LUẬN VĂN THẠC SĨ CHUYÊN NGÀNH XÂY DỰNG ĐƯỜNG Ô TÔ VÀ ĐƯỜNG THÀNH PHỐ GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG CỘT XI MĂNG ĐẤT Ở KHU VỰC PHÍA NAM

CÁC ĐẶC TRƯNG CỦA NỀN ĐẤT YẾU Đất yếu có thể được định nghĩa là những loại đất không có khả năng tiếp nhận tải trọng công trình nếu không có các biện pháp gia cố xử lý thích hợp.. § Kh

Trang 1

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG CỘT ĐẤT

TRỘN XI MĂNG Ở KHU VỰC PHÍA NAM

1.1 CÁC ĐẶC TRƯNG CỦA NỀN ĐẤT YẾU

Đất yếu có thể được định nghĩa là những loại đất không có khả năng tiếp nhận tải trọng công trình nếu không có các biện pháp gia cố xử lý thích hợp Xét về nguồn gốc thì đất yếu có thể được tạo thành trong lục địa, vũng vịnh hoặc biển

Đất yếu theo các nhà nghiên cứu có các đặc trưng cơ lý như sau:

- Khả năng chịu tải : 0.5kG/cm2÷ 1kG/cm2

- Mô đun tổng biến dạng: Eo ≤ 50 kG/cm2

- Hệ số rỗng : ε > 1

- Hệ số nén tương đối : ao > 0,05 ÷ 0,1 cm2/kG

- Góc nội ma sát : ϕ = 5 ÷ 10o

- Lực dính : C = 0.05 ÷ 0.1 kG/cm2

* Các dạng đất yếu:

Đất yếu có thể được phân làm bốn nhóm chủ yếu như sau :

- Các loại đất sét (á sét, sét) ở trạng thái mềm, bão hòa nước thuộc các giai đoạn đầu của quá trình hình thành đá sét

- Các loại cát hạt nhỏ, cát bụi ở trạng thái rời, bão hòa nước

- Các loại đất bùn, than bùn và đất than bùn

- Các loại đất hoàng thổ có độ rỗng lớn gây lún sụt Các loại đất yếu trên rất đa dạng về thành phần khoáng vật, nhưng thường giống nhau về tính chất cơ lý và chất lượng xây dựng

PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 2

1.2 ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH KHU VỰC CÁC TỈNH PHÍA NAM

1.2.1 Địa tầng:

Vùng châu thổ sông Cửu Long tương đối bằng phẳng, được thành tạo bởi những trầm tích trẻ xen kẽ trầm tích cổ, ngoại trừ một số ít đồi núi ở cực Nam Theo số liệu khoan thăm dò ở các tỉnh Cần Thơ (sâu đến 205m), ở Sóc Trăng (sâu đến 240m) cho thấy bề dày tầng trầm tích trẻ đạt từ 50 đến 100m, chiều dày tăng dần theo hướng từ đất liền ra biển

Ơû phía dưới tầng trầm tích trẻ là tầng trầm tích cổ Ngược về phía Tây Ninh, Đồng Nai thì lớp trầm tích cổ xưa xuất hiện ngay trên mặt đất, điều này chứng tỏ trầm tích trẻ mỏng dần về hướng tiếp giáp với miền Đông Nam Bộ

1.2.2 Sự phân bố các khu vực đất yếu ở đồng bằng sông Cửu Long

Theo đặc trưng thành phần thạch học, tính chất địa chất công trình, địa chất thủy văn và chiều dày tầng đất yếu Trong phạm vi toàn bộ đồng bằng sông Cửu Long có thể chia làm 5 khu vực có dạng đất yếu :

Khu vực I: Khu đất sét có màu xám nâu và xám vàng bao gồm các loại

đất: đất á sét, á sét màu xám nâu có chổ đất mềm yếu nằm gửi bên trên lớp trầm tích nén chặt

Khu Vực II: Bao gồm các loại đất yếu thường gọi là đất bùn sét, bùn á sét,

bùn á cát xen kẹp với các lớp á cát

Khu vực III: Đất nền trong khu vực này bao gồm các dạng sau: cát hạt

mịn, á cát xen kẹp ít bùn cát

Khu vực IV: Nền đất yếu trong khu vực này thường gặp các loại đất điển

hình là đất than bùn xen kẹp bùn sét, bùn á sét, cát bụi và á cát

Khu vực V: Trong thực tế xây dựng công trình ở khu vực này thường gặp

các loại đất bao gồm các loại bùn á sét và bùn cát bão hòa nước, than bùn Holoxen Chiều dày tầng đất yếu từ 5÷10m, có nơi đạt đến 40÷50m, tầng đất yếu này nằm trên tầng sét chặt

Trang 3

Hình 1.1: Bản đồ đất yếu khu vực đồng bằng sông Cửu Long

Trang 4

1.3 CÁC GIẢI PHÁP GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG

1.3.1 Giải pháp đệm cát:

Lớp đệm cát là biện pháp để tăng tốc độ cố kết của nền đất yếu dưới nền đường sau khi đắp, đồng thời tăng cường độ chống cắt của đất yếu Lớp đệm cát còn có tác dụng cải tạo sự phân bố ứng suất lên đất yếu

Hình 1.2: Lớp đệm cát đặt trực tiếp trên đất yếu

Hình 1.3: Lớp đệm cát có chiều dày không đổi

Hình 1.4: Lớp đệm cát ở giữa mỏng, hai bên dày

Hình 1.5: Lớp đệm cát ở giữa dày, hai bên mỏng

Ä Ưu điểm :

Thi công đơn giản không đòi hỏi các thiết bị phức tạp

Trang 5

Ä Nhược điểm :

Thời gian đắp đất tương đối lâu, vì thường kết hợp lớp đệm cát với phương pháp xây dựng nền đường theo giai đoạn

Ä Phạm vi áp dụng:

Chỉ thích hợp trong các điều kiện chiều cao nền đắp từ 6-9m, lớp đất yếu không quá dày, có nguồn cát ở gần

1.3.2 Giải pháp bệ phản áp:

Bệ phản áp là biện pháp đảm bảo ổn định nền công trình đất đắp trên đất yếu có hiệu quả Tính năng chủ yếu của bệ phản áp là hạn chế sự phát triển của vùng biến dạng dẻo, chống trượt trồi hai bên

a: dạng làm tăng độ chôn sâu của nền đường

b: dạng làm xoải chân taluy nền đường

Hình 1.6: Sơ đồ các dạng bệ phản áp

Ä Ưu điểm:

§ Thi công đơn giản, nhanh gọn, tận dụng được nguồn vật liệu địa phương

Ä Khuyết điểm:

§ Khối lượng đất đắp lớn chiếm nhiều diện tích

Trang 6

§ Giải pháp này không thích hợp cho các loại đất yếu là than bùn và bùn sét, không thích hợp ở những nơi phải vận chuyển đất từ nơi khác đến

§ Không giảm được thời gian lún cố kết và không những không giảm được độ lún mà còn làm tăng thêm độ lún

§ Chiều dày nền đất yếu không lớn lắm

§ Nền đường có chiều cao đắp trung bình

§ Không hạn chế về quỹ đất để xây dựng công trình

§ Gần nguồn cung cấp đất đắp

§ Khi độ lún còn lại của công trình ≤ 30cm

1.3.3 Giải pháp lưới cừ tràm ngang

Lưới cừ tràm ngang làm tăng ổn định của khối đất đắp trên đất yếu: tăng sức chống cắt cho lớp đất yếu ở trên mặt tiếp xúc giữa cừ tràm và đất yếu, nơi làm việc bất lợi nhất của nền đất yếu, tăng lực chống trượt trong trường hợp xảy

ra mặt trượt trụ tròn

Hình 1.7: Sơ đồ cấu tạo lưới cừ tràm ngang

Trang 7

§ Không giảm được thời gian lún và độ lún cố kết của công trình

§ Chiều dày nền đất yếu Hđy ≤ 8m

§ Nền đường có chiều cao đắp trung bình ≤ 3.0m

§ Cừ tràm phải luôn nằm dưới mực nước ngầm

1.3.4 Giải pháp vải địa kỹ thuật

Trong xây dưng các công trình trên đất yếu, vải địa có 4 chức năng chủ yếu: Phân cách, lọc, tiêu thóat nước và gia cường

Ä Ưu điểm:

§ Thi công đơn giản, nhanh gọn, không cần thiết bị công nghệ cao, giá thành thấp, không phụ thuộc vào mực nước ngầm

§ Chiều dày nền đất yếu Hđy ≤ 8m

Hình 1.8: Thi công vải địa gia cường taluy đường và nền đường

1.3.5 Giải pháp cừ tràm đứng:

Hàng cừ tràm đứng đóng dọc chân taluy đường tạo thành một bức tường vững chắc không cho nền đất yếu bên dưới nền đường bị ép đẩy ra 2 bên đường, PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 8

không cho cung trượt cắt ngang qua hàng cừ tràm và đẩy cung trượt xuống sâu qua chiều dài cừ tràm

Hình 1.9: Sơ đồ tính toán nền cừ tràm

Ä Ưu điểm:

§ Thi công đơn giản, tận dụng được nguồn vật liệu địa phương

§ Cải thiện đáng kể sức chiụ tải của công trình

Ä Nhược điểm:

§ Do chiều dài cừ tràm bị hạn chế, khi cung trượt xuống sâu quá chiều dài

§ cừ tràm thì không thích hợp

§ Chiều dày nền đất yếu Hđy≤ 8m

§ Cừ tràm phải luôn nằm dưới mực nước ngầm

1.3.6 Giải pháp sử dụng hệ thống giếng cát

Giếng cát có nhiệm vụ chủ yếu là rút ngắn chiều dài đường thấm thoát nứôc ở vùng nền đất yếu và cải tạo một phần tính chất đất yếu Hệ thống giếng cát gồm ba bộ phận chính không thể thiếu là: giếng cát, đệm cát thoát nước và tải trọng phụ tạm thời tạo gradien trong nền đất yếu ép đẩy nước ra ngoài

Trang 9

Hình 1.10: Các sơ đồ để tính toán giếng cát

Khi không có giếng cát mà chỉ có lớp đệm cát thoát nước ở trên mặt thì dưới tác dụng của trọng công trình nước trong cùng hoạt động D chỉ có khả năng thoát ra theo phương thẳng đứng dưới tác dụng của gradien thủy lực (iv ) để ép đẩy nước theo phương đứng

Ä Ưu điểm :

§ Tăng nhanh tốc độ cố kết của nền làm cho đất đắp ở trên chóng đạt đến giới hạn về lún đồng thới làm cho nền đất yếu tăng khả năng biến dạng đồng đều

§ Nếu khoảng cách giữa các giếng cát được bố trí thích hợp thì nó còn tác dụng làm tăng độ chặt của nền đất yếu, vì vậy mà sức chịu tải của nền đất yếu tăng lên đáng kể

§ Làm giảm thời gian lún cố kết

§ Giảm độ lún trong quá trình sử dụng công trình

§ Cải thiện đáng kể sức chịu tải của công trình

Ä Nhược điểm:

§ Giá thành cao

§ Cơ sở lý thuyết còn nhiều vấn đề còn đang bàn luận

§ Việc xác định các thông số, đặc biệt là các thông số xác định bằng thí nghiệm càng gặp nhiều khó khăn

§ Thời gian thi công dài ( do có tải trọng phụ)

Trang 10

§ Khó có thể kiểm tra chất lượng, độ chặt của giếng cát ở dưới sâu

§ Đòi hỏi thiết bị thi công cao và tải trọng phụ

Ä Phạm vi áp dụng :

§ Chỉ nên áp dụng giải pháp này chỉ khi các giải pháp khác không đảm bảo được các yêu cầu về độ lún cố kết còn lại theo quy định

do giá thành cao

§ Chiều dày nền đất yếu lớn và bề rộng nền đất yếu vượt quá bề rộng đáy nền đắp

1.3.7 Giải pháp sử dụng hệ thống bấc thấm:

Khi nền đất yếu có cấu tạo bấc thấm thì nước trong đất sẽ bị đẩy ra ngoài chủ yếu theo phương ngang vì gradien thấm theo phương ngang (ir) lớn gấp 10 lần gradien thấm theo phương đứng (iv)

Ngoài ra khi có bấc thấm sẽ rút ngắn được chiều dài đường thấm thoát nước ra khỏi đất yếu

Hai tác dụng trên làm tăng các đặc trưng chịu tải (c, ϕ) của nền đất yếu và là xảy ra lún trước lớn

Hình 1.11: Các lõi bấc thấm thông dụng

Ä Ưu điểm:

§ Làm giảm thời gian lún cố kết, giảm độ lún trong quá trình sử dụng công trình Cải thiện đáng kể sức chịu tải của công trình

§ Giá thành cao, thời gian thi công dài (do gia tải phụ), đòi hỏi thiết

bị thi công cao

Trang 11

§ Vì giá thành cao nên chỉ áp dụng khi các giải pháp khác không đảm bảo được tiêu chuẩn về độ lún cố kết còn lại theo qui định

§ Chiều dày lớp đất yếu lớn

§ Nền đường đắp cao > 4.0m

1.4 GIẢI PHÁP GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG BẰNG CÔNG NGHỆ CỘT ĐẤT TRỘN XI MĂNG

1.4.1 Tình hình nghiên cứu và lịch sử phát triển công nghệ cột đất trộn

ximăng

1.4.1.1 Trên thế giới:

Cột đất gia cố xi măng do nước Mỹ nghiên cứu đầu tiên thành công sau Đại chiến thế giới thứ 2, năm 1954, gọi là “Mixed - In - Place Pile” (gọi tắt là phương pháp MIP), khi đó dùng cột có đường kính từ 0.3 – 0.4 m, dài 10 -12 m Nhưng cho đến 1996 cột đất gia cố với mục đích thương mại mới được sử dụng với số lượng lớn

Sự phát triển của công nghệ trộn sâu bắt đầu từ Thụy Điển và Nhật Bản từ những năm 1960 Trộn khô dùng vôi hạt (vôi sống) làm chất gia cố đã được đưa vào thực tế ở Nhật vào giữa những năm 1970 Cũng khoảng thời gian đó trộn khô ở Thuỵ Điển dùng vôi bột trộn vào để cải tạo các đặc tính lún của đất sét dẻo mềm, mềm yếu Trộn ướt dùng vữa xi măng làm chất gia cố cũng được áp dụng trong thực tế ở Nhật từ giữa những năm 1970

Vào tháng 5 năm 1996 Hội nghị Quốc tế về phương pháp trộn dưới sâu được tổ chức tại Nhật Bản và vào tháng 11 năm 1999 Hội nghị Quốc tế về phương pháp trộn phun khô được tổ chức tại Stockkholm, Thụy Điển

Năm 1954, Công ty Intrusion Prepakt (Mỹ) phát triển kỹ thuật cọc trộn tại chổ ( Mix in place), kỹ thuật này ứng dụng vào xây dựng tại một vài nơi ở Mỹ Năm 1961, loại kỹ thuật này được sử dụng có bản quyền cho hơn 300.000m dài cọc tại Nhật Bản để chống đỡ hố đào và kiểm soát mực nước PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 12

ngầm Tiếp tục đến những năm đầu của thập niên 70 bởi công ty Seiko Kogyo thành công bằng kỹ thuật tường ngăn

Năm 1967, Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu thuộc Bộ giao thông vận tải Nhật Bản bắt đầu các thí nghiệm trong phòng sử dụng vôi cục hoặc vôi bột để xử lý đất biển bằng phương pháp trộn vôi dưới sâu Công việc nghiên cứu bởi Okumura, Terashi và những người khác suốt những năm đầu của thập niên 70 Cũng vào năm 1967 Viện địa kỹ thuật Thụy Điển phối hợp với công ty Linden-Alimark tiến hành những nghiên cứu trong phòng và ngoài hiện trường về việc xử lý nền đất sét yếu bằng phương pháp cọc vôi Nghiên cứu này kéo theo những phát hiện bởi Paus về việc thi công cọc vôi lỏng tại Mỹ

Năm 1974, Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu báo cáo phương pháp trộn vôi dưới sâu đã được bắt đầu ứng dụng toàn diện tại Nhật Bản Aùp dụng đầu tiên trong việc cải tạo đất sét yếu tại Chiba với thiết bị Mark IV được phát triển bởi Fodo Construction Co, Ltd Các áp dụng tại những nơi khác trong vùng Đông Nam Á tiếp sau trong cùng một năm

Năm 1975, những bài báo về phương pháp trộn dưới sâu của các nhà khoa học Thụy Điển ( Brom , Borman) và Nhật Bản ( Okumura , Terashi) được trình bày trong hội nghị Bangolore, Ấn Độ Cả hai quốc gia này đã thảo luận một cách độc lập về đề tài Giữa năm 1975 Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu tiếp tục những nghiên cứu của mình trong những năm 1973-1974 phát triển phương pháp trộn xi măng dưới sâu bằng việc sử dụng vữa xi măng lỏng và dùng nó lần đầu tiên trong những dự án quy mô lớn cho đất sét yếu bờ biển

Năm 1975, phương pháp cột vôi đã được Thụy Điển ứng dụng vào việc chống đỡ hố đào, ổn định nền đường và móng nông gần Stokkholm bởi Linden-Alimark AB như một đối tác

Năm 1976, viện nghiên cứu công chánh thuộc Bộ xây dựng Nhật Bản hợp tác với Viện nghiên cứu máy xây dựng Nhật Bản bắt đầu nghiên cứu phương

Trang 13

pháp trộn phun khô dưới sâu bằng bột xi măng, bước thử nghiệm đầu tiên hoàn thành vào cuối năm 1980

Năm 1977, Viện địa kỹ thuật Thụy Điển xuất bản sách hướng dẫn thiết kế, thi công và giám sát cột vôi Trong năm này tại Nhật Bản lần đầu tiên phương pháp trộn xi măng dưới sâu áp dụng trên thực tế

Năm 1980, phương pháp trộn phun khô dưới sâu được sử dụng tại Nhật Bản cho mục đích kinh tế, phương pháp này sau đó được thay thế bởi phương pháp trộn vôi

Năm 1981, Giáo sư Jim Mitchell báo cáo những tài liệu tổng quát tại Stokholm về cột vôi và vôi xi măng để xử lý đất dẻo dính

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

Năm 1987, Công ty Bachy của Pháp phát triển phương pháp trộn và đầm chặt đất xi măng, phương pháp thực hiện nhờ đảo ngược vòng xoay của máy khoan trong khi rút lên Sự phát triển này là kết quả của quá trình nghiên cứu được tài trợ bởi cơ quan đường bộ và đường sắt quốc gia Pháp

Năm 1989, các công ty Trevisani, Radio tại Italy phát triển phương pháp trộn sâu theo phương pháp phun trộn khô và phun trộn ướt

Chiến tranh thế giới lần thứ II, Mỹ là nước đầu tiên nghiên cứu về cọc đất – xi măng trộn tại chổ (MIP), đường kính cọc 0,3 – 0,4m, dài 10 đến 12m Năm 1977, Trung Quốc bắt đầu thí nghiệm trong phòng và nghiên cứu chế tạo máy hai trục đầu tiên để trộn dưới sâu

Năm 1990, Nhật Bản đưa ra loại công nghệ thi công trộn dưới sâu mới gọi là phương pháp RR, khi thi công đầu trộn lên xuống, lắc ngang và quay tròn trộn ngược lên làm thành cọc, một lần làm cọc có thể trộn được thân cọc có đường kính tới 2m

Năm 1991, Viện hàn lâm khoa học Bungari báo cáo kết quả nghiên cứu về đất – xi măng tại địa phương

Trang 14

Năm 1992, hướng dẫn thiết kế mới được giới thiệu tại Phần Lan dựa trên những kinh nghiệm từ những thập niên 1980 và nghiên cứu của Ku juala & Lahtinen

Năm 1993, Hiệp hội DJM ( Deep jet mixing -phun trộn khô dưới sâu) của Nhật Bản xuất bản sách hướng dẫn những thông tin mới nhất thiết kế và thi công cọc đất xi măng

Năm 1995, Chính phủ Thụy Điển thành lập Svensk Djupstabilisering – Trung tâm nghiên cứu ổn định dưới sâu Thụy Điển bao gồm chủ đầu tư, chính phủ, đối tác, các trường đại học, các nhà tư vấn, các tổ chức nghiên cứu đồng thời phối hợp với các nhà khoa học tiến hành nghiên cứu lập kế hoạch tạo cơ sở dữ liệu kinh nghiệm, các tính chất kỹ thuật đất gia cố, mô hình cấu trúc đất gia cố Các kết quả được tập hợp lại và xuất bản thành những tập báo cáo

Năm 1996, hơn 5 triệu mét cọc vôi và vôi xi măng đã được thi công tại Thụy Điển kể từ năm 1975 Sản phẩm từng năm tại Thụy Điển và Phần Lan lúc bấy giờ là cùng sản lượng như nhau

Vào tháng 11 năm 1999 một hội nghị quốc tế về phương pháp trộn khô được tổ chức tại Stokholm, Thụy Điển

22 33 60 76

147 174 196

326 658

Trang 15

Hình 1.12: Đồ thị biểu hiện số liệu khối lượng cột đất gia cố vôi - xi măng được sử hàng

năm tại Phần Lan

430

385 395 410

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Sau khi được áp dụng, các ứng dụng của công nghệ trộn sâu ngày càng đa dạng, thiết bị được cải tiến và các hoá chất hoá cứng cũng được hoàn thiện Do kết quả của các nỗ lực nghiên cứu quan trọng và sự tích luỹ các kinh nghiệm thực tế, các phương pháp trộn sâu đã được chấp nhận rộng rãi trên nhiều quốc gia Do các yêu cầu về môi trường đã xuất hiện việc dùng trộn sâu để bảo vệ và ngăn ngừa các khu vực ô nhiễm

Hiện nay các kỹ thuật hỗn hợp đang được phát triển để phối hợp trộn sâu với các phương pháp cải tạo đất khác (như bơm phụt vữa) hay các loại máy khác (trộn bề mặt)

Trang 16

Hình 1.14: Các máy moc thi công cột đất ximăng đang được sử dụng ở Đông Nam Á

1.4.1.2 Ở Việt Nam:

Xây dựng cơ sở hạ tầng giao thông vận tải là bước chuẩn bị và tiền đề để phát triển kinh tế của Đất nước Đó là khẳng định đúng đắn của Đảng, Nhà nước và Nhân dân ta trong thời gian qua Công cuộc đó đến nay vẫn tiếp tục phát triển và ngày càng phải xây dựng nhiều dự án, nhiều công trình với quy mô lớn hơn, áp dụng các kỹ thuật công nghệ mới hiện đại hơn

Ngược lại với việc quy mô các công trình xây dựng giao thông ngày càng nhiều, càng lớn thì nguồn vật liệu để phục xây dựng lại càng ít đi và khăn hiếm dần Điều này trở nên cực kỳ khó khăn hơn đối với các tỉnh ở phía Nam của Đất nước khi đang phải xây dựng các công trình giao thông lớn mà đặc biệt là công trình cầu đường Ngoài những khó khăn về trữ lượng của nguồn vật liệu, khu vực

Tp HCM và các tỉnh Đồng bằng Sông Cửu Long còn là khu vực có địa chất nền đất yếu Là nhân tố bất lợi trong việc xây dựng công trình và làm giá thành đầu

tư xây dựng rất lớn

Trước thực trạng đó chúng ta cũng đã mạnh dạn áp dụng một số giải pháp như: đệm cát, giếng cát, cọc cát, bấc thấm, vải địa kỹ thuật, sàn giảm tải BTCT trên nền cọc BTCT Mỗi giải pháp đó đều có những ưu điểm riêng và cũng tồn tại những khuyết điểm điển hình như: khó kiểm soát được biến dạng lún và ổn PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 17

định công trình, thời gian thi công kéo dài hoặc không thể thi công trên diện rộng, gây ô nhiễm môi trường hoặc có giá thành rất cao

Để giải quyết những vấn đề trên, giải pháp cột đất gia cố vôi, vôi –ximăng đã và đang là xu hướng lựa chọn trong các dự án xây dựng

Tại Việt Nam, công nghệ cọc đất - vôi/xi măng bắt đầu nghiên cứu vào năm 1980 với ựu giúp đỡ của Viện địa Kỹ thuật Thuỵ Điển (SGI) Đề tài nghiên cứu được Bộ Xây dựng nghiệm thu vào năm 1985 và đã được áp dụng cho một số công trình dân dụng và công nghiệp ở Hà Nội và Hải Phòng Công trình đầu tiên ở phía Nam do công ty Hercules kết hợp với công ty phát triển kỹ thuật xây dựng thi công là công trình Tổng kho xăng dầu Hậu Giang tại khu công nghiệp Trà Nóc, TP Cần Thơ vào đầu năm 2001 với khối lượng khoảng 50.000m dài cọc

Và gần đây, công nghệ này đang được áp dụng ở hai công trình lớn như : Cải tạo, nâng cấp đường hạ cất cánh, đường lăn và sân đỗ máy bay cảng hàng không Cần Thơ và Dự án đại lộ Đông Tây – Sài Gòn

Hình 1.15: Thi công thử nghiệm cột đất ximăng ở Sân bay Cần Thơ

Trang 18

1.4.2 Các ứng dụng của cột đất trộn ximăng

§ Ổn định mái dốc, tường chắn

§ Nhà hai đến ba tầng, nhà kho, nhà công nghiệp nhẹ

§ Nền đường đắp cao, nền đường sắt

§ Nền đào, mương rãnh tháo nước, cấp nước, ống nhiệt

§ Giảm chấn động xe cộ và chấn động tạo bởi nổ phá và đóng cọc

§ Nền đường đắp đầu cầu

§ Gia cố các nền đất có chất tải bên trên

Hình 1.16: Các ứng dụng khác của cột đất ximăng

1.4.3 Các đặc điểm chung về cột đất trộn ximăng

§ Đường kính cột đất ximăng thông thường từ: 0,5÷1,0m

§ Chiều sâu lớn nhất từ 16÷33m

§ Chịu áp lực tiếp xúc trên nền đất từ 50÷116 kPa PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 19

§ Hàm lượng chất kết dính từ 80÷240kg/m đất gia cố

§ Cường độ của đất gia cố từ 100÷1000 kPa

§ Tỷ lệ giữa diện tích đất gia cố/diện tích đất không gia cố as=0,1÷0,3 (tại Nhật Bản tỷ số này có thể lên đến 0,5)

Hình 1.17: Cột đất gia cố ximăng có đường kính 0,8m

1.4.4 Sơ lược về phương pháp thi công:

Nguyên tắc thi công:

Thi công cột ximăng theo phương pháp trộn sâu được chia thành các bước như sau:

Bước 1: Định vị tim cột Tim cột được định vị bằng cọc gỗ hay cọc tre Sai số cho phép về vị trí tim cột phụ thuộc vào sơ đồ bố trí các cột Di chuyển máy khoan phun đến vị trí, đặt tim mũi khoan trùng với ví trí tim cột ; điều chỉnh cân bằng máy, kiểm tra và điều chỉnh độ nghiêng của cần khoan (độ nghiêng của cột) Kiểm tra và bổ xung chất gia cố vào bình chứa của máy khoan phun Bước 2: Khoan phun tạo cột Vận hành máy cho mũi khoan xoay đi xuống đất

Bước 3: Khi mũi khoan đạt độ sâu thiết kế thì cho mũi khoan quay ngược lại và rút mũi khoan lên đồng thời phun chất gia cố vào trong đất bằng khí nén PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 20

thông qua lỗ ở đầu mũi trộn Tuỳ thuộc vào thiết bị, công nghệ và yêu cầu cụ thể việc phun chất gia có vào đất có thể thực hiện ở giai đoạn mũi trộn đi xuống hay đi lên hoặc ở cả hai giai đoạn Các cánh của mũi trộn sẽ trộn chất gia cố với đất tại chỗ đã được làm tơi trước đó Đối với các cột vôi +xi măng và cột xi măng yêu cầu trộn đồng đều cao hơn so với các cột vôi Việc phun chất gia cố vào đất nên dừng lại cách mặt đất thi công khoảng từ 0,5m đến 1m để tránh ô nhiễm môi trường Do vậy chất lượng các phần bên trên của cột trong khoảng này có thể không đồng nhất, điều này cần được xem xét đến trong thiết kế

Hình 1.18: Trình tự các bước thi công cột đất ximăng

Trang 21

1.4.5 Những ưu, nhược điểm khi áp dụng giải pháp cột đất trộn ximăng

1.4.5.1 Ưu điểm:

§ Chất lượng cao: Quá trình trộn lẫn đều, đồng nhất tạo ra cột ximăng trong nền đất với hiệu quả rất cao Dễ dàng san phẳng mặt bằng công trình, làm sạch đầu cột

đất-§ An toàn khi thi công: ít nguy hiểm trong vận hành, giảm thiểu lao động

§ Nhanh chóng đem lại thuận lợi về cho công trình: Hiệu qủa nhanh, vô hại cho nền đất, chu kỳ thi công ngắn, đơn giản và tiết kiệm được nhiều nguyên liệu, thời gian lao động, vận chuyển

§ Ứng dụng kép: Công nghệ cột đất gia cố ximăng được sử dụng rộng rãi cho nhiều loại đất: cát, sét có độ dẻo cao, đất nhiều mùn

§ Không gây ô nhiễm đối với các công trình xung quanh: Không gây chấn độ nền đất hay gây tiếng ồn; Quy trình không gây chất thải; Không gây ô nhiễm với nước ngầm hay vùng nước lân cận; không

bị các trường hợp xâm thực do nước ngầm, muối khoáng, axít hữu

cơ và vô cơ, nước biển, …

§ Cột đất ximăng không bị phình trướng sau khi thi công

§ Nền đất xung quanh cột không bị chèn, phá lệch gây ảnh hưởng xấu đến các nhà lân cận

§ Kết cấu giữa đầu cột và mố, bệ đơn giản, ít tốn kém, chống sự phá vỡ khi động đất hay gió mạnh

§ Giá thành tương đối rẻ

Trang 22

Hình 1.19: Thi công cột đất trộn ximăng tại khu dân cư

1.4.5.2 Nhược điểm Khi áp dụng giải pháp cột đất trộn ximăng vào Việt Nam hiện nay, chúng

ta vẫn gặp không ít những khó khăn:

- Việc làm chủ các công nghệ này hầu như do các đối tác nước ngoài thực

- Vì là công nghệ mới nên các tiêu chuẩn ngành, cũng như tiêu chuẩn của Việt Nam hướng dẫn về công nghệ cột đất trộn ximăng vẫn chưa thực sự hoàn chỉnh TCXDVN 385: 2006 "Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng " vừa mới ban hành tháng 12/2006 chưa có hướng dẫn cụ thể về tính toán thiết kế cột đất ximăng

- Các công trình đã và đang sử dụng giải pháp cột đất trộn ximăng chủ yếu được thiết kế bằng cách vay mượn quy trình của nước ngoài như Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc

§ Dự án Đại Lộ Đông Tây Sài Gòn: Do nhà thầu Obayashi thiết kế theo quy trình Nhật Bản

§ Dự án sây bay Trà Nóc Cần Thơ: sử dụng quy trình của Thụy Điển và tiêu chuẩn của Thượng Hải Trung Quốc

Trang 23

1.5 MỤC TIÊU CỦA ĐỀ TÀI

Trước những vấn đề đã trình bày ở phần trên thì mục tiêu và phạm vi nghiên cứu của đề tài tập trung giải quyết những vấn đề như sau:

§ Tổng quan về các giải pháp xử lý nền đường đắp trên đất yếu và giải pháp gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng ở khu vực phía Nam;

§ Nghiên cứu các phương pháp tính toán cột đất trộn ximăng theo quan điểm của quy trình Thụy Điển, Nhật và Trung Quốc;

§ Aùp dụng các quy trình Thụy Điển, Nhật Bản và Trung Quốc vào việc tính toán cho công trình: “Cải tạo, nâng cấp đường hạ cất cánh (HCC), đường lăn và sân đỗ máy bay cảng hàng không Cần Thơ” Là công trình có các điều kiện địa chất đặc trưng cho khu vực phía Nam;

§ Tổng kết một số kết quả thí nghiệm để phân tính, đánh giá, từ đó đề xuất giải pháp tính toán phù hợp với điều kiện Việt Nam

§ Phân tích tổng hợp một số chỉ tiêu của nền đất yếu ở khu vực phía Nam trước và sau khi gia cố Từ đó xây dựng những quy luật hoặc đưa ra một số khuyến cáo nhằm cung cấp cho người thiết kế khi chọn giải pháp cải tạo nền đất yếu bằng công nghệ cột đất ximăng

1.6 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

Ä Phương pháp lý thuyết:

§ Tổng hợp từ các nghiên cứu của nước ngoài (Thụy Điển, Nhật, Trung Quốc) về cơ sở lý thuyết tính toán cột đất trộn ximăng

Ä Phương pháp thực nghiệm:

§ Thu thập số liệu thí nghiệm và quan trắc ở các công trình thực tế đã và đang áp dụng tại Việt Nam

Ä Phân tích:

Trang 24

§ So sánh các kết quả tính toán theo lý thuyết và kết quả thu thập được từ các công trình thực tế, từ đó phân tích, đánh giá đưa ra các kết luận

1.7 HẠN CHẾ CỦA VIỆC NGHIÊN CỨU :

§ Thời gian thực hiện đề tài ngắn, nên không thể nghiên cứu sâu hơn các vấn đề khác có liên quan đến đề tài;

§ Có những hạn chế về lượng thông tin, tài liệu nghiên cứu của các nước;

§ Số lượng công trình thực tế áp dụng công nghệ này còn ít hoặc chưa triển khai xong nên các số liệu thu thập được chưa nhiều để việc tổng kết kết quả chính xác hơn

Trang 25

CHƯƠNG 2 NGHIÊN CỨU CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN

CỘT ĐẤT TRỘN XIMĂNG 2.1 ĐẶT VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU

Ở Việt Nam, đầu những năm 80 đã dùng kỹ thuật của hãng Alimak (Thụy Điển) làm cọc đất – xi măng/vôi đường kính 40cm, sâu 10m cho công trình nhà 3-4 tầng Tại khu công nghiệp Trà Nóc (Cần Thơ) đã sử dụng loại cọc này sâu đến 20m bằng hệ thống tự động từ khâu khoan, phun xi măng và trộn dưới sâu do công ty Hercules (Thụy Điển) thi công với tổng chiều dài cọc gần 50000m

Linden-Hiện nay số công trình áp dụng giải pháp cột đất trộn ximăng ở Việt Nam ngày càng nhiều Tuy nhiên như đã phân tích ở trên, bên cạnh nhưng ưu việt của giải pháp như:

§ Kinh tế, thi công nhanh;

§ Không có nhiều đất thải;

§ Lượng xi măng khống chế điều chỉnh chính xác;

§ Không có độ lún thứ cấp (nếu làm nền), không gây dao động đến công trình lân cận;

§ Không ảnh hưởng đến môi trường xung quanh Bên cạnh đó vẫn còn tồn tại nhiều vấn đề như các tiêu chuẩn ngành, tiêu chuẩn Việt Nam hướng dẫn về công nghệ cột đất trộn ximăng vẫn chưa thực sự

hoàn chỉnh TCXDVN 385 : 2006 "Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng " vừa mới ban hành tháng 12/2006 chưa có hướng dẫn cụ thể về tính toán

thiết kế cột đất ximăng

Do vậy, ở chương này tác giả sẽ đi tìm hiểu cách tính toán cột đất trộn ximăng theo quan điểm của các quy trình một số nước có thế mạnh và kinh PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 26

nghiệm về công nghệ cột đất trộn ximăng như: Thụy Điển, Thượng Hải-Trung Quốc, Nhật Bản

2.2 TÍNH TOÁN THEO QUY TRÌNH THỤY ĐIỂN

2.2.1 Khả năng chịu tải của cột đơn

2.2.1.1 Khả năng chịu tải theo vật liệu

a Khả năng chịu cắt của vật liệu cột

Khả năng chịu tải của cột đơn theo vật liệu cột được quyết định chủ yếu bởi khả năng chịu cắt theo vật liệu cột dọc theo mặt trượt Khả năng chịu cắt này phụ thuộc vào vị trí các cột và dạng phá hoại

Vị trí cột được phân làm 3 nhóm Nhóm thứ nhất nằm trong vùng chủ động, nhóm thứ hai nằm trong vùng cắt và nhóm thứ 3 nằm trong vùng bị động Mặt trượt được lý tưởng hoá bởi ba mặt phá hoại (AB, BC, CD) như hình vẽ

Hình 2.1: Các mặt trượt giả định

Dạng phá hoại của cột phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: độ bền chống cắt của cột, độ bền chống cắt của đất không gia cố xung quanh cột, chiều cao nền đường, chiều sâu; hướng cung trượt; đường kính cột; chiều dài cột và khoảng cách giữa các cột Các dạng phá hoại của cột (theo Kivelo, 1998) bao gồm:

§ Dạng a, b - Độ bền cắt và độ bền nén của cọc bị vượt qua;

§ Dạng c, d, e - khả năng kháng uốn của cọc bị vượt qua;

Trang 27

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

Dạng h

Sh

Dạng g

Sg Sf

Dạng f Dạng e

Se Sd

Sa

Hình 2.2: Các dạng phá hoại có thể của cột đất trộn ximăng

Khi cột ứng xử như dạng phá hoại giả định a, b thì khả năng kháng cắt của cột chủ yếu chịu chi phối bởi độ bền cắt của vật liệu cột Chuẩn phá hoại của độ bền cắt không thoát nước được trình bày như hình:

σv.critcrit

σv.crith.crit σ

ứng suất pháp

Hình 2.3: Độ bền chống cắt không thoát nước của cột đất ximăng

Chuẩn phá hoại cho rằng độ bền chống cắt không thoát nước tức thời được tổng hợp từ lực dính và góc nội ma sát khi ứng suất pháp nhỏ và độ bền chống cắt không đổi khi ứng suất pháp lớn (>σcrit)

Ä Dạng phá hoại a:

Khả năng chống cắt không thoát nước tức thời τ của cột dọc theo mặt trượt của dạng phá hoại a được tính toán theo hai biểu thức riêng biệt tùy thuộc vào ứng suất pháp dọc theo mặt trượt Khi ứng suất pháp nhỏ hơn ứng suất tới hạn PDF created with FinePrint pdfFactory Pro trial version http://www.fineprint.com

Trang 28

(σcrit) thì khả năng chống cắt không thoát nước tức thời τa của cột dọc theo mặt trượt trong vùng chủ động và vùng cắt được tính toán theo biểu thức sau:

Cột nằm trong vùng chủ động:

col u col

u

2 col

.

cos 4

d

φ + α

u

2 col

4

d

φ +

Cu.col: Lực dính không thoát nước của vật liệu cột

φu.col: là góc nội ma sát không thoát nước của vật liệu cột 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 cột không phụ thuộc vào lực dọc trục, khả năng chống cắt của vật liệu cột phụ thuộc vào tổng áp lực hông σh Khả năng chống cắt tăng khi áp lực hông tăng Aùp lực hông tác dụng lên cột có thể tính toán theo biểu thức:

+ σ

= σ

) 1

( C 2

E ln

1 C

soil u soil u

soil u soil

u

Trong đó:

σho: Tổng áp lực ngang ban đầu của đất Cusoil: Độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu xung quanh cột

Eusoil: Môđun đàn hồi không thoát nước của đất

Eusoil, νusoil: Môđun đàn hồi không thoát nước và hệ số poisson của đất yếu, được xác định bằng thí nghiệm nén ba trục không thoát nước

Trang 29

Khi ν = 0,5 (ứng với trường hợp σoh = σoh) và khi Eusoil=55Cusoil thì:

o soil u

σvo= γ.z: Tổng áp lực chất tải do trong lượng bản thân

qo: là áp lực phân bố đơn vị do tải trọng ngoài

Khả năng chống cắt không thoát nước tức thời τa của cột dọc theo mặt trượt được tính như sau:

§ Cột nằm trong vùng chủ động:

cos 4

d

.

p hcrit p

usoil

2 col

usoil

2 col

Trong đó:

Kp: Hệ số áp lực đất bị động của vật liệu cột

σhcrit: áp lực ngang tới hạn tác dụn glên cột σhcrit phụ thuộc vào độ bền chống cắt và độ bão hoà của cột và có trị số vào khoảng (100÷150)kPa được xác định bởi thí nghiệm nén ba trục không thoát nước

Ä Dạng phá hoại b:

Với dạng phá hoại b, lực dọc trục của cột đạt đến độ bền nén của cột 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 τb của cột dọc theo mặt trượt trong vùng chủ động (khi σh < σhth.):

d

Ä Với các dạng phá hoại khác:

Trang 30

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 cột cũng như độ nghiêng của mặt phá hoại có ảnh hưởng lớn đến khả năng chống cắt của cột

Cột

Nsin α N

Tcos α

Cột α

Hình 2.4: Lực tác dụng cột dọc theo mặt trượt

§ Với cột trong vùng chủ động (hình 2.4a):

σv: tổng áp lực chất tải thẳng đứng do trọng lượng bản thân cột và

do tải trọng công trình Cusoil: độ bền chống cắt không thoát nước của đất sét không gia cố xung quanh

Trang 31

c Lực dọc trục trong cột

Giả thiết các cột là cột treo, sự biến đổi về độ bền và biến dạng của nó theo chiều sâu không đáng kể; lực dính không thoát nước Cusoil của đất yếu xung quanh cột được huy động hoàn toàn và độ bền của cột thì không bị vượt qua Lực dọc trục trong cột dọc theo mặt trượt nằm dưới nền:

Trong đó

Acol: diện tích tiết diện ngang mqo: phần ứng suất phát sinh trong cột do nền đắp

d Lực ngang T tác dụng lên cột đơn:

Lực ngang xuất hiện trong cột khi phá hoại theo dạng c đến h Độ lớn của nó phụ thuộc vào độ bền chống cắt và khả năng chịu uốn của cột, vào lực dọc trục, chiều sâu cung trượt so với chiều dài cột, đường kính cột, chiều dài cột cũng như độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu quanh cột

Các giả thiết:

§ Đất yếu xung quanh các cột không thoát nước

§ Độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu là hằng số

§ Tiết diện ngang và các thông số của cột không đổi theo chiều sâu

§ Áp lực đất ngang tác dụng lên các cột là lực phân bố đều

Trong đó

K: là hệ số áp lực hông của đất yếu xung quanh cột Cu: độ bền chống cắt không thoát nước của đất yếu

Dựa vào sự cân bằng lực cắt và mômen uốn trong cột, tính lực ngang T:

§ Đối với dạng phá hoại c:

Trang 32

d

H d C K

M 3

4 d

h d C K

3 u u

2 1 2 u

§ Đối với dạng phá hoại d:

d KC M 2

=

d

H d C K

M 3

4 d

h d C K

3 u u

2 2 2 u

1 1 2

Qult,soil = (πdLcol + 2.25πd2)Cusoil (2.22) Trường hợp nền nhiều lớp, công thức trên có thể biến đổi như sau:

usoil

2 uisoil

i soil

Trong đó:

d: đường kính của cột;

Trang 33

Lcol: chiều dài cột;

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

2.2.2 Khả năng chịu tải của nhóm cột

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

Ä Khả năng chịu tải cực hạn của nhóm cột khi phá hoại toàn khối được xác định theo biểu thức sau:

Hình 2.5: Dạng phá hoọai khối của nhóm cột

Qult,group = 2CusoilH[B+L]+(6-9)CusoilBL (2.24)

Trang 34

Hình 2.6: Dạng phá cục bộ của nhóm cột

2.2.3 Độ lún

Mô hình tính toán trình bày dưới đây có nguồn gốc từ mô hình cho các cọc vôi đã được Broms mô tả (1984) Mô hình này cũng đã được sử dụng cho các cọc vôi xi măng mềm và nửa cứng

Độ lún bên trong thể tích đất được gia cố chịu ảnh hưởng của các yếu tố sau đây:

§ Tỷ số giữa mô đun chịu nén của các cọc và của đất không được gia cố

§ Phần các cọc chiếm chổ trên bề mặt được gia cố

§ Các đặc trưng cố kết của đất nền

§ Tải trọng dão của cọc

§ Thời gian đặt tải trọng quan hệ với việc thi công cọc

§ Tính thấm qua trong đất không gia cố và trong các cọc đất – xi măng

Mô hình tính toán này giả thiết đất đồng nhất theo chiều sâu và mọi cọc đều có chiều sâu thiết kế như nhau Do có sự biến đổi trong các đặc trưng của đất không được gia cố và do ảnh hưởng của các chất gia cố, một cách kinh tế có thể dùng các cọc có chiều dài khác nhau Trong trường hợp như vậy các tính toán có xem xét đến biên độ lún cần phải làm với các chiều dài cọc khác nhau Các tính toán ổn định bao gồm trường hợp bất lợi nhất và do đó có thể bổ sung cho phân tích không thoát nước, phối hợp phân tích thoát nước và hỗn hợp Đối với cấu tạo các lớp không đồng nhất, các mặt trượt hỗn hợp có thể quyết định giải pháp thiết kế

Độ lún tổng cộng của một công trình đặt trên nền đất gia cường bằng cột đất-ximăng gồm hai thành phần là độ lún cục bộ của khối được gia cố (∆h1) và độ lún của đất không ổn định nằm dưới khối (∆h2) Có hai trường hợp:

Trang 35

§ Trường hợp A: tải trọng tác dụng tương đối nhỏ và cọc chưa bị rão

§ Trường hợp B: tải trọng tương đối cao và tải trọng dọc trục tương ứng với giới hạn rão của cọc

Các nghiên cứu chỉ ra rằng cọc và đất không gia cố giữa các cọc biến dạng như một đơn nguyên và sự co ngắn dọc trục cọc tương ứng với độ lún của đất xung quanh Khi cùng biến dạng tương đối, ứng suất dọc trục cọc được biểu thị:

col soil s col

s col

col

E ) a 1 ( E a

q A

Q

− +

=

Trong đó :

q: Áp lực tiếp xúc trung bình;

as: Diện tích tương đối của cọc ;

Esoil, Ecol: Mô đun biến dạng của đất bao quanh và vật liệu cọc

=

Trang 36

Hình 2.8: Mô hình tính toán lún trường hợp A

Độ cứng tương đối của cọc có tính tới tác dụng của đất không ổn định, sẽ quyết định sự phân bố tải trọng giữa cọc và đất không ổn định nằm kề Kiến nghị dùng giá trị môđul nén lún của cọc Ecol = 250Cu.col với Cu.col là sức kháng cắt không thoát nước của cọc Để tăng tính chính xác, người ta thường dùng kết qủa từ thí nghiệm nén một trục Oedometer để tìm giá trị Ecol và Esoil Trong tính toán

sơ bộ thường chọn giá trị Mcol = 20 Mpa Ứng suất dọc trục trung bình của cọc được quyết định bởi môđun nén (M =

Độ tăng ứng suất q gây ra do công trình, một phần truyền lên cọc (q1) và một phần truyền cho đất ở xung quanh (q2) Với cùng chuyển vị tương đối, có thể dùng quan hệ sau:

col col

2 col

col

1

E)nAB(

BL

qE

Trang 37

soil

2 col

1

E)a1(

qaE

=

∆

soil col

q.h

σ

σ +

=

p v

' vo i c ' vo

' p i r n

1

i 2

' lg

C lg

C e 1

h

Trong đó:

hi: bề dày lớp đất tính lún thứ i

eoi: hệ số rỗng của lớp đất i ở trạng thái tự nhiên ban đầu

Cri: chỉ số nén lún hồi phục ứng với quá trình dỡ tải

Cci: chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún

σ'vo: ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất tự nhiên nằm trên lớp i

∆σ'v: gia tăng ứng suất thẳng đứng

σ'p: ứng suất tiền cố kết ( Các trị số áp lực này được xác định tương ứng với độ sâu z ở chính giữa lớp đất yếu i )

Trang 38

2.2.3.2 Trường hợp B:

1 2

1

Móng khối quy ước

q = ( q - q )

q (tải trọng truyền lên cọc)

Tải trọng đáy móng quy ước

1

a Tải trọng truyền cho cọc b Tải trọng truyền cho đất

Hình 2.9: Mô hình tính toán lún trường hợp B

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:

L B

A n

creep 2 col 1

c

A

(2.32)

Với: c là khoảng cách cọc

Độ lún cục bộ phần cọc tính theo biểu thức:

col

1

q h

(2.33) Độ lún ∆h2 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

Trang 39

Phần tải trọng q2 = q - q1 dùng để tính toán độ lún cục bộ ∆h1 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

2.2.4 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 αgiữa 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:

E G

đ

Khi υđ = 0.3 thì Gđ = 0.38Mđ Độ 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 τ tb 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:

Trang 40

tb 2 ( B 1 ) L

q 8 0

+

= τ

(2.36)

Trong đó:

B: bề rộng của đáy nền;

Lcol: chiều dài cọc;

Với độ lún lệch lớn nhất cho phép là 1/300 và ước tính rằng mô đun kháng cắt tức thời của đất không gia cố Gđ = 100Cu.soil ta có:

soil u

tb

C 100 300

L ) 1 B ( 2

q 0 3

col

C

q ) B

1 1 (

1 2 1 B

L

+

=

(2.39) Nếu bỏ qua số hạng 1/B thì:

soil u

col

C

q 2 1 B

L

=

(2.40)

2.2.5 Tính lún theo thời gian

Thể tích của cột đất-ximăng bị giảm trong vài ngày đầu sau khi trộn Độ giảm này nếu tương đối lớn sẽ giảm tính thấm của cọc

Tốc độ lún của nền đất sét được gia cố cột đất-ximăng được tính toán như tầng có thiết bị thoát nước thẳng đứng (giếng cát, bấc thấm) Hệ số thấm của cấu trúc cột đất-ximăng bằng khoảng 400÷1000 lần so với nền sét yếu bão hoà nước

Mức độ lún có thể được tính toán dựa trên phương trình cố kết thấm của Barron(1984), với sự điều chỉnh của Ahnberg (1986)