Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu giải pháp xử lý nền đất yếu dưới nền đường bằng cọc đất xi măng

Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc đất - xi măng XM là một công nghệ mới để xử lý nền đất yếu được thế giới biết đến và áp dụng từ những năm 1970 nhưng đạt được công nghệ hoàn chỉnh

TRẦN MINH NGHI

ĐỀ TÀI: NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

DƯỚI NỀN ĐƯỜNG BẰNG CỌC ĐẤT XI MĂNG

LUẬN VĂN CAO HỌC CHUYÊN NGÀNH: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

NĂM 2007

MỞ ĐẦU

I ĐẶT VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU:

Trong những năm gần đây cùng với sự phát triển của kinh tế đất nước, tốc độ đô thị hóa các thành phố lớn đang diễn ra với một nhịp độ khá nhanh Trong đó Tp Hồ Chí Minh là một trong số các đô thị có tốc độ đô thị hóa nhanh nhất trong cả nước

Tp Hồ Chí Minh là trung tâm kinh tế lớn nhất nước, có đầu mối giao thông đường biển, đường sông rất quan trọng đối với vùng cực nam và nam Trung bộ cũng như trong cả nước và hầu hết với các nước trong khu vực châu Aù Thái Bình Dương Về đường bộ Tp Hồ Chí Minh dễ dàng liên lạc với Campuchia qua quốc lộ 22, và với toàn bộ vùng cao nguyên trung phần và nam Lào qua quốc lộ 13 Thành phố còn là trung tâm khoa học kỹ thuật chuyển giao công nghệ hiện đại và là một trong những trung tâm giao dịch , thương mại, dịch vụ du lịch, tài chính ngân hàng trong khu vực châu Aù Thái Bình Dương và quốc tế

Chính vì vậy nhu cầu xây dựng và xây dựng hệ thống đường giao thông tại Tp Hồ Chí Minh nhằm phục vụ sự nghiệp phát triển kinh tế xã hôi, đảm bảo an ninh quốc phòng ngày càng cấp thiết Một số dự án đã được triển khai xây dựng trên nền đất yếu tại các khu vực nói trên đã đạt được nhiều lợi ích cho công cuộc xây dựng và bảo vệ Tổ quốc Tuy nhiên, việc xây dựng công trình trên nền đất yếu đã gặp không ít khó khăn trong công tác xử lý nền đất yếu Trong khi đó một số biện pháp xử lý nền đất yếu truyền thống chưa mang lại hiệu quả như mong muốn

Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc đất - xi măng (XM) là một công nghệ mới để xử lý nền đất yếu được thế giới biết đến và áp dụng từ những năm 1970 nhưng đạt được công nghệ hoàn chỉnh và phát triển mạnh mẽ phải tính từ

những năm 1990 trở lại đây Đối với Việt Nam, công nghệ cọc đất - XM lần đầu tiên được Thụy Điển chuyển giao công nghệ cho Bộ Xây dựng vào những năm 1992-1994, sử dụng trong gia cường nền nhà và công trình xây dựng dân dụng Tại nhiều nước trên thế giới, việc sử dụng công nghệ cọc đất - XM cho gia cố nền đất yếu trong các dự án đường bộ, đường sắt đã cho hiệu quả rất cao Do vậy, nếu nghiên cứu công nghệ cọc đất – XM để áp dụng cho các dự án đường bộ đắp trên nền đất yếu khu vực Tp Hồ Chí Minh thì rất có thể sẽ là một trong các phương pháp hiệu quả có tính khả thi cao

II XÁC LẬP NHIỆM VỤ NGHIÊN CỨU :

Trong những vấn đề liên quan đến cọc đất – XM, thì mục tiêu và phạm vi nghiên cứu của đề tài chỉ tập trung giải quyết những vấn đề sau:

1 Tổng quan giải pháp xử lí nền đất yếu bằng cọc đất - XM 2 Từ thí nghiệm nén một trục đất gia cố bằng cọc đất - XM, nghiên cứu sự khác

biệt về cường độ của cọc đất - XM khi thí nghiệm trộn trong phòng và ngoài hiện trường

3 Nghiên cứu sự gia tăng cường độ của cọc đất – XM so với cường độ của đất chưa gia cố

4 Nghiên cứu giải pháp cấu tạo và tính toán cọc đất - XM gia cố cho nền đất yếu dưới công trình đường

CHƯƠNG 1 - NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN GIẢI PHÁP CỌC ĐẤT - XIMĂNG ĐỂ XỬ LÍ NỀN ĐẤT YẾU

1.1 Tổng quan phương pháp trộn ximăng vào đất yếu

Kỹ thuật gia cố nền bằng vôi được áp dụng đầu tiên và phát triển mạnh mẽ trong lĩnh vực xây dựng các lớp móng đường Và theo thời gian, phương pháp này được phát triển để cải thiện tính chất cơ lí của đất sét trong nền thiên nhiên

Những năm trước, khi gia cố nền bằng cọc vôi thường người ta đào hoặc khoan lỗ có đường kính từ 30-50cm, cách nhau 2-5cm rồi cho từng cục vôi sống chưa tôi vào Khi tiếp xúc với nước trong nền đất yếu vôi sẽ được tôi làm tăng thể tích (có khi tăng đường kính cọc lên từ 60-80%), do đó có tác dụng nén chặt đất xung quanh, đồng thời còn có tác dụng gia cố đất xung quanh cọc làm tăng cường độ hút nước , giảm độ ẩm của đất xung quanh cọc vôi

Tuy nhiên, do độ thấm của đất sét rất nhỏ nên sự lan truyền của vôi trong khối đất bị hạn chế, do vậy việc cải thiện tính chất cọc vôi còn rất cục bộ

Để khắc phục nhược điểm trên, năm 1975 các chuyên gia Thụy Điển đã trực tiếp trộn vôi với đất sét mềm ngay trong nền đất yếu, làm thành các cọc đất gia cố vôi Yù tưởng của kĩ thuật thi công các cọc đất gia cố cả vôi của Thụy Điển là xây dựng ngay trong nền đất yếu các cột có đường kính 50cm bằng một thiết bị trộn đặc biệt kiểu khoan dĩa hoặc thiết bị giống như dụng cụ khuấy trứng khổng lồ Khoan được xoắn vào trong đất nền đến độ sâu yêu cầu tương thích với chiều dài của cọc và được xoắn lên khi xoay ngược chiều

™ Vật liệu gia cố trong cọc đất vôi là vôi bột chưa tôi có cỡ hạt 0,2mm ™ Tác dụng chủ yếu của vôi là để tăng sức chống cắt và giảm tính nén lún của

đất Những thay đổi về tính chất cơ học của đất xảy ra rất nhanh do qui trình trao đổi ion và “vôi tôi” trong đất

™ Đất nền được gia cố bằng vôi hoặc ximăng khá rắn chắc, có hệ số nén thấp, sức chống cắt cao so với đất không gia cố Cường độ chống cắt của đất sét gia cố có thể lên tới 10 KG/cm2 tăng 50 lần so với đất chưa gia cố

™ Kết quả nghiên cứu cho thấy là : sau 3 tháng đất gia cố vôi đạt được 80% giá trị cường độ cần có Đối với đất gia cố bằng ximăng thì giá trị trên đạt được trong vòng 1 tháng

Trong phạm vi cọc gia cố , đất bị phá hủy cấu trúc tự nhiên, sau đó được trộn với vôi lỏng hoặc ximăng thành 1 hỗn hợp Các phản ứng hóa học xảy ra, hỗn hợp dần dần phát triển cường độ và trở thành cọc chịu lực Kết quả thí nghiệm cũng cho thấy hệ số thấm của đất vôi và đất ximăng là khá lớn (k=10-2-10-4cm/s) vì thế các cột này làm gia tăng quá trình cố kết của đất nền

1.1.1 Phương pháp dùng ximăng để trộn vào đất yếu

Đây là một trong những phương pháp hiệu quả để gia cố nền đất, phương pháp này áp dụng phổ biến cho các công trình thủy lợi

Hình 1.1 : Công trường thi công cọc đất - XM

Nguyên lí của phương pháp : phụt vào trong lỗ rỗng của đất hoặc khe nứt của đá một lượng ximăng cần thiết theo thiết kế Vữa ximăng được phụt vào trong các lỗ rỗng hoặc khe nứt sau đó cứng lại, có tác dụng làm giảm tính thấm và làm tăng khả năng chịu tải của nền đất hay đá dưới công trình sắp xây dựng

Hình 1.2 : Biểu đồ mô tả phản ứng củc cọc đất – XM và mối quan hệ giữa hàm

lượng ximăng và cường độ

Hiện nay, phương pháp phụt vữa ximăng được ứng dụng nhiều trong lĩnh vực xây dựng vì nó có nhiều ưu việt so với các biện pháp hóa lí khác Khi áp dụng phương này không đòi hỏi kỹ thuật phức tạp mà hiệu quả gia cường nền cao, thiết bị thi công đơn giản, do đó có ý nghĩa kinh tế rất lớn

Chính vì lẽ đó mà phương pháp phụt vữa ximăng để gia cố nền có phạm vi ứng dụng khá rộng rãi, không chỉ trong các công trình thủy lợi, cảng mà còn áp dụng cho các công trình cầu, đường khi gia cường hoặc sửa chữa các trụ cầu trong xây dựng mỏ, khi thiết kế các đường hầm, trong xây dựng công nghiệp khi thiết

kế các công trình chịu tải trọng lớn trên nền đá dăm, sỏi, cuội… hoặc làm giảm tính thấm của các lọai đất, đá đảm bảo cho các công trình làm việc ổn định Để làm tăng hiệu quả của vữa ximăng, có thể thêm vào các chất phụ gia như : cát, bột đá, đất sét, phụ gia hoạt tính như CaCl2

1.1.2 Vật liệu ximăng sử dụng trong đất gia cố:

Khối lượng riêng γa = 3.1 g/cm3

Khối lượng thể tích γo = 1.15g/cm3

Thời gian ninh kết :

Bắt đầu không sớm hơn (phút) : 45 Kết thúc không chậm hơn (giờ) : 10

1.2 Lịch sử phát triển của cọc vôi, cọc ximăng, cọc vôi-ximăng

Từ rất lâu phương pháp trộn vôi, ximăng đã được dùng để cải tạo nền đất yếu Thời cổ La Mã người ta dùng vôi như một chất kết dính liện kết các khối đá

™ Ngay từ những năm 1925, ở Liên Xô đã dùng vôi để cải tạo tính chất của đất phục vụ xây dựng đường giao thông, thủy lợi, các công trình nhà…

™ Vào những năm 1954, IU.B Osipov đã dùng vôi sống để cải tạo tính chất xây dựng của đất Theo ông, vôi sống có khả năng ngưng kết (hoá cứng) trong vòng 5-10 phút ở điều kiện xác định, tức là nó ngưng kết nhanh gấp 50-100 lần vôi tôi

™ Cũng trong năm 1954, công ty Intrusion Prepakt (Mỹ) ứng dụng và phát triển kỹ thuật cọc trộn tại chỗ (MIP-Mix In Place Pile) Vào những năm 1960, qui trình gia cố đất nền bằng vôi trộn đất cho lớp đất mặt dày 1m đã được thực hiện ở Mỹ và Đức bằng cách nhồi vôi vào các lỗ khoan sẵn đường kính 100mm Đến năm 1961, kỹ thuật MIP đã áp dụng tại Nhật Bản với hơn 300.000m dài cột dùng gia cố hố đào và kiểm soát mực nước ngầm Tiếp tục

đến những năm đầu của thập niên 70, công ty Seiko Kogyo đã thực hiện thành công kỹ thuật tường ngăn SMW (Soil Mixture Wall)

™ Năm 1967, viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu (PHRI-Port and Habour Reseach Institute) thuộc bộ giao thông vận tải Nhật Bản bắt đầu tiến hành thí nghiệm trong phòng sử dụng vôi cục hoặc vôi bột để xử lí cải tạo đất biển bằng phương pháp Deep Lime Mixing (DML) – phương pháp trộn dưới sâu Đề tài nghiên cứu do Okumura Terashi chủ trì :

Ä Nghiên cứu phản ứng xảy ra giữa vôi và đất biển Ä Nghiên cứu việc chế tạo các thiết bị trộn phù hợp Những thiết bị trộn được trộn sử dụng đầu tiên để thử nghiệm gần sân bay Hameda

™ Cũng vào năm 1967, Kjeld Paus, Linden Alimak AB và Byggproduktion AB tiến hành nghiện cứu trong phòng thí nghiệm và ngoài thực địa cho phương pháp cột vôi Thụy Điển để xử lý đất sét yếu dưới nền đường

™ Năm 1973, Abelev đã mô tả phương pháp xử lí nền đất áp dụng ở Barnul ở Buston.Ơû Buston, người ta xử lí lớp bùn sét dày 30m

m các tim cột cách nhau 2m Hàm lượng nước của đất sét giảm trung bình 5%, các thông số của cường độ kháng cắt C’=12-21KPa và φ’ =13-14

%2623,

/16

γ

0 đến 37KPa và φ’ =17-200 và modul biến dạng của đất giữa các cột tăng từ 1000-1600KPalên 2900-3800KPa Ơû Buston, người ta tiến hành thí nghệm chất tải trước và sau khi xử lí nền đất sét ( ) với cột vôi đường kính 0,265m dài 5m Kết quả thí nghiệm bàn nén hiện trường thực hiện 36 ngày sau khi xử lí đã cho thấy rõ hiệu quả của phương pháp

