CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU CỌC ĐẤT XI MĂNG KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU
1.2 Tổng quan về nghiên cứu cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật để xử lý nền đất yếu
1.2.2 Cơ sở lý thuyết tính toán cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật
Giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT nói riêng, giải pháp cọc kết hợp với vật liệu ĐKT nói chung để xử lý nền đất yếu dưới đường đắp ngày càng được áp dụng rộng rãi trên thế giới. Các nghiên cứu hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT để xử lý nền đất yếu có thể phân chia làm ba nhóm chính: nhóm phương pháp lý thuyết, nhóm phương pháp mô hình thực nghiệm và nhóm phương pháp số.
Phương pháp lý thuyết được nghiên cứu đầu tiên và phổ biến nhất. Dựa trên các giả thiết tính toán, nhiều nhà nghiên cứu, các tổ chức đã đi sâu vào phân tích sự làm việc giữa cọc và vật liệu ĐKT. Nhìn chung, quan điểm của những nhà nghiên cứu và thiết kế
19
đều cho rằng đây là một hệ làm việc phức tạp, phụ thuộc vào nhiều yếu tố như khoảng cách giữa các cọc, độ cứng của cọc, chiều cao và góc ma sát trong của đất đắp, khả năng chịu tải của cọc và sự làm việc của lưới ĐKT [33]. Khi phân tích, các nghiên cứu hầu như rời rạc hệ GRPS thành các phần riêng rẽ và kèm với đó là những giả thiết nhằm đơn giản hóa. Phần đất đắp trên hệ cọc bao gồm các nghiên cứu về vòm đất và cơ chế truyền tải (hình 1.7); lực kéo và độ dãn dài của lưới ĐKT. Phần nền phía dưới bao gồm các nghiên cứu về sự tập trung ứng suất vào đầu cọc, tương tác cọc và đất yếu xung quanh [61].
Trong nghiên cứu lý thuyết tính toán hệ cọc kết hợp vật liệu ĐKT để xử lý nền đất yếu, cơ chế truyền tải trọng là một trong những khía cạnh quan trọng nhất. Khi chịu tải trọng, ngoài hiệu ứng vòm, hệ cọc kết hợp vật liệu ĐKT còn xảy ra hiệu ứng màng [30].
Đối với hiệu ứng vòm, rất nhiều các nghiên cứu đã công bố: Terzaghi (1943) [72], Hewlett và Randolph (1988) [45], Kempfert và nnk (1997) [52], Zaeske và Kempfert (2002) [66], tiêu chuẩn EBGEO (Đức) [52], tiêu chuẩn BS 8006 (Anh) [31]..., tuy nhiên được áp dụng phổ biến nhất là các tính toán dựa trên tiêu chuẩn BS 8006 [50]. Các nghiên cứu về hiệu ứng màng theo Hello và Villard (2009) [44] bao gồm phương pháp hình học đơn giản (mặt phẳng 2D hoặc đối xứng trục) như Delmas (1979), Perrier (1983), Espinoza (1994) và Giroud (1990) cho đến phân tích ba chiều (3D) của Russell và Pierpoint (1998), Rogbeck và nnk (1998), Kempton và nnk (1996).
Hạn chế của phương pháp lý thuyết đó là đưa ra nhiều giả thiết để đơn giản hóa bài toán (đặc biệt bỏ qua sự làm việc của đất nền), phân tích các thành phần cọc, tải trọng và vật liệu ĐKT riêng rẽ nên không có sự tương tác trong quá trình chịu lực. Để khắc phục các nhược điểm đó, phương pháp mô hình thực nghiệm và phương pháp số kiến nghị được áp dụng.
Nhóm nghiên cứu mô hình thực nghiệm tiêu biểu như Hewlett và Randlph (1988) [45]; Zaeske (2001) [66]; Bergado (2002) [29]; Fang (2006) [35]; Artidteang và nnk (2013) [27]; King và nnk (2017) [54]...Các nghiên cứu đã tiến hành trên các mô hình vật lý tỷ lệ thực và mô hình vật lý tỷ lệ thu nhỏ cùng với sự hạn chế về loại vật liệu và kết cấu. Kết quả nghiên cứu mô hình thực nghiệm đã mô phỏng được nguyên lý làm việc hệ nền cọc và là cơ sở rất tin cậy cho việc phát triển, kiểm tra đối chiếu khẳng định các tính toán giải tích theo phương pháp lý thuyết hay điều kiện biên theo phương pháp số.
Phương pháp số bao gồm hai loại: phương pháp sai phân hữu hạn (DEM) và phương pháp phần tử hữu hạn (Finite Element Method - FEM). Mục đích chính của phương pháp này là làm nổi bật việc thông số ĐKT ảnh hưởng đến ứng xử của nền đắp, so sánh kết quả của phương pháp số với kết quả phương pháp mô hình thực nghiệm và kết quả phương pháp lý thuyết. Nhóm nghiên cứu bằng phương pháp số tiêu biểu như Jones và nnk (1990) [49]; Han và Gabr (2002) [43]; Fang (2006) [35];
Tandel và nnk (2013) [71]; Ye và nnk (2016) [80]; Zhang và nnk (2016) [85]; Chai và nnk (2017) [33]...để phân tích bài toán cọc kết hợp với vật liệu ĐKT ngày càng phổ biến. Tuy nhiên độ chính xác của phương pháp số phụ thuộc nhiều vào việc lựa chọn mô hình vật liệu, mô hình bài toán và các điều kiện biên.
1.2.2.2 Phương thức truyền tải và các thông số đánh giá hiệu quả hệ GRPS
Terzaghi là người đưa ra quan điểm hiệu ứng vòm trong quyển lý thuyết cơ học đất năm 1943 [72]. Ban đầu, áp lực thẳng đứng lên nền đất tự nhiên 'v bằng sức chịu tải của nền đất. Sau đó do việc lún dần vùng đất xung quanh các cọc sẽ làm võng vật liệu đắp phía trên, sự chuyển động đó làm xuất hiện sức kháng cắt ở mặt bên giữa một khối bị lún xuống và khối trên cọc đứng yên. Kết quả là áp lực tổng cộng lên vùng bị võng sẽ giảm, trong khi vùng đứng yên trên đỉnh cọc làm tăng tải trọng lên cọc với cùng một giá trị tương ứng. Khi độ võng đã đạt đến giới hạn sẽ sinh ra mặt phá hoại giữa hai mặt trượt lên nhau hình thành theo dạng vòm, bắt đầu từ đỉnh cọc lan dần lên bề mặt (hình 1.7).
Hình 1.7 Trạng thái ứng suất trong khối đắp theo Terzaghi (1943) [72]
Khi khối đất đắp được thi công trên nền cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT, khối đất giữa hai cọc bị lún xuống đồng thời sinh ra hai thành phần lực: lực kéo trong lưới T và phản lực của nền đất yếu σs. Quá trình dịch chuyển của khối đất sẽ hình thành ứng suất cắt trong khối đắp trên cọc. Ứng suất cắt này sinh ra hiệu ứng vòm trong khối đắp và làm giảm tải trọng tác dụng lên vải ĐKT nhưng làm tăng tải trọng do vòm tác dụng vào cọc
21
p'c . Phương thức truyền tải được mô phỏng bởi nghiên cứu của Han và Gabr (2002) [43] (hình 1.8).
Lưới ĐKT
Cọc
Hình 1.8 Phương thức truyền tải hệ GRPS theo Han và Gabr (2002) [43]
Để đánh giá hiệu quả truyền tải vào cọc và lực căng của lớp lưới ĐKT, các nghiên cứu sử dụng một trong các thông số sau đây:
- Hiệu quả truyền tải
Theo Hewlett và Randolph (1988) [45], hiệu quả truyền tải được định nghĩa là tỷ lệ tải trọng đắp truyền vào một trong các thành phần hệ cọc. Ví dụ như hiệu quả truyền tải cọc, hiệu quả truyền tải đất yếu, hiệu quả truyền tải lưới ĐKT. Hiệu quả truyền tải được xác định theo công thức 1.7:
E = (1.7)
trong đó: P - tổng lực truyền đến một thể tích của đất đắp, H - chiều cao đất - Hệ số tập trung ứng suất
trong các thành phần của hệ cọc,- trọng lượng đắp; s - khoảng cách từ tim đến tim cọc.
Han và Gabr (2002) [43] đưa ra khái niệm hệ số tập trung ứng suất để xác định mức độ truyền tải vào cọc so với truyền tải vào đất yếu (công thức 1.8).
n =
trong đó: p'c - ứng suất thẳng đứng trên đỉnh cọc; ’s - áp lực truyền vào đất nền giữa các cọc.
- Tỷ số giảm ứng suất (SRR - Stress Reduction Ratio)
Tỷ số giảm ứng suất (SRR) là tỷ số ứng suất truyền vào đất nền trên tổng áp lực tác dụng [78] (công thức 1.9):
SRR =
(1.9)
trong đó: ’s - áp lực truyền vào đất nền giữa các cọc; ’v - tổng áp lực tác dụng.
1.2.2.3 Lý thuyết tính toán hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật [31], [34], [40], [66], [72]
Kể từ khi Terzaghi đưa ra quan điểm hiệu ứng vòm vào năm 1943 đến nay, phần lớn việc tính toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT đều dựa trên các lý thuyết cọc kết hợp vật liệu ĐKT trong xử lý nền đất yếu. Trong đó các lý thuyết tiêu biểu làm cơ sở cho tính toán cọc kết hợp vật liệu ĐKT hiện nay có thể kể đến như Terzaghi (1943), phương pháp Guido và nnk (1987), theo tiêu chuẩn Thụy Điển (1987), thử nghiệm Zaeske (2001), mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph (1988), mô hình thử nghiệm trong phòng của Low và nnk (1984), phương pháp tính toán của Colin (2004), tính toán theo tiêu chuẩn Anh BS 8006, phương pháp phân tích theo tiêu chuẩn Đức EBGEO...
a. Tính toán theo lý thuyết Terzaghi (1943)
Sau thí nghiệm màn trập, Terzaghi (1943) [72] đưa ra lý thuyết về hiệu ứng vòm dựa trên bài toán phẳng hai chiều. Mô hình lăng trụ của Terzaghi giả thiết khi độ võng của phần đất nền giữa hai cọc đạt đến giới hạn, sẽ sinh ra mặt phá hoại giữa hai mặt trượt lên nhau, bắt đầu từ đỉnh cọc lan dần lên bề mặt (hình 1.7). Kết quả phần tải trọng truyền vào đất nền giữa hai cọc xác định bởi công thức 1.10:
v =
.B
Ktg
trong đó: - trọng lượng thể tích của đất đắp; B - khoảng cách giữa hai cọc; K - hệ số áp lực đất thay đổi theo độ sâu; q - tải trọng xe quy đổi phía trên lớp đất đắp; z - độ sâu điểm đang xét tính từ mặt đất.
b. Lý thuyết tính toán Guido và nnk (1986)
Guido và nnk (1986) [40] nhận thấy rằng việc sử dụng lưới ĐKT có độ cứng cao có khả năng nâng cao sức chịu tải của móng. Phương pháp này giả thiết góc lan truyền tải trọng trong lớp đất rời gia cố (bằng lớp lưới ĐKT) ít nhất 450 (hình 1.9). Theo phương
pháp Guido, áp lực thẳng đứng trên lớp lưới được xác định bằng công thức 1.11:
= (s − a)
3 2 (1.11)
Phương pháp Guido tính toán dựa trên diện tích phần bên trong cọc (s-a)2. Kết quả cho thấy áp lực lên lưới phụ thuộc vào đường kính cọc, khoảng cách cọc và trọng lượng thể tích của đất đắp. Phương pháp này không xét đến sự hỗ trợ của nền đất yếu giữa hai cọc.
Hình 1.9 Vòm đất theo Guido và nnk (1986) c. Tính toán theo tiêu chuẩn Thụy Điển (1987)
Trong phương pháp này, hai cạnh của hiệu ứng vòm hợp nhau một góc 300, chiều cao giới hạn để vòm đất phát triển hoàn thiện H > (s-a)/(2tg15O) - tức H 1,87(s-a). Với các tải trọng thêm vào trên chiều cao giới hạn sẽ truyền vào cọc. Phương pháp Thụy Điển áp dụng cho một lớp lưới ĐKT, tỷ lệ cọc thay thế nhỏ nhất 10% và cũng bỏ qua sự làm việc của đất nền (hình 1.10).
Hình 1.10 Vòm đất theo phương pháp Thụy Điển (1987) d. Mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph (1988)
Trong mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph (1998) [45], đất yếu được mô phỏng bằng cao su xốp, các lớp cát đắp được nhuộm màu và trải thành các lớp nằm ngang và sự chuyển vị của phần đắp được quan sát qua vách kính của khoang thí nghiệm. Thí nghiệm được thực hiện với nhiều trường hợp khi thay đổi khoảng cách
24
giữa các cọc và tải trọng. Kết quả chuyển vị chỉ ra rằng phương chuyển vị cắt ở phía ngoài mũ cọc có dạng hình quạt (hình 1.11). Hewlett và Randolph (1988) cho rằng vòm phát triển trong phần cát đắp giữa cọc giới hạn bởi mặt cong dạng bán cầu. Phần lớn tải trọng trên đỉnh mặt cong được chuyền tới cọc hỗ trợ thông qua vòm.
Các kết luận về vòm đất rút ra từ thí nghiệm là cơ sở cho nhiều phương pháp tính toán giải tích sau này để giải quyết vấn đề hình thức của vòm đất phát triển trong phần đất đắp giữa hai cọc. Tuy nhiên, do thí nghiệm chỉ được tiến hành với loại đất cát nên đã không phản ánh được sát thực kích thước của vòm đất với các loại đất đắp khác nhau và do đó các lý thuyết tính toán dựa trên thí nghiệm này sẽ dẫn tới sự sai lệch khi tính toán sự phân bố tải trọng. Ngoài ra, việc sử dụng cao su thay cho đất yếu đã không thể hiện được sự tương tác đất yếu và cọc, đất yếu và lưới ĐKT. Mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph là cơ sở xây dựng tiêu chuẩn BS 8006.
Hình 1.11 Giả thiết vòm đất dạng bán cầu Hewlett và Randolph (1988) e. Thử nghiệm Zaeske (2001)
Thử nghiệm được tiến hành bởi Zaeske vào năm 2001 trên mô hình tỉ lệ 1:3 [66].
Thử nghiệm mô phỏng sự làm việc của cọc bê tông cốt thép gia cường nền đất yếu kết hợp với một lớp vải ĐKT trải trên đỉnh cọc ngay dưới phần đắp. Thùng thí nghiệm có kích thước trong lòng 1,0 m x 1,0 m, lớp đất bùn dưới cùng dày 0,4 m mô phỏng cho lớp đất yếu, hệ cọc gồm bốn cọc vuông tiết diện 0,16 m x 0,16 m, dài 0,4 m bố trí dạng lưới ô vuông với khoảng cách từ tâm cọc đến tâm cọc là 0,5 m. Thí nghiệm được tiến hành với chiều cao lớp đất đắp bằng cát cát (h) thay đổi tương ứng 0,35 m và 0,7 m và tải trọng ngoài phân bố đều trên đỉnh lớp đắp ( s) thay đổi từ 0 kPa đến 120 kPa theo từng cấp bằng 10 kPa (hình 1.12)
Thực nghiệm tiến hành đo các đại lượng bao gồm: Độ lún tổng cộng trên mặt lớp cát đắp; ứng suất trên đầu cọc; ứng suất trong cát ở các độ sâu và độ dãn dài của cốt khi
chiều cao lớp cát h và tải trọng s thay đổi.
Hình 1.12 Bố trí mô hình thực nghiệm Zaeske (2001)
Hình 1.13 Kết quả thực nghiệm Zaeske (2001)
Kết quả nghiên cứu cho thấy, các kết quả lực truyền vào cọc, lực kéo trong cốt, độ lún quan trắc được từ thí nghiệm đã phản ánh khá cụ thể hiệu quả của sự kết hợp cọc với vật liệu ĐKT với mô hình cọc chống (hình 1.13). Đây là thí nghiệm hữu ích cho các nghiên cứu về phương pháp tính cũng như kiểm tra lại kết quả của các thử nghiệm số đã có.
Hạn chế của phương pháp thực nghiệm này chính là việc hạn chế các loại đất, vật liệu sử dụng trong thực nghiệm do đó không phản ánh được sự ảnh hưởng của các loại đất, vật liệu khác nhau vốn rất đa dạng, phong phú trên thực tế xây dựng.
f. Phương pháp Colin (2004)
Lý thuyết tính toán hay có thể gọi là phương pháp Colin (2004) [68] quan điểm trong trường hợp bài toán phẳng 2D, vòm đất dạng hình chóp được xác định trong phạm vi góc α = 450 bắt đầu vẽ từ rìa ngoài của mũ cọc, trong bài toán không gian 3D vòm đất là hình bán chóp 6 mặt (hình 1.14).
26
Vòm đất trong bài toán 2D Vòm đất trong bài toán 3D Hình 1.14 Giả thiết vòm đất trong phương pháp Colin (2004)
Colin đã tiến hành thí nghiệm bàn nén tĩnh trên lớp cốt đáy bằng lưới ĐKT gia cường cho nền đất để nghiên cứu sức chịu tải. Kết quả thí nghiệm chỉ ra rằng, nền cát không gia cố lưới ĐKT bị phá hoại trượt và mặt trượt thể hiện lên trên bề mặt nền thông qua các quan sát được về hiện tượng đẩy trồi lên của vật liệu. Một biểu hiện khác của sự phá hoại là tải trọng hầu như không đổi trong khi biến dạng đất nền liên tục tăng.
Phương pháp Colin tập trung tính toán bố trí các lớp lưới ĐKT từ việc đơn giản hóa hình dạng vòm đất, tính toán lực kéo lưới trong trường hợp bố trí nhiều lớp. Đây là phương pháp giải tích có lời giải đơn giản, tuy nhiên việc đưa ra nhiều giả thiết nên mô hình tính khác nhiều so với thực tế làm việc như:
- Bỏ qua sự làm việc của đất nền; không kể tới ảnh hưởng của loại đất đắp (chỉ tiêu cơ lý).
- Thiên về an toàn với giả thiết coi toàn bộ tải trọng do cọc chịu.
- Coi lưới ĐKT chỉ có độ dãn dài tối đa là 5% và không đưa ra lời giải cụ thể để xác định được độ dãn dài tương đối của lưới ĐKT.
g. Lý thuyết tính toán theo tiêu chuẩn EBGEO của Đức
Phương pháp này tính cho nền đắp trên hệ móng cọc chống, dựa trên mô hình thí nghiệm và mô hình phần tử hữu hạn của Kempfert và nnk (2003) [52]. Theo phương pháp này giả định có nhiều vòm đất chỏm cầu hình thành trong lớp đắp giống như gợi ý của Hewlett và Randolph (1988). Điểm khác của EBGEO (Đức) là vòm chứa rất nhiều mặt vòm cong phía trong (hình 1.15). Mặt vòm trên cùng có bán kính 0,5sd, còn những mặt vòm bên trong có bán kính lớn hơn 0,5sd cho đến vô cùng với mái vòm thấp nhất (là đoạn thẳng sát mặt của đất yếu phía dưới) [40]. Phương pháp này sử dụng lý thuyết đàn hồi để xác định biến dạng và lực kéo lưới ĐKT.
Để đảm bảo sự phát triển của vòm đất, chiều cao nền đắp tối thiểu xác định theo công thức 1.12:
Hv = 0,7sd
trong đó: Hv - chiều cao vòm đất; sd - khoảng cách lớn nhất giữa hai cọc trong một ô lưới cọc tính từ tim cọc.
Ứng suất thẳng đứng ở giữa chỏm cầu tại điểm thấp nhất (trên mặt của nền đất yếu) (hình 1.15) 'zo được xác định theo công thức 1.13:
' = .(+
ZO
với=
1
(1.13)
trong đó: d - đường kính mũ cọc hoặc đường kính quy đổi d = 4 Ac / với Ac - diện tích mũ cọc ; Kp - hệ số áp lực đất bị động, Kp = tan2(450 + /2); H - chiều cao đất đắp; Hv - chiều cao vòm đất, Hv = sd/2 với H > sd/2 và Hv = H với H < sd/2; - trọng lượng thể tích của đất đắp; ws - tải trọng xe quy đổi phía trên lớp đất đắp.
ws
'z
H
Hv
z
sd
Hình 1.15 Vòm đất theo EBGEO
* Ứng suất trên đỉnh cọc
Ứng suất hữu hiệu trên đỉnh cọc được xác định công thức 1.14:
c' ,k = (( H + w s ) − ZO' )
trong đó: AE - phần diện tích một ô cọc (hình 1.16); AC - diện tích mũ cọc hoặc đỉnh cọc (trường hợp không có mũ cọc).
28 AC
AE Sd
AE
Sd d
Hình 1.16 Diện tích ô cọc
* Lực thẳng đứng phân bố trên lưới ĐKT
Từ ứng suất 'zo ở vùng diện tích AL tính được lực tập trung F tương ứng tác dụng lên cốt, tùy thuộc vào hướng của lưới và cách bố trí lưới (hình 1.17):
- Trường hợp bố trí dạng lưới chữ nhật:
Fx = ALx 'zo ; Fy = ALy 'zo
Với: ALx =
- Trường hợp bố trí lưới tam giác:
Fx =
(1.16) Với:
A
Lxy