ bố trí cột CDM khu vực bãi container
- Chiều sâu xử lí cột CDM: 15-23 m;
- Khoảng cách giữa 2 cột: 2,3 – 2,5 m, ở đây ta lấy khoảng cách trung bình 2,4 m để tính toán;
Trang -36- - Bề dày lớp xi măng phủ bề mặt: 2m (cao độ +5,7m, hệ cao độ hải đồ) - Bề dày lớp mặt bãi container: 1,5 m (cao độ +4.2m)
- Tải trọng khai thác tại bãi container: 65kpa
Hình 3.3 - Sơ đồ tải trọng khu bãi
1.2 Số liệu địa chất công trình
Công trình được xây dựng tại khu vực ven sông, đất yếu lầy lội và có nhiều con rạch nhỏ chằng chịt Công tác khảo sát địa chất được tiến hành khoan khảo sát và lấy mẫu tổng cộng 30 hố khoan Trong đó bao gồm các công tác:
- Khoan lấy mẫu để trộn xi măng thử nghiệm (06 hố khoan) - Khoan khảo sát địa chất dưới nước (08 hố khoan)
- Khoan khảo sát địa chất trên bờ (16 hố khoan) Dựa vào kết quả khảo sát tổng hợp địa chất khu vực như sau:
Trang -37- Lớp 1: Lớp đất sét yếu
Lớp này xuất hiện ở tất cả các hố khoan Khoảng 3.5m đầu là lớp than bùn từ màu nâu sẫm tới màu đen Bên dưới lớp than bùn là lớp sét yếu màu xám bao gồm lớp hữu cơ, thực vật phân hủy và các mảnh vụn nhỏ Giá trị SPT của lớp này từ 0 đến 4 búa Bề dày trung bình của lớ 28.2m
Lớp 2: Lớp sét pha cát trạng thái cứng vừa
Lớp này xuất hiện ở hầu hết các hố khoan ngoại trừ một số hố khoan không xuất hiện lớp này Lớp 2 bao gồm sét xám trắng pha lẫn cát mịn Giá trị SPT của lớp này từ 4 đấn 12 búa Bề dày trung bình của lớ 6.1m
Lớp 3: Lớp cát pha sét trang thái chặt vừa
Lớp này xuất hiện ở tất cả các hố khoan Lớp 3 bao gồm cát hạt mịn tới hạt trung lẫn sỏi Giá trị SPT của lớp này từ 10 đến 30 búa Bề dày trung bình của lớ
Lớp này xuất hiện ở một số hố khoan Màu sắc lớp 4 khá giống màu sắc lớp 3, giá trị SPT của lớp này từ 30 đến 50 búa Bề dày trung bình của lớ 6.9m
Lớp này xuất hiện ở một số hố khoan Màu sắc lớp 5 khá giống màu sắc lớp 3, giá trị SPT của lớp này lớn hơn 50 búa Bề dày trung bình của lớp 3.75m
Lớp 6: Lớp cát trạng thái rất chặt Lớp này xuất hiện ở hầu hết các hố khoan giá trị SPT của lớp này lớn hơn 50 búa
Bảng 3.1- Bảng tổng hợp thông số địa chất của đất nền
Lớp đất sét yếu (bề dày trung bình: +4.0 đến -19.3 m) 15%, sai số này là đáng kể Do đó, kết quả tính toán theo phương pháp giải tích không còn chính xác
- Nguyên nhân dẫn đến sự sai khác này là do công thức tính toán theo TCXDVN 385:2006 tương tự như định luật Hook, công thức này xem như khối gia cố CDM độc lập và không xét đến ảnh hưởng sức chống cắt Cu của khối đất xung quanh khối gia cố Trong khi phần mềm Plaxis khi tính toán đã xét đến lực ma sát thành này
Dựa theo kết quả tính toán sức chống cắt của đất gia cố trong các trường hợp đất khác nhau theo tiêu chuẩn TCXDVN 385:2006 và phần mềm Plaxis, có thể thấy rằng khi sức chống cắt của lớp đất gia cố càng lớn thì sự sai khác giữa hai phương pháp tính cũng càng lớn.
- Khi tính toán độ lún của khối đất gia cố CDM, phương pháp giải tích theo TCXDVN 385:2006 phù hợp tính toán với đất có lực dính C10 kPa, khi xác định độ lún của khối gia cố theo TCXDVN 385:2006 cần nhân với hệ số điều chỉnh thích hợp
PHÂN TÍCH, TÍNH TOÁN SỰ PHÂN BỐ ỨNG SUẤT VÀ ỔN ĐỊNH NỀN CỦA NỀN GIA CỐ BẰNG CỘT CDM
Tính toán phân tích sự phân bố ứng suất trong công trình thực tế
1.1.1 Mô tả về công trình
Công trình thứ nhất được phân tích trong mục này là công trình Cảng mà tác giả đã giới thiệu tại Chương 3 Sơ đồ bố trí cột CDM của công trình này được trình bày trong hình bên dưới.
Hình 4.1 - Mô hình phân tích nền gia cố CDM Đặc tính của cột đất trộn xi măng sử dụng gia cố nền :
- Chiều sâu xử lí cột CDM: 21,5 m;
- Khoảng cách giữa 2 cột: 2,3 – 2,5 m, ở đây ta lấy khoảng cách trung bình 2,4 m để tính toán;
- Bề dày lớp xi măng phủ bề mặt: 2m - Bề dày lớp mặt bãi container: 1,5 m - Tải trọng khai thác tại bãi container: 65kpa
1.1.2 Các thông số và mô hình vật liệu
Trong phần này các thông số và mô hình vật liệu như đã giới thiệu trong chương 3 với các thông số như sau:
Bảng 4.1 - Thông số và mô hình vật liệu trong công trình thứ nhất
Lớp đất Bùn sét Sét pha Cát pha KC mặt bãi
1.1.3 Tính toán sự phân bố ứng suất trong nền theo các phương pháp giải tích 1.1.3.1 Tiêu chuẩn Anh BS8006 (1995)
Theo tiêu chuẩn Anh BS8006 (1995) thì có hai trường hợp tính toán hệ số SRR:
Ta có: H 3,5m 1, 4(s a) 1, 4 (2, 4 0,886) 2,12, do đó hệ số SRR được tính toán theo trường hợp 2:
- H: Chiều cao lớp đất đắp H=3,5m - : Dung trọng trung bình lớp đất đắp 18,86kN m/ 3 - q: Tải trọng ngoài q 65kN m/ 2
Trang -71- - s: Khoảng cách giữa hai tim cột CDM s=2,4m
C c : Hệ số vòm, với cọc vội xi măng và cọc cát,
Năm 1997, Russell và Pierpoint đã phát triển sự tương quan của hệ số SRR phỏng theo mô hình vòm của Terzaghi như sau:
- H: Chiều cao lớp đất đắp H=3,5m - s: Khoảng cách giữa hai tim cột CDM s=2,4m - a: Bề rộng cột CDM a= 0,886 m
- H: Chiều cao của lớp nền đắp;
- k: hệ số áp lực ngang của đất; theo Terzaghi lấy k=0,7 - : Góc ma sát trong của nền đất đắp: 30 0
1.1.3.3 Phương pháp Hewlett và Randolph (1988)
Công thức tính hệ số SRR theo Hewlett và Radonlph:
- k p : Hệ số áp lực bị động của lớp đất đắp;
- : Góc ma sát trong của nền đất đắp
Công thức xác SRR trong mô hình của Low (1994) như sau:
- k p : Hệ số áp lực bị động của lớp đất đắp; 1 sin
- : Hệ số phân bố tải trọng đều trên đất, có thể lấy 0.8
Công thức xác SRR trong mô hình của Guido (1987) như sau:
Công thức xác SRR trong mô hình của Carlsson như sau:
Công thức xác SRR trong mô hình của Thụy Điển như sau:
- E soil : Mô đun đàn hồi của đất, E soil 3500kPa
- E col : Mô đun đàn hồi của cột, E col 291000kPa
1.1.4 Theo phân tích phần tử hữu hạn 3D (Plaxis 3D Foundation )
Dùng mô hình Mohr- Coulomb (MC) cho cột CDM, lớp kết cầu bề mặt lớp xi măng phủ bề mặt, lớp đất sét yếu, lớp cát đắp, lớp đất tốt bên dưới, với mô hình tính toán như sau
Hình 4.2 - Mô hình tính toán 3D -CT1
Hình 4.3 - Kết quả tính toán phân bố ứng suất theo phân tích Plaxis 3D Foundation CT1
Trang - 78- Công thức xác định hệ số SRR như sau:
- s : Ứng suất tổng trong nền không gia cường giữa các cột: s c - c : Ứng suất tổng trong cột Ứng suất tổng tác dụng lên nền và ứng suất tổng tại đầu cột CDM đước xác định từ phần mềm Plaxis 3D Foundation với diện tích bề mặt nền gia cố là
Tổng tải trọng tác dụng lên nền: P s 131 144 18.864 kN
Tổng tải trọng tác dụng lên đầu cột CDM, kết quả xác định từ phần mềm Plaxis 3D Foundation bằng tổng lực dọc tại đầu cột CDM, với tổng số 25 cột, kết quả tính toán như sau:
Bảng 4.2 - Bảng kết quả tính toán lực dọc tại đầu côt CDM – CT1
STT P (kN) STT P (kN) STT P (kN) STT P (kN) STT P (kN)
Tổng tải trọng tác dụng lên đầu cột CDM P c 7747.43
Tổng tải trọng tác dụng lên nền không gia cố: P s P P c 18864 7747 11116kN
Bảng 4.3 - Bảng tổng hợp kết quả tính toán hệ số SRR theo các phương pháp- CT1:
STT PP tính toán Hệ số SRR
1.2.1 Mô tả về công trình
Công trình thứ hai được phân tích trong mục này chính là công trình nền đất đắp tác giả đã giới thiệu tại Mục II Chương 3 với sơ đồ bố trí cột CDM như hình bên dưới:
Hình 4.4 - Mô hình phân tích nền gia cố CDM- CT2
Trang - 80- Đặc tính của cột đất trộn xi măng sử dụng gia cố nền :
- Chiều sâu xử lí cột CDM: 10 m;
- Lớp đất đắp cao 4m - Tải trọng khai thác: 35kPa
1.2.2 Các thông số và mô hình vật liệu
Trong phần này các thông số và mô hình vật liệu như đã giới thiệu trong Chương 3 với các thông số như sau:
Bảng 4.4 - Thông số và mô hình vật liệu trong công trình- CT2
Mô đun biến dạng E(kN/m 2 )
2 Bùn sét lần hửu cơ 2900 16,3 8,7 6 0 20’
Bảng 4.5 - Bảng tổng hợp kết quả tính toán hệ số SRR theo các phương pháp- CT2:
STT PP tính toán Hệ số SRR
Hình 4.5 - Biểu đồ kết quả tính toán hệ số SRR theo các phương pháp-CT1
Low (1994) Guido (1987) Carlsson Thụy Điển Phần tử hữu hạn
Hình 4.6 - Biểu đồ kết quả tính toán hệ số SRR theo các phương pháp-CT2
Nhận xét kết quả tính toán:
- Hệ số SRR tính toán theo các phương pháp cho kết quả khá khác nhau
- Phương pháp tính toán theo BS (1995) xét đến khoảng cách giữa các cột CDM, đường kính cột, chiều cao của khối đất đắp nhưng lại chưa xét đến góc ma sát trong khối đất đắp Với hai công trình xét trên, phương pháp này cho kết quả hệ số SRR có sai số khác nhau so với các phương pháp khác
- Phương pháp của Terzaghi (1943) cho kết quả gần với phương pháp của Low và phương pháp phần tử hữu hạn nhất
- Phương pháp của Giudo và Carlsson hiệu ứng vòm có dạng nêm, góc nêm cố định và chỉ xét đến chiều cao nền đất đắp, khoảng cách và đường kính cột CDM nên cho kết quả khá nhỏ
- Phương pháp của Hewlett và Randolph cũng giống như phương pháp của BS, với hai công trình xét trên, phương pháp này cho kết quả hệ số SRR có sai số khác nhau so với các phương pháp khác
- Phương pháp của Thụy Điển cho kết quả hệ số SRR khá nhỏ
Phương pháp này chỉ xét đến tỷ diện tích thay thế, mô đun đàn hồi của cột CDM, của đất yếu xung quanh cột, không xét đến các thông số của nền đất đắp
Thực tế mô đun đàn hồi của đất yếu nhỏ hơn nhiều so với mô đun đàn hồi của cột CDM, nên phương pháp này cho kết quả khá nhỏ
Carlsson Thụy Điển Phần tử hữu hạn
- Qua kết quả tính toán và phân tích hệ số phân bố ứng suất của 2 công trình tác giả nhận thấy phương pháp phân tích của Terzaghi (1943) và phương pháp của Low (1994) là phương pháp thích hợp để ước tính hệ số SRR
- Phương pháp phân tích phần tử hữu hạn (Plaxis 3D) cũng là phương pháp tin cậy để ước tính hệ số SRR
- Sử dụng phần mềm Plaxis 3D Foundation để mở rộng nghiên cứu ứng xử của nền đất gia cố bằng cột đất trộn xi măng
2 Mở rộng nghiên cứu các thông số ảnh hưởng đến sự phân bố ứng suất trong nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng
Hệ số giảm ứng suất (SRR) phản ánh cách ứng suất từ tải trọng bên ngoài phân bổ trên nền đất xung quanh cột đất trộn xi măng (CDM) trong nền đất gia cố Phân bố ứng suất này phụ thuộc vào các yếu tố khác nhau, bao gồm mô đun biến dạng, chiều cao và góc ma sát trong của nền đất đắp, cũng như mô đun biến dạng, chiều dài, cách bố trí và tỷ diện tích thay thế của cột.
Trên cơ sở của công trình thứ nhất, tác giả tiến hành nghiên cứu các thông số ảnh hưởng đến hệ số giảm ứng suất SRR trong nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng cho các trường hợp đất và cột
2.1 Ảnh hưởng của thông số vật liệu lớp đất đắp 2.1.1 Ảnh hưởng của mô đun biến dạng lớp đất đắp
Mô đun biến dạng của nền đất đắp ảnh hưởng đến sự phấn bố ứng suất trong nền đất yếu gia cố bằng cột đất trộn xi măng Để đánh giá mức độ ảnh hưởng tác giả sử dụng phương pháp phân tích phần tử hữu hạn Plaxis 3D Foudation cho các trường hợp đất đắp có mô đun biến dạng khác nhau Với mô đun biến dạng của lớp đất đắp được chọn: 2.000, 5.000, 7.500, 10.000, 12.500, 18.000 kPa
Kết quả tính toán hệ số giảm ứng suất SRR cho các trường hợp như sau:
Bảng 4.6 - Bảng kết quả tính toán hệ số SRR cho các trường hợp Mô đun biến dạng lớp đất đắp
Mô đun biến dạng lớp đất đắp E fill (kPa) Hệ số SRR Độ lún lớn nhất của nền (Cm)
Hình 4.7 - Kết quả tính toán hệ số SRR theo các trường hợp
Mô đun biến dạng lớp đất đắp
Hình 4.8 - Kết quả tính độ lún theo các trường hợp Mô đun biến dạng lớp đất đắp
Hình 4.9 - Kết quả tương quan giữa hệ số giảm ứng suất SRR và độ lún theo các trường hợp Mô đun biến dạng lớp đất đắp
2.1.2 Ảnh hưởng của góc ma sát trong lớp đất đắp
Các công thức xác định hệ số giảm ứng suất trong nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng có xét đến góc ma sát trong của nền đất đắp (Phương pháp của Terzaghi, Low, Hewlett và Randoolph) Để đánh giá mức độ ảnh hưởng tác giả sử dụng phương pháp phân tích phần tử hữu hạn Plaxis 3D cho các trường hợp đất đắp có góc ma sát trong khác nhau Với góc ma sát trong của lớp đất đắp được chọn: 5 0 , 10 0 , 15 0 , 20 0 , 25 0 , 30 0
Kết quả tính toán hệ số giảm ứng suất SRR cho các trường hợp như sau:
Bảng 4.7 - Bảng kết quả tính toán hệ số SRR cho các trường hợp góc nội ma sát lớp đất đắp
Góc nội ma sát φ (kPa) Hệ số SRR Đô lún lớn nhất của nền (cm)
Hình 4.10 - Kết quả tính toán hệ số SRR theo các trường hợp góc nội ma sát lớp đất đắp
Hình 4.11 - Kết quả tính độ lún theo các trường hợp góc nội ma sát lớp đất đắp
Hình 4.12 - Kết quả tương quan giữa hệ số giảm ứng suất SRR và độ lún theo các trường hợp góc nội ma sát lớp đất đắp
2.1.3 Ảnh hưởng của lực dính lớp đất đắp
Kiểm tra ổn định của nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng
Trong phần này tác giả kiểm tra ổn định của nền đất gia cố bằng cột đất trộn xi măng bằng cách sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để tính toán hệ số ổn định của nền cho các trường hợp khi gia tăng tải trọng tác dụng Đồng thời sử dụng kết quả để so sánh với biểu đồ ổn định trượt của tác giả Matsuo và NNK (1977) trong điều kiện địa chất Việt Nam khi nền đất được gia cố bằng cột đất trộn xi măng
1 Tính toán hệ số ổn định theo phương pháp phần tử hữu hạn
Hiện nay, việc tính toán ổn định trượt cho nền phần lớn được tính toán dựa trên phương pháp giải tích Vì phương pháp này đòi hỏi mất nhiều thời gian tính toán nên khó có thể phân tích nhiều trường hợp khác nhau của các thông số tính toán nhằm tìm ra giá trị tối ưu Vì vậy, nên đưa quá trình tính toán này vào tự động hoá tính toán Sử dụng phần mềm Plaxis là một lựa chọn hợp lý vì ngoài việc tính toán cố kết (Calculation method: Consolidation) thì chương trình còn có thể tính toán ổn định nền đắp (Calculation method: c-φ reduction) Từ việc tính toán này, ta sẽ thu được hệ số an toàn của nền đắp: max
M sf Hệ số ổn định của nền
Khả năng chống cắt của nền - available : Lực cắt lớn nhất hiện tại do tải gây ra trong nền
Như vậy, việc tính toán ổn định nền có thể được thực hiện nhanh chóng cho các trường hợp khác nhau của thông số, cho phép điều chỉnh giá trị hệ số an toàn theo mong muốn Điều này giúp tối ưu hóa thiết kế nền móng, đảm bảo độ ổn định và tiết kiệm chi phí.
Trong luận văn này, tác giả tập trung phân tích tính toán hệ số ổn định nền gia cố bằng cọc CDM Các trường hợp tải trọng trong và ngoài khác nhau được xem xét trên nền địa chất tại khu vực Sân bay Cần Thơ để xác định hệ số ổn định tối ưu cho từng trường hợp tải trọng cụ thể.
1.1 Thông số địa chất khu vực :
Bảng 4.12 - Thông số địa chất khu vực Sân bay Cần Thơ
Lớp sét màu xám trạng thái dẻo mềm, chiều dày trung bình 1,4m 9700 17,9 21 12 0 31’
2 Lớp bùn sét lẫn mùn hữu cơ màu xám xanh trạng thái chảy, chiều dày trung bình của lớp 2: 11,8m
3 Bùn sét pha màu xám, xám xanh, xám ghi, lẫn mùn hữu cơ Chiều dày trung bình của lớp 3: 14,85m
4 Sét màu nâu, xám nâu, lẫn ít hữu cơ, trạng thái dẻo chảy 3400 17,4 15,7 6 0 42’
- Chiều sâu xử lí cột CDM: 5,7 m;
1.3 Các trường hợp tính toán
TH 1: Tải trọng qkN/m 2 TH 2: Tải trọng q0kN/ m 2
TH 3: Tải trọng qEkN/ m 2 TH 4: Tải trọng q`kN/ m 2
TH 5: Tải trọng qpkN/ m 2 TH 6: tải trọng qkN/ m 2
Trang - 99- TH 7: Tải trọng qkN/ m 2 TH 8: Tải trọng qkN/ m 2
Hình 4.21 - Các trường hợp tính toán ổn định
Kiểm tra ổn định trượt của nền bằng phương pháp c-φ reduction, kết quả hệ số ổn định nền cho các trường hợp tải như sau:
Bảng 4.13 - Bảng hệ số ổn định nền với các trường hợp tải
2 Kiểm tra ổn định nền theo phương pháp của Matsuo
Sử dụng số liệu thực tế từ công trình gia cố nền tại Nhật Bản, Matsuo đã đưa ra biểu đồ liên hệ giữa chuyển vị đứng (U y), chuyển vị ngang (U x) và hệ số an toàn nền đắp (FOS) Biểu đồ này được áp dụng để đánh giá ổn định nền đắp dựa trên kết quả đo chuyển vị ngang và đứng trong quá trình thi công nền Nghiên cứu này ứng dụng phương pháp kiểm tra ổn định này cho công trình gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng tại Việt Nam để đánh giá tính hợp lý của phương pháp này trong điều kiện địa chất Việt Nam.
Bảng 4.14 - Bảng hệ số ổn định nền và chuyển vị với các trường hợp tải khu vực Sân bay Cần Thơ
Ux/Uy 0.672 0.586 0.539 0.533 0.530 0.589 0.771 0.852 1.012 HS ổn định M sf 2,687 1,939 1,563 1,376 1,119 1,088 1,041 1,013