C’=30-%2825,

/18

™ Cũng vào năm 1974, người ta tiến hành thí nghiệm với cọc vôi tại sân bay Ska Edeby, Thuỵ Điển với cọc dài 15m, đường kính 0,5m

™ Năm 1975, PHRI đã nghiên cứu phát triển phương pháp trộn ximăng dưới sâu (CDM – Cement Deep Mix) bằng việc xử dụbg vữa ximăng lỏng và áp dụng xử lí 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 DJM – Deep Jet Mix Trộn phun khô sử dụng bột ximăng khô hoặc đôi khi vôi sống Giai đoạn đấu tiên thử nghiệm thành công vào năm 1980

™ Cũng vào năm 1976, ở Ấn Độ,Hunad S.M Etel thuộc Viện Kỹ Thuật và Công Nghệ Shri và tiếp sau đó là Swarajyamal Hunad đã nghiên cứu và đề xuất sử dụng côt vôi để xử lí nền đất yếu trương nở là loại đất phổ biến khap miền Trung Ấn Độ

™ Năm 1977, ở Thụy Điển Viện Địa Kỹ Thuật Thụy Điển SGI (Swedish Geotechnical Insititute) đã xuất bản lần đấu tiên cuốn sách hướng dẫn thiết kế cọc vôi Kỹ thuật này bao gồm việc trộn tại chỗ với tỉ lệ 6% vôi sống với đất sét mềm bằng máy khoan Kết qảu ghi nhận được là sau một năm cường độ đạt được gấp 50 lần cường độ đất chưa xử lí Các cọc vôi cũng trở nên thấm nước hơn đất chưa xử lí và chúng làm việc như 1 giếng cát

™ Năm 1980, phương pháp DJM được áp dụng thực tế cho các công trình ở Nhật Bản

™ Năm 1983, tại Helsink Phần Lan, Eggstad xuất bản báo cáo State of the art về hiệu quả gia cố của cọc vôi

™ 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, Miura đã kết luận là việc cải tạo nền đất sét yếu Ariake ở Nhật Bản bằng cách trộn vôi sống có hiệu quả với đất sét ven bờ hơn là đất sét ở trên bờ

™ 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 qui trình Colmix trong đó việc thi công trộn và đầm chặt đất – ximăng 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 trộn ứơt

™ Năm 1989, tại Thụy Điển việc sử dụng cọc hỗn hợp vôi + ximăng (LCC – Lime Cement Column) phát triển

™ Năm 1990, tại Phần Lan người ta sử dụng thiết bị trộn mới sử ximăng và vôi

™ Năm 1990, giáo sư Tersashi ngừơi 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 gồn thành phầnh xỉ, thạch cao, hoặc cement đang được sử dụng thực tế tại Nhật Bản

™ Năm 1991, Viện Khoa Học Bungari công bố các kết quỉa nghiên cứu tại Bungari về gia cố bằng cọc đất – ximăng

™ Trong thập niên 1990, việc sử dụng phương pháp gia cố sâu cho nền đất bằng cọc vôi – cement đã gia tăng ở Nauy

™ 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 qui mô lớn trong phòng thí nghiệm để phân tích các nhân tố ảnh hưởng phản ứng hoá cứng trong đất sét gia cố sử dụng các chất trộn mới như xỉ, tro bay núi lửa (fly ash)…

™ 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, qui trình đảm bảo chất lượn , phương pháp thi công

™ Năm 1995, tại Thụy điển có 1 công trính tiêu biểu đó là từ tháng 1 đến tháng 11 công ty Hercules thi công hệ thống cọc đất – ximăng 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 :

Ä Số lượng cọc đất – ximăng : 12.000 cặp Ä Khối lượng cọc đất – ximăng : 170.000 m Ä Chiều dài trung bình của cọc đất – ximăng : 14,6m Ä Chiều cao lớn nhất của nền đất đắp : 1,5m

Ä Kích thước cọc : φ 600mm Ä Hàm lượng chất pha trộn : 30Kg/m vôi - ximăng Ä Tỉ lệ pha trộn vôi – ximăng : 50/50

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

™ Từ 1975 đến 1996, đã có hơn 5.000.000 m cọc đất – vôi và đất –ximăng 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 sử dụng cọc đất – vôi –cement trong thực tiễn

™ Năm 1997, trong dự án xây dựng mới hệ thống đường bộ E18/E20 Arboga – Orebro – Thụy Điển, công ty Hercules đã thi công đến 800.000m cọc đất – ximăng Công việc gia cố cọc đất – vôi – cement hoàn thành vào năm 1999, tòan bộ dự án hoàn thành vào năm 2000 Chủ đầu tư của công trình là NCC Anylaggning

™ Từ tháng 10/1997 đến 12/1998 công ty Hercules đã thi công cọc đất – ximăng cho dự án đường bộ giữa Slyte và Grasnas :

Ä Chủ đầu tư : The Swedish National Roads Adminitration Ä Nhà thầu : NCC – AB

Ä Số lượng cọc đất – ximăng : 140.000 cặp Ä Khối lượng : 730.000m

Ä Chiều dài trung bình của cọc : 5,2m Ä Chiều cao lớn nhất của nền đất đắp : 4m Ä Kích thước cột : φ 600mm

Ä Hàm lượng chất pha trộn : 23Kg/m vôi/ximăng Ä Tỉ lệ pha trộn vôi/ximăng : 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 về DMM (Dry Mix Method International 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 cứuvề 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 cọc đất – ximăng 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 lí thuyết và thực tiễn của việc sử dụng phương pháp gia cố DMM trong gia cố nền đất Hội nghị đã tổng kết như sau :

Ä Trong hơn 20 năm qua DMM đã được xem là phương pháp rất có hiệu quả ở vùng Scendinavia Hầu hết việc sử dụng DMM là cho công trình đường giao thông, gia cố nền đất cho hệ thống đường sắt

Ä Đến nay đã có hơn 30 triệu m cột gia cố được sử dụng ở các quốc gia Bắc Aâu

Ä Phương pháp phát triển DMM sẽ dẫn đến một phương pháp hiệu quả và kinh tế hơn và sẽ được áp dụng rộng rãi ngoài bán đảo Scendinavia

Ä Phương pháp gia cố sâu là phương pháp có lợi thế hơn những kỹ thuật khác cả về yếu tố môi trường, thời gian thi công và giá thành thi công

Ä Trong suốt thời gian 3 ngày của hội nghị Stockholm nhiều đề tài quan trọng liên quan đến DMM gia cố sâu nến đất đã được trình và thảo luận bao gồm các lĩnh vực ứng dụng : cho nền đất gia cố thi công, thiết kế, thông số địa kỹ thuật

Ä Hội nghị được tài trợ bởi Uỹ Ban Kỹ Thuật Gia Cố Nền Đất Technical Committee TC – 17 Ground Improvement, Hiệp hội quốcá tế về Cơ học đất

và Địa kỹ thuật ISSMRE (International Society of Soil Mechanic and Geotechnical Engineering)

1.3 Một số kết quả nghiên cứu và ứng dụng thành công trong việc xử lí nền đất yếu cọc đất - ximăng trên thế giới

Theo báo cáo của các nhà khoa học trên thế giới, việc xử lí nền đất bằng cọc đất - ximăng cho nền đất yếu đạt được những kết quả như sau :

• Trong lượng đơn vị của đất hữu cơ, đất sét nhạy (độ nhạy >15), và than bùn thông thường được tăng lên với hàm lượng ximăng khi đất có độ ẩm ban đầu cao

• Với hàm lượng vôi khoảng 2% có tác động đáng kể đến giới hạn dẻo và chỉ số dẻo của đất (Bell và Tyrer 1989) Theo Sherwood (1967) giới hạn dẻo của đất sét London tăng từ 24% đến 42% với 4% hàm lượng vôi

• Độ ẩm tự nhiên của mẫu sẽ giảm nhanh trong quá trình vôi tôi Theo Assarson, 1972, độ ẩm có thể giảm từ 20%-30%

• Độ bền chống cắt gia tăng nhanh chóng khi gia cố đất với ximăng Độ bền chống cắt của hỗn hợp đất ximăng gia tăng nhanh trong khoảng thời gian 1 tháng sau đó tăng chậm dần Độ bền chống cắt khi gia cố ban đầu với 10% vôi sẽ thấp hơn 10% vôi/ximăng và 10% ximăng

• Khi trị số độ bền chống cắt thấp (<100KPa) thì thí nghệm trong phòng thường cho kết quả thấp hơn so với ngòai hiện trường (theo Ahnberg, 1994)

• Với độ bền chống cắt lớn (từ 200 KPa) trở lên thì chênh lệch giữa thí nghiệm trong phòng và ngoài trời càng lớn Lúc đó độ bền chống cắt thí nghiệm trong phòng cho kết quả cao hơn

Hình 1.3 : Quan hệ giữa ứng suất cắt và thời gian

1.4 Một số nghiên cứu và ứng dụng trong nước về giải pháp cọc đất - ximăng

1.4.1 Các kết quả nghiên cứu trong nước

Năm 1961-1962, cơ quan tiến hành những nghiên cứu sớm nhất ở Việt Nam về đất gia cố vôi dùng trong xây dựng mặt đường là bộ môn Đường trường Đại Học Bách Khoa (nay là bộ môn Đường ô tô và Đường Thành Phố trường đại học xây dựng Hà Nội) Tiếp đó nhiều cơ quan nghiên cứu khác như viện Kỹ thuật Giao Thông (nay là Viện Khoa Học Công Nghệ Giao Thông Vận Tải), viện thiết kế bộ giao thông , đã thực hiện đề tài này trong phòng thí nghiệm và trên các đọan đường thử nghiệm : Trần Hưng Đạo, Đại Cồ Việt – Hà Nội Ngoài ra, trước năm 1975, giải pháp xử lí nền đường gia cố vôi cũng được áp dụng cho tuyến đường QL4 (nay là QL1A) từ thành phố Hồ Chí Minh đi Cần Giờ

Khoảng giữa thập niên 70, trong hiệp định hợp tác song phương công ty Linden – Alimark (Thụy Điển) đã xuất khẩu sang Việt Nam một giàn khoan thi công cọc vôi LPS4 trong số 6 dàn sản xuất đợt đầu ở Thụy Điển Dàn thi công

cọc vôi này có thể thi công đạt độ sâu tới 8m Công suất thi công cọc khoảng 300 m cọc/ngày

Trong một vài năm gần đây, một vài công ty xây dựng ở Việt Nam có sử dụng thiết bị mua từ hãng Hercules AB Thụy Điễn để thi công cọc ximăng theo phương pháp DJM xử lý nền móng cho các bồn chứa dầu ở đồng bằng sông Cửu Long (chẳng hạn ở Khu Công Nghiệp Trà Nóc) Phương pháp dùng cọc ximăng cho trường hợp vừa nêu với chiều dày lớp đất yếu trên 30m tỏ ra hiệu quả hơn về thời gian và giá thành so với các giải pháp khác như cọc bê tông cốt thép, đệm cát trên nền cừ tràm

1.4.2 Các kết quả ứng dụng trong nước

¾ Vĩnh Trung Plaza (Đà Nẵng)

- Công trình này Công ty Đức Mạnh làm chủ đầu tư - Tập đoàn TENOX KYUSYU là đơn vị thiết kế và thi công - Vĩnh Trung Plaza (Đà Nẵng) rộng trên 13.000m2

- Khoảng 2.765 cọc đất – ximăng, đường kính là 800mm, chiều dài cọc 17m

Hình 1.4 : Vĩnh Trung Plaza (Đà Nẵng)

¾ Cụm Cảng Hàng Khơng Cần Thơ

- Công trình này do Cụm cảng Hàng không Miền Nam, Cục Hàng không dân dụng Việt Nam, Bộ Giao thông vận tải là chủ đầu tư

- Công ty thiết kế và tư vấn xây dựng công trình hàng không ADCC thiết kế - Công ty xây dựng công trình hàng không – ACC thi công

- Tổng diện tích 108.000 m² - Chiều dài cọc đất – ximăng 6m, ịđường kính 600mm, mật độ 1cọc/m² - Hàm lượng ximăng : 65kg/md (230kG/m³)

Hình 1.5 : Thi công Cụm Cảng Hàng không Cần Thơ

¾ Đường cao tốc Đơng – Tây

Hình 1.6 : Đường cao tốc Đông - Tây

- Dự án có chiều dài toàn tuyến 21,89km, đi qua địa bàn các quận 1, 2, 4, 5, 6, 8, Bình Tân và huyện Bình Chánh, cải thiện hệ thống giao thông nội thị hiện đang quá tải Có đại lộ Đông – Tây, các phương tiện giao thông ra vào cảng Sài Gòn để đi và về các tỉnh miền Đông và miền Tây sẽ là con đường huyết mạch nối với các tỉnh Đồng bằng sông Cửu Long, tạo thành mối liên kết chặt chẽ các địa phương trong vùng kinh tế trọng điểm phía Nam

- Tiêu chuẩn đường: cấp 1 - Vận tốc thiết kế 80km/h - Sử dụng cọc đất/ximăng gia cố nền - Cọc có đường kính 600mm, dài 16m - Dự án có tổng mức đầu tư 660.660 nghìn USD tương đương 9.863 tỷ VND

- Liên danh Obayashi Corporation - PS Mitsubishi trúng thầu thi công

1.5 Một số khó khăn trong việc xử lí nền đất yếu hiện nay

Giải pháp móng cọc : gây ra hiện tượng nền nhà sau thời gian sử dụng sẽ bị vồng lên hay lõm xuống do sự cố kết của nền đất yếu ngay bên dưới nền nhà chưa được xử lí

Giải pháp giếng cát, bấc thấm : hạn chế về mặt thời gian thi công do quá trình chất tải để cố kết nền đất yếu Hơn nữa trong thi công bấc thấm rất dễ gây gãy bấc thấm Từ đó không làm thoát nước cho nền đất yếu cần xử lí

Giải pháp bơm hút chân không dễ gây ra hiện tượng nền đất yếu gần mặt đất bị nứt nẻ

1.6 Đề xuất hướng nghiên cứu cho đề tài

Theo Broms (1984) đề nghị ở Đông Nam Aù, ximăng dùng sẽ thích hợp hơn vôi vì các nguyên nhân sau : giá thành ximăng thấp hơn vôi, khó lưu giữ vôi sống ở điều kiện khí hậu nóng và ẩm, độ bền cực hạn của vôi bị hạn chế

Vì thế, giải pháp trộn đất - ximăng sẽ có hiệu quả hơn đối với khu vực khí hậu nóng và ẩm

Trong luận văn này học viên sẽ thí nghiệm nén một trục trong phòng để xác định cường độ chịu nén của mẫu đất gia cố bằng ximăng Từ đó sẽ nghiên cứu sự khác biệt về cường độ của cọc đất ximăng khi thí nghiệm trộn trong phòng và ngoài hiện trường

Nghiên cứu sự gia tăng cường độ của cọc đất – ximăng so với cường độ của đất chưa gia cố

Trên thế giới, đặc biệt Thụy Điển, Nhật Bản, các nhà thiết kế sử dụng giải pháp cọc vôi, vôi/ximăng, ximăng để xử lí nền đất yếu Tại Việt Nam, giải pháp này còn khá mới mẻ, đặc biệt trong việc ứng dụng xử lí nền đất yếu cho công trình dân dụng, giao thông Vì thời gian có hạn nên trong luận văn này học viên sẽ nghiên cứu ứng dụng phương pháp cọc đất - ximăng để xử lí nền đất yếu dưới nền đường, trong đó đi sâu về giải pháp cấu tạo của cọc đất ximăng

CHƯƠNG 2 - CẤU TẠO VÀ PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN GIA

CỐ ĐẤT YẾU BẰNG CỌC ĐẤT – XM DƯỚI NỀN ĐƯỜNG

2.1 Một số dữ liệu về cọc đất - ximăng

Qua thời gian nghiên cứu ứng dụng và phát triển của phương pháp trộn khô, các nhà khoa học đã đưa ra một số dữ liệu về cọc đất - ximăng như sau :

- Đường kính cọc đất - XM : từ 0,5m đến 1,2m (thông thường là từ 0,6m đến 1m) - Chiều dài lớn nhất của cọc đất - ximăng : từ 16m đến 33m

- Aùp lực tiếp xúc với đất của cọc đất - ximăng 50 KPa đến 116 KPa - Lượng chất kết dính : 80 đến 240 kg/m³ đất gia cố

- Cường độ của đất sau khi gia cố bằng cọc đất - ximăng có thể đạt từ 100 KPa đến 1500 KPa

- Tỉ lệ diện tích đất gia cố bằng cọc đất - ximăng so với diện tích đất không được gia cố từ 0,1 – 0,3 Tại Nhật có thể lên đến 0,5

- Khoảng cách giữa các cọc đất - ximăng thường từ 0,8m đến1,8m 2.2 Sơ đồ bố trí cọc đất - ximăng trên mặt bằng

2.1c)

2.1d)2.1e)

Hình 2.1 : Sơ đồ bố trí cọc đất - ximăng trên mặt bằng

- Hình 2.1a, 2.1b cọc đất - ximăng bố trí theo dạng đơn - Hình 2.1c cọc đất - ximăng bố trí theo dạng hàng - Hình 2.1d cọc đất - ximăng bố trí theo dạng lưới - Hình 2.1e cọc đất - ximăng bố trí theo dạng khối Tùy theo điều kiện tác dụng của tải trọng mà các cọc trong khối gia cố được bố trí theo dạng riêng lẻ, dạng hàng, dạng lưới, dạng khối

ƒ Dạng đơn: Cọc được bố trí theo lưới ô vuông hay lưới tam giác, thường dùng cho việc gia cố các khối đất đắp nền đường hoặc các công trình có tải trọng thẳng đứng lớn

ƒ Dạng hàng: Thường được bố trí để gia cố các hố đào, các công trình mái dốc, các công trình có lực ngang tác dụng lớn

ƒ Dạng lưới và dạng khối: Bố trí cho các công trình xây dựng dân dụng công nghiệp, các cọc được bố trí bên dưới móng công trình

2.3 Một số giải pháp gia cố nền đất yếu dưới nền đường 2.3.1 Gia cố nền đất yếu dưới nền đường bằng hệ thống giếng cát

Hình 2.2 : Gia cố nền đất yếu dưới nền đường bằng hệ thống giếng cát

2.3.2 Gia cố nền đất yếu dưới nền đường bằng hệ thống bấc thấm

Hình 2.3 : Gia cố nền đất yếu dưới nền đường bằng hệ thống bấc thấm

Hình 2.4 : Mô hình thoát nước theo phương ngang – Kết cấu áo đường cấp I

2.3.3 Gia cố nền đất yếu dưới nền đường bằng hệ thống cọc đất ximăng

Hình 2.5: Gia cố nền đất yếu dưới nền đường bằng hệ thống cọc đất ximăng

Hình 2.6: Bố trí cấu tạo hệ cọc trên mặt bằng

- Nền đất yếu dưới đường gia cố với cọc đất - ximăng - Chiều dài của các cọc thay đổi từ 5m đến 10m Các cọc bố trí theo lưới hình

vuông Một số cọc có chiều dài từ 10m đến 20m xuyên vào lớp sét dẻo mềm - Các cọc đất - ximăng có đường kính là 0,6m khoảng cách giữa các cọc đất -

ximăng là 1,5m

2.4 Một số đặc trưng cơ lí của đất gia cố ximăng

Nhiều yếu tố ảnh hưởng đến độ bền chống cắt, tính nén và tính thấm của đất yếu gia cố bằng ximăng, chẳng hạn như độ ẩm, thành phần cỡ hạt, loại khoáng vật sét, khả năng trao đổi ion, hàm lượng hữu cơ, giới hạn chảy, giới hạn dẻo, và chỉ số dẻo của đất

¾ Loại đất yếu, phân bố cỡ hạt, và chất kết dính :

Hiệu quả của việc xử lý nền bằng ximăng sẽ kém khi độ ẩm và hàm lượng hữu cơ gia tăng Chỉ số dẽo của đất càng lớn thì khả năng cải tạo nền càng kém Cải tạo nền hữu cơ bằng ximăng hiệu quả hơn cải tạo bằng vôi

Hiệu quả của ximăng sẽ giảm dần khi hàm lượng sét và chỉ số dẽo gia tăng Một cách tổng quát, khi độ linh hoạt của sét càng lớn thì cường độ của đất xử lý bằng ximăng càng thấp Đối với đất trộn ximăng thì cường độ này phụ thuộc chủ yếu vào sự ximăng hóa trong quá trình thủy hợp

Sự gia tăng độ bền theo thời gian thì thông thường cao nhất với các loại đất bùn sét cố kết thông thường Độ bền gia tăng rất ít với đất hữu cơ gia cố bằng vôi Đối với đất hữu cơ, bùn sét gia cố bằng ximăng thì hợp lí

¾ Trọng lượng đơn vị:

Trọng lượng đơn vị của đất hữu cơ, đất sét nhạy (độ nhạy >15) và than bùn thông thường tăng lên với ximăng khi đất có độ ẩm ban đầu cao Trong khi đó trọng lượng đơn vị của đất không hữu cơ, sét và bùn thường bị giảm

¾ Giới hạn chảy, giới hạn dẻo, chỉ số dẻo:

Giới hạn dẻo được tăng lên với ximăng, trong khi đó chỉ số dẻo thường bị giảm Tối thiểu 2% ximăng thường được sử dụng tác động đáng kể đến giới hạn dẻo và chỉ số dẻo Giới hạn dẻo thông thường gia tăng theo thời gian và theo hàm lượng ximăng

¾ Độ ẩm :

Độ ẩm trong đất gia cố bằng ximăng giảm do quá trình thủy hóa Lượng nước cần thiết cho quá trình thủy hóa ximăng vào khoảng 20% trọng lượng khô ximăng Vì thế độ ẩm giảm 2% khi hàm lượng ximăng là 10% Trung bình độ ẩm giảm 2,6% khi hàm luợng ximăng (50/50) là 10%

¾ Thay đổi thể tích :

Cọc đất ximăng trương nở trong suốt quá trình thủy hoá Một phần nước cung cấp bởi đất không gia cố xung quanh các cọc đất - ximăng cho quá trình thủy hóa Thể tích đất gia cố tăng khoảng 85% thể tích ximăng sử dụng Do trương nở thể tích, áp lực đất xung quanh các cọc gia cố bằng ximăng sẽ tăng Aùp lực này làm cố kết đất yếu không gia cố giữa các cọc đất - ximăng

¾ Độ bền chống cắt không thoát nước:

Tùy thuộc vào hàm lượng ximăng dùng gia cố, độ bền chống cắt của cọc đất - ximăng thường đạt khoảng 100 đến 200KPa Độ bền chống cắt của cọc đất vôi sẽ nhỏ hơn cọc đất - ximăng

¾ Modul nén:

Modul nén của cọc đất - ximăng theo Goransson và Irsson (1994) bằng khoảng 20MPa bởi thí nghiệm ép tĩnh trên các cọc đất - ximăng tại hiện trường Trị số modul nén có thể đạt từ 120 MPa đến 150 MPa tại áp lực bằng một nửa khả năng chịu tải cực hạn của cọc đất - ximăng có đường kính tương ứng là 0,5m

(Kivelo 1994)

2.5 Phương pháp tính toán cho cọc đất - ximăng 2.5.1 Cách xác định các kích thước cơ bản

2.5.1.1 Xác định khoảng cách giữa các cọc đất xi măng, s(m)

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

Xét theo quan điểm kinh tế, khoảng cách giữa các cọc liền kề càng lớn thì giá thành của phương án xử lý sẽ càng rẻ Do vậy khoảng cách giữa các cọc liền kề phải được tính toán thiết kế cho phù hợp Nếu các cọc được bố trí theo lưới ô vuông thì khoảng cách giữa các cọc được xác định theo công thức tham khảo tài liệu số [10] như sau:

)fH f

Qs

sqfs

pω+γ

Trong đó:

- Qp - khả năng chịu tải của mỗi cọc trong nhóm cọc; - ffs - hệ số riêng phần đối với trọng lượng đơn vị của đất, ffs = 1.3;

- fq - hệ số riêng phần đối với ngoại tải, fq = 1.3; - H - chiều cao của nền đắp;

- ωs- ngoại tải tác dụng

a) Bố trí theo lưới ô vuôngb) Bố trí theo lưới tam giác

Hình 2.7: Các phương án bố trí cọc đất xi măng trên mặt bằng

2.5.1.2 Phạm vi bố trí nhóm cọc

Vùng cọc gia cố phải 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 2.11) giới hạn mép của đầu cọc được xác định theo biểu thức tham khảo tài liệu số [10], trang 146 như sau:

- - góc so với phương thẳng đứng của đường nối mép ngoài cọc ngoài cùng với vai nền đắp, (Hình 2.11)

pθ

Hình 2.8: Phạm vi bố trí nhóm cọc

Hình 2.9: Sơ đồ xác định Lp, Ls

2.5.2 Khả năng chịu tải của cọc đất - ximăng đơn 2.5.2.1 Theo phá hoại vật liệu cọc

Khả năng chịu tải của cọc đơn theo vật liệu cọc được quyết định chủ yếu bởi khả năng chịu cắt và được quyết định bởi vị trí các cọc và dạng phá hoại

Vị trí cọc được phân thành 3 nhóm Nhóm thứ nhất nằm trong vùng chủ động, nhóm thứ hai nằm trong vùng cắt, và nhóm thứ ba nằm trong vùng chủ động – mặt trượt được lý tưởng hóa bởi 3 mặt phá hoại ( A-B; B-C; C-D ) (Hình 2.12)

Dạng phá hoại thì phụ thuộc vào nhiều yếu tố, chẳng hạn như độ bền chống cắt của cọc và độ bền chống cắt của đất không gia cố xung quanh cọc, chiều cao nền đường, chiều sâu và hướng cung trượt, đường kính cọc, chiều dài cọc và khoảng cách giữa các cọc

Hình 2.10: Các mặt trượt giả định

Các dạng phá hoại của cọc theo Kivelo như sau:

ƒ Dạng a, b - Độ bền cắt và độ bền nén của cọc bị vượt qua; ƒ Dạng c, d, e - khả năng kháng uốn của cọc bị vượt qua;

ƒ Dạng f, g, h - khả năng chịu lực ngang của đất không gia cố xung quanh cọc bị vượt qua

Dạng hSh

Dạng gSgSf

Dạng fDạng e

SeSd

Dạng dSc

Dạng cSb

Dạng bDạng a

Sa

Hình 2.11: Các dạng phá hoại có thể của cọc đất ximăng

Khi cọc ứng xử phá hoại theo dạng độ bền cắt và độ bền nén của cọc bị vượt qua thì khả năng kháng cắt của cọc chủ yếu chịu chi phối bởi độ bền cắt của vật liệu cọc

9 Dạng phá hoại a:

Khi ứng suất pháp dọc theo mặt trượt nhỏ hơn ứng suất pháp tới hạn σcrit thì khả năng chống cắt không thoát nước tức thời Sa của cọc được tính toán:

- Cho cọc nằm trong vùng chủ động: 2 Cu.soil Ntan u.col

cos4

d

απ

- Cho cọc nằm trong vùng cắt: 2 Cu.col Ntan u.col

4d

Trong đó

ƒ α -góc hợp bởi mặt trượt giả định và mặt phẳng nằm ngang; ƒ Cu.col, φu.col - lực dính, góc ma sát không thoát nước của vật liệu cọc Khi ứng suất pháp dọc theo mặt trượt vượt quá ứng suất pháp tới hạn σcrit thì độ bền chống cắt không thoát nước của vật liệu cọc không phụ thuộc vào lực dọc trục mà phụ thuộc vào tổng áp lực hông σh:

(C2

Eln

1[C

usoilusoil

usoilusoil

ho

υ−+

+σ=

Trong đó

ƒ σho - áp lực đất ngang tổng ban đầu

- Khi υ = 0,5 (ứng với trường hợp σho = σvo) và khi Eusoil = 55 Cusoil thì:

d

απ

Trong đó

ƒ Kp - hệ số áp lực đất bị động ƒ σhcrit - áp lực ngang tới hạn tác dụng lên cọc ƒ Trị số của σhcrit có trị số vào khoảng 100 kPa – 150 kPa, được xác định

bởi thí nghiệm nén 3 trục không thoát nước

9 Dạng phá hoại b:

Với dạng phá hoại b, lực dọc trục của cọc đạt đến độ bền nén của cọc trong vùng lân cận của mặt trượt Giả thiết rằng ứng suất theo phương thẳng đứng và theo phương ngang là ứng suất chính, lúc này khả năng chống cắt Sb của cọc dọc theo mặt trượt trong vùng chủ động (khi σh < σhth):

απ

cos4

d

9 Với các dạng phá hoại khác:

Khi cột ứng xử như dạng phá hoại giả định c, d, e, f, g, h, lực dọc trục và lực ngang tác dụng lên cọc cũng như độ nghiêng của mặt phá hoại có ảnh hưởng lớn đến khả năng chống cắt của cọc

Khả năng chịu tải cực hạn tức thời khi phá hoại cọc theo Bergado:

Độ bền cực hạn lâu dài của cọc có thể nhỏ hơn độ bền ngắn hạn bởi hiện tượng từ biến (creep)

Độ bền từ biến của cọc lấy: Qcreep, col = 65% - 85% Qult, col.

2.5.2.2 Khả năng chịu tải theo đất nền

Khả năng chịu tải giới hạn ngắn hạn của cọc đơn trong đất sét yếu được quyết định bởi sức kháng cắt của đất sét yếu bao quanh (đất phá hoại) hay sức kháng cắt của vật liệu cọc (cọc phá hoại) Theo tài liệu của D.T.Bergado thì khả năng chịu tải giới hạn ngắn hạn của cọc đơn được xác định theo công thức sau:

Trong đó:

ƒ d - đường kính của cọc; ƒ Lcol - chiều dài cọc;

được xác định bằng thí nghiệm ngoài trời như thí nghiệm cắt cánh hoặt thí nghiệm xuyên côn

Giả thiết là sức cản mặt ngoài bằng độ bền không thoát nước của đất sét

sức cản do ma sát mặt ngoài của cọc đơn ít nhất cũng tương ứng với độ bền cắt không thoát nước của đất sét yếu bao quanh khi Cusoil nhỏ hơn 30kN/m2 Khi độ bền cắt không thoát nước vượt quá 30kN/m2, thì độ bền cắt bớt đi 0.5Cusoil, thường dùng để tính sức cản mặt ngoài Sức chịu ở chân cọc treo (cọc không đóng vào tầng nén chặt) thường thấp hơn so với sức cản mặt ngoài Sức chịu ở chân cọc sẽ lớn khi cọc cắt qua tầng ép lún vào đất cứng nằm phía bên dưới có sức chịu tải cao Phần lớn tải trọng tác dụng sẽ truyền vào lớp đất ở dưới qua đáy cọc Tuy nhiên, sức chịu ở chân cọc không thể vượt quá độ bền nén của cọc

Trong trường hợp chịu tải là cọc đã bị phá hoại thì vật liệu cọc được xem tương tự như một lớp đất sét cứng nứt nẻ Nhận xét này dựa trên sự quan sát thí nghiệm chịu tải trên các cọc đơn đã được đào lên; phá hoại xảy ra dọc các mặt liên kết mà ở trong cọc có nở hông và độ bền cắt dọc theo mặt liên kết hay khe nứt sẽ quyết định độ bền nén chứ không phải là độ bền cắt của hỗn hợp sét ở dạng cục hay hợp thể 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 bởi thí nghiệm xuyên hay cắt cánh, giới hạn này vào khoảng 2 hay 4 lần độ bền cắt dọc theo mặt liên kết khi xác định bởi thí nghiệm nén có nở hông

- Khả năng chịu tải giới hạn ngắn ngày do cọc bị phá hoại ở độ sâu z: - Theo tài liệu của Bergado: Qult,col = Acol(3.5Cucol + Kbσh) (2-13) - Theo Swedish geotechnical society: σult,col = 2Cukcol + Kbσh (2-14) - Trong đó Kb : Hệ số áp lực bị động; Kb = 3 khi ϕult, col = 30o

Giả thiết góc ma sát trong của đất là 30o Hệ số Kb = 3 tương ứng hệ số áp lực bị động khi ϕult, col = 30o Cũng giả thiết là σh = σp + 5Cusoil Trong đó σp là tổng áp lực của các lớp phủ bên trên Công thức này được dùng khi thiết kế có xét đến áp lực tổng của các lớp phủ bên trên, vì áp lực đất bị động thay đổi khi chuyển vị ngang lớn

Do hiện tượng rão, độ bền giới hạn lâu dài của cọc thấp hơn độ bền ngắn hạn Độ bền rão của cọc Qcreep,col từ 65% đến 85% của Qult, col Giả thiết quan hệ biến dạng – tải trọng là tuyến tính cho tới khi rão, có thể dùng quan hệ này để tính sự phân bố tải trọng screep, col và môđun ép của vật liệu cọc – tương ứng độ dốc của đường quan hệ Khi vượt quá độ bền rão, tải trọng ở cọc được coi là hằng số

2.5.3 Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm cọc đất - ximăng

Sự phá hoại quyết định bởi khả năng chịu tải của khối với các cọc đất –ximăng hay khả năng chịu tải của khối ở rìa khi các cọc đặt xa nhau

CtbMẶT PHÁ HOẠI

PHÁ HOẠI CẮT CỤC BỘ

PHÁ HOẠI KHỐI

a Phá hoại toàn khối b Phá hoại cắt cục bộ

Hình 2.12: Phương thức phá hoại của nhóm cọc đất ximăng

Trường hợp sự phá hoại quyết định bởi khả năng chịu tải của khối với các cọc đất – ximăng lúc này sức chống cắt được tính theo

Trong đó:

ƒ B,L và H lần lượt là chiều rộng , chiều dài và chiều cao của nhóm cọc ƒ Hệ số 6 dùng cho móng chữ nhật khi chiều dài lớn hơn chiều rộng nhiều, ƒ Hệ số 9 dùng cho móng vuông

Công thức (2.15) có thể biến đổi về dạng chung cho nền nhiều lớp:

1 i

BLC)96(C

∑Khả năng chịu tải giới hạn xét theo sự phá hoại cục bộ ở rìa khối cọc đất–xi măng phụ thuộc vào độ bền chống cắt trung bình của đất:

lb2.01(C5,5

Trong đó :

ƒ b,l chiều rộng và chiều dài vùng chịu tải cục bộ ƒ Ctb độ bền cắt trung bình dọc theo bề mặt phá hoại giả định

Đường bao phá hoại trong thí nghiệm xuyên hay cắt cánh được biểu diễn

trên hình bên dưới

Hình 2.13: Đồ thị phá hoại giả định của đất được ổn định bằng cọc đất ximăng

2.5.4 Độ lún tổng cộng

Độ lún tổng cộng lớn nhất của nền gia cố bằng cọc đất - ximăng là tổng của độ lún cục bộ khối được gia cố Δh1 và độ lún cục bộ của khối đất không ổn dịnh nằm ở dưới khối Δh2 Có hai trường hợp nghiên cứu khi tính độ lún tổng cộng ¾ Trong trường hợp thứ nhất (trường hợp A), tải trọng tác dụng tương đối nhỏ và

cọc chưa bị rão

Hình 2.14: Tính toán lún khi chưa vượt độ bền giới hạn rão của cọc đất ximăng

Độ lún cục bộ phần cọc đất - ximăng Δh1 được xác định theo giả thiết độ tăng ứng suất q không đổi suốt chiều cao khối và tải trọng trong khối không giảm:

=Δ

soilcol

q.h

⎜⎝⎛

σσΔ+σ+

σσ+

=

v'

voic'vo

'pirn

1

i2

'lg

Clg

Ce1

rC

ƒ i - chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún; c

Cƒ - ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất tự nhiên

nằm trên lớp i; '

voσ

ƒ ' - gia tăng ứng suất thẳng đứng;

vσΔƒ ' - ứng suất tiền cố kết;

pσ

ƒ ( Các trị số áp lực này được xác định tương ứng với độ sâu z ở chính giữa lớp đất yếu i )

¾ Xét trường hợp khi đất ở trạng thái chưa cố kết xong dưới tác dụng của tải trọng bản thân tức là σ’

vo >σ’p và khi đất ở trạng thái cố kết bình thường σ’

v

=σ’p thì công thức (3-29) chỉ có số hạng Ci

c (khôngtồn tại số hạng Ci

r ) ¾ Xét trường hợp đất ở trạng thái quá cố kết σ’v < σ’p thì tính độ lún Δh2 sẽ có

2 trường hợp: • Nếu Δσ’

v > σ’p - σ’v : áp dụng công thức (3-29) với cả hai số hạng • Nếu Δσ’

v < σ’p - σ’v : áp dụng công thức sau

∑

⎤⎢

⎢⎣⎡

σσΔ+σ+

virioi

e1

H

Các thông số Ci

r Cic và σ’

p đượcxác định thông qua thí nghiệm nén lún không nở hông đối với các mẫu nguyên dạng đại diện cho lớp đất yếu i theo hướng dẫn ở TCVN 4200-95

Tỷ số giảm lún β là tỷ số giữa độ lún tổng cộng ở dưới đáy khối đã được gia cố với độ lún khi không có cọc đất - ximăng và được tính theo quan hệ:

soilcol

soilE)a1(aE

E−+=

¾ Trong trường hợp thứ hai (trường hợp B), tải trọng tác dụng tương đối cao và tải trọng dọc trục của cọc tương ứng với trạng thái rão

Hình 2.15: Tính toán lún khi vượt độ bền giới hạn rão của cọc đất ximăng

Trong trường hợp này, tải trọng tác dụng quá lớn nên tải trọng dọc trục cọc tương ứng với giới hạn rão Tải trọng tác dụng được chia ra làm hai thành phần, phần q1 truyền cho cọc và q2 truyền cho đất xung quanh Phần q1 được quyết định bởi tải trọng rão của cọc và tính theo biểu thức:

BLnAq colcreep

Aq = σ với c là khoảng cách cọc (2-23) Độ lún Δh2 dưới đáy khối gia cố được tính cho cả q1 và q2, với giả thiết tải trọng q1 truyền xuống dưới đáy khối gia cố, tải trọng q2 tác động lên mặt

Phần tải trọng q2 = q - q1 dùng để tính toán độ lún cục bộ Δh1 của khối gia cố Độ lún này được xác định bằng cách chia khối gia cố thành nhiều lớp, độ lún của mỗi lớp được tính toán một cách riêng rẽ với giả thiết q2 đặt trên mặt đất

2.5.5 Chênh lệch lún

Chênh lệch lún sẽ nhỏ khi ứng suất cắt trung bình theo chu vi khối được gia cố nhỏ hơn độ bền cắt trung bình của đất xung quanh cọc, biến đổi góc α giữa hai dãy cọc tỷ lệ thuận với ứng suất cắt trung bình τtb theo chu vi của khối gia cố và môđun kháng cắt trung bình Gđ biểu thị trong quan hệ sau:

đtb

G

τα = (Broms & Borman 1979, Bergado 1996) Trong đó: Gđ =

)1(2

Eđđ

υ+ ; Khi υđ = 0.3 thì Gđ = 0.38MđĐộ lún lệch lớn nhất thường xuất hiện trong giai đoạn đầu của quá trình chất tải trước khi bắt đầu quá trình cố kết của đất yếu xung quanh cọc Độ bền chống cắt trung bình τtb và mođun kháng cắt Gđ thì giảm theo thời gian Từ các kết quả thí nghiệm của Broms & Borman đã chỉ ra rằng độ giảm của τtb thì nhiều hơn so với độ giảm của Gđ dẫn đến độ lún lệch ban đầu sẽ giảm theo thời gian, do đó độ lún lệch lớn nhất sẽ được tính vào thời điểm khi bắt đầu chất tải

Ứng suất cắt và độ lún lệch lớn nhất thường xuất hiện dọc 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 chủ yếu truyền cho nền đất xung quanh dọc theo chu vi khối Vì thế giả thiết rằng lực cắt tổng dọc theo chu vi của khối thì chống đỡ khoảng 80% tải trọng q của kết cấu bên trên và khoảng 20% còn lại thì được truyền trực tiếp xuống đất yếu không gia cố nằm phía dưới đáy của khối gia cố Cho nên: