Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Mô phỏng và phân tích ứng xử của hệ cọc CDM dưới nền đất đắp trên cơ sở so sánh với thí nghiệm quay ly tâm

Luận văn nảy tập trung vào phân tích kết quả nghiên cứu của các tác giả Nhật Bản, những ngườiđã tien hành hang loạt các thí nghiệm quy ly tâm dé nghiên cứu ổn định nội va ngoạicủa nên da

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCMTRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

ANGUYEN NGOC ANH

MO PHONG VA PHAN TÍCH UNG XU CUA HE COC

CDM DƯỚI NEN DAT DAP TREN CƠ SO SO SANH VỚI

THI NGHIEM QUAY LY TAM

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình ngầmMã sô: 60580204

LUẬN VĂN THẠC SỸ

CÔNG TRÌNH NÀY ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠITRƯỜNG ĐẠI HỌC BACH KHOA - ĐHQG TP.HCMCán bộ hướng dẫn khoa học: TS Trần Tuan Anh

Cán bộ cham nhận xét 1: - (St Sc S2 St S3 E838 E9EEEEEE5EEEEEEEeEEEEeErerersrd

Cán bộ cham nhận xét 2: - LG te S2 ES3 S3 E983 E8 1552855855858 E512 E51 se

Luận văn thạc sỹ được bảo vệ tai Trường Đại học Bách khoa, ĐHQG TP HCM ngày¬ tháng năm 2015

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

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành

sau khi luận văn đã được sửa chữa (nêu có).

CHỦ TỊCH HỘI ĐÔNG TRƯỞNG KHOA

ĐẠI HỌC QUOC GIA TP.HCM CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAMTRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc lập — Tự do — Hạnh phúc

NHIỆM VU DE CUONG LUẬN VĂN THAC SY

Ho tén hoc vién: Nguyén Ngoc Anh MSHV: 13090070

Ngày, thang, năm sinh: 06/9/1986 Noi sinh: Da NangChuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trinh ngam Mã số: 60580204

Email: ngocanh869¢gl@gmail.com Điện thoại: 0908.203.245

I TÊN DE TÀI:MÔ PHONG VA PHAN TICH UNG XỬ CUA HE COC CDM DUOI NEN DAT

DAP TREN CO SO SO SANH VOI THI NGHIEM QUAY LY TAM.Il NHIEM VU VA NOI DUNG

1 Nhiém vu

- Nghiên cứu phương pháp cải tao nên đất yếu bang phương phương pháp nhóm cọc

đât trộn sâu (Deep Mixing).- Nghiên cứu cơ chê làm việc của cọc đât trộn sâu.

- Nghiên cứu sự làm việc của hệ cọc DM dưới nền đất dap thông qua các kết qua

nghiên cứu rút ra từ thí nghiệm mô hình quay ly tâm (centrifuge test model).

- Mô phỏng và phân tích sự làm việc và ứng xử của nhóm cọc băng phương pháp phần

tử hữu hạn theo những mô hình thí nghiệm đã nêu trên và so sánh kêt qua Rút ra kếtluận.

2 Nội dung

- Mở đầu.- Chương 1: Mô hình thí nghiệm quay ly tâm của hệ cọc CDM dưới nền đất đắp.- Chương 2 Ôn định của hệ cọc CDM

- Chương 3 Đánh giá Ôn định.- Chương 4 Mô phỏng sự làm việc của hệ cọc CDM bang phương pháp phân tử hữu

hạn (FEM).

- Kết luận và kiến nghị

- Tài liệu tham khảo.

Ill NGÀY GIAO NHIỆM VU:Iv NGAY HOAN THANH NHIEM VU:

Tp HCM, ngày 12 thang 12 năm 2014

CÁN BO HƯỚNG DAN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO

(đã ký) (đã ky)

TS TRAN TUAN ANH TS LE BA VINH

LOI CAM ON

Trước tiên xin gửi lời cảm ơn chân thành tới quý thay cô trong Bộ môn Địa cơ

- Nên móng Quy thay cô đã nhiệt tình truyên dat cho học viên những kiên thức quýbáu, tao mọi điêu kiện giúp đỡ học viên trong thời gian vừa qua.

Học viên xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc tới thầy Tiến ¢ Trần Tuan Anh,người đã giúp đ ỡ, chi dẫn tận tinh và luôn quan tâmđ Ong viên tinh thần trong thờigian học viên được thầy giảng dạy môn học và hướng dẫn thực hiện Luận văn Thầyđã định hướng đề tài, chỉ dẫn những tài liệu, kiến thức quý báu cho học viên Đồngthời, thầy đã truyền đạt cho học viên hiểu được phương thức tiếp cận và giải quyết mộtvan dé khoa học, đây chính là hành trang qui giá mà học viên sẽ gìn giữ cho quá trìnhhọc tập và làm việc tiếp theo của mình

Xin chân thành cám ơn Ban giám hiệu nhà trường, trường Đại học Bách Khoa,Phòng Đào tạo Sau Dai học đã giúp đ 6 và tạo mọi điêu kiện thuận lợi cho học viêntrong suôt quá trình học tập.

Cuôi cùng, xin cảm ơn gia đình, cơ quan và bạn be thân hữu đã động viên, giúpđỡ học viên trong thời gian học tập vừa qua.

Tp HCM, thang 6 năm 2015

HỌC VIÊN

Nguyễn Ngọc Anh

TOM TAT LUẬN VĂN THẠC SY

Phương pháp trộn sâu (DMM), một kỹ thuật xử lý đất sâu ở hiện trường sử dụng chatkết dính xi-măng hoặc vôi thường được áp dụng để cải tạo đất mềm Kiểu cải tạo bằngnhóm cọc được áp dụng rộng rãi cho nên đất dap hoặc kết cấu nhẹ Quy trình tính toáncho cải tạo nên được thiết lập chủ yếu áp dụng cho đập (nên đất đắp) có 2 việc phântích ôn định được tính toán: 6n định ngoại và 6n định nội Ở ồn định ngoại là dạng pháhoại sụp đồ, khi các cọc trộn sâu nghiêng theo hiệu ứng Domino, có the xay ra thay vi

dang pha hoại trượt khi cường độ cọc còn kha cao Plrong pháp thi ết kế hiện hành

không tính đến dạng phá hoại này Ở 6n định nội, các coc DM cho thấy nhiều kiểu phá

hoại khác nhau: cắt, uốn và kéo Tuy nhiên, phương pháp thiết kế hiện hành không kếthợp ảnh hưởng của những dạng phá hoại này, mà chỉ có dạng phá hoại cắt Luận văn

nảy tập trung vào phân tích kết quả nghiên cứu của các tác giả Nhật Bản, những ngườiđã tien hành hang loạt các thí nghiệm quy ly tâm dé nghiên cứu ổn định nội va ngoạicủa nên dat được cải tạo kiểu nhóm cọc dưới tải trọng đập (nền đất đắp) Đồng thời

học viên tiến hành mô phỏng lại một số trường hợp thí nghiệm bằng phương phápphân tử hữu hạn để kiểm tra và phân tích ứng xử (phần mềm Plaxis) của hệ cọc CDM.

Kết quả cho thấy nền cải tạo không phá hoại theo kiểu phá hoại trượt mà theo dạngphá hoại sụp đỗ ở ôn định ngoại, không phá hoại theo dang phá hoại cắt mà theo dạngphá hoại uốn ở 6n định nội

ABSTRACT

The Deep Mixing Method (DMM), a deep in-situ soil stabilization technique usingcement and/or lime as a binder, has been often applied to improve soft soils Groupcolumn type improvement has been extensively applied to foundations of embankmentor lightweight structures A design procedure for the improved ground has beenestablished mainly for application of embankment, in which two stability analyses areevaluated: external stability and internal stability For the external stability, 1t is knownthat a collapse failure pattern, in which the DM columns tilt like dominos, could takeplace instead of a sliding failure when the column strength is relatively high Thecurrent design method, which does not take into account this failure pattern For theinternal stability, it is found that the DM column shows various failure modes: shear,bending and tensile failure However, the current design does not incorporate the effectof these failure modes, but only the shear failure mode This thesis focuses onanalyzing the research results of the Japanese author, who conducted a series ofcentrifuge model tests to investigate the external and internal stabilities of groupcolumn type improved ground under embankment loading I also conduct to simulatesome model test cases by Finite Element Method (FEM) (Plaxis Software) to checkand analyze the behavior of piles CDM system The study revealed that the improvedground does not fail with a sliding failure pattern but rather with a collapse failurepattern in the external stability, and does not fail with a shear failure pattern but ratherwith a bending failure pattern in the internal stability.

LỜI CAM ĐOAN

Học viên cam đoan luận van nay là trung thực, không phải là sản phầm ăn cap cuaLuận văn nào khác.

MỤC LỤC9007100057 9

¬ cae eee eee aaa eee eee AA EEE GAGA Š ŠÊ“^ (A1112 11LD, CGiuni 20 11

NGUYEN LÝ CUA THÍ NGHIEM QUAY LY TÂM - 2.2.2 111 21211121215111152111521 18x 141.2 NHUNG THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH QUAY LY TÂM ¿-¿-¿- 5£ 2 zSE‡EEeEEEEkkererkrkrkd 17

2.1.2 Thao luận - cecceecccccccccucececeececcecuseeeeceecececeusececeececeeeuaseeeceeceeeeeastteteseceteuaatetetereeerenens 28

2.1.2.1 Đánh giá ổn định của nền không cải a0 ceescscescssssesesssssssessseesssssesssseseesssessssnseeseseaeees 282.1.2.2 Sự đánh giá phá hoại trượt cho NEN cải tạO ác cc St S 1S S HH SE nreg 282.1.2.3 Sự đánh giá của phá hoại sụp đỗ cho nền cải tạO ¿- 5: 5c SE rkrxerrreeh 312.1.2.4 Anh hưởng của tỷ số diện tích cải tạO -¿- 5: St SvxE2kEEErkeErrkrrrrrxerrrxrrrrrred 352.1.2.5 Anh hưởng của đường kính cọc DM ¿5-5622 Sz2t‡E+EExexeErkererrxerrrxrrrrered 382.1.3 Tổng hợp c c n2 T1 n1 n1 HH HH HH HH HH HH HH HH HH HH tt rrg 382.2 ÔN ĐỊNH NỘI (INTERNAL STABILITY) sssscssssessssssssssscsssssssssssessssssssssessssssesssssssessscssesseessseseees 392.2.1 Các kết quả thí nghiệm 11 SE 1111111211111 111211112101 2 E2 tt HH HH tr ryt 392.2.1.1 Áp lực và chuyển vị của đập ¿ ¿6 5+2 St E211 11111 1xeErrkrrrrrred 392.2.1.2 Áp lực đập lúc phá hoại nên và bề rộng cải tạO - cesses 5z S222 ‡EkeEEkckrkerrree, 42

2.2.1.3 8000 43

2.2.1.4 Biến dang nÊn - 5:6 St S33ỀEEEE E121 1121111 1117111111111 1.1111 1.re 442.2.1.5 Sự phân bố chuyển vị ngang - ¿6 +53 t2 SEEExEEEEEEEEEEEEEEErrkrrrkrkrrrrkrrrrrred 452.2.1.6 Ứng suất đứng trên đỉnh CAC CỌC ¿+ ¿2525222 ‡EEEx#EEEEEEEEEEEEErkrkerrkrrrrkrkrrrrrred 462.2.1.7 Ty số tập trung ứng Suất - 62-5221 x St 2111211711111 711T11 1.1 482.2.1.8 Sự phân bố momenf uốn CUA CỌC -:- Sc SE E1 SE SE SE SE SE SE TH TT HH cty 482.2.1.9 Quan hệ ứng suất dọc/momenf uÕn ¿- ¿c5 tk E*E SE EEESEEkSEEEESEEESEEEEEEEkEkEkrrrkrke 50

2.2.2 Thảo luận Q2 Q1 n2 111111111 g tt 15T n ng TT TT 11T 11T u 51

2.2.2.1 Sự phá hoại cung trượt tròn cho nên cải TAO cececcececcscececcsceccsceccseesescscescaecstscestsceecaeeeaees 512.2.2.2 Dạng phá hoại cắt của NEN cải fẠO - các St Sà 1x SET 1T E HE T HT TH HH rkg 522.2.2.3 Phá hoại uốn cho nền cải †ạO - ¿ - 6 SE SE SE SE SE EEE SE KTS KT TH ngu 562.2.2.4 Ảnh hưởng của tỷ lệ diện tích cải {ạO - - - c1 HH ngu 612.2.2.5 Ảnh hưởng của tỷ số tập trung ứng SuẤT ¿ ¿6552232 St‡x‡EErtererxrrsrerrrrrrrred 612.2.2.6 Ảnh hưởng của đường kính COC - 565552 St2E‡EEEt‡x‡EEEEEEEEEEEEEEEkrkrrrkrrrrkrrrrrrrred 622.2.3 TOng 077 ii 63Chương 3 DANH GIÁ ON ĐỊNH - ¿6 2t n3 22111 3119112121 1211111111171111111T.1E111T TT 643.1 Các dang phá hoại giả định trong phương pháp thiết kế hiện hành 2-52 S2cscE 2z £2zsz2 64

3.1.1 Dạng phá hoại †rƯỢT - c1 11111 1H SH ng nen 643.1.2 Dạng phá hoại cung †rƯỢT FÒT - «<< 111v ST SH KH HH HH 64

3.2 Các dang phá hoại được giả định trong phương pháp thiết kế dé xuất 5 cssszs+2 6S3.2.1 Dang phá hoại sụp đỗ (collapse failure Mode) ¿-¿- 5: 52 22+ E££££E£E+EeEzErkzseree 653.2.2 Dạng phá hoại cắt (shear failure mo đ€) - ¿- ¿52 S22 S£x‡EvEEExeEerrvererxrxrrrrrrees 66E0 g0 00 TT 663.3 Các đặc trưng của các phương pháp thiết kế hiện hành 5222 1S E1E5211EEE122E11x2E2E te 663.3.1 Diéu kién nén duoc 0401908900100 66

3.3.2 Các đặc trưng của phân tích cung truOt fTÒI - - - c1 111gr, 67

3.4 Các đặc trưng của các dang phá hoại trượt, sụp đổ, cắt và uốn va so sánh với phân tích cung

z0 2 0 cece —— ằ.ằ 69

3.4.1 Ảnh hưởng của cường dO CỌC ¿- 5-6 St S3S S2 SEEEE 2E 1E EEEEErkrrrrrrrrrris 693.4.2 Ảnh hưởng của tỷ lệ vùng cải tạO ¿s55 22t SE 2vEE 22 RE EEEEETEkrrrrrrrrrrrrris 733.4.3 Ảnh hưởng của đường kính COC ¿5-6 St SE‡E‡EEExEEEEEEEEEEEkeErrkrkrrrrkrrrrkrrrrees 773.4.4 Ảnh hưởng của ty số tập trung Ứng SUẤT csseeseesesssessssteeesssesestesesesestesteeeseseaess 81

3.5 Khả năng của biên độ an toàn 2212222201111 1211111550111 1112211111101 1 11155011111 k khu 84

3.5.1 Ảnh hưởng của sự cố Kết nÊỀn ¿+ 55s 2E+EEEE£EEEEEEEEEEEEEEEEETEEEErrErrkrkrkrrrrrrreee 853.5.2 Ảnh hưởng của điều kiện đất nên ¿5-2552 SEE2EEEEEEEEEEkrErrkrrrrerkrrrrrrrrees 863.5.3 Ảnh hưởng của lớp bề mặt cứng (Surface CTUSf) - ¿+5 2 55s+5£cx+Ev£zt+rrxrxerrvrreee 87

4.1 Mô hình mô phỏng

4.2 Các thông số đầu Vào -¿- ¿+ tt E231 1211111117171111111E11E1111111.1 11T TxrrkdDỰ KIÊN KẾT LUẬN VÀ KIÊN NGHỊ (SE SE SE 3E E8 SE SE SE RE E tre rreuTÀI LIỆU THAM KHẢO

MỞ ĐẦU

1 Đặt vẫn đềCác lớp đất yếu thường bat gặp ở các dự án xây dựng Do vay, một số lượng lớn cáckỹ thuật cải tạo đất đã được phát triển để gia cố các lớp địa chất yếu nay Phương pháptrộn sâu — Deep Mixing Method (DMM) — một kỹ thuật cải tạo đất hiện trường sửdụng chất kết dính xi măng/hoặc vôi, được phát triển ở Nhật Ban va các nước Bắc Au,thường được áp dụng để cải tạo đất yếu

So với các phương pháp cải tạo nền khác, kỹ thuật trộn sâu hiện trường có ưu điểmnhư cường độ lớn trong vòng một tháng, ít tác động có hại đến môi trường và có khảnăng áp dụng cao nhiều loại đất nào nếu loại và hàm lượng chất kết dính được lựa

chọn thích hợp Sự ứng dụng của nó bao trùm cả ở trên cạn và dưới nước, từ gia cường

nền của công trình, chong đỡ dap, làm kết cầu tường chăn và trang bị và nâng cấp cơ

sở hạ tang, giảm nhẹ moi nguy hiểm của sự hóa lỏng, các công trìnhđ ảo nhân tạo vàkiểm soát tham Do tính ứng dụng lớn như trên, ở Nhật Bản, từ năm 1975 đến 2010 có

đến tong số khoảng 104.4 triệu mỶ đất được gia cỗ bang phương pháp trộn sâu hiện

trường.

Nhiều nỗ lực nghiên cứu được thực hiện để nghiên cứu các khía cạnh khác nhau của

phương pháp trộn sâu ở các nước nảy Nhiều tác giả đã tiễn hành những những nghiên

cứu lớn về các đặc tính cơ học của đất được xử lý bằng xi mang hoặc vôi va phát hiện

cường độ nén của đất xử lý xi măng lớn hơn nhiều so với đất mềm; module đàn hồi

cao, thường ở mức vai nghìn MN/m’, biến dạng khi phá hoại cũng ở mức rất nhỏ Tráivới cường độ nén, cường độ uốn và kéo ở giá trị tương đối nhỏ

Phương pháp thiết kế hiện hành cho các công trình co sử dụng các cọc đất trộn sâu giacô bang xi măng/vôi hiện này chủ yếu dựa trên sự phân tích 6n định trượt ngang của ca

hệ cọc (ồn định ngoạn) và phân tích sự phá hoại cọc theo phương pháp cung trượt tròn(ồn định nội) Tuy nhiên, thực tế, sự ôn định và phá hoại của hệ cọc CDM gia cỗ nêncông trình lại rat đa dang và phức tạp, phụ thuộc nhiều yếu tố như: điều kiện nên đất,

hàm rong xi mãng/nước, ty lệ diện tích cai tạo, bề rộng cải tạo, cường độ cọc, đườngkính cọc, Những van đề trên cần được nghiên cứu cụ thé dé đánh giá.

2 Mục tiêu nghiên cứu

Mô phỏng va phân tích sự làm việc của hệ coc CDM dưới nền đất dap bằng phương

phương pháp phân tử hữu hạn trên cơ sở so sánh với các thí nghiệm mô hình quay lytâm Qua đó dé xuât phương pháp đánh giá sự làm việc của hệ cọc CDM phù hợp vớithực tê hơn so với phương pháp thiệt kê hiện hành.

3 Phương pháp nghiên cứu

Đề nghiên cứu những nội dung trên, học viên đã lựa chọn phương pháp sau:- Nghiên cứu công nghệ thi công phương pháp trộn sâu tạo các cọc gia cô vôi/xi măng

- Nghiên cứu sự hình thành cường độ va làm việc cua cọc CDM.

- Phân tích, đánh giá sự là việc của hệ cọc CDM dưới nên đất đắp băng cách mô phỏng

các mô hình thí nghiệm quay ly tâm une hinh thu nho cua he coc CDM + công trình)

4 Y nghĩa khoa học của đề tàiĐề tải này vận dụng các kết quả nghiên cứu dựa trên thực nghiệm bằng mô hình thínghiệm quay ly tâm Việc vận dụng những ưu điểm lớn của thí nghiệm mô hình quay

ly tâm cùng những giải pháp thong minh của các tác gia để có thể quan sát, đo đạc,đánh giá sự làm việc, ôn định, trạng thái ứng suất — biến dạng của hệ cọc CDM cải tạonền của lớp đất đắp từ những giai đoạn đầu tiên của quá trình chịu tải cho đến khi phá

hoại và sau phá hoại cho cái nhìn vừa tổng quan, vừa chỉ tiết và hết sức giá trị vé sự

làm việc thực tế của hệ cọc Từ đó, đề xuất những giải pháp tính toán mới phù hợp vớithực tế hơn và gợi mở những hướng nghiên cứu về nhiều ứng dụng thực tế khác củacọc CDM.

5 Giá trị thực tiễn của đề tàiPhương pháp trộn sâu (tạo ra các hệ cọc dat gia cô bang các chất liên kết vô co) đã có

những ứng dụng to lớn ở các nước tiên tiên như Bac Au và Nhật Ban Nó ding đãđược nhiêu áp dụng ở Việt Nam từ những năm dau thê kỷ 21.

Năm 2001, tập đoàn Hercules của Thụy Dién hop tác với Công ty CP Phát triển kỹ

thuật xây dựng (IDC) thuộc Tông công ty xây dựng Hà nội đã thi công xử ly, nén

móng cho 08 bể chứa xăng dau có đường kính 21m, cao 9m (dung tích 3000m° /bé)

của công trình Tổng kho xăng dầu Cần tho bang cọc đất xi măng Từ năm 2002 đến

2005 đã có một số dự án bắt đầu ứng dụng cọc CDM vào xây dựng các công trình trên

nền đất, như: Dự án cảng Ba Ngòi (Khanh Hoada s ử dụng 4000m cọc CDM cóđường kính 0,6m, gia cô nên móng cho nhà máy nước huyện Vụ Bản (Hà Nam), xử lýmóng cho bồn chứa xăng dầu ở Đình Vũ (Hải Phong), dự án thoát nước khu đô thi Dé

Sơn - Hải Phòng, dự án sân bay Cần Thơ, dự án cảng Bạc Liêu, các dự án trên đều sử

dụng công nghệ trộn khô, độ sâu xử lý trong khoảng 20m.

Tại Tp Hồ Chí Minh, cọc CDM được sử dụng trong dự án Đại lộ Đông Tây, buildingSaigon Times Square Hiện nay, các kỹ sư lãng Orbitec đang dé xuất sử dung cọcCDM để chống mất 6n định công trình hỗ bán nguyệt — khu đô thị Phú Mỹ Hưng, dựán đường trục Bắc — Nam (giai đoạn 3) cũng kiến nghị chọn cọc CDM xử lý đất yếu.Với những ứng dụng to lớn trên, việc hiểu sâu hơn về sự làm việc của hệ cọc CDM là

cân thiệt, góp phan có đánh giá va tính toán ngày càng hợp lý hơn.

6 Phạm vi nghiên cứu của đề tàiDo tính rộng rãi và phức tạp trong các ứng dụng của phương pháp cọc CDM, đề tải chỉ

tập trung vào nội dung phân tích sự làm việc của hệ cọc CDM cải tạo nên sét mêmdưới thân đập (lớp đât đăp) trên cơ sở so sánh với các kêt quả thí nghiệm mô hìnhquay ly tâm đã được các tác giả Nhật Bản thực hiện.

Chương 1 MO HÌNH THÍ NGHIỆM QUAY LY TAM CUA HE COC

CDM DƯỚI NÉN ĐẤT ĐẮP

1.1 Giới thiệu

Các lớp đất mềm thường bắt gặp ở các dự án xây dựng Do vậy, một số lượng lớn cáckỹ thuật cải tạo đất đã được phát triển để gia có các lớp địa chất yếu nay Phương pháptrộn sâu — Deep Mixing Method (DMM) - một kỹ thuật cải tao đất hiện trường sửdụng chất kết dính xi măng/hoặc vôi, được phát triển ở Nhật Ban va các nước Bac Au,thường được áp dụng dé cải tạo đất mềm Nhiều nỗ lực nghiên cứu được thực hiện đểnghiên cứu các khía cạnh khác nhau của DMM ở các nước này Nhiéu tác giả đã tiếnhành những những nghiên cứu lớn về các đặc tinh cơ học của đất được xử lý bang ximăng hoặc vôi và phát hiện cường độ nén của đất xử lý xi măng lớn hơn nhiều so vớiđất mém; module đàn hồi cao, thường ở mức vài nghìn MN/m’, biến dạng khi phá hoạicũng ở mức rất nhỏ Trái với cường độ nén, cường độ uốn và kéo ở giá trị tương đối

nhỏ.

Một máy trộn sâu đặc biệt sử dụng để xử lý đất hiện trường cơ bản gồm vài lưỡi xoắnva 1 hệ thống cung cấp chất kết dính Hết một quá trình, đất được xử lý dạng cọc được

tạo ra trong nên Nén cải tạo theo kiểu cọc, nhiều cọc được bố tri thành hang và sắp

theo dạng tam giác hoặc chữ nhật, được áp dụng rộng rãi cho nền móng của đập (kè)hoặc những kết cấu nhẹ Quy trình thiết kế nền cải tạo theo kiểu nhóm cọc DM &được lập ở Nhật Bản chủ yếu áp dụng cho nền của đập 2 sự phân tích ồn định được

đánh gia trong phuong pháp thiết kế hiện hành như thé hiện ở Hình 1: 6n định ngoại

và On định nội Ở ôn định ngoại, khả năng phá hoại trượt được tính toán, nơi mả cáccọc DM và đất sét ở giữa dịch chuyển ngang trên lớp đất cứng mà không có sự sắp xếplại của các cọc Ở phân tích 6n định nội, phá hoại kiểu gãy đ ô được tính toán bang

phân tích cung trượt tron, noi mà các coc DM được gia định pha hoại theo dang cắt

Đập

ii11

Coc xi mang | Nén sét- dat trộn sau |

:

1i

i

A ,

Lớp đât cứng

Tất ca các cọc dich chuyên ngang về phía trải

(a) Ôn định ngoại (phá hoại trượt)

J4

Cọc xi măng Nên sét

- đât trộn sâu

(b) Ôn định nội (phá hoại gãy đổ) LỚP dat cứng

Hình 1 Kiểu phá hoại giả định của nền cải tạo kiểu trộn sâu trong phương pháp thiết

kế hiện hành

Với 6n định ngoại, Kitazume (1991 và 2000) ath we hiện một loạt các thí nghiệmquay ly tâm lên ôn định của đập nước trên nên cải tạo kiểu cọc trộn sâu đến một lớpđất cứng, và cho thay kiểu phá hoại sụp đỗ (collapse) có thé xảy ra thay vì phá hoại

trượt Trong trường hợp nay, cọc DM nghiêng như hiệu ứng Domino tại đáy, như théhiện ở Hình 2a Điều này nghia là dang phá hoại sụp đồ ít 6n định hơn dạng phá hoạitrượt Phương pháp thiết kế hiện hành không tính đến dạng phá hoại nay, có thé đãđánh giá quá cao 6n định ngoại Kitazume va Maruyama (2005 va 2006) thực hiện mộtloạt các thí nghiệm quay ly tâm khé và dé xuất một phương pháp thiết kế 6n địnhngoại bang cách kết hợp kiểu phá hoại sụp do

Với 6n định nội, Terashi và Tanaka (1983), Miyake (1991), Karatanev (1997),Hashizume (1998) và Kitazume (1996, 1999) tiến hành những thí nghiệm mô hình chothay coc DM thé hién nhiéu dang pha hoai khac nhau: cắt, uốn va kéo, phụ thuộckhông những đất nên và điều kiện tải trọng ngoài mà còn vào vị trí của mỗi cọc, nhưHình 2b và 2c Tuy nhiên, phương pháp thiết kế hiện hành không xét đến ảnh hưởngcủa những dạng phá hoại này, mà chỉ có dạng phá hoại cắt Vi arong độ uốn và kéo

của đất được xử lý nhỏ hơn nhiều so với cường độ nén (Terashi, 1280), phương phápthiết kế hiện hành chỉ dựa trên sức chống cat có thể đánh giá quá cao 6n định nội.(Kitazume va Maruyama, 2007).

Lớp cát

Lớp đất cứng (b) Dạng phá hoại cất cho ôn định nội

(a) Dang phá hoại sup đồ trong ôn định ngoại

Hình 2 Các dạng phá hoạiRõ rang, nền cải tạo phá hoại bởi một trong các kiểu phá hoại phụ thuộc vào điều kiệnnền và tải trọng Mỗi kiểu phá hoại được đặc trưng bởi một đường bao phá hoại riêngtrong một mặt tải Điều hợp lý là nền nên bị phá hoại bởi một trong các kiểu phá hoại

cho sức chịu tải nhỏ nhất ở một điều kiện nhất định Như đã đề cập trên, phương pháp

thiết kế hiện hành không gia định được kiểu phá hoại thích "hợp và dạng phá hoại cóthé cho sức chịu tải nhỏ nhất Tuy nhiên, theo các tác giả biết, có rất ít ghi nhận về sựphá hoại nghiêm trọng hoặc biến dạng lớn trong nên cải tạo kiểu nhóm cọc DM dướithân đập Đây là sự khác biệt trong việc đánh giá quá cao ở phương pháp thiết kế hiện

hành Được biết răng cường độ cọc hiện trường thường cao hơn so với cường độ cọcthiết kế ở Nhật Bản, có thé đem đến biên an toàn cho 6n định nội, nhưng lại không ởồn định ngoại Cần phải có thêm nghiên cứu về cơ chế phá hoại và đánh giá 6n địnhcủa mỗi kiểu phá hoại dạng phá hoại để cải tiến phương pháp thiết kế hiện hành chính

xác hơn.

Bài nghiên cứu này tập trung vào ôn định ngoại và nội của nên cải tạo nơi mà một loạtcác thí nghiệm ly tâm va tính toán số được tiến hành dé nghiên cứu ảnh hưởng của bérộng, tỷ lệ diện tích cải tạo và cường độ cọc của nền cải tạo lên ồn định của đập Ở 6nđịnh ngoại, biến dạng của nền cải tạo được ban chi tiết Ở các thí nghiệm mô hình, sựphát triển của sự phân bố moment uốn trong các cọc DM liên quan đến tải trọng đậpđược đo đạc chi tiết Ở 6n định nội, một loạt các thí nghiệm ly tâm và tính toán sôcũng được tiến hành để nghiên cứu ảnh hưởng của cường độ coc và bề rộng cải tạo.Ngoài các thí nghiệm mô hình ly tâm và các tính toán đơn giản, một tính toán thông số

cứng bề mặt được ban để xác định liệu những thông số này có thé đóng vai tò như

một biên an toàn không được việt ra và đê nghiên cứu tính khả dung của phương phápthiệt kê hiện hành trong việc đánh giá ôn định của nên cai tạo băng cọc DM.

NGUYEN LY CUA THÍ NGHIEM QUAY LY TAM

Thí nghiệm mô hinh quy ly tam, vi kha nang tái hiện cùng mức độ ứng suất ở mô hìnhty lệ nhỏ giống như ở dạng nguyên mẫu, là công cụ hữu ích để nghiên cứu các vẫn déđịa kỹ thuật Những điều kiện lý trởng có thé được tạo ra trong mô hình quay ly tam

dé thuận lợi cho các lời giải giải tích hoặc lời giải số

Xét cau trúc khối đất có kích thước LxBxH như hình vẽ Một máy quay ly tâm giảm tỷlệ mô hình phải chịu một gia tốc : hướng tâm để hiệu chỉnh ứng suất và biến dạng trongmô hình theo đúng ty lệ trong mẫu nguyên dạng.

Với g là gia tốc trọng trường, N là tỷ lệ mô hình

Tỷ lệ nguyên

LÍ:

I

Luật ty lệ mô hình, ap dung cho:

- Ung suat va bién dang

Parameter Mô hình/Nguyên dang

Ung suat 1

Bién dang 1Kích thước 1/N

Dién tich UNThể tích UNKhối lượng UN

Gia toc N* Quy luật ty lệ cho lực:

Theo định luật 2 của Newton: Lực = khối lượng x gia tốc

Gia su nén đất đắp nặng 200T, mô phỏng trong thí nghiệm ly tâm với tốc độ

quay tao ra gia toc hướng tâm là 100g thì trọng lượng mô hình là:

Fmoaa = 2.10/100” = 200 N.Vay chỉ cần áp dụng lực 200N cho mô hình

* Luật tỷ lệ cho năng lượng:

Năng lượng = Công = Lực x Quãng đường.

TNT) Anh hưởng của nô lên kêt câu có thê được nghiên cứu theo cách nay.

* Luật tỷ lệ về có kết:Phương trình vi phân cô kết thấm 3 chiêu:

Do su dung cung loai đất tai hiện trường trong mô hình ly tâm, nên hệ số có kết

C, là băng nhau ở mô hình và nguyên dạng.

(Cy) model/(Cy) prototype =1

Do đó, thời gian cố kết của mô hình va nguyên dang như sau:

Ínodei — Cae — |

2 2

mm (d Ye totype N

Một lớp sét tram tích bién ở Mumbai mat 10 năm dé đạt độ cô kết là 95% Ở thí

nghiệm quay ly tâm ở gia toc 100g, thời gian cân dé đạt cô két 95% là:

tmoaai = 10x365x24x60x60/100” = 31536 s = 8.8 h

1.2 NHUNG THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH QUAY LY TAM

1.2.1 Dụng cụ thí nghiệm

Một loạt các thí nghiệm mô hình đư oc thực hiện bằng máy quay ly tâm địa kỹ thuật

Mark II ở Viện nghiên cứu cảng và cảng hàng không Máy quay ly tâm có bán kính3.8m, trọng tải lớn nhất 2.7 tấn, gia tốc lớn nhất là 113g (g - gia tốc trọng trường) và

sức chịu đựng lớn nhất 300g-tons

Tất cả các thí nghiệm mô hình đư ợc đặt trong một hộp mẫu nặng dưới điều kiện biếndạng phăng (strain plane) mà có kích thước trong là 70cm dai, 20cm rộng, 60cm sâu.Một mặt của hộp mẫu được làm bang thủy tính cho phép trắc ảnh (photographic

measurements) trong quá trình quay.

1.2.2 Chuẩn bị nền mô hìnhHình 3 thể hiện dưới dạng giản đồ một mẫu đặc trưng của việc lắp đặt (setup) nền môhình, với nền sét cỗ kết thường dày 20cm và 5 “hàng cọc DM được mô hình ở Case 7và Case 10 Một đập đất được xây dựng trên nền mô hình băng thiết bị phun cát dạngmưa VỚI với gia tốc 50 gia tốc trọng trường

12345Bane! fiOOOOO | :

ae lô e!IOOOOO | @: đo bang

: d geese | dién bang

=1 1 1 Ề

| A : Hình 3 Lap đặt

= I0 cm nên mô hinh cho

— Nên cát Case 7 va Case 10

với hệ số đồng dạng, Ư,, là 1.38 và cấp phối hạt có hiệu, Dio, la 0.13mm Sét được

dùng cho thí nghiệm là sét Kaolin: các đặc tính kỹ thuật chủ yếu của nó được tổng hợptrong Bang 1.

Bùn sét được bơm vào hộp mẫu, va đượccô kết trước một chiêu băng áp lực đứng 9 8kN/m* trén nén thi nghiém dé tao ra nén

sét day 22cm Sau khi hoàn thành co kết sơ bộ nên sét mô hình phải chịu một gia tốchướng tâm bang 50 gia tốc trọng trường dé cho phép sự cô kết do trọng lượng ban thân

và bề dày nền thành 20cm

Bảng 1 Các đặc tính kỹ thuật của sét KaolinThuộc tính Gia tri

Khối lượng riêng (g/cm’) 2.721

Giới han chảy (%) 59.3Giới han dẻo (%) 26.3

Chi số dẻo 33Hệ số nén 0.49Hệ số cô kết (cm /min) 0.15Tỷ số gia tăng cường độ (c,/p) 0.314

Do sự cô kết trước trong phòng thí nghiệm va sự cô kết do trọng lượng bản thân trong

máy quy ly tâm, nền mô hình có một lớp mỏng sét quá cô kết năm dưới lớp sét cô kết

thường dày Sức chống cat không thoát nước của lớp có kết thường được do trực tiếp

băng thiết bị quay trong gia tốc 50g, và e„ = 1.14xz (KN/m') với c, và z lần lượt là sứcchống cắt không thoát nước (KN/m') và độ sâu (cm) (xem Hình 4)

Sau khi tự cỗ kết, máy quy ly tâm dừng lại một lần để chuẩn bị nền cải tạo cho thí thí

nghiệm Một ông thành mong đường kính ngoài 20mm được xuyên vào nên sét Đất

sét bên trong ống được cần thận lấy ra bằng một mũi khoan nhỏ dé tạo hố và một cọc

DM mô hình được chèn vào sau khi ẩ thao ống Tiến trình đư ợc lặp lại cho đến khi

tạo ra nên cải tạo ở dạng vuông với cự ly 33mm ở Case 2 đến Case 11, hoặc dạng tamgiác đều với cự ly 23mm ở Case 5

(CDIT, 2002), và là lân lượt là 0.28 và 0.56

Sức chỗng cat không thoát nước, cụ (KN/m?)

0 5 10 15 20

||0

DG sau (cm)

Sau khi hoàn thành việc cải tạo đất, cửa số kính trước của hộp mẫu được tháo ra vàđược đánh dau các điểm đích (target) lên lớp mặt của nền sét ở dang ô vuông có cạnh2cm để trắc ảnh Hệ tọa độ của các điểm đánh dẫu được số hóa sau khi thí nghiệm đểthu được bién dạng nên chỉ tiết Ở Case 2 đến 11 như đã trình bay trong Bảng 3, mộtsố đồng hồ đo áp lực đất được đặt trên mặt đỉnh của cọc mô hình và đ ất sét ở giữa đểnghiên cứu hiện tượng tập trung ứng suất trong suốt sự chịu tải của đập.

1.2.3 Các coc DM mo hình

Trong các thí nghiệm mô hình trình bày, 3 loại cọc DM được sử dụng: một ống acrylicvà các cọc được xử lý xi măng, nhr trong Bảng 2 Tổng của 11 thí nghiệm mô hìnhđược tiễn hành như trong Bang 3 Coc mô hình tư ớc (A-column) được sử dụng ởCase 2 đến Case 5 để nghiên cứu ảnh hưởng của ồn định ngoại với việc do moment

uốn, trong khi 2 mô hình sau (coc-Th và cọc- TÌ) được su dụng ở Case 6 đến Case 11

dé nghiên cứu anh hưởng của 6n định nội bang cách mô phỏng sự phá hoại dạng gãyđồ của các cọc DM

Với cọc loại A (A-column), ông acrylic được dùng trong các thí nghiệm mô hình co

đường kính trong 1.6cm, đường kính ngoài 1.9cm và chiêu dai 20cm.

Những phân tích theo phương pháp

phân tử hữu hạn (FEM) cho thay moment chồng uống của ống acrylic đủ lớn dé khôngảnh hưởng đến sự 6n định của nền (Kitazume va Maruyama, 2006) 5 set cua 2 dong

hồ do biến dạng được lắp vào mặt ngoài của một sô ông dé đo sự phân bồ moment uốn(Hình 5) Những cáp nhỏ nối với các đồng hồ đo biến dạng được đặt xuyên bên trong

ống để không làm xáo trộn bề mặt ống Mặt ngoài của tat cả các ống được tạo nhámbăng kỹ thuật sand blasting Những thí nghiệm thêm được thực hiện sau các thínghiệm quay ly tâm, nơi mà các cọc mô hình được kéo ra từ nền sét trong mô hình thínghiệm Theo những kết quả thí nghiệm này lực dính huy động trung bình dọc theocọc xử lý xi măng hầu như giống như sức chống cat không thoát nước của nên sét,trong khi doc theo ống acrylic là khoảng 70% của nền sét Sự khác nhau về lực dínhnay có hiệu ứng không đáng kế đến sự phá hoại sụp đồ (Kitazume và Maruyama,2006) Trong lượng ban thân của các coc được điều chỉnh đến 1 43g/cm” băng cách

bơm vao ống một lượng nhỏ sợi thép silicone hóa học, cái mà tương tự hầu hết đất xửlý xi măng cùng loại.

Các cọc Th va Tl, 2cm đường kính và 20cm chiều dai, được chế tac băng cách sử dụnghỗn hợp sét Kawasaki và xi măng Portland thường Hỗn hop được đỗ vao khuônacrylic 2cm đường kính trong va 25cm chiéu dai Sau khi ché tao, coc duoc kéo rakhỏi khuôn bang một mô-tơ điện dé cài vào nền mô hình Lực dính huy động dọc theococ xi mang dat duoc do bang cách kéo cọc ra khỏi nén sét trong mô hình thí nghiệm.Thí nghiệm cho thay lực dính trung bình hầu như giống với sức chong cắt không thoátnước trong nên sét, mặc dù mặt ngoai cọc không được xử lý nhám (Kitazume và

Maruyama, 2006).

Bảng 2 Các đặc tính kỹ thuật của cọc mô hìnhTên Vật liệu Soi carbon coc mo hinh

duong cuong diéu kién tron cường độ

kính độ Wj aw du O4

(mm — (kKN/m’) (%) (%) (kNm) (kNm')

A acrylic

-Tl đất xử ly 2 62.6 160 12.5 409 132Th_ đấtxử lý 3.2 34.5 160 10 1332 331

Bang 3 Điều kiện thí nghiệm va những kết quả thi nghiệm chính

Điều kiện cải tạo Kêt quả thínghiệm

(cm) hang liệu (KN/m*) (kN/m') (kN /m?)Case 1 0 - - - - 10.8*Case 2 8.6 3 0.28 A - 26.5*Case 3 15.2 5 0.28 A - 42.2*Case 4 21.8 7 0.28 A - 50.0*Case 6 8.6 3 0.28 Tl 425 122 16.9 - 23.7Case 7 15.2 5 0.28 Tl All 131 26.2 - 35.3Case 8 21.8 7 0.28 Tl 391 142 25.4 - 32.6Case 9 8.6 3 0.28 Th 1271 312 33.3 - 49.7Case 10 15.2 5 0.28 Th 1290 367 34.2 - 50.2Case 11 21.8 7 0.28 Th 1434 316 47.9 - 68.5

* được xác định bang curve fitting

Tl-rod Th-rod model column

Hình 6 Coc mô hình va lõi carbon (carbon rod)

Đề phát hiện sự phá hoại cọc trong suốt quá trình chịu tải của đập, một lõi carbon đượcân vào trong các cọc trước khi hóa cứng 2 đầu lõi carbon được kết nối với một sợi cápmỏng dé đo điện trở trong quá trình thí nghiệm Carbon (có lẽ là than chi) có tính dẫnđiện cao, điện trở của nó rất thấp: tuy nhiên, khi bị gãy liên quanđến sự phá hoại gãyđồ của cọc, điện trở sẽ nhảy vọt lên vô cùng Theo đó, việc đo điện trở có thể là chỉ thịđể phát hiện thời điểm phá hoại của cọc, mặc dù vi trí điểm phá hoại sẽ không đượcphát hiện cho đến khi xong thí nghiệm Từ Case 6 đến 11, tất cả các cọc được nhúngvào nền mô hình có 1 lõi carbon, trong khi việc đo điện được điều khiến ở các hàng

cọc b, c va d (xem Hình 3).

Điều kiện trộn cho 2 cọc mô hình được tổng hợp ở Bảng 2 cùng với các đặc tính củalõi carbon Cả 2 cọc có độ âm ban dau, w;, là 160%, nhưng hàm lượng xI măng, aw,được định nghĩa là trọng lượng khô của xi măng trên trọng lượng khô của dat, thì khácnhau 2 loại lõi carbon đư ợc sử dụng Vì lúc đầu không tìm thấy lõi carbon thích hợp

trên thị trường, buộc phải su dụng lõi carbon cường độ cao cho cọc Th, ảnh hưởng

đáng kế đến các thuộc tính kỹ thuật của cọc đất gia cố Sau đó, carbon cường độ thấp,

cái mà không ảnh hưởng nhiều đến các thuộc tính của cọc, được tìm thay trén thitruong va duoc su dung cho coc TI Tất cả các cọc cần thiết cho toàn bộ loạt thinghiệm mô hình, khoảng 300 cọc cho mỗi lần, được chế tạo cùng lúc và thu được cùngthuộc tính cọc trong suốt loạt thí nghiệm nhiều nhất có thể và được bảo dưỡng ở điềukiện âm trong hơn 3 tháng để ngăn sự gia tăng cường độ trong suốt quá trình thí

nghiệm Cường độ nén đơn, q„ và cường độ uốn, øp, của cọc Tl và Th trong Bảng 2

sau khi xử ly (curing) các mẫu tham khảo đường kính 2cm và cao 4 em, và đường kính

2cm và cao 20cm, theo thứ tự Khi lõi carbon có ar ong độ cao, những đặc tính của nó

ảnh hưởng mạnh đến đặc tinh của cọc mô hình Du ong kính lớn của lõi carbon gây ra

cường độ cọc cao ở cọc Th so với cọc Tl ngay cả khi sử dụng hàm lượng xi măng trộn

it hơn Các cọc ấn vao trong nền mô hình đư oc đo cường độ sau khi đào, và kết quađược tổng hợp trong Bảng 2

Hình 7 biểu diễn đường quan hệ ứng suất — biến dạng của các cọc mô hình có lỗi

ứng suất Trong hình, dữ liệu thí nghiệm của đất xử lý xi măng có độ lớn tương tự vềcường độ và điều kiện trộn không có lõi carbondu oc vẽ cùng với dữ liệu về cọc môhình đơn giản dé thé hiện ảnh hưởng của lõi carbon Điều này chỉ ra rằng cọc mô hình

có lõi carbon giòn hơn so với không có lõi carbon.

Hình 7 Đường quan hệ ứng suất biến dạng của các cọc mô hình

Ứn

0)

Hình 8 thé hiện dữ liệu thí nghiệm uốn điển hình trên cọc mô hình đường kính 2cm và

đài 20cm Cac thí nghiệm được thực hiện theo cách tương tự theo thí nghiệm bê tông

(Hội kỹ sư xây dựng Nhật Bản, 2002) Tải trọng đứng tăng theo độ võng đứng, 5, bấtkế loại cọc mô hình Coc TI cho thé hiện giá trị đỉnh thấp hơn tại giá trị 5 nhỏ hơn sovới cọc Th Trong hinh,di én trở của lõi carbon,đư oc chuyển về đơn vị micro, cũn gđược vẽ Sức kháng của mỗi coc tăng dan dan và ít phân tán cho đến khi đạt đến tảitrọng trục đỉnh Tuy nhiên, nó nhảylên vô cùng tại đỉnh tải trọng đứng, cho thấy tínhkhả dung cao của lõi carbon trong việc phát hiện thời điểm cọc phá hoại

Hình 9 cho thay mỗi quan hệ giữa qụ và øp, được đo ở các cọc tham khảo xén đếnchiều dai 4cm cho thí nghiệm q, và 20cm cho thí nghiệm o, Mặc dù có nhiều sự phântán trong số liệu đo đạc cho cọc-Th, thu được tỷ số cường độ trung bình là 0.28, cái mànăm trong dải của nghiên cứu trước (Terashi, 1980).

500

ta

§£ IINH====z=<L====—==L<===-=c⁄ZL======l= &

Cường độ nén don, q, (KN/m?)1.2.4 Tién trính áp tải trong đập

Nền mô hình được xây dựng được đưa vào trường gia tốc có gia tốc gấp 50 lần gia tốctrọng trường (50g), tương ứng với một lớp sét mềm day 10m được gia cổ bởi cọctrộn sau đường kính 1m ở tỷ lệ nguyên dạng Nền mô hinhdu gc cho phép cố kết

bởi trọng lượng bản thân để giảm thiểu hiệu ứng xáo trộn đất có thể xảy ra trong suốtquá trình chuẩn bị nền Tiếp đó, đập mô hình được xây dựng theo từng bước dưới điều

kiện hâu như không thoát nước sử dụng thiết bị phun cát bay: khoảng Icm/30s cho dén

khi nền phá hoại Suốt quá trình đập chịu tai, SỐ gia ứng suất đứng tại lớp mặt của nềnva tại đỉnh các cọc mô hình được đo cũng giống như điện trở của các cọc mô hình, và

biến dạng của nền mô hình đư ợc chụp lại Sau thí nghiệm áp tải, hộp mẫu được tháo

và biễn dạng của các cọc mô hình quan sát trực tiếp.

Một tong của 11 thí nghiệm mô hình được thực hiện sử dung những vat liệu khácnhau và một số thay đối của các cọc Điều kiện thí nghiệm và kết quả thí nghiệm được

tong hop trong Bang 3 Trong loạt thí nghiệm, Case 2 đến 5 liên quan đến 6n định

ngoại với việc đo moment uôn 5 thí nghiệm mô hình đư ge thực hiện với sự thay đổicủa sô hạng cọc DM cùng với nền không được cải tạo Trong loạt thí nghiệm, sô lượnghàng cọc được thay đổi giữa 3, 5 và 7 hàng cọc O Case 2 đến Case 4, số hang cọc thayđối trong khi số lượng giá tri a, vẫn giữ băng 0.28 Ở Case 5, giá tri a, là 0.56 với 5

trong nghiên cứu nay Case 6 dén 11 liên quan đên ônđịnh nội Bê rộng cải tạo được định nghĩa ở đây là mặt ngoài của các cọc ngoài cùngva cọc trong cùng.

2)Áp lực đập, p; (KN/m

Chương 2 ÔN ĐỊNH CUA HE COC CDM2.1 ON ĐỊNH NGOẠI (EXTERNAL STABILITY)

2.1.1 Kết quả thí nghiệm2.1.1.1 Áp lực và chuyền vị của đậpCác đường quan hệ áp lực và chuyển vị đo được của đập được thể hiện ở Hình 10acho nền cải tao với a, = 0.28, cùng với nền không cải tạo Trong hình, trục đứng thé

hiện áp lực đo được tại mặt nên, pe và trung hoành thé hiện chuyển vị ngang tai chân

mái dốc đập, dp, được chuyền đôi về ty lệ nguyên dạng băng cách nhân với gia tốc lytâm Trong nên không cải tạo (Case 1), một chuyển vị ngang tương đối nhỏ xảy ramiễn là p¿ ở mức rất nhỏ, nhưng ồ „ tăng nhanh với sự tăng thêm của pạ Tuy nhiên,

trong nên cải tao (Case 2 đến 4), 5), tăng với sự tăng thêm của p„, nhưng độ lớn của 5,lại nhỏ so với trong nền không cai tạo Độ lớn của ồn trở nên nhỏ hơn khi D tăng.Hình 10b thé hiện ảnh hưởng của a, lên quan hệ giữa p, và , Đường cong pe va dycho Case 3 và 5 hầu như trùng lẫn nhau chỉ ra rằng không có sự khác biệt đáng kể

giữa a, = 0.28 và 0.56 trong trường hợp D = 7.7m ở tỷ lệ nguyên dạng.

100SOL6040200

- x I.0 =Chuyén vi ngang (m) _ Chuyên vị ngang (m) _

(a) Ảnh hưởng của bê rộng cải tạo (b) Anh hưởng của ty lệ diện tích cai tao

Hình 10 Đường quan hệ áp lực đập và chuyền vị ngang2.1.1.2 Áp lực đập lúc phá hoại nền và bề rộng cai tao

Vì không thể thấy cả đỉnh rõ ràng cũng như giá tr ị không doi ở đường cong Pe Va On,quan hệ đo được được vẽ theo ty lệ ban logarith dé phat hién su pha hoai nén trongHình 11 cho Case 3 Có thé thấy 1 điểm uốn rõ ràng ở trong hình Bang cách hiệu

chỉnh phan dau và cuối của đường cong bang 2 đường thăng, áp lực đập lúc phá hoại,

Per, được định nghĩa như là giao điểm của 2 đường thang trong hình, và được tong hợp

ở Bảng 3 Quan hệ giữa per và D được vẽ trong Hình 12 cho tất cả các case thínghiệm Có thể thấy Per tang dan dan với sự tăng của D Nhu dé cập ở trên, pep của nền

cải tạo với a, = 0.56 hầu như giống với a, = 0.28.

1.0

Ap lực đập, p, (kKN/m?)0.010 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0

Biến dạng nên thu được sau khi đập chịu tải được thể hiện ở Hình 13 cho nên khôngđược cải tao và có cải tạo với a, = 0.28 Điều này thu được bằng cách SỐ hóa hệ tọa độcủa của các điểm đích đặt trên mặt của nền mô hình Tr ờng hợp nền không cải tạo(Case 1), một loại biến dạng cung trượt tròn có thể thấy tại chiều sâu nông gân với máidốc đập Sau sự phá hoại nên, một sự chuyền vị ngang lớn của nên được quan sát đặc

thù cho sự tăng thêm của tải trọng đập.

4 @:8‹e.ẽ v.v — Soatce awe Ái 49 ' a0

Sa @:@ œ2: @@ eerereeedtetoneti age 824486 +“p«s«cốcœ©ẦÓ o,® 6 29'S @ a s'‹ø Ø6 ©®® S Oia 6

es ae ¢ + x* * * “ *ï *

cc đó eeee®®9 oS là (Í Tổ Xà “he *-* *« ¬ ` ¿ * s®.*e4 6 ^- 24:8 ˆÁ 87? * s° 3 * >v ois # P4 + 9.6 :¢ 9 9

» ere? a o* ˆ+ˆạ 9 ¢e8 ° ns be lh ad fat bs shepetebetebel 4 s-d @ 4

= ae ee wt bebe bey taba debebebedebel | v ư ® Á$# *

'§W 4V NV VY bs11 1) ba tata 1111

¬ 944683 « a 2 @-47: ¢6°4 eu ley bie Pee bbe bey eves 4 4

ˆ te settee xẻ “sa, v9 4 bh bye hie bè hb wily eer A4

(d) Nên cải tạo (Case 4)

Hình 13 Biến dạng nềnTrường hợp nên cải tạo với D = 4.3m (Case 2), một biến dạng nên tương đối lớn có thểthay ở chiều sâu nông và trung của nên Vi tải trọng đập, chuyền vị nền tăng nhưng sựphá hoại cung trượt tròn không xảy ra Biến dạng nền quan sát được ở Case 3 và 4(Hình 13c và 13d) thì tương tự như ở Case 2 Biến dạng nên sẽ được bàn chỉ tiết sau.2.1.1.4 Chuyển vị coc DM

Cọc DM sau khi đập chịu tải ở Case 3 được thể hiện ở Hình 14 Tất cả các cọc

nghiêng như hiệu ứng domino tại với độ lún không đáng kế Góc nghiêng hầu như

giông nhau suốt chiều dài cọc, chỉ ra rang vùng cải tạo biến dang dong dang nhu pha

hoại cat don Hiện tường nay có thé quan sat suốt các nền cải tạo bất kế D va a;.

e

ere

Hinh 14 Chuyén vi coc (Case 3)

2.1.1.5 Sự phân bố chuyền vị ngangĐề nghiên cứu chỉ tiết chuyển vị nền, sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu đo tạichân của mái dốc đập được thé hiện ở Hình 15 cho nền không cải tạo và cải tao, nơi

chuyền vi ngang đo được tại nhiều lớp tải khác nhau (stage) được vẽ ở tỷ lệ nguyên

dạng Có thể thấy trong nên không cải tạo (Hình 15a), một chuyền vị tương đôi nhỏ

xay ra 0 chiều sâu nông lúc phá hoại nền (per = 10.8kN/m? ) Sau su pha hoai nên, mộtchuyền vị ngang lớn xảy ra với tải trọng chất thêm (futher filling) đặc biệt tai chiêu sâu

nông của nên, trong khi chuyển vị nhỏ xảy ra ở một lớp sâu Sự khác nhau về độ lớncủa chuyển vị ngang rõ ràng chỉ ra răng nền phá hoại theo kiểu cung trượt tròn wotqua lớp nông.

Trường hợp nên cải tạo (Hình 15b va 15d), tuy nhiên, chuyền vị ngang tại chân mái

dốc đập, tương ứng với cọc ngoài cùng, phát triển VỚI su tang cua pe, nhưng sự phân

bố của nó hầu như tuyến tính với chiều sâu xuyên suốt tải trọng đập Hiện tượng này

có thể được thấy tại đường thăng đứng ở cọc trong cùng Chuyên vị ngang tại đáy củatất cả các cọc có the bỏ qua Chuyển vị ngang nay có thé thay ở khắp các nên cải tao.Vì mặt trên của nên ma tai đó các điểm đích được đặt tương ứng với vị trí trung gian

giữa các cọc, thay rang đất sét không trượt xuyên qua các cọc ma chuyển vị cùng vớicác cọc Những quan sát này chỉ ra răng nền cải tạo không phá hoại theo kiểu phá hoạitrượt và theo kiểu phá hoại sụp đồ, như kiểu hiệu ứng domino, bất kế D và a, Hiệntượng tương tự có thể được quan sát ở các nên cải tạo kiểu nhóm cọc chịu tải trọngđứng và ngang (Kitazume, 2000).

Chuyển vị ngang (m) Chuyên vị ngang (m)

7.5 5 2.5 0 2.5 7 ZS 2.50.0 | 0.0

251 ee er‹cd 2 TU mi

(a) Nên không rr tao (Case 1) (b) Nén cai tao (Case 2)

Hình 15 (a+b) Sự phan bô chuyên vi ngang theo độ sâu

_|—©— p,=9.8 kN/m! | —®— p ,=26.5 kN/mˆ =

-—E— p,=42.2 kN/m =

—#— p_=63.8 kN/m? si x

I I | 10.0 |

(c) Nên cải tạo (Case 3) (d) Nên cải tạo (Case 4)

Hình 15 (c+d) Sự phân bố chuyền vị ngang theo độ sâu

2.1.2 Thảo luận

2.1.2.1 Đánh giá 6n định của nền không cai tạoSự 6n định của nền không cải tạo (Case 1) được đánh giá bằng phân tích cung trượttròn Fellenius Trong phân tích cung trượt tron, giá tri cua per được tính toán bang cachthay đối chiều cao đập cho đến khi hệ số an toàn trở nên đông nhất (unity) và thu đượclà 15.7kN/mỸ Giá trị tính được cao hơn khoảng 45% so với kết quả thí nghiệm môhình của per = 10.8kN/mí

2.1.2.2 Sự đánh giá phá hoại trượt cho nền cải tạoÔn định ngoại của nền cải tạo được đánh giá trước tiên băng phương pháp thiết kế

hiện hành (PWRC, 2004), nơi dạng phá hoại trượt được giả định, như trong Hình 16.

Những công thức cho phá hoại trượt trình bay như phương trình (1) (Eqs (1))d én Eqs

(6), dựa trên sự cân bang lực ngang của ap lực đất chủ động và bị động tác động lên

cạnh biên của vùng cải tạo và sức chống cắt huy động tai đáy của vùng cải tạo Áp lực

đất chủ động và bị động tới hạn (u/timate) theo lý thuyết Rankin được áp dụng dé tinhtoán.

Hình 16 Phân tích phá hoại trượt trong phương pháp thiết kế hiện hành

R= _ 7; re (1)

” 1 e.) (2 e.) H=[y,-z- (‡-$ đz=y,-H,-(g)|—Se|.<= 2

H, Vì độ lớn của về trái luôn âm khi H, = 0, thu được 2 nghiệm thực với một nghiệmdương có nghĩa.

Theo các cong thức, độ lớn của persiiaing DỊ ảnh hưởng bởi góc ma sat trong cua lớp nền

cát, @,, và tỷ số tập trung ứng suất, n Vì áp lực đập tập trung lên các cọc DM do độcứng lớn của chúng, tỷ sô tập trung ứng suất, n, được định nghĩa ứng suất tác động lêncác cọc với lên đất sét giữa các cọc (CDIT, 2002) Một loạt các tính toán thông số

được được tiễn hành với thay doi độ lớn @, van de nghiên cứu anh hưởng của chúnglên Peg sliding: Để thực hiện tinh toán các thông SỐ, áp lực đập được giả định có dạng

hình thang kéo dải từ cọc ngoải cùng đến cọc trong cùng, như Hình 16 Góc nghiêngcủa mái dốc đập tăng với sự tăng của chiều cao đập Giả định này không trùng với

những điều kiện thí nghiệm mô hình, oi góc nghiêng mái d ốc của đập được điềuchỉnh hau như không doi ở 35° trong suốt quá trình xây dựng đập Sức chống cắt

không thoát nước của nền sét và góc ma sát trong của đáy lớp cát và đập được set ởcùng độ lớn như trong phân tích phương pháp phân tư hữu hạn (FEM) (Kitazume vaMaruyama, 2006) Theo Ptr (7), ty số tập trung ứng suất ảnh hưởng 6n định Tuynhiên, vì giá tri của nó không thu được trong nghiên cứu này, các tính toán thông sô

được tiến hành trong các trường hợp n = 3.5 và 10 để nghiên cứu ảnh hưởng của nó

$.=35, n=5 @ model tests^ ` a — calculationsa= =35, n=3 `

=) ‘ 6 30h n=

œ- $.=30, n=3

a ‘

“3 50 _%ce ®

828 [==

5 $®

00 3 LO 15 20

Bê rong cải tao (m)

Hình 17 So sánh việc tính toán cho sự pha hoại trượt với kết quả thí nghiệm mô hìnhHình 17 còn vẽ các kết quả của thí nghiệm mô hình, giỗng như những thí nghiệm ởHình 12 So với những kết quả thí nghiệm mô hình, per sliding tính được cao hơn khoảng

2 lần bất ké sự kết hợp của n vag s Dé nghiên cứu nguyên nhân của sự tính toán quácao một cách chỉ tiết, các thành phần lực kháng được vẽ ở Hình 18 Thấy răng thành

phân á áp lực đất bị động của lực kháng, Pres thì không đồi bat kế D, nhưng thành phan

SỨC chống cắt tại đáy vùng cải tạo, Tự và F;„, tăng với sự tăng của D Hơn nữa, Poe CÓ

vai trò chủ đạo trong lực kháng tong, ngiĩa là độ chính xác của việc đánh giá phụthuộc lớn vào độ chính xác của việc ước tính Pa.

op! ( ““ cua cat, F„

Các tinh toán thử được tiễn hành dé nghiên cứu ảnh hưởng của mức độ huy động của

áp lực đất bị động lên Pefsliding, Va két qua duoc thé hién trong Hinh 19 Trong việctính toán, độ lớn của áp lực đất bị động được giảm một cách đơn giản xuông 75%,50% và 25% trong khi dạng phân bố của nó theo độ sâu giữ không đối Hình vẽ rõ

ràng cho thay Dersliding glam hau nhu song song voi su giam cua Ppc Đến tận việc

một giá trị rất thấp khoảng 25% đến 50% thì đ ủ cho việc đánh giá sự thử nghiệm vớiđộ chính xác cao Tuy nhiên, rõ ràng sự hiệu chỉnh này không thể luôn luôn áp dụngcho tất cả các điều kiện.

Theo những tính toán các thông số này, sự đánh giá quá cao của phương pháp thiết kếhiện hành không thé được lý giải bỏi sự chính xác của các thông số của đất, ma nênđược lý giải bởi sự khác nhau của kiểu phá hoại: kiểu phá hoại trượt thay vì kiểu pháhoại sụp đồ được giả định trong phương pháp thiết kế hiện hành

10094 | ® model tests

— calculations|ta

với mô hình kiểu cải tiễn nổi (the floating type improvement pattern), noi các cọc DMkhông xuyên tới lớp cát cứng ma xuyên một phân trong nên sét, kiểu nghiêng (b) hoặc(c) được giả định trong tính toán khi nền sét không có đủ sức chống đỡ Theo những

kết quả thí nghiệm mô hình, nền sét giữa các cọc DM được giả định biến dạng như cat

đơn Tuy nhiên, giả định nay không khớp với kiểu phá hoại (a) của các coc DM, vì sự

dịch chuyển dong nhất (consitancy) là không được thỏa mãn ở các cạnh của Các cọc

Sự không thống nhất này không có một ảnh hưởng đáng kế lên sự phân tích 6n định

bởi moment kháng của đất sét giữa các cọc có vai trò nhỏ trong sự 6n định như đã ban

ở trên.

Coc DMCoc DM Coc DM

” @ (c)Hình 21 Kiểu phá hoại sụp đồ (collapse failure)

Đối với việc tính toán cho kiểu phá hoại sụp đồ, sự cân bang moment tai day vung cai

tạo được phan tích như sau:

Moment dan (driving moment) trên đơn vị bé rộng bởi ap lực đất chủ động cua dap,Mae, và của nền sét, M,o, được trình bay ở Ptr (9) va (10), theo ly thuyết áp lực dat của

Tương tu tinh toán phá hoại trượt, hình dang cua đập được gia định là dang hình thang

kéo dài từ cọc ngoải cùng vào cọc trong cùng như thể hiện ở Hình 20, để dễ tính toánthông số Các thành phần moment kháng trên đơn vị bề rộng bởi lực dính huy động tại

mặt ngoài cua cọc DM, M„, và trọng lượng của các cọc DM, My, trọng lượng của đập

trên các cọc, Myre, sức chong cắt của đất sét giữa các coc, Mg, va ap lực đất bi độngcủa nên sét, Myc, được diễn tả theo thứ tự từ Ptr (11) đến (15)

M,.= (2 9 2) 8 sọ tk.Z).N.-dJJ 5 0088 + 5 (c,, z) 52

(11)

_ BH oon +k.H, we

2 S

Theo lời giải của Cardano thu được 3 nghiệm, ca 3 nghiệm thực hoặc 1 thực va 2 ảo.

Lời giải có nghĩa cho nghiên cứu nảy nên là một số thực dương Vì có nhiều biến trongphương tình, thudu oc 1 nghiệm, Hegcottapse CO nghia (numerically) cho những diéu

kiện nền riêng biệt Ap lực đập lúc phá hoại, Pefcollapses được tính bởi Ptr (8).Def.collapse tính được với nhiều giá tri n và 0¿ được vẽ trong Hình 22 theo D Pefcollapse

tăng hâu như tuyến tính với D trong tất cả các trường hợp Ảnh hưởng của n vag, lên

Pef-collapse rat nhỏ: ty số tập trung ứng suất đặc biệt có ảnh hưởng không dang kể Trong

hình, những kết quả thí nghiệm mô hình cũng được vẽ Mac dù per collapse tinh duoc van

đánh gia qua cao những két qua thi nghiệm mô hình cho bề rộng cải tạo nhỏ nhưng lạitrùng hợp tốt (well concided) cho bề rộng nên cải tạo lớn Việc tính toán cho những giá

100ix @ model tests

<<

Bé rong cai tao (m)

Hình 22 So sánh các tính toán cho sự phá hoại sup đồ với những kết qua thi nghiệm

mô hình

Đề nghiên cứu nguyên nhân của sự đánh giá quá cao, các thành phần moment khángcho sự phá hoại sụp đồ được thé hiện ở Hình 23, được tinh bang cách tinh toán dé xuấtcho trường hợp D = 7.7m với @, = 35° và n= 5 Moment kháng của áp lực đất bị động,Myc, có vai trò chủ đạo lên percolapse trong khi các thành phần moment kháng khác,M„,, My và và M,,, có vai tròường đ ôi nhỏ Điều này chỉ ra độ chính xác củaPefcollapse tính toán bi chi phối mạnh bởi áp lực đất bị động tính toán, tương tự như các

phát hiện (findings) trong kiểu phá hoại trượt Vì thành phan moment kháng liên quan

đến lực dính lên ngoại vi coc DM, M,,, theo thứ tự từ 4 đến 6% trong tong cacmoment kháng, có thé kết luận rang độ huy động của lực dính lên ngoại vi ống acrylic,cọc được xử lý khoảng 70%, có ảnh hưởng nhỏ lên sự phá hoại sập dé

0

4.0 |

=3.0 FT nnn SS ea :Z Mục `

Bé rong cai tao (m)

Hình 23 Các thành phan moment kháng cho trường hợp @, = 25° van = 5

20

Nên biết rang độ lớn và hình dạng phân bố của áp lực đất bi động bi anh hưởng lớn bởi

nhiêu yêu tô như lực dính và chuyên vi của tường, nhưng chưa được làm rõ mặc dù có

động lên p.rcoiapse được nghiên cứu bởi những tính toán đề xuất Hình 24 thê hiện ảnh

hưởng của độ huy động áp lực đất bị động lên Dercollapse VỚI Me = 25” và n= § Trong

tính toán, độ huy động thay đối giữa 75%, 50%, 25% trong khi hình dạng phân bố củanó được giữ không đổi như 1 tam giác.

100

@ model tests— calculations—a

Ww©

MNhn©

Bé rong cai tao (m)

Hình 24 Ảnh hưởng của độ huy động áp lực đất bị động lên áp lực đập lúc phá hoại

cho kiểu phá hoại sụp đồ trong trường hợp @; = 25° và n= 5Có thé thay trong hình Percottapse iam 0 khoang bang độ lớn với su giảm của độ huy

động áp lực đất bị động Việc tính toán khớp rất tốt với những thí nghiệm mô hình khi

độ huy động khoảng 70% với một bề rộng cải tạo tương đối nhỏ và 90% với một bềrộng cải tạo tương đối lớn

Mặc dù tính toán đề xuất được dựa trên những giả định đơn giản, nó có khả năng ứngdụng cao cho việc đánh giá ồn định ngoại cho nên cải tạo kiểu nhóm cọc Điều nàychứng minh tầm quan trọng của các kiểu mô phỏng phá hoại tương tự với ứng xử thực

trong tính toán.

2.1.2.4 Ánh hưởng của tỷ số diện tích cải tạo

Theo những thí nghiệm mô hinh được thé hiện ở Hình 10b, gia tri Pef-collapse hau nhu

giống nhau ngay cả với a; tăng từ 0.28 đến 0.56 Ở đây, ảnh hưởng của a, lên Der collapse

được thảo luận Dé nghiên cứu một cách chi tiết, những tính toán thông số thêm vảocủa phương pháp tính toán đề xuất và những phân tích theo phương pháp PTHH đượcthực hiện với nhiều giá trị a, Sau khi xác định sự phá hoại nền bằng cách hiệu chỉnhđường cong (curve fitting) trong các phan tích theo PPPTHH, quan hệ giữa p.rconapse vàD được thể hiện ở Hình 25 với a, = 0.28, 0.56 và 0.75.

@ model tests— FEM calculations proposed calculations—Ww

Bé rong cai tao (m)

Hình 25 Anh hưởng của ty lệ diện tích cải tao lên áp lực đập lúc phá hoại nềnThấy rằng PeFcollapse tính được ở tính toán đơn giản và phân tích theo PP-PTHH tăng

voi sự tang của D bất kế a, Mac dù độ lớn của Đef.collapse khác trong 2 cách tính toán,

ảnh hưởng của ag lên percotlapse không quá lớn ở cả 2 cách tính toán.

Các thành phần moment kháng của nên cải tạo được thể hiện ở Hình 26 với D = 7.7m

và a; = 0.28, 0.56 và 0.75, được tính toán bởi tính toán dé xuất cho trường hợp @; =

35° Vì D trong sự tính toán dé xuất khác nhẹ với 3 giá trị a, ngay cả giống nhau về sốhàng cọc, các thành phần moment kháng M„., My, Mre và Mg, được chuyển đôi đểtương ứng với nhưng điều kiện nền cải tạo có a, = 0.28 được vẽ ở Hình 26

Hình vẽ rõ ràng cho thay thành phần moment kháng tạo bởi M,, có vai trò chu đạo vàđạt đến 65% tổng moment kháng, và giữ không đối bat kế a, Các thành phần moment

kháng khác Mạ, Mre va Mec, chiếm một phan tuong đối nhỏ trong moment khang

tong Cac thanh phan moment khang Mạ, M, va M,, tăng dan dan với su tang as Tuy

nhiên, M,, giảm với su giảm a,, bởi thé tích đất sét giữa các cọc tăng Độ lớn tổng củamoment kháng tăng thêm khoảng 13% ngay cả khi a, tăng từ 0.28 lên 0.75.

200

E150

Zz /M = —Mo

-Ty lệ diện tích cải tao, a,

Hình 26 Các thành phần moment kháng tính được bởi những tính toán đơn giản cho

kiêu phá hoại sụp đồ trong trường hop @, = 35° và n= 5

Như đã bàn ở trên, có thể kết luận rằng tý lệ diện tích cải tạo có một số ảnh hưởng,nhưng không đáng kể, lên 6n định ngoại của nên cải tạo Ở đây bàn đến ảnh hưởngcủa a,lén 6n định nội va sự phá hoại của các cọc DM Các cọc DM chịu lực nén và lựcuốn khi xây dựng dap, phá hoại hoặc do dạng cắt hoặc dạng uốn khi những lực nàyvượt quá cường độ tới han của cọc DM Vi a ong độ uốn của cọc DM thường thấphơn nhiều cường độ nén, sự phá hoại thường xảy ra theo dạng phá hoại uốn(Kitazume, 2000) Theo đó, dạng phá hoại uốn được tập trung vào như sau

Hình 27 thé hiện sự phân bố moment uốn do được dọc theo các cọc ở ty lệ nguyên

dang cho Case 3 và 5, các Case có giống nhau về D nhưng khác as Các moment uôn ởcác cọc ngoai cùng, giữa và trong cùng đo được lúc phá hoại nền được vẽ trong hình.

Trong cọc ngoài củng ở Hình 27a, sự phân bố moment uốn cho thấy một giá trị lớntrong nền có a, thấp (Case 3) nhưng hầu như bang 0 trong nên có a, cao (Case 5) Sựphan bo moment ở cọc giữa (3), như được thé hiện ở Hình 27b, có dạng phan bố hau

như giống nhưng có độ lớn lớn hơn khi a, thấp (Case 3) so với khi a; cao (Case 5),

trong khi moment tăng theo chiều sâu đến giá tri lớn nhất tại độ sâu 14cm Ở cọc trongcùng (5), như được thé hiện ở Hình 27c, gia tri moment âm có thé duoc thay ở độ saunông nhưng giá trị dương ở vùng sâu hơn Độ lớn của moment ở a; thấp (Case 3) lớn

hơn ở a; cao (Case 5).

Moment uôn (kNm) Moment u6n (kNm) Moment uốn (kNm)

-6 ay HT eS ee se -Š -—=——=— TS =—

Fee | —| -7—¬————— — | -7 ——=—>—— | _-R | “ -8§H —#— Case 3| —| -SH —8—Case 3 _

-0 7 oH oI = -0H —#— Case 5 |

-10 -10 L | | -10 | 1 |

(a) O cọc (1), cọc ngoài cùng (b) G cọc (3), cọc giữa (c) G cọc (5), cọc trong cùng

Hinh 27 Su phan bố moment uốn đo được theo độ sâuNhưng hình vẽ này đã cho thay rõ rang rang sự phân bố moment uốn ở các cọc DM cóhình dạng rất tương đồng bất ké a, ngoại trừ ở cọc ngoài cùng Tuy nhiên, độ lớn củamoment uốn nhỏ hơn trong nên cải tạo với a, cao Cường độ cọc DM yêu cầu có thể

giảm khi a, tăng.Điều này nghĩa là theo các kết qua thí nghiệm trong nghiên cứu nay, ty lệ diện tích caitạo có một ảnh hưởng nhỏ lên 6n định ngoại nhưng ảnh hưởng lớn lên ôn định nội của

Các cọc.

2.1.2.5 Anh hướng của đường kính cọc DMẢnh hưởng của đường kính cọc DM, B, lên 6n định ngoại được thảo luận trong đoạnnày Hình 28 thể hiện quan hệ gitta pegcotlapse và D với nhiều giá trị B, cái mà được tính

bởi Ptr (7) và (17) Per collapse tang voi su tang cua D bat ké B Tuy nhiên, p¿rconapse tang

nhanh hon với sự tăng của B Theo các Ptr (11) đến (13), thành phan moment khángdo lực dính, M,,, tăng theo lũy thừa 2 và những moment kháng do trọng lượng của cọcvà đập, M„ và M„¿, tăng theo Dy thừa 3 với sự tăng của B Những moment nay tăngtrong moment kháng làm cho p¿rcoapse tang với sự tăng của B.

Vì đường kính của cọc DM phụ thuộc nhiều vào khả năng của máy trộn và thường ở1.0 đến 1.5m ở Nhật Bản (CDIT, 2002), nhưng tính toán cho đường kính cọc 2m hoặc

lớn hơn th không th ực tế Nhưng nó sẽ trở nên thực tế khi các cọc được thi công

chồng lên nhau để tạo nên khối đất được xử lý có diện tích tiết diện tương đối lớn

Theo lý thuyết (Holm, 1999, Broms, 2004), một loại nên cải tạo kiểu tường cọc và

kiểu tổ ong được dé xuất dé cải thiện độ ốn định của mái dốc dap, nơi các cọc DM

được chồng nhau để tạo ra một loại panel đất được gia cố Những kết quả tính toán xác

nhận rằng loại nền cải tạo như vậy có thể đạt được đủ hiệu quả cải tạo đáng kế ở 6nđịnh ngoại cho đến panel đất gia có ứng xử như một tam đồng nhất (unity)

200

calculations sliding failure— collapse failure

Bé rong cai tao (m)

Hình 28 Ảnh hưởng của đường kính coc DM lên áp lực đập lúc pha hoại nền

Trong hinh vẽ, quan hệ cho kiểu phá hoại trượt với B = 1m ding du ge vẽ cùng Nênchú ý rằng Pefsliding hau như trùng với Pef, collapse VỚI B = 10m Diéu nay chi ra rang néncải tao có thé phá hoại với một sự phá hoại trượt thay vì phá hoại sụp đồ khi đườngkính coc DM hay bé rộng tường (pane/) đất giá cỗ vượt quá 10m.

2.1.3 Tổng hợpNhưng kiểu phá hoại của nên cải tạo kiểu cọc DM được nghiên cứu bang mot loat cac

thí nghiệm mô hình quy ly tam, phan tích theo PP-PTHH và các tính toán đơn giản,

nơi mà nên cải tạo chịu tải trọng đập Những kết luận chính thu được từ nghiên cứu

này như sau: