qu=800kPa.
3 -Tổng chiều dài thicông công
m 360 280
- Khối lượnq bê tông m3 38,06
4 Tổng chi phí (vnđ) 478.019.607 171.538.781
5 1 Đánh giá 1 Chưa hiệu quả Hlêu quả
đổ bó trí cọc CDM, mômen của cọc đạt giá trị lớn nhất tại độ sâu khoảng 9,5m; tương ứng với chiều dày của lớp bùn sét.
Qua hình 17 và 18 có thể thấy rằng, ứng với cùng một chiều cao đất đắp, giá mômen lớn nhất của cọc BTCT trong kết cấu tường chắn có bố trí cọc xi măng đất theo sơ đổ 4 luôn nhỏ hơn kết quả tính từ các sơ đồ 1, sơ đổ 2, sơ đồ 3. Gía trị chênh lêch này lẩn lượt là 26,46%; 12,43%; 10,72%. Điều này có thế giải thích là do chuyển vị đất nền dưới tác dụng của tải trọng đát đáp ứng với các sơ đổ bố trí cọc CDM không giống nhau, nên mômen của cọc bị ảnh hưởng.
6 .3 . Sức chịu tả i của nền th eo các sơ đổ
Hình 19; ứng suất lớn nhát ở đáu cọc CDM
r~ -
" : Í ,
J . . : -ị
Hình 21: Kết cáu tường chắn két hợp với hệ cọc BTCĨ và sàn giảm tải
Từ hình 19 có thể nhận xét rằng, ứng với cùng một chiểu cao đất đắp, áp lực của tải đất đắp phân bố trên cọc và đát nền trong kết cấu tường chắn có bố trí cọc xi măng đất theo sơ đó 4 luôn nhỏ hơn kết quả tính từ các sơ đổ 1, sơ đổ 2, sơ đổ 3 (hình 4.8). Gía trị chênh lệch của ứng suất trên đầu cọc lẩn lượt là; 25,65%; 53,66%; 50,75%; tương tự độ chênh lệch của ứng suất nền là: 23,07%; 30,77%; 89,23%. vấn đe này được lý giải dựa vào cơ chế truyền lực từ nén
đất đắp lên hệ cọc và đất yếu do ảnh hưởng cùa hiệu ứng vòm. Theo hình 11, với chiều cao đất đắp h=3,2m; các sơ đồ bổ trí cọc CDM đều đảm bảo điểu kiện xảy ra hiệu ứng vòm (Nguyễn Minh Tâm, 2011). Tuy nhiên, khi tỷ số h/(s-a) lớn thì hệ số tập trung ứng suất được định nghĩa là tỷ số giữa ứng suất tác dụng lên cọc với ứng suất tác dụng lên đất nền xung quanh cọc sẽ giảm, tức là tải trọng có khuynh hướng dốn vào đất yếu nhiều hơn so với cọc. Vì vậy, chiều cao đất đắp hợp lý để xảy ra hiệu ứng vòm nằm trong một khoảng giá trị, tỷ số h/(s-a) khi bố trí cọc CDM theo sơ đổ 4 có thể nằm trong khoảng giá trị này, nên hiệu ứng vòm đạt hiệu quả cao nhất, áp lực của đất đắp phân bố đểu lên đầu cọc CDM và áp lực tác dụng lên n ê n là nhỏ nhất so với các sơ đổ bố trí còn lại.
Theo kết quả hình 19 và hình 20, ứng suất trong thân cọc CDM giảm dần theo độ sâu, mức độ giảm tương ứng cho sơ đổ 1, 2, 3 là: 5,69%; 17,03%; 9,48%. ứng suất của đất nén lại tăng theo độ sâu với mức độ tăng tương ứng cho sơ đó 1, 2, 3,4 là: 301%; 195%; 235%; 507% và giá trị ứng suất nền ở đẩu và chân cọc đểu nhỏ hơn sức chịu tải của đất nén.
Từ kết quả phân tích ở mục 6.1,6.2, 6.3 tác gải nhận thấy, chuyền vị ngang và mômen của cọc BTCT; chuyển vị và ứng suất của đất nén trong kết cấu tường chắn có bố trí cọc CDM theo sơ đổ 4 cho kết quả tối ưu nhất so VỚI các sơ đó 1, 2, 3. Tác giả tiến hành so sánh kết quả phân tích két cấu tường chắn trên hệ cọc BTCT
kết hợp gia cố nén bằng cọc CDM với kết cấu tường chắn trên hệ cọc BTCT kết hợp hệ sàn giảm tải như hình 21, kết q u ả so sánh xem bảng 7 và bảng 8.
Theo bảng 7, kết quả tính theo cả hai giải pháp đều nhỏ hơn glá trị cho phép theo quy phạm và đặc trưng vật liêu trong kết cấu kè.
Theo bảng 8, giải pháp kết cấu tường chắn kết hợp với hệ cọc BTCT và gia cố nén bằng cọc CDM đạt hiệu quả kinh tế hơn so với giải pháp tường chắn kết hợp với hệ cọc BTCT và sàn giảm tải, sự chênh lệch khoảng 2,79 lần.
7. KẾT LUẬN
Khi phân tích ổn định của két cấu kè dạng tường chắn trên hệ cọc BTCT kết hợp gia cố nền bằng cọc CDM ở khu vực Quận 2, với cùng một tỳ diện tích gia cố, việc bó trí cọc theo sơ đố 4 - bổ trí theo lưới tam giác, tỷ số h/(s-a)=4,57 cho kểt quả chuyển vị đất nén, chuyển vị và mômen thân cọc BTCT thuộc kết cấu kè là nhỏ nhất và các giá trị này nằm trong giới hạn cho phép của quy phạm, tiêu chuắn và đặc trưng làm việc cùa vật liệu kết cấu kè.
Sử dụng cọc CDM để xử lý nén đãt yếu bên trong két cấu kè dạng tường chắn trên hệ cọc BTCT cho hiệu quả kinh tế cao so với giải pháp xử lý truyền thống lầ dùng sàn giảm tải. * 1
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Aboshi, H., Ichimoto, E., Enoki, M., and Harada, K. (1979) The "Compozer"- a Method to Improve Characteristics of Soft Clays by Inclusion of Large Diameter Sand Columns. Proceedings
of International Conference on Soil Reinforcement, trang 211- 216.
2. Baker, s. (2000) Deformation Behaviour of Lime/Cement Column Stabilized Clay, Swedish Deep Stabilization Research Centre, Rapport 7, Chalmers University of Technology.
3. Balaam and Booker (1981) Analysis of rigid rafts supported by granular piles, International journal for numerical and analatical methods In geomechanics, vol.5, trang 379-403.
4. Barksdale and Bachus (1983) Design and construction of stone columns vol 1, FHWA/ RD-83/ 026.
5. Broms, B.B (2003) Deep Soil Stabilization: Design and Construction of Lime and Lime/Cement Columns. Royal Institute of Technology, Stockholm, Sweden.
6. Bruce, D.A. (2002) An Introduction to the Deep Mixing Methods as Used In Geotechnical Applications Volume III: The Verification and Properties of Treated Ground. Federal Highways Administration, FHWA-RD-99-167.
7. Carlsten, p. and Ekstrom, J. (1997) Lime and Lime Cement Columns, Guide for Project Planning, Consftuctlon and Inspection. Swedish Geotechnical Society, SGF Report 4:95 E.
8. CDIT (Coastal Development Institute of Technology) (2002) The Deep Mixing Method: Principle, Design and Construction. A.A. Balkema:The Netherlands.
9. CDM (Cement Deep Mixing) (1985) Design and Construction Manual for CDM Institute, Partial English Translation.
10. Đặng Hữu Chinh (2004) Nghiên cứu kết cáu kè trên nén đát yéu bảo vệ chổng sạt lở - Khu vực Thanh Đa Tp. Hó Chí Minh, Luận văn thạc sỹ, ĐH Bách Khoa Tp. HCM, HCM,.
11. EuroSoilStab (2002) Development of Design and Construction Methods to Stabilise Soft Organic Soils. Design Guide Soft Soil Stabilization, CT97-0351 Project No.: BE 96-3177. 12. George M. Fllz và Michael p. Navin (2006) Stability of Column-Supported Embankments - final contract report. Contract Research Sponsored by Virginia Transportation Research Council.
13. Hỗ sơ thiết ké, khảo sát địa chát công trình Kè bảo vệ sông Sài Gòn, Quận 2 - TP. Hổ Chí Minh (2012).
14. Jacobson, J. R., Filz, G. M., and Mitchell, J. K. (2005) Factors Affecting Strength of Lime-Cement Columns Based on a Laboratory Study of Three Organic Soils. Deep Mixing '05: International conference on deep mixing best practice and recent advances.
15. Kawasaki,!, Niina, A., Saitoh, s., Suzuki,! and Honjyo, Y. (1981) Deep Mixing Method using Cement Hardening Agent. Proceedings of the 10th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Stockholm, trang 721- 724.
16. Masaki Kitazume và MasaakiTerashi (2012) The Deep Mixing Method. A Balkema book, Japan.
17. McGinn, A. J. and O'Rourke, T. D. (2003) Performance of Deep Mixing Methods at Fort Point Channel. Report to Massachusetts Turnpike Authority, Federal Highway Administration, and Bechtel/Parsons Brinckerhoff, Cornell University.
18. Nguyễn Minh Tâm và Đinh Công Phương (2011) Các phương pháp tính toán sự phân bố tải trọng lên nén đường gia có bởi hệ cọc dựa trên hiệu ứng vòm." Internet: http://idoc.vn/ tal-lieu/cac-phuong-phap-tinh-toan-su-phan-bo-tai-trong-len- nen-duong-gia-co-boi-he-coc-dua-tren-hleu-ung-vom.html.
19. Ou, c. Y„ Wu, T. s„ and Hsleh, H. s. (1996) Analysis of Deep Excavation with Column Type of Ground Improvement in
Soft Clay. Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 122, No. 9, trang 709-716.
20. Porbaha, A., Ghaheri, F., and Puppala, A. J. (2005) Soil Cement Properties from Borehole Geophysics Correlated with Laboratory Tests. Deep Mixing '05: International conference on deep mixing best practice and recent advances.
2 ! Terashi, M. (2003) The State of Practice in Deep Mixing Methods. Grouting and Ground Treatment, Proceedings of the 3rd International Conference, New Orleans, trang 25-49.
22. Tiêu chuẩn Mỹ FHWA-SA-98-86 và FHWH- RD -99 -138 vé gla cố đất nén bằng cọc xl măng đát.
Tổng quan về mô hình hóa quá trình ănmòn bê tông cốt thép: những vấn đề còn mòn bê tông cốt thép: những vấn đề còn tồn tại và tiềm năng nghiên cứu
Ngày nhận bài: 6/4 /2 0 1 4Ngày sửa bài: 13/4/2014 Ngày sửa bài: 13/4/2014
Ngày chấp nhận đăng: 28/4/2014
TÓM TẮT:
Tuổi thọ của các cấu kiện bê tông cốt thép thường được tính bằng thời gian cẩn thiết để các nhân tố xâm thực (C1, C 0 2) chạm tới cốt thép sau khi thâm nhập qua lớp bê tông các nhân tố xâm thực (C1, C 0 2) chạm tới cốt thép sau khi thâm nhập qua lớp bê tông bảo vệ. Tuy nhiên khái niệm này bây giờ không còn thật sự chính xác khi ngành công nghiệp xây dựng bê tông cốt thép đã và đang đạt được nhiểu tiến bộ đáng chú ý để cải thiện độ an toàn thông qua chất lượng thép, bê tông, kỹ thuật thi công, phụ gia bảo vệ, phương pháp bảo vệ. Vì vậy, giai đoạn kể từ lúc cốt thép bị ăn mòn (tức là sau khi các nhân to xâm thực chạm tới cốt thép) đã bắt đẩu được đánh giá là một giai đoạn quan trọng đóng góp đáng kể vào tuổi thọ công trinh, và do đó cũng ngày càng được chú ý nghiên cứu nhiểu hơn. Đã và đang có nhiều mô phỏng được đưa ra để dự đoán những diễn biến cơ hóa lý cũng như các thay đổi tính chất của thép và bê tông trong giai đoạn này. Bài viết có mục đích đưa ra những nhận xét, đánh giá tổng quan vế các mô phỏng trên, đổng thời đưa ra một số để xuất nhằm khắc phục các vấn để còn tổn tại. Trước hết các phương pháp mô phỏng sẽ được phân loại. Sau đó những vấn đê' nổi bật nhất sẽ được phân tích bao gổm các thông sỗ đẳu vào và các trạng thái giới hạn. Sự hữu ích của các mô phỏng này trong vấn đê' bảo trì và sửa chữa các cấu trúc bê tông cốt thép bị hư hại do ăn m òn cũng sẽ được đề cập tới trong nghiên cứu này.
ABSTRACT
The life span of the reinforced concrete structure is considered as the time needed for aggressive agents (C l, C 0 2) to reach the steel rebar after penetrating through the for aggressive agents (C l, C 0 2) to reach the steel rebar after penetrating through the protective concrete layer. However, this concept is no longer totally exact in light of the advancements in the concrete construction industry. Many remarkable progresses have been achieved to improve the structure safety: quality of the steel and concrete, construction techniques, as well as corrosion protective systems. Therefore, the corrosion propagation phase, which happens after the aggressive agents reach the steel rebar, has been recently considered as an important period contributing significantly to the service life of the structure, and thus draws increasingly more research attention. Various models have been developed to predict this propagation phase. This paper provides an overview of the available models, and proposes suggestions to overcome some of the existing problems. First of all the modelling methods will be classified. Then some of the most salient issues will be analysed including the input parameters and the limit states. The usefulness of the propagation models as tools to aid in the repair and maintenance of corrosion damaged structures will also be addressed in this study. Phạm Sơn Tùng
National Institute of Applied Sciences of Rennes, France
Phạm Sơn Tùng
1. Mở đẩu
Quá trình ăn mòn bê tông cốt thép(BTCT) có thể chia thành 2 giai đoạn như (BTCT) có thể chia thành 2 giai đoạn như trên hình 1 [1]: