Luận án Tiến sĩ Kĩ thuật: Nghiên cứu đặc điểm cấu trúc nền đất yếu tuyến đường giao thông ven biển đoạn từ Hải Phòng đến Nam Định và đề xuất giải pháp xử lý nền bằng cọc cát biển-xi măng

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI ------------------------------

NGUYỄN THỊ DỊU

NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU

TUYẾN ĐƯỜNG GIAO THÔNG VEN BIỂN ĐOẠN TỪ HẢI PHÒNG ĐẾN NAM ĐỊNH VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC CÁT BIỂN - XI MĂNG

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI - 2021

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI ------------------------------

NGUYỄN THỊ DỊU

NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU TUYẾN ĐƯỜNG GIAO THÔNG VEN BIỂN

ĐOẠN TỪ HẢI PHÒNG ĐẾN NAM ĐỊNH VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC CÁT BIỂN - XI MĂNG

Ngành : KỸ THUẬT XÂY DỰNG CTGT

Chuyên ngành : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

Mã số : 9580205

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1. PGS.TS. Tạ Đức Thịnh

2. PGS.TS. Nguyễn Đức Mạnh

HÀ NỘI - 2021

Tôi xin cam đoan luận án này là công trình nghiên cứu của cá nhân tôi. Các kết

LỜI CAM ĐOAN

quả nêu trong luận án là trung thực và chưa được công bố trong các công trình khác.

Hà Nội, ngày 28 tháng 10 năm 2021

Tác giả

Nguyễn Thị Dịu

LỜI CẢM ƠN

Luận án được thực hiện dưới sự hướng dẫn trực tiếp của PGS.TS Tạ Đức Thịnh

và PGS.TS Nguyễn Đức Mạnh. Tôi xin trân trọng cảm ơn các thầy hướng dẫn đã chỉ

dẫn tận tình và đóng góp nhiều ý kiến quý báu trong quá trình nghiên cứu và hoàn thành

luận án.

Tôi xin trân trọng cảm ơn PGS.TS. Nguyễn Sỹ Ngọc đã đóng góp các ý kiến quý

báu giúp tôi hoàn thiện luận án.

Tôi xin trân trọng cảm ơn Ban Giám hiệu Trường Đại học Giao thông vận tải,

lãnh đạo Khoa Công trình, Phòng Đào tạo Sau đại học, Bộ môn Địa kỹ thuật đã tạo điều

kiện thuận lợi cho tôi trong quá trình học tập và nghiên cứu tại Trường.

Tôi xin trân trọng cảm ơn các giáo sư, phó giáo sư, tiến sỹ, các nhà khoa học,

chuyên gia đã đóng góp nhiều ý kiến quý báu giúp tôi hoàn thiện luận án.

Cuối cùng, tôi gửi lời cảm ơn đến các đồng nghiệp, gia đình, người thân, bạn bè

đã ủng hộ và giúp đỡ tôi trong suốt quá trình học tập và nghiên cứu.

Hà Nội, ngày 28 tháng 10 năm 2021

Tác giả

Nguyễn Thị Dịu

iii

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ............................................................................................................. i

LỜI CẢM ƠN .................................................................................................................. ii

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ ........................................................................................ vi

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ................................................................................... ix

MỞ ĐẦU ......................................................................................................................... 1

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU VỀ CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU .......... 8

VÀ PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU ............................................................. 8

1.1. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu trên thế giới .................................. 8

1.1.1. Tổng quan nghiên cứu về đất yếu trên thế giới ..................................................... 8

1.1.2. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu trên thế giới .............................. 10

1.2. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu ở Việt Nam .................................. 13

1.2.1. Nghiên cứu về đất yếu ở Việt Nam ..................................................................... 13

1.2.2. Nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu ở Việt Nam................................................. 18

1.3. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý nền đất yếu trên thế giới.......... 21

1.3.1. Các nhóm phương pháp xử lý nền đất yếu .......................................................... 21

1.3.2. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý nông ..................................... 22

1.3.3. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý sâu ........................................ 23

1.4. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý nền đất yếu ở Việt Nam .......... 29

1.4.1. Các phương pháp xử lý nông............................................................................... 29

1.4.2. Các phương pháp xử lý sâu ................................................................................. 31

1.5. Kết luận chương 1 .................................................................................................. 33

CHƯƠNG 2. ĐẶC ĐIỂM CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU TUYẾN ĐƯỜNG .............. 35

GIAO THÔNG VEN BIỂN TỪ HẢI PHÒNG ĐẾN NAM ĐỊNH .............................. 35

2.1. Khái quát đặc điểm tự nhiên vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định .................... 35

2.1.1. Đặc điểm khí hậu ................................................................................................. 35

2.1.2. Đặc điểm địa hình, địa mạo ................................................................................. 36

2.1.3. Đặc điểm trầm tích Đệ Tứ ................................................................................... 36

2.1.4. Đặc điểm địa chất thủy văn ................................................................................. 42

2.2. Đặc điểm đất yếu vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định ..................................... 44

2.2.1. Tuổi và nguồn gốc ............................................................................................... 44

2.2.2. Thành phần vật chất ............................................................................................. 45

2.2.3. Tính năng xây dựng ............................................................................................. 46

2.2.4. Tính chất cơ lý ..................................................................................................... 50

2.3. Phân chia cấu trúc nền đất yếu tuyến đường ven biển Hải Phòng – Nam Định .... 52

2.3.1. Mục đích phân chia ............................................................................................. 52

2.3.2. Nguyên tắc phân chia .......................................................................................... 52

2.3.3. Đặc điểm các yếu tố cấu trúc nền ........................................................................ 53

2.3.4. Kết quả phân chia cấu trúc nền đất yếu ............................................................... 56

2.3.5. Phạm vi phân bố các dạng cấu trúc nền .............................................................. 60

2.4. Kết luận chương 2 .................................................................................................. 61

CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

BẰNG CỌC CÁT BIỂN – XI MĂNG .......................................................................... 62

3.1. Cơ sở đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng ......... 62

3.1.1. Khái quát về phương pháp cọc cát biển - xi măng xử lý nền đất yếu ................ 62

3.1.2. Cơ sở đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng ...... 62

3.2. Cơ sở lý thuyết phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng ....... 63

3.2.1. Cơ sở khoa học nâng cao sức chịu tải và giảm độ lún của nền ........................... 63

3.2.2. Xây dựng cơ sở lý thuyết phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi

măng .............................................................................................................................. 66

3.3. Cơ sở thực nghiệm phương pháp xử lí nền đất yếu bằng cọc cát biển - xi măng .. 72

3.3.1. Nghiên cứu thực nghiệm xác định tác dụng gia tăng cường độ của cọc cát biển –

xi măng .......................................................................................................................... 72

3.3.2. Nghiên cứu thực nghiệm mô hình vật lý thu nhỏ cọc cát biển – xi măng . ......... 82

3.4. Nghiên cứu mô hình số mô phỏng cọc cát biển – xi măng xử lý nền đất yếu ...... 89

3.4.1. Xây dựng mô hình số .......................................................................................... 89

3.4.2. Kết quả phân tích mô hình ................................................................................... 90

3.5. Đề xuất phương pháp tính toán nền đất yếu xử lý bằng cọc cát biển – xi măng.... 92

3.5.1. Phân tích cơ sở khoa học đề xuất phương pháp tính toán ................................... 92

3.5.2. Đề xuất phương pháp tính độ lún và sức chịu tải của nền đất yếu xử lý bằng cọc

cát biển – xi măng .......................................................................................................... 94

3.6. Xây dựng quy trình thiết kế và thi công cọc cát biển - xi măng .......................... 102

3.6.1. Xây dựng quy trình thiết kế cọc cát biển – xi măng .......................................... 102

3.6.2. Xây dựng quy trình thi công cọc cát biển – xi măng ........................................ 108

3.6.3. Quy trình nghiệm thu cọc .................................................................................. 111

3.7. Kết luận chương 3 ................................................................................................ 112

CHƯƠNG 4. XÂY DỰNG MÔ HÌNH SỐ PHÂN TÍCH HIỆU QUẢ XỬ LÝ NỀN

ĐẤT YẾU BẰNG CỌC CÁT BIỂN – XI MĂNG ..................................................... 114

4.1. Các thông số kỹ thuật tuyến đường Hải Phòng-Nam Định và đề xuất phương pháp

xử lý nền đất yếu ......................................................................................................... 114

4.1.1. Giới thiệu chung ................................................................................................ 114

4.1.2. Một số thông số kỹ thuật chính ......................................................................... 114

4.1.3. Cấu trúc nền đất yếu .......................................................................................... 115

4.1.4. Đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu ............................................................ 115

4.2. Xây dựng mô hình số phân tích hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi

măng ............................................................................................................................ 116

4.2.1. Lựa chọn thông số kỹ thuật để xây dựng mô hình số ........................................ 116

4.2.2. Các thông số thiết kế cọc cát biển – xi măng .................................................... 116

4.2.3. Xây dựng mô hình số 3D ................................................................................... 117

4.2.4. Xây dựng mô hình ứng xử của vật liệu và các thông số của mô hình .............. 119

4.2.5. Tải trọng tác dụng .............................................................................................. 120

4.3. Phân tích hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng ...................... 120

4.3.1. Ảnh hưởng của cọc cát biển – xi măng đến độ lún nền đất yếu ....................... 121

4.3.2. Ảnh hưởng của tải trọng ngoài đến độ lún nền đất yếu ..................................... 122

4.3.3. Ảnh hưởng của cọc cát biển – xi măng đến chuyển vị ngang của nền đường . 124

4.3.4. Ảnh hưởng của độ cứng cọc cát biển – xi măng đến độ lún, chuyển vị ngang, ứng

suất tác dụng xuống nền đất yếu và xuống đầu cọc .................................................... 127

4.3.5. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến độ lún của nền đường và ứng

suất xuống đất yếu ....................................................................................................... 131

4.4. Kết luận chương 4 ................................................................................................ 134

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ..................................................................................... 136

1. Kết luận ................................................................................................................... 136

2. Kiến nghị ................................................................................................................. 137

DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ ...................................... 138

CỦA NGHIÊN CỨU SINH ........................................................................................ 138

TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................... 139

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Hình 1.2. Đặc điểm nền đất yếu tại khu vực Cyberjaya, Malaysia (Omar, 2000)[72] . 11

Hình 1.3. Sự thay đổi về giới hạn Atterberg của đất yếu khu vực ven biển (Omar,

2000)[72] ....................................................................................................................... 11

Hình 1.4. Sự thay đổi hệ số nén lún của nền đất yếu theo chiều sâu (Omar, 2000) [72]

....................................................................................................................................... 12

Hình 1.5. Sự thay đổi độ ẩm của đất yếu khu vực ven biển theo chiều sâu [72] .......... 12

Hình 1.6. Thí nghiệm XRD xác định thành phần khoáng vật trong mẫu đất yếu khu vực

ven biển [81] .................................................................................................................. 13

Hình 1.7. Biểu đồ thành phần khoáng vật chính trong đất yếu khu vực ven biển [81] . 13

Hình 2.1. Cột địa tầng đặc trưng tuyến đường Hải Phòng - Nam Định [1] .................. 54

Hình 2.2. Các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng Ia (km1+250 - km1+760) [1] .... 57

Hình 2.3. Các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng IIa (Km9+390.3 - Km9+470.3) 57

Hình 2.4. Các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng Ib (Km16+400 - Km16+698) .. 58

Hình 2.5. Các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng IIb (Km8+461.7 - Km8+541.7)

....................................................................................................................................... 58

Hình 2.6. Các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng Ic (Km20+326 - Km20+406) ... 59

Hình 2.7. Các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng IIc (Km31+255 - Km31+645) . 59

Hình 3.1. Khảo sát lấy cát biển ở Hải Phòng ................................................................ 73

Hình 3.2. Ảnh quang phổ chụp mẫu cát biển Hải Phòng ............................................. 74

Hình 3.3. Thành phần hạt của cát biển Hải Phòng ........................................................ 75

Hình 3.4. Đúc mẫu thí nghiệm xác định cường độ chịu nén (mẫu 40x40x160 mm) .... 78

Hình 3.5. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của mẫu cát biển - xi măng .......... 79

Hình 3.6. Sự phát triển cường độ của mẫu cát biển - xi măng theo thời gian .............. 79

Hình 3.7. Mối quan hệ giữa mô đun biến dạng E50 và hàm lượng xi măng .................. 80

Hình 3.8. Mối quan hệ giữa mô đun biến dạng E50 và cường độ chịu nén qu ............... 81

Hình 3.9. Tạo lỗ và trộn cát biển - xi măng .................................................................. 86

Hình 3.10. Trình tự tạo lỗ và thi công cọc cát biển - xi măng ...................................... 87

Hình 3.11. Bố trí thiết bị gia tải và đo lún ..................................................................... 88

Hình 3.12. Quan hệ giữa độ lún và tải trọng với cọc đơn (SP) và nhóm cọc (PG) ....... 88

Hình 3.13. Hình học và chia lưới mô phỏng nhóm cọc ................................................ 89

Hình 3.14. Quan hệ giữa độ lún - tải trọng thực nghiệm và mô phỏng ......................... 91

Hình 3.15. Ứng suất truyền trong khối đắp-cọc-nền đất yếu ........................................ 92

vii

Hình 3.16. Chiều dày lớp tương đương hs ..................................................................... 94

Hình 3.17. Sơ đồ tính lún theo phương pháp cộng lún từng lớp. .................................. 95

Hình 3.18. Các sơ đồ tính sức chịu tải của nền ............................................................. 96

Hình 3.19. Bố trí cọc theo hình tam giác đều .............................................................. 106

Hình 3.20. Lưỡi khoan guồng xoắn dùng để thi công cọc cát biển - xi măng ........... 109

Hình 3.21. Máy khoan guồng xoắn UGB-50M ........................................................... 109

Hình 3.22. Cọc cát-xi măng-vôi thi công bằng UGB-50M ......................................... 109

Hình 3.23. Hiện trường cọc cát-xi măng-vôi thi công bằng UGB-50M ..................... 110

Hình 4.1. Thông số mặt cắt ngang được tính toán thiết kế.......................................... 117

Hình 4.2. Chia lưới mô hình ........................................................................................ 118

Hình 4.3. So sánh độ lún của nền đường khi chịu tác dụng của tải trọng bản thân khối

đắp nền đường ............................................................................................................. 122

Hình 4.4. Biểu diễn độ lún của nền đất yếu sau khi gia cố bằng cọc cát biển - xi măng

khi chịu tác dụng của tải trọng ngoài p =15kPa. ......................................................... 123

Hình 4.5. Ảnh hưởng của tải trọng tới độ lún của nền đường trong trường hợp nền đất

yếu đã gia cố và chưa gia cố. ....................................................................................... 124

Hình 4.6. So sánh chuyển vị ngang của chân taluy nền đường, khi chịu tác dụng của tải

trọng bản thân khối đắp nền đường ............................................................................. 125

Hình 4.7. So sánh chuyển vị theo phương ngang của chân taluy nền đường, khi chịu tác

dụng của tải trọng bản thân khối đắp nền đường và tải trọng ngoài p = 10 kPa ......... 126

Hình 4.8. Ảnh hưởng của tải trọng tới chuyển vị ngang của nền đường trong 2 trường

hợp nền đất yếu đã gia cố và nền đất yếu chưa gia cố. ............................................... 127

Hình 4.9. Ảnh hưởng của tải trọng tới ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu trong 2

trường hợp chưa gia cố và đã gia cố. ........................................................................... 128

Hình 4.10. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến độ lún nền đường .. 129

Hình 4.11. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến chuyển vị đầu cọc . 129

Hình 4.12. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến chuyển vị ngang của

nền đường .................................................................................................................... 130

Hình 4.13. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến ứng suất truyền xuống

nền đất yếu ................................................................................................................... 130

Hình 4.14. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến ứng suất truyền xuống

đầu cọc, ứng với cấp tải trọng p = 20kPa. ................................................................... 131

viii

Hình 4.15. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển - xi măng đến độ lún nền đường . 132

Hình 4.16. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển - xi măng đến chuyển vị đầu cọc, ứng

với cấp tải trọng p = 20kPa. ......................................................................................... 132

Hình 4.17. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển - xi măng đến chuyển vị ngang của

chân ta luy nền đường .................................................................................................. 133

Hình 4.18. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển - xi măng đến ứng suất tác dụng xuống

đầu cọc. ........................................................................................................................ 134

Hình 4.19. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển - xi măng đến ứng suất tác dụng xuống

đầu cọc, ứng với cấp tải trọng p = 20kPa. ................................................................... 134

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 2.1. Phân loại đất yếu hệ tầng Thái Bình theo thành phần hạt ............................. 45

Bảng 2.2. Phân loại đất yếu hệ tầng Hải Hưng theo thành phần hạt ............................. 45

Bảng 2.3. Phân loại đất yếu theo hàm lượng hữu cơ ..................................................... 46

3tb3) theo tính năng xây dựng

Bảng 2.4. Phân loại đất yếu phụ hệ tầng Thái Bình 3 (Q2

của đất ............................................................................................................................ 47

3tb1) và Thái bình 2 (Q2

3tb2)

Bảng 2.5. Phân loại đất yếu phụ hệ tầng Thái Bình 1 (Q2

theo tính năng xây dựng của đất .................................................................................... 48

1-2hh2) theo tính năng xây dựng của

Bảng 2.6. Phân loại đất yếu hệ tầng Hải Hưng (Q2

đất .................................................................................................................................. 49

Bảng 2.7. Tổng hợp kết quả thí nghiệm xác định tính chất cơ học của đất yếu ............ 51

Bảng 2.8. Tính chất cơ lý của các lớp đất nền tuyến đường Hải Phòng-Nam Định .... 56

Bảng 3.1. Các chỉ tiêu kỹ thuật của xi măng Nghi Sơn PCB40 .................................... 73

Bảng 3.2. Các tiêu chuẩn áp dụng để xác định chỉ tiêu cơ lý của cát biển ................... 74

Bảng 3.3. Thành phần hạt của cát biển Hải Phòng ........................................................ 74

Bảng 3.3. Thành phần hoá học của cát biển Hải Phòng . .............................................. 76

Bảng 3.5. Các chỉ tiêu cơ lý của cát biển Hải Phòng .................................................... 76

Bảng 3.6. Thành phần vật liệu các cấp phối cát biển - xi măng ................................... 77

Bảng 3.7. Tốc độ phát triển cường độ chịu nén của các mẫu CB-XM theo thời gian .. 80

Bảng 3.8. Cường độ kháng nén của các mẫu cát biển - xi măng theo thời gian .......... 81

Bảng 3.9. Thành phần hạt của đất sét yếu ..................................................................... 85

Bảng 3.10. Tính chất cơ lý của đất sét yếu .................................................................... 85

Bảng 3.11. Bảng tổng hợp các thông số của mô hình vật liệu được sử dụng trong tính

toán mô phỏng. .............................................................................................................. 90

Bảng 4.1. Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất nền tại vị trí thiết kế điển hình .............. 116

Bảng 4.2. Bảng thông số của các mô hình trong tính toán mô phỏng ......................... 119

Bảng 4.3. Các thông số của cọc cát biển - xi măng ................................................... 120

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Trong định hướng và qui hoạch phát triển chung của nước ta, vùng ven biển từ

Quảng Ninh tới Kiên Giang được ưu tiên đặc biệt trong chiến lược an ninh biển đảo. Để

kết nối nhiều trung tâm kinh tế ven biển dọc đất nước cũng như nhằm hướng tới mục

tiêu bảo vệ chủ quyền biển đảo, tuyến giao thông đường bộ huyết mạch đã và đang được

phân chia thành nhiều đoạn triển khai nghiên cứu, đầu tư và xây dựng. Khi hoàn thành,

toàn tuyến đi qua 28 tỉnh và thành phố ven biển.

Tuyến đường bộ ven biển từ Hải Phòng tới Nam Định nằm trong dự án xây dựng

đường giao thông ven biển Việt Nam dài 3.041 km, từ cảng Núi Đỏ (tỉnh Quảng Ninh)

đến Hà Tiên thuộc tỉnh Kiên Giang [32]. Tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định

gồm hai đoạn: Hải Phòng - Thái Bình và Thái Bình - Nam Định, tổng chiều dài 64,1km

(hình i). Đoạn Hải Phòng - Thái Bình dài 29,7 km, trong đó có 20,7 km nằm trong địa

phận thành phố Hải Phòng với điểm đầu tại phường Minh Đức (quận Đồ Sơn) và 9,0

km nằm trong địa phận tỉnh Thái Bình, điểm cuối tại km29+700 thuộc xã Thụy Liên

(huyện Thái Thụy). Đoạn Thái Bình - Nam Định dài 34,4 km, có điểm cuối tại

km64+100 đấu nối với điểm đầu tuyến đường ven biển Nam Định - Ninh Bình. Tuyến

đường được thiết kế theo tiêu chuẩn cấp III đồng bằng, kết cấu mặt đường loại cấp cao

A1, vận tốc 80km/h. Trên tuyến đường dự kiến xây dựng 8 cầu lớn, nhỏ vượt các sông

[32].

Hình i. Sơ đồ vị trí tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định (Nguồn Internet)

Theo các kết quả nghiên cứu chung về nền đất vùng ven biển Bắc Bộ đã được

công bố, cấu trúc nền khu vực dự kiến có tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định

chạy qua khá phức tạp. Trầm tích Đệ Tứ có mặt nhiều lớp đất yếu với sức chịu tải thấp,

biến dạng lớn như sét, sét pha, cát pha trạng thái chảy, dẻo chảy, dẻo mềm-dẻo chảy hay

bùn loại sét, thuộc hai hệ tầng Thái Bình và Hải Hưng [21]. Chúng thường có chiều dày

lớn, biến đổi nhiều, phân bố ngay trên mặt hoặc gần mặt đất, ảnh hưởng nghiêm trọng

đến khả năng ổn định cũng như lún đối với các tuyến đường khi xây dựng trong vùng,

trong đó có tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định sẽ xây dựng. Vì vậy, việc xử

lý nền đất yếu khi xây dựng tuyến đường này nhằm đảm bảo yêu cầu về độ lún cũng

như ổn định theo qui định hiện hành là yêu cầu cần phải tiến hành.

Hiện nay, ở Việt Nam có nhiều phương pháp xử lý nền đất yếu đã và đang được

áp dụng, bao gồm các phương pháp xử lý nông hay dưới sâu, xử lý bằng cơ học hoặc

hóa học, xử lý bằng thoát nước cố kết hoặc kết hợp .... Mỗi phương pháp xử lý đều có

ưu điểm, nhược điểm và phạm vi ứng dụng, hiệu quả riêng. Hiệu quả xử lý nền đất yếu

phụ thuộc vào nhiều yếu tố kỹ thuật, công nghệ, bản chất ứng xử của loại đất yếu, cấu

trúc nền đất yếu, .... Đối với cấu trúc nền có lớp đất yếu bề dày nhỏ, phân bố ngay trên

mặt đất thì lựa chọn phương pháp xử lý nông như thay đất, gia cố toàn khối bằng chất

kết dính, hay gia tải trước là phù hợp. Khi cấu trúc nền có lớp đất yếu dày phân bố ngay

trên mặt đất hoặc dưới sâu thì các phương pháp xử lý sâu thường được lựa chọn.

Với tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định, nơi có cấu trúc nền gồm các

lớp đất yếu chiều dày lớn, phân bố ngay trên mặt đất hoặc gần mặt đất, các phương pháp

xử lý sâu như: bấc thấm, hút chân không, cọc cát, giếng cát, cọc cát đầm chặt, cọc đất -

xi măng, hay cọc PF (Point Foundation) sẽ là sự lựa chọn hợp lý. Các phương pháp này,

mặc dù đã được sử dụng rộng rãi, mang lại hiệu quả cả về kỹ thuật và kinh tế nhưng

trong những trường hợp cụ thể vẫn có những hạn chế riêng. Chẳng hạn, với phương

pháp bấc thấm, khi thi công thường xảy ra hiện tượng xáo trộn đất xung quanh bấc thấm

(hiệu ứng xáo trộn), bị đứt hoặc gập bấc khi lún nhiều làm gián đoạn đường thoát nước,

hay chất lượng lớp đệm thoát nước và đường thoát nước do thi công kém chất lượng, ...

làm giảm khả năng cố kết của nền nên nhiều trường hợp vẫn xảy ra lún sau khi công

trình được đưa vào sử dụng. Phương pháp cọc cát, giếng cát hay cọc cát đầm ngoài yêu

cầu quan trọng về vật liệu cát hạt vừa giá thành cao (cát sông đủ tiêu chuẩn) còn dễ gây

tiếng ồn lớn, ảnh hưởng đến môi trường và các công trình xung quanh. Hơn nữa, việc

khai thác cát sông hiện rất khó khăn, ngày càng khan hiếm, tác động xấu tới môi trường

sinh thái. Nghị định số 23/2020/NĐ-CP ngày 24/02/2020 của Chính phủ Quy định về

quản lý cát, sỏi lòng sông và bảo vệ lòng, bờ, bãi sông là cơ sở pháp lý nhằm hạn chế,

thậm chí cấm khai thác cát sông, thúc đẩy tìm nguồn vật liệu khác thay thế. Với cọc đất

- xi măng, khả năng mang lại hiệu quả tốt về giảm lún và gia tăng ổn định cao với nền

đường đắp trên đất yếu, nhưng giá thành cao và yêu cầu khá cao về kỹ thuật cũng như

thiết bị thi công cũng là những hạn chế khi áp dụng. Còn hút chân không ít phù hợp khi

xử lý nền đất yếu cho các công trình dạng tuyến kéo dài với mặt cắt ngang hẹp như tuyến

đường giao thông ven biển này.

Xuất phát từ một số lý do trên, cần có nghiên cứu đề xuất một phương pháp xử lý

nền đất yếu mới, hay cải tiến phương pháp xử lý nền đất yếu hiện có để phù hợp với

điều kiện thực tế Việt Nam. Phương pháp cọc cát biển - xi măng với đầy đủ cơ sở lý

thuyết và thực nghiệm cơ bản trong phòng, quy trình thiết kế và thi công đề xuất, và đặc

biệt sử dụng nguồn cát biển gần công trình làm vật liệu cọc cùng thiết bị thi công tự cải

tiến ở Việt Nam, có thể đáp ứng các yêu cầu về kỹ thuật và kinh tế, góp phần hạn chế

sử dụng cát sông vốn đang khan hiếm và việc khai thác chúng đang gây ô nhiễm môi

trường nghiêm trọng sẽ là giải pháp phù hợp hơn để xử lý nền đất yếu, phục vụ xây dựng

công trình hạ tầng vùng ven biển. Vì vậy, đề tài “Nghiên cứu đặc điểm cấu trúc nền

đất yếu tuyến đường giao thông ven biển đoạn từ Hải Phòng đến Nam Định và đề

xuất giải pháp xử lý nền bằng cọc cát biển - xi măng” có ý nghĩa khoa học và tính cấp

thiết cao, hoàn toàn xuất phát từ thực tiễn khách quan.

2. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu của đề tài

- Đối tượng nghiên cứu của đề tài bao gồm cấu trúc nền đất yếu và phương pháp

xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển - xi măng.

- Phạm vi nghiên cứu của đề tài tập trung chủ yếu nền địa chất dọc tuyến đường

giao thông ven biển từ Hải Phòng đến Nam Định thuộc dự án xây dựng “Tuyến đường

giao thông ven biển Việt Nam”, chiều sâu nghiên cứu đến hết chiều dày đất yếu, khoảng

30-40m kể từ mặt đất, và với nguồn cát ven biển trong phạm vi đoạn tuyến này. Sử dụng

loại xi măng pooc lăng phổ biến để nghiên cứu, lựa chọn tỷ lệ phối trộn tối ưu, mô hình

thực nghiệm cũng như phân tích mô hình số được xây dựng tương ứng cấu trúc nền có

một lớp đất yếu điển hình trên tuyến nghiên cứu.

3. Mục tiêu nghiên cứu của đề tài

- Làm sáng tỏ đặc điểm và phân chia được các kiểu cấu trúc nền đất yếu tuyến

đường bộ ven biển từ Hải Phòng đến Nam Định.

- Đề xuất được phương pháp xử lý nền đất yếu mới bằng cọc cát biển - xi măng

phù hợp với cấu trúc nền tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định với đầy đủ cơ

sở lý thuyết, cơ sở thực nghiệm và quy trình tính toán, thiết kế và thi công cọc.

- Bước đầu đánh giá được hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển - xi măng

trên cơ sở phân tích mô hình số mô phỏng hệ nền - cọc theo cấu trúc nền đặc trưng tuyến

đường ven biển Hải Phòng - Nam Định.

4. Nội dung nghiên cứu của đề tài

Nội dung nghiên cứu chính của đề tài là:

- Nghiên cứu tổng quan về đất yếu, cấu trúc nền đất yếu và phương pháp xử lý

nền đất yếu trên thế giới và ở Việt Nam.

- Nghiên cứu đặc điểm và phân chia cấu trúc nền đất yếu tuyến đường giao thông

ven biển Hải Phòng - Nam Định.

- Nghiên cứu đề xuất phương pháp mới xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển - xi

măng.

- Nghiên cứu xây dựng mô hình số phân tích hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc

cát biển - xi măng, áp dụng cho tuyến đường ven biển Hải Phòng - Nam Định.

5. Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu của đề tài

5.1 . Cách tiếp cận nghiên cứu

Đề tài lựa chọn một số cách tiếp cận nghiên cứu sau đây:

- Cách tiếp cận hệ thống: Xem xét mục tiêu, nội dung nghiên cứu của đề tài theo

một hệ thống logic, nhất quán. Cụ thể, vấn đề nghiên cứu được tiếp cận theo trình tự

sau: tuyến đường bộ ven biển từ Hải Phòng đến Nam Định đã được Chính phủ đồng ý

và được triển khai đầu tư xây dựng phục vụ phát triển kinh tế - xã hội; vùng ven biển

Hải Phòng - Nam Định phân bố rộng rãi các loại đất yếu cần xử lý khi xây dựng đường

giao thông; cần có phương pháp xử lý đất yếu phù hợp với điều kiện Việt Nam, sử dụng

cát biển gần nguồn làm vật liệu xử lý, đảm bảo tiết kiệm tài nguyên, giảm giá thành xây

dựng và bảo vệ môi trường bền vững.

- Cách tiếp cận kế thừa: Kế thừa các kết quả nghiên cứu đã công bố trên thế giới

và ở Việt Nam để làm sáng tỏ nội dung nghiên cứu của đề tài.

- Cách tiếp cận lý thuyết: Nghiên cứu ứng dụng các lý thuyết liên quan để giải

quyết các vấn đề đặt ra trong nội dung nghiên cứu của đề tài.

- Cách tiếp cận thực nghiệm: Triển khai công tác thực nghiệm để làm sáng tỏ các

nội dung nghiên cứu của đề tài.

- Cách tiếp cận hiện đại: Sử dụng các công cụ nghiên cứu hiện đại, các mô hình

thực nghiệm, mô hình số để giải quyết các bài toán trong nội dung nghiên cứu của đề

tài.

5.2 Phương pháp nghiên cứu

Đề tài sử dụng tổ hợp một số phương pháp nghiên cứu chính gồm:

- Phương pháp tổng hợp và hệ thống hóa tài liệu: Thu thập, phân tích, hệ thống

hóa các tài liệu đã có liên quan đến đất yếu và các phương pháp xử lý nền đất yếu; đặc

điểm địa chất, địa chất thủy văn và đặc điểm địa kỹ thuật tuyến đường ven biển Hải

Phòng - Nam Định.

- Phương pháp chuyên gia: Tổ chức các buổi tọa đàm, hội thảo khoa học để xin

ý kiến các chuyên gia, nhà khoa học về các vấn đề liên quan đến nội dung nghiên cứu

của đề tài.

- Phương pháp nghiên cứu lý thuyết: Nghiên cứu ứng dụng lý thuyết biến đổi tính

chất địa chất công trình của đất đá, lý thuyết cơ học đất và các lý thuyết liên quan để

phân chia cấu trúc nền đất yếu, xây dựng cơ sở lý thuyết phương pháp cọc cát biển – xi

măng xử lý nền đất yếu.

- Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm: Tiến hành điều tra, khảo sát thực địa,

lấy các loại mẫu đất; tiến hành thí nghiệm các loại mẫu đất, mẫu chế bị cọc cát biển – xi

măng ở trong phòng, thí nghiệm mô hình vật lý cọc cát biển – xi măng thu nhỏ.

- Phương pháp mô hình hóa: Xây dựng mô hình vật lý, mô hình số mô phỏng

quá trình làm việc của cọc cát biển - xi măng; tác dụng của cọc cát biển - xi măng đến

giảm độ lún nền đường; ảnh hưởng của cường độ cọc, chiều dài cọc đến độ lún và chuyển

vị ngang nền đường, chuyển vị của cọc….

6. Các đóng góp khoa học mới của luận án

Các đóng góp khoa học mới của luận án gồm:

- Làm sáng tỏ đặc điểm cấu trúc nền và phân chia được các kiểu cấu trúc nền đất

yếu dọc tuyến đường ven biển từ Hải Phòng đến Nam Định làm cơ sở khoa học lựa chọn

giải pháp xử lý nền đất yếu thích hợp.

- Đề xuất được phương pháp xử lý nền đất yếu mới bằng cọc cát biển - xi măng

với đầy đủ cơ sở lý thuyết, cơ sở thực nghiệm cơ bản, căn cứ tính toán thiết kế và qui

trình thi công.

- Xây dựng được mô hình nghiên cứu thực nghiệm, mô hình số mô phỏng sự làm

việc của hệ nền - cọc cát biển-xi măng và bước đầu đánh giá được hiệu quả của cọc cát

biển - xi măng xử lý nền đất yếu.

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

- Việc phân chia được các kiểu cấu trúc nền đất yếu tuyến đường giao thông ven

biển Hải Phòng - Nam Định góp phần bổ sung phương pháp luận nghiên cứu đất yếu

cũng như về địa kỹ thuật xây dựng khu vực.

- Việc đề xuất được phương pháp mới cọc cát biển - xi măng với đầy đủ cơ sở lý

thuyết, cơ sở thực nghiệm, quy trình thiết kế và thi công cọc góp phần bổ sung phương

pháp luận nghiên cứu xử lý nền đất yếu ở Việt Nam.

- Kết quả nghiên cứu của đề tài là cơ sở khoa học quan trọng để các cơ quan quản

lý, tư vấn, thiết kế, thi công có thêm lựa chọn phương pháp xử lý nền đất yếu phù hợp,

phục vụ xây dựng các công trình hạ tầng ven biển nói chung, đường giao thông ven biển

Hải Phòng - Nam Định nói riêng, góp phần giảm giá thành xây dựng và bảo vệ môi

trường bền vững. Đồng thời còn là tài liệu phục vụ giảng dạy và đào tạo tại các trường

đại học và cao đẳng có liên quan.

8. Cơ sở tài liệu thực hiện đề tài

Đề tài luận án được thực hiện trên cơ sở các tài liệu chính sau đây:

- Các tài liệu đã công bố về đặc điểm tự nhiên, cấu trúc địa chất, địa chất thủy

văn, đặc điểm đất yếu vùng ven biển Bắc Bộ của Tổng cục Địa chất và Khoáng sản Việt

Nam, Trường Đại học Mỏ-Địa chất, các viện nghiên cứu và nhiều cơ quan, tổ chức, cá

nhân khác (có trong danh mục tài liệu tham khảo kèm theo).

- Các tài liệu đã được công bố của các cơ quan có thẩm quyền liên quan đến dự

án “Xây dựng tuyến đường ven biển Việt Nam” đoạn từ Hải Phòng đến Nam Định.

- Các tài liệu khảo sát địa kỹ thuật tuyến đường giao thông ven biển Hải Phòng -

Nam Định của một số đơn vị như: Công ty Cổ phần Tư vấn Thiết kế - Kiểm định và Địa

kỹ thuật; Công ty Cổ phần Tư vấn Thiết kế đường bộ (HECO - TEDI); Ban Quản lý Dự

án giao thông Nam Định; các công ty hay cơ quan hữu quan khác (có danh mục tài liệu

tham khảo kèm theo).

- Các tài liệu đã được công bố về các phương pháp xử lý nền đất yếu của các tổ

chức, các nhà khoa học trên thế giới và ở Việt Nam (có danh mục tài liệu tham khảo

kèm theo).

- Các tài liệu do nghiên cứu sinh thực hiện trong suốt thời gian nghiên cứu, bao

gồm: các kết quả khảo sát, lấy mẫu ở hiện trường; các kết quả thí nghiệm mẫu đất, mẫu

cát, mẫu cọc cát biển - xi măng ở trong phòng; các kết quả xây dựng mô hình vật lý, mô

hình số mô phỏng sự làm việc của hệ nền - cọc cát biển-xi măng, …

9. Bố cục luận án

Ngoài phần mở đầu, kết luận và kiến nghị, nội dung chính của luận án được trình

bày trong 4 chương:

Chương 1. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu và phương pháp xử lý

nền đất yếu.

Chương 2. Đặc điểm cấu trúc nền đất yếu tuyến đường giao thông ven biển Hải

Phòng - Nam Định.

Chương 3. Nghiên cứu đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển

- xi măng.

Chương 4. Xây dựng mô hình số phân tích hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc

cát biển - xi măng.

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU VỀ CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU

VÀ PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

1.1. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu trên thế giới

1.1.1. Tổng quan nghiên cứu về đất yếu trên thế giới

1.1.1.1. Khái niệm đất yếu

Hiện nay, trên thế giới và ở Việt Nam có nhiều quan điểm khác nhau về đất yếu.

Trong một số tiêu chuẩn xây dựng, tiêu chuẩn ngành có đưa ra định nghĩa, tiêu chuẩn

phân loại đất yếu nhưng chưa có tính thống nhất và khó áp dụng khi nghiên cứu cho một

khu vực cụ thể. Mặt khác, trong nhiều trường hợp, quan niệm về đất yếu chỉ mang tính

tương đối, bởi trong mối quan hệ tương tác với công trình có quy mô và tải trọng khác

nhau thì ứng xử của đất nền khác nhau. Một loại đất có thể là yếu đối với cấp loại công

trình này nhưng lại là không yếu đối với cấp loại công trình khác. Vì vậy, có thể xem

xét khái niệm đất yếu theo hai quan điểm:

- Theo quan điểm địa chất công trình (mang tính tuyệt đối): Đất yếu là loại đất

có độ ẩm cao, hệ số rỗng lớn, độ bền cắt thấp, tính biến dạng lớn, không có khả năng ổn

định khi chịu tác dụng của tải trọng công trình. Nói một cách khái quát nhất, đất yếu là

loại đất phải xử lý thì mới có thể sử dụng làm nền cho xây dựng công trình.

- Theo quan điểm xây dựng (mang tính tương đối): Đất yếu phải được xem xét

trong mối quan hệ tương tác với loại công trình xây dựng cụ thể. Nghĩa là, khi xây dựng

công trình, đất nền được xem là đất yếu nếu sức chịu tải của đất nhỏ hơn tải trọng công

trình tác dụng xuống nền và ngược lại, đất nền được xem là đất tốt nếu sức chịu tải của

đất lớn hơn tải trọng công trình tác dụng xuống nền. Nói cách khác, theo quan điểm này,

khái niệm đưa ra chính là nền đất yếu.

Mặc dù còn những ý kiến khác nhau trong cách hiểu về đất yếu nhưng nhìn chung,

các nhà khoa học đều thống nhất quan niệm về đất yếu, đó là: đất yếu là loại đất bão hòa

nước, rất nhạy cảm với tải trọng ngoài và sự biến đổi môi trường địa chất, có các đặc

trưng vật lý và cơ học không thuận lợi cho xây dựng công trình. Đất yếu là những loại

đất có thành phần, trạng thái và tính chất đặc biệt so với các loại đất xây dựng khác; đất

thường ở trạng thái chảy, dẻo chảy, sức chịu tải thấp, sức kháng cắt nhỏ, tính biến dạng

lớn và kéo dài theo thời gian tác dụng của tải trọng. Đối với đất yếu, không thể sử dụng

giải pháp móng nông đặt trực tiếp trên chúng nếu không có giải pháp gia cố ngay cả khi

các công trình có quy mô, tải trọng vừa và nhỏ; không thể dùng làm lớp tựa mũi cọc

hoặc đặt móng sâu [31].

1.1.1.2. Nghiên cứu phân loại đất yếu trên thế giới

Nghiên cứu về đất yếu trên thế giới đã được tiến hành từ rất lâu. Kết quả nghiên

cứu đã chỉ ra, đất yếu và các đặc tính của chúng ở từng nước, từng khu vực là khác

nhau. Tùy theo mục đích nghiên cứu, các nước trên thế giới có cách nhìn nhận và đánh

giá về đất yếu khác nhau, thể hiện trong các tiêu chuẩn phân loại đất yếu. Tuy nhiên,

hầu hết các bảng phân loại đất yếu trên thế giới đều có điểm chung là dựa vào các chỉ

tiêu đặc trưng về thành phần, trạng thái và một số tính chất cơ lý của đất yếu như: thành

phần hạt, hàm lượng hữu cơ, chỉ số dẻo, giới hạn chảy, hệ số rỗng, sức kháng cắt và tính

biến dạng của đất.

Phân loại đất yếu của một số nước trên thế giới có nhiều điểm khác nhau, chẳng

hạn trong hệ thống phân loại đất của Anh (BS 5930: 1981, 1999) [45], đất yếu được

phân chia dựa vào một số chỉ tiêu cơ học xác định trực tiếp ngoài hiện trường như loại

đất sét (clay), bột (silt) ở trạng thái chảy (very soft), dẻo chảy (soft), có sức kháng cắt

trong điều kiện không thoát nước Su< 40kPa, cường độ kháng nén một trục qu< 50kPa

và trị số sức kháng xuyên tiêu chuẩn N30 < 4; hay loại đất có chứa hữu cơ từ ít tới nhiều

(từ 2% đến >10% với đất loại sét, từ 1%- >5% với đất cát), đất than bùn khi có hàm

lượng hữu cơ cao (30% - 50% hoặc cao hơn) hoặc than bùn. Than bùn thường xốp, chứa

hữu cơ bị phân hủy với mức độ khác nhau, độ rỗng lớn, hệ số rỗng tới vài đơn vị; độ ẩm

cao, có thể tới 200% - 500%, thậm chí tới 3.000%; lượng co ngót lớn, thay đổi từ 10%

đến 75% so với thể tích ban đầu; khối lượng riêng nhỏ, biến đổi từ 1,1g/cm3 đến

1,8g/cm3; tính nén lún lớn, môđun tổng biến dạng nhỏ từ 3000kPa đến 5000kPa; sức

kháng cắt thấp, biến đổi từ 5kPa đến 15kPa và thay đổi phụ thuộc vào mức độ phân huỷ

hữu cơ.

Khác phân loại của Anh, trong hệ thống phân loại đất của Mỹ (ASTM D 2487 -

2010) [50], các loại đất yếu là đất sét chứa hữu cơ hoặc than bùn. Các loại đất chứa hữu

cơ là đất sét hoặc bụi, có giá trị giới hạn chảy sau khi sấy khô nhỏ hơn 75% so với trước

khi sấy khô (khi sử dụng đất tự nhiên làm thí nghiệm). Than bùn là loại đất chứa các vật

chất hữu cơ phân hủy ở mức độ khác nhau, màu nâu đen, đen, trạng thái xốp.

Đối với các tiêu chuẩn hiện hành của Nga, đất yếu không có phân loại riêng, nằm

trong hệ thống phân loại chung, kế thừa cách phân loại đất đá của Liên Xô cũ, chủ yếu

theo hai trường phái: phân chia đất đá theo nguyên tắc thành hệ và phân chia đất đá theo

nguyên tắc địa chất công trình [16]. Trường phái phân chia đất đá theo nguyên tắc thành

hệ dựa vào sự phân tích thành hệ, phức hệ địa chất nguồn gốc, thành phần đất đá và các

chỉ tiêu cơ lý của chúng để xác lập các mức độ đồng nhất khác nhau và các đơn vị phân

chia đất đá tương ứng. Cách phân loại này không phân chia đất yếu riêng, đất yếu chỉ

được xem xét trong tổng thể phân loại chung. (2) Trường phái phân chia đất đá theo

nguyên tắc địa chất công trình dựa vào phân tích đặc tính địa chất công trình của đất đá,

kết hợp với đánh giá khả năng sử dụng chúng cho xây dựng. Theo cách phân loại này,

nhóm đất đá có thành phần, trạng thái và tính chất đặc biệt như đất loại sét ở trạng thái

chảy, bùn, bùn hữu cơ, than bùn, đất nhiễm mặn, đất san lấp, trương nở, ... được xếp vào

loại đất yếu.

1.1.2. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu trên thế giới

Nền đất yếu là khái niệm được dùng để chỉ các nền đất mà trong đó tồn tại các

lớp đất yếu không đảm bảo các điều kiện ổn định theo các trạng thái giới hạn khi xây

dựng công trình trên chúng. Cấu trúc nền đất yếu là khái niệm chỉ sự sắp xếp trong

không gian của các lớp đất nền (bao gồm cả đất yếu) với các đặc trưng về nguồn gốc,

tuổi, thành phần, trạng thái, tính chất cơ lý... của chúng [41].

Trên thế giới, khái niệm “cấu trúc nền đất yếu” ít được quan tâm. Các nước phát

triển như Mỹ, Anh, Pháp, Đức, Nhật Bản.... không phân biệt rõ ràng “cấu trúc nền đất

yếu” và “nền đất yếu”. Với mục đích nghiên cứu đất yếu phục vụ xây dựng các loại công

trình khác nhau, hầu hết các nước này đều coi đất yếu là một loại đất gây mất ổn định

và biến dạng lớn cho công trình. Họ tập trung nghiên cứu và đánh giá đất yếu tại những

vị trí phân bố cụ thể của chúng trong mặt cắt địa chất công trình, cho từng đối tượng

công trình cụ thể mà ít quan tâm đến khái niệm “cấu trúc nền đất yếu” chung chung [31].

Nghiên cứu của Kamon và Bergado (1991) [65] cho rằng, nền đất yếu nói chung

thường nằm ở khu vực có mực nước ngầm cao, thành phần đất nền có hàm lượng hạt

bụi (silty), sét bụi (silty clayey) lớn, độ ẩm cao.

Nghiên cứu đất yếu vùng ven biển phục vụ xây dựng công trình hạ tầng được

nhiều nhà khoa học quan tâm. Các nghiên cứu đã chỉ ra, quy luật chung là tại các vùng

ven biển, đất yếu thường có chiều dày lớn. Omar và Jaafar (2000) [72] nghiên cứu đặc

điểm nền đất yếu vùng ven biển tại thị trấn Cyberjaya (Malaysia), xác định được các lớp

đất bùn sét hữu cơ có chiều dày trung bình 2,0m, thậm chí có khu vực dày tới 10,0m;

ngay bên dưới lớp bùn sét hữu cơ thường là lớp sét chảy đến dẻo chảy (hình 1.1). Kết

quả nghiên cứu của Omar và cộng sự cũng cho thấy, các lớp đất yếu thường có hàm

lượng hữu cơ cao, chiếm từ 20% đến 70%, giới hạn chảy, giới hạn dẻo và chỉ số dẻo của

đất tăng theo chiều sâu, trong đó giới hạn dẻo thay đổi từ 10% đến 80%, giới hạn chảy

từ 10% đến 90% (hình 1.2).

Hình 1.1. Đặc điểm nền đất yếu tại khu vực Cyberjaya, Malaysia [72]

Các chỉ số nén Cc, chỉ số nở Cr và hệ số cố kết Cv của nền đất yếu khu vực ven

biển cũng được Omar và Jaafar xác định bằng thực nghiệm, theo đó, kết quả chỉ ra rằng,

tính nén lún của đất yếu có xu hướng tăng theo chiều sâu (hình 1.3). Điều này được giải

thích là do sự tăng độ ẩm của đất và giảm hàm lượng cát trong đất theo chiều sâu (hình

1.4).

Hình 1.2. Sự thay đổi về giới hạn Atterberg của đất yếu khu vực ven biển [72]

Hình 1.3. Sự thay đổi hệ số nén lún của nền đất yếu theo chiều sâu [72]

Hình 1.4. Sự thay đổi độ ẩm của đất yếu khu vực ven biển theo chiều sâu [72]

Khi tiến hành phân loại và đánh giá tính chất của nền đất yếu, Skempton (1953)

[75] đề xuất sử dụng chỉ số hoạt hóa AI (Activity Index), theo đó đất yếu có chỉ số AI

> 1,25 thường đại diện cho đất có hàm lượng khoáng vật monmorilonit cao (đây chính

là thành phần khoáng vật ảnh hưởng trực tiếp đến tính trương nở của đất); đất có chỉ số

AI < 1,25 là những đất chứa hàm lượng khoáng vật kaolinit cao. Tuy nhiên, Omar và

cộng sự cũng chỉ ra rằng, đất yếu khu vực ven biển có chỉ số AI lớn hơn 1,25 nhưng

thành phần khoáng vật chủ yếu trong mẫu đất lại là kaolinit và illit. Điều này cho thấy,

có sự khác biệt trong quá trình hình thành đất yếu vùng ven biển.

Các nghiên cứu của Ma và nnk. (2010) [69], Zeng và nnk. (2011) [82], Yadu

(2013) [80], Uddin (2018) [78], Ye và nnk (2015) [81] cho thấy, nền đất ở các khu vực

ven biển chủ yếu là các lớp sét trạng thái dẻo mềm đến dẻo chảy, thành phần khoáng vật

chủ yếu là kaolinit, illit, monmorilonit và clorit; các lớp đất trong nền đất yếu thường

có tính nhạy cảm cao với sự thay đổi độ ẩm, trong đó thể tích của các lớp đất này thường

tăng khi độ ẩm trong đất tăng. Hiện tương tăng thể tích này liên quan trực tiếp tới hàm

lượng của thành phần khoáng vật monmorilonit có trong đất, thành phần khoáng này có

ộ đ g n ờ ư C

tính hấp phụ nước lớn, do đó, sẽ làm thay đổi thể tích của đất khi độ ẩm tăng cao.

Cu Ka 2-q (bậc)

)

( t ậ v

g n á o h k m ă r t

n ầ h P

Hình 1.5. Thí nghiệm XRD xác định thành phần khoáng vật trong mẫu đất yếu khu vực ven biển [81]

Kích thước hạt (m) Hình 1.6. Biểu đồ thành phần khoáng vật chính trong đất yếu khu vực ven biển [81]

1.2. Tổng quan nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu ở Việt Nam

1.2.1. Nghiên cứu về đất yếu ở Việt Nam

Đất yếu ở Việt Nam đã được nhiều nhà khoa học như Phạm Văn Tỵ và nnk [41],

Nguyễn Thanh [25], Hồ Chất [9], Nguyễn Huy Phương và nnk [19], [20], Đỗ Minh Toàn

[36], [37], Tạ Đức Thịnh [20], [28], Nguyễn Văn Phóng [21], Nguyễn Thị Nụ [18],

Nguyễn Ngọc Bích [2], Hoàng Văn Tân [24], Nguyễn Uyên [42], Nguyễn Quang Chiêu

[10], ... quan tâm nghiên cứu, tập trung chủ yếu vào phân loại đất yếu, nguồn gốc đất

yếu, các tính chất cơ lý của đất yếu, kỹ thuật cải tạo đất yếu hay một số giải pháp xây

dựng đường ô tô trên đất yếu.

1.2.1.1. Phân loại đất yếu

Ở Việt Nam không có bảng phân loại riêng cho đất yếu mà đất yếu chỉ được phân

biệt trong bảng phân loại chung. Trong các tiêu chuẩn xây dựng, tiêu chuẩn ngành, đất

yếu có thể được phân loại ở mức độ chi tiết khác nhau.

Theo Tiêu chuẩn TCXDVN 5747: 1993 [4], đất xây dựng được phân loại chung

thành đất hạt thô và đất hạt mịn. Đây là hệ thống phân loại được xây dựng trên cơ sở

các tiêu chuẩn ASTM và BS, nhằm điều chỉnh để phù hợp với tiêu chuẩn nước ngoài.

Trong nhóm đất hạt mịn có đề cập đến đất hữu cơ (OL, OH) và than bùn là những loại

đất yếu.

Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9355: 2012 [5] phân chia đất yếu thành các loại

bùn, đất loại sét (sét, sét pha, cát pha) ở trạng thái chảy, dẻo chảy. Đây là loại đất mà ở

trạng thái tự nhiên, có độ ẩm gần bằng hoặc lớn hơn giới hạn chảy (W ≥WL), hệ số rỗng

lớn và rất lớn (e ≥1), góc ma sát trong nhỏ ( < 6o - 10o), lực dính đơn vị theo kết quả

cắt nhanh không thoát nước trong phòng c < 15kPa, có kết quả cắt cánh hiện trường Su

< 35kPa, sức kháng xuyên đầu mũi từ thí nghiệm xuyên tĩnh qc < 100kPa, chỉ số xuyên

tiêu chuẩn N30< 5.

Tiêu chuẩn ngành 22TCN 262 – 2000 [3] của Bộ Giao thông vận tải quy định:

Tùy theo điều kiện hình thành, đất yếu có thành phần khoáng vật hoặc hữu cơ.

- Loại đất có thành phần khoáng vật thường là sét hoặc sét pha trầm tích trong

nước ở ven biển, vũng vịnh, đầm lầy, hồ, đồng bằng tam giác châu, có thể lẫn hữu cơ

trong quá trình trầm tích (hàm lượng hữu cơ có thể tới 10% - 12%). Đối với loại đất này,

được xác định là đất yếu nếu ở trạng thái tự nhiên, độ ẩm của chúng gần bằng hoặc cao

hơn giới hạn chảy, hệ số rỗng tự nhiên lớn (e ≥1,5 đối với đất sét, e ≥1 đối với đất sét

pha), giá trị lực dính đơn vị theo kết quả cắt nhanh không thoát nước trong phòng c <

15kPa, góc ma sát trong  = 0o – 10o hoặc có kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường Su

≤ 35kPa.

- Loại đất có thành phần hữu cơ thường hình thành từ đầm lầy, nơi tích đọng

nước thường xuyên, mực nước ngầm cao. Tại đây, các loài thực vật phát triển, thối rữa

và phân hủy, tạo ra các vật lắng hữu cơ lẫn các trầm tích khoáng vật. Loại này thường

được gọi là đất đầm lầy, than bùn, hàm lượng hữu cơ chiếm tới 20% - 80%, thường có

màu đen hay nâu sẫm, cấu trúc không mịn (vì lẫn các tàn dư thực vật). Theo hàm lượng

hữu cơ (q), đất có nguồn gốc đầm lầy được chia ra:

- Đất nhiễm than bùn: q = 20% - 30%

- Đất than bùn: q = 30% - 60%

- Than bùn: q > 60%.

Đối với những loại đất này, chúng được xác định là đất yếu nếu hệ số rỗng và các

đặc trưng kháng cắt cũng đạt các trị số như đã nêu trên.

Trong Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 8217:2009, nhóm Đ [6], đất được phân chia

thành vô cơ và hữu cơ. Đất được xem là đất vô cơ khi hàm lượng hữu cơ ít hơn 3% khối

lượng đất khô đối với đất hạt thô hoặc ít hơn 5% đối với đất hạt mịn. Đất hạt thô có hàm

lượng hữu cơ từ 3% đến dưới 10% và đất hạt mịn có hàm lượng hữu cơ từ 5% đến dưới

10% được gọi là đất nhiễm hữu cơ. Đất chứa hữu cơ khi hàm lượng hữu cơ bằng hoặc

hơn 10% khối lượng đất khô. Dựa vào hàm lượng hữu cơ, đất chứa hữu cơ được phân

ra hai loại chính:

+ Nhóm đất hữu cơ (còn gọi là đất bị than bùn hoá hoặc đất than bùn): gồm các

loại đất có hàm lượng hữu cơ chiếm từ 10% đến dưới 50% (tính theo khối lượng đất

khô), được chia ra:

- Đất có hàm lượng hữu cơ thấp: q = 10% - 25%

- Đất có hàm lượng hữu cơ trung bình: q = 25% - 40%

- Đất có hàm lượng hữu cơ cao: q = 40% - 50%.

+ Nhóm than bùn: gồm các loại đất có hàm lượng hữu cơ bằng hoặc nhiều hơn

50% khối lượng đất khô. Dựa vào mức độ phân huỷ vật chất hữu cơ (Dhc), than bùn

được chia nhỏ thành các loại:

- Than bùn có vật chất hữu cơ phân huỷ thấp: Dhc < 20%

- Than bùn có vật chất hữu cơ phân huỷ trung bình: 20% < Dhc ≤ 45%

- Than bùn có vật chất hữu cơ phân huỷ cao: Dhc > 45%.

Ngoài ra, tiêu chuẩn này còn đề cập đến các loại đất bùn:

- Bùn cát: Đất có độ sệt Il > 1 và hệ số rỗng eo > 0,9

- Bùn bụi: Đất có độ sệt Il > 1 và hệ số rỗng eo > 1,0

- Bùn sét: Đất có độ sệt Il > 1 và hệ số rỗng eo > 1,5.

Khác các tiêu chuẩn trên, theo TCVN 9362 – 2012 [7], đất được chia ra đất vụn

thô, đất loại cát và đất loại sét, trong đó, đất vụn thô, đất loại cát (đất rời) có thành phần

và trạng thái khác nhau được phân chia theo thành phần hạt và độ chặt; đất loại sét (đất

dính) được phân chia theo chỉ số dẻo và độ sệt; còn đất bùn được tách thành nhóm đất

đặc biệt vì loại đất này không thích hợp cho xây dựng công trình.

Tiêu chuẩn xếp vào bùn: Đất ở trạng thái chảy, hay độ sệt Il > 1 và hệ số rỗng

vượt quá giá trị tối thiểu theo từng dạng bùn như sau:

- Bùn cát pha: e ≥ 0,9

- Bùn sét pha: e ≥ 1,0

- Bùn sét: e ≥ 1,5.

Đất bùn có chứa hàm lượng hữu cơ đủ lớn được gọi là đất than bùn hóa với tên

gọi tương ứng như sau:

- Đất than bùn hóa yếu: 10% < q ≤ 25%

- Đất than bùn hóa vừa: 25% < q ≤ 40%

- Đất than bùn hóa mạnh: 40% < q ≤ 60%

- Than bùn: q > 60%.

Như vậy, trong các tiêu chuẩn phân loại đất trên thế giới cũng như ở Việt Nam,

không có phân loại riêng cho đất yếu mà đất yếu được phân loại, đánh giá trong hệ thống

phân loại chung của đất xây dựng. Chúng thường là những loại đất dính không chứa

hoặc có chứa hữu cơ (với hàm lượng hữu cơ khác nhau), ở trạng thái chảy, dẻo chảy,

khối lượng thể tích nhỏ, độ ẩm và độ rỗng cao tới rất cao, độ bền kháng cắt thấp, mức

độ biến dạng lớn, không thuận lợi cho xây dựng công trình.

1.2.1.2. Nguồn gốc của đất yếu

Trong tự nhiên, đất yếu luôn được hình thành và tồn tại trong điều kiện đặc biệt.

Kết quả nghiên cứu cho thấy, đất yếu thường có nguốn gốc phổ biến là đầm lầy, ngoài

ra còn có nguồn gốc sông, biển và hồ [13].

- Đất yếu có nguốn gốc đầm lầy: thường chứa hữu cơ với hàm lượng rất khác

nhau, từ vài % tới 50% - 80%.

Đầm lầy thường được hình thành ở những vùng đất mà ở trên mặt luôn có hơi ẩm

thừa đọng. Đó là những nơi trũng, thấp của địa hình, có mực nước ngầm nằm nông gần

sát mặt đất hay nước mưa, nước mặt thường xuyên cung cấp với lượng nước cấp lớn

hơn lượng nước thoát (theo đường thấm và bay hơi), làm cho đất trên mặt luôn luôn bão

hoà nước. Trong điều kiện như vậy, thực vật ưa nước phát triển. Khi chết đi, xác sinh

vật dần tích tụ trong môi trường ngập nước, thiếu không khí và phân huỷ thành chất hữu

cơ cùng với hạt khoáng vô cơ tạo nên lớp trầm tích đầm lầy. Sự tích đọng của trầm tích

đầm lầy tạo nên các loại đất như bùn hữu cơ, đất than bùn và than bùn. Tuỳ từng điều

kiện cụ thể mà chiều dày trầm tích, mức độ than bùn hoá và mức độ phân huỷ hữu cơ

trong đầm lầy cũng khác nhau.

- Đất yếu có nguồn gốc sông, biển và hồ: thường không chứa hoặc chứa rất ít hữu

cơ. Chúng là loại trầm tích mới hoặc đang được thành tạo, thường tồn tại ở đáy các bồn

chứa nước mặt như sông, biển, hồ và hầu như chưa được nén chặt hoặc được nén chặt ở

mức độ rất thấp. Trong thành phần hạt của đất chủ yếu là hạt nhỏ, hạt mịn, có thể có hạt

thô tuỳ theo điều kiện trầm tích (hoạt động của nước mặt).

1.2.1.3. Tính chất cơ lý của đất yếu

Nhiều kết quả nghiên cứu đã chỉ ra rằng, tính chất vật lý và cơ học của các loại

đất yếu ở Việt Nam có những đặc điểm chung nhất định [13], [24].

- Tính chất cơ lý của đất loại sét (sét, sét pha, cát pha) trạng thái dẻo chảy

Đây là những loại đất thường có nguồn gốc sông, biển và hồ. Thành phần hạt chủ

yếu là bụi và sét. Ở điều kiện tự nhiên, những loại đất này có độ ẩm (W) khá cao, thường

trong khoảng 60% - 80%; hệ số rỗng (e) lớn, trung bình 0,8 - 0,95; khối lượng thể tích

khô nhỏ, c = 1,1g/cm3 - 1,3g/cm3; các đặc trưng kháng cắt, kháng nén thấp (lực dính

kết đơn vị (c) từ 5kPa đến xấp xỉ 10kPa, góc ma sát trong  = 4o - 7o, môđun tổng biến

dạng (E0) thường từ 3000kPa – 5000kPa; hệ số nén lún (a) lớn, có giá trị phổ biến trong

khoảng 5kPa-1 – 15kPa-1

- Tính chất cơ lý của bùn khoáng (sét, sét pha, cát pha) trạng thái chảy

Bùn khoáng hay đất loại sét (sét, sét pha, cát pha) ở trạng thái chảy thường là

những loại trầm tích hiện đại, được thành tạo chủ yếu do kết quả tích tụ các vật liệu phân

tán mịn và nhỏ theo phương thức cơ học hay hoá học ở đáy biển, vũng vịnh, hồ, đầm

lầy hay ở các bãi sông. Thành phần của bùn gồm có các hạt khoáng như sét, bụi và hạt

keo, ngoài ra, có thể lẫn rất ít hưu cơ. Tuỳ theo chỉ số dẻo, bùn được phân biệt thành các

loại: bùn sét, bùn sét pha, bùn cát pha.

Đặc điểm tính chất cơ lý nổi bật của bùn là: độ ẩm rất cao, W = 70% - 90%, có

khi trên 100%; hệ số rỗng rất lớn, e ≥ 1, có khi tới 2 - 3; khối lượng thể tích khô rất nhỏ,

c = 0,9g/cm3 - 1,2g/cm3, sức kháng cắt của bùn khoáng rất nhỏ, c thường có giá trị từ

2kPa – 6kPa,  = 2o - 5o; hệ số nén lún lớn và rất lớn, a=10kPa-1 – 30kPa-1, có khi lớn

hơn; môđun tổng biến dạng rất nhỏ, E0 < 2000kPa – 3000kPa.

- Tính chất cơ lý của bùn hữu cơ

Bùn hữu cơ là loại đất bùn có chứa vật chất hữu cơ. Đây là loại trầm tích được

hình thành tạo từ xác các sinh vật phù du, rong tảo, thực vật, mùn rác cùng với các vật

liệu vô cơ hạt nhỏ và mịn.

Bùn hữu cơ khác than bùn ở dạng bên ngoài, trạng thái vật lý và hàm lượng chất

hữu cơ. Cũng như bùn khoáng, tính chất cơ lý của bùn hữu cơ có một số đặc điểm chung

như sau: độ ẩm tự nhiên cao, có thể tới vài đơn vị; khối lượng riêng s biến đổi từ

1,4g/cm3 đến 2,6g/cm3 tuỳ theo lượng chứa hữu cơ; hệ số rỗng e tới vài đơn vị, độ bền

rất thấp, độ biến dạng lớn, sức chịu tải nhỏ và rất nhỏ.

- Tính chất cơ lý của than bùn

Than bùn là loại trầm tích được thành tạo do sự tích tụ và phân huỷ xác sinh vật

(chủ yếu là thực vật) trong điều kiện thiếu ôxy cùng với một phần hạt khoáng vô cơ ở

các đầm lầy và những nơi đất bị lầy hoá. Theo phân loại đất yếu thì đất chứa trên 60%

thành phần hữu cơ được gọi là than bùn.

Trong điều kiện tự nhiên, độ ẩm của than bùn thường rất cao, biến đổi từ gần

100% cho tới hàng trăm, hàng nghìn %; khối lượng riêng nhỏ, s = 1,4g/cm3 - 1,8g/cm3;

độ lỗ rỗng lớn, n = 75% - 95%; hệ số rỗng tự nhiên tới vài đơn vị; độ sệt cao và không

ổn định, độ thấm nước phụ thuộc nhiều vào mức độ phân huỷ hữu cơ. Mức độ nén lún

của than bùn khi chịu tác dụng của lực ngoài rất lớn, không đều và lâu dài, hệ số nén lún

a = 10kPa-1 - 50kPa-1, có khi tới 80kPa-1; môđun tổng biến dạng biến đổi từ 100kPa -

đến 2000kPa. Cường độ kháng cắt nhỏ, hệ số ma sát trong từ 0,18 đến 0,45, lực dính kết

đơn vị từ 1kPa đến 5kPa.

1.2.2. Nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu ở Việt Nam

Ở nước ta, khái niệm “cấu trúc nền đất yếu” và nội hàm của khái niệm này đã

được nhiều nhà khoa học quan tâm nghiên cứu. Nguyễn Thanh (1984) [25] cho rằng,

“Cấu trúc nền công trình là tầng đất được sử dụng làm nền cho công trình xây dựng,

được đặc trưng bằng những quy luật phân bố theo chiều sâu của các thành tạo đất đá có

liên kết kết kiến trúc, nguồn gốc, tuổi, thành phần, cấu trúc, bề dày, trạng thái và tính

chất địa chất công trình không giống nhau”. Theo đó, đã phân chia các lớp đất trầm tích

Đệ Tứ vùng đồng bằng Bắc Bộ với đặc điểm về nguồn gốc, tuổi, thành phần, trạng thái

và tính chất cơ lý của chúng. Lê Trọng Thắng (1998) [27] đưa ra định nghĩa: “Cấu trúc

nền là phần tương tác giữa công trình và môi trường địa chất, được xác định bởi qui

luật phân bố trong không gian, khả năng biến đổi theo thời gian của các thành tạo đất

đá có tính chất địa chất công trình xác định, diễn ra trong vùng ảnh hưởng của công

trình. Cấu trúc nền ở giới hạn không gian có phân bố các loại đất yếu, có thể gọi là “cấu

trúc nền đất yếu”. Ông cho rằng, hiểu biết được đặc điểm địa chất công trình của các

dạng cấu trúc nền đất yếu có vai trò quan trọng giúp các nhà thiết kế lựa chọn giải pháp

nền móng hợp lý, giảm giá thành xây dựng. Phạm Văn Tỵ và nnk (1999) [41] quan niệm:

“Cấu trúc nền được hiểu là quan hệ sắp xếp không gian của các thể địa chất (lớp đất)

cấu tạo nền đất, số lượng, đặc điểm hình dạng, kích thước, thành phần, trạng thái và

tính chất của các yếu tố cấu thành này”. Theo đó, nhóm tác giả cho rằng, phân chia các

kiểu cấu trúc nền phải trên cơ sở kết quả nghiên cứu đầy đủ và tỷ mỷ cấu trúc địa chất

và địa chất thủy văn, đặc biệt là cấu trúc phần nông, thành phần, trạng thái và tính chất

cơ lý của các lớp đất. Chỉ như vậy mới có thể làm rõ và phân chia ra được các kiểu sắp

xếp không gian của các thể địa chất trong nền đất, số lượng, vị trí, chiều dày và đặc điểm

biến đổi chiều dày của các lớp, nhất là các lớp có thành phần, trạng thái và tính chất đặc

biệt. Sự có mặt hoặc vắng mặt các lớp này và những đặc điểm về chiều sâu phân bố,

chiều dày, đặc tính địa chất công trình... của chúng có ý nghĩa quan trọng khi xem xét

để phân chia ra các kiểu, phụ kiểu và dạng cấu trúc nền.

Tạ Đức Thịnh (1990) [28] đã nghiên cứu quy luật biến đổi không gian một số

chỉ tiêu cơ lý của đất yếu hệ tầng Hải Hưng trong cấu trúc nền đất yếu ở đồng bằng Bắc

Bộ bằng mô hình toán học. Năm 2004, Nguyễn Huy Phương và nnk [20] đã tiến hành

nghiên cứu đề tài khoa học công nghệ cấp thành phố Hà Nội “Thu thập, kiểm chứng các

tài liệu đã có, nghiên cứu bổ sung lập bản đồ phân vùng đất yếu Hà Nội phục vụ phát triển

bền vững Thủ đô”, trong đó đã phân chia cấu trúc nền khu vực Hà Nội thành 9 lớp với các

đặc điểm thành phần, trạng thái, tính chất của từng lớp đất, phục vụ tốt cho quy hoạch và

xây dựng công trình trên mặt và công trình ngầm ở Hà Nội. Từ kết quả nghiên cứu của đề

tài, các tác giả đưa ra khái niệm: “Cấu trúc nền là mối quan hệ không gian của các lớp

đất đá, đặc điểm thành phần, kiến trúc, cấu tạo của chúng, cũng như đặc tính địa chất

2-3 phân

công trình của các lớp đất đá nằm trong vùng nén ép của công trình". Năm 2014, trong

luận án án tiến sĩ “Nghiên cứu đặc tính địa chất công trình của đất loại sét yếu amQ2

bố ở các tỉnh ven biển đồng bằng sông Cửu Long phục vụ xử lý nền đường”, Nguyễn Thị

Nụ [18] đã phân chia cấu trúc nền đất yếu ven biển Đồng bằng sông Cửu Long thành kiểu

2-3,

và phụ kiểu theo nguyên tắc:

- Kiểu: Dựa vào vị trí phân bố trong không gian của đất sét yếu Q2

- Phụ kiểu: Dựa vào chiều dày của lớp đất yếu.

Năm 2016, Nguyễn Văn Phóng và nnk thực hiện đề tài “Nghiên cứu các đặc tính

xây dựng của đất yếu và đặc điểm cấu trúc nền đất yếu vùng ven biển Bắc Bộ, đề xuất các

giải pháp gia cố, xử lý nền đất yếu thích hợp phục xây dựng các công trình ven biển trong

điều kiện biến đổi khí hậu và nước biển dâng” [21]. Đây là công trình nghiên cứu khá chi

tiết về cấu trúc nền đất yếu vùng đồng bằng Bắc Bộ, đã phân chia cấu trúc nền đất yếu vùng

ven biển Bắc Bộ thành 4 kiểu (I, II, III, IV), 4 dạng (a, b, c, d), bao gồm:

Kiểu I: Đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất và phủ trên đất sườn - tàn tích edQ

(đất loại sét lẫn dăm sạn, trạng thái dẻo cứng, nửa cứng).

Kiểu II: Đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất và phủ trên đất rời, trạng thái chặt

vừa.

Kiểu III: Đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất và phủ trên đất mềm dính, trạng thái

dẻo cứng – nửa cứng.

Kiểu IV: Đất yếu phân bố phía dưới các lớp đất có các đặc trưng cơ học tốt hơn.

Mỗi kiểu lại được chia thành dạng theo chiều dày của đất yếu:

- Dạng a: Đất yếu có chiều dày lớn hơn 20m

- Dạng b: Đất yếu có chiều dày 10m - 20m

- Dạng c: Đất yếu có chiều dày 5m - 10m

- Dạng d: Đất yếu có chiều dày nhỏ hơn 5m.

Như vậy, có thể nói, cấu trúc nền đất yếu đã được nghiên cứu khá chi tiết và đầy đủ

ở nước ta. Tuy nhiên, các nghiên cứu về cấu trúc nền đất yếu nêu trên đều hướng tới việc

làm rõ sự sắp xếp trong không gian của các lớp đất nền (bao gồm cả đất yếu) với các

đặc trưng về tuổi, nguồn gốc, chiều dày, thành phần, trạng thái và tính chất cơ lý của

chúng mà chưa xem xét đến mối quan hệ tương tác giữa các yếu tố của cấu trúc nền đất

yếu với đặc điểm công trình xây dựng, giữa các lớp đất yếu với các lớp đất tốt trong cấu

trúc nền và đặc điểm làm việc, quy mô, cường độ, tính chất tác dụng của tải trọng công

trình cụ thể. Vì vậy, có thể đưa ra định nghĩa về “cấu trúc nền đất yếu” như sau:

Cấu trúc nền đất yếu là hệ thống sắp xếp trong không gian của các lớp đất nền

(trong đó có đất yếu) được phân chia theo quan điểm địa chất công trình, phản ánh các

trường vật chất được đặc trưng bởi tuổi, nguồn gốc, chiều dày, thành phần, kiến trúc,

cấu tạo, trạng thái và tính chất của chúng, cũng như quyết định các quá trình cơ học, vật

lý, hóa học diễn ra trong nó khi chịu tác động của các yếu tố tự nhiên và hoạt động công

trình. Với cách định nghĩa này, khi xem xét phân chia cấu trúc nền đất yếu phục vụ xây

dựng công trình thì không chỉ đơn thuần xem xét các yếu tố của cấu trúc nền đất yếu

vốn tồn tại khách quan trong tự nhiên mà phải xem xét mối quan hệ tương tác giữa các

yếu tố của cấu trúc nền đất yếu với đặc điểm của loại công trình xây dựng, giữa các lớp

đất yếu trong cấu trúc nền với đặc điểm làm việc, cường độ, tính chất tác dụng của tải

trọng công trình.

1.3. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý nền đất yếu trên thế

giới

1.3.1. Các nhóm phương pháp xử lý nền đất yếu

Trên thế giới cũng như ở Việt Nam hiện nay có nhiều phương pháp gia cố, xử lý

nền đất yếu, có thể tổng hợp thành các nhóm chính như:

1) Nhóm phương pháp thay đất yếu bằng đất tốt (đệm cát, đệm sỏi, đệm đá dăm),

2) Nhóm phương pháp làm chặt đất trên mặt bằng cơ học (đầm rơi, đầm lăn, đầm

rung) và gia tải trước,

3) Nhóm phương pháp làm chặt đất dưới sâu bằng chấn động, thủy chấn,

4) Nhóm phương pháp nén chặt đất bằng năng lượng nổ,

5) Nhóm phương pháp gia cố nền bằng vải hay lưới địa kỹ thuật gia cường,

6) Nhóm phương pháp gia cố nền bằng vật lý và hóa học (điện thấm, điện hóa

học, nhiệt),

7) Nhóm phương pháp làm chặt đất bằng gia tải trước kết hợp với thoát nước

thẳng đứng (giếng cát, cọc cát, bấc thấm) và hút chân không,

8) Nhóm phương pháp gia cố nền bằng chất kết dính (vôi, xi măng, bitum, keo

polimer tổng hợp),

9) Nhóm phương pháp gia cố nền bằng phụt dung dịch (vữa xi măng, dung dịch

silicat, nhựa bitum),

10) Nhóm phương pháp gia cố nền bằng cọc hay trụ vật liệu (cọc tre, cừ tràm,

cọc cát xi măng, cọc vôi, cọc đất-vôi, trụ đất-xi măng, trụ đá dăm...).

Theo vị trí phân bố đất yếu, còn có thể phân chia thành nhóm phương pháp xử lý

đất yếu nông và nhóm phương pháp xử lý đất yếu sâu. Như đã biết, mỗi phương pháp

xử lý nền đất yếu đều có ưu điểm, nhược điểm và phạm vi ứng dụng hiệu quả riêng.

Hiệu quả xử lý nền đất yếu phụ thuộc vào bản chất phương pháp, đặc điểm công trình

xây dựng, cấu trúc nền đất yếu và đặc điểm đất yếu. Đối với cấu trúc nền có đất yếu

phân bố trên mặt và chiều dày nhỏ thì sử dụng các phương pháp xử lý nông sẽ phù hợp,

còn đối với cấu trúc nền có đất yếu phân bố trên mặt nhưng có chiều dày lớn hoặc phân

bố dưới sâu thì sử dụng các phương pháp xử lý sâu sẽ là những lựa chọn hợp lý.

1.3.2. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý nông

Các phương pháp xử lý nền đất yếu nông khá đa dạng, bao gồm: thay đất yếu

bằng đất tốt, nhóm phương pháp làm chặt đất trên mặt bằng cơ học (đầm rơi, đầm lăn,

đầm rung) và gia tải trước, gia cố nền đất yếu bằng vải hay lưới địa kỹ thuật, nhóm

phương pháp gia cố nền bằng chất kết dính (trộn vôi, trộn xi măng, trộn thạch cao, trộn

xỉ lò cao, trộn bitum, trộn keo polimer tổng hợp ...). Các nhóm phương pháp được sử

dụng khá phổ biến là gia cố nền bằng chất kết dính và bằng vải hay lưới địa kỹ thuật.

Phương pháp gia cố nền bằng trộn xi măng, trộn vôi được ứng dụng trên thế giới từ

rât lâu, đặc biệt là ở Thụy Điển và Phần Lan. Trong những năm 1970-1980, các nghiên cứu

gia cố đất bằng trộn xi măng, trộn vôi tập trung chủ yếu vào việc tạo ra vật liệu gia cố, tối

ưu hóa thành phần xi măng, thành phần vôi với các loại đất khác nhau (Nieminen, 1977,

Vitanen, 1977) và ứng xử của hỗn hợp vôi-thạch cao với đất (Holinn và nnk, 1983). Ở Phần

Lan, năm 1992, Kujala và Lahtinen đã tiến hành gia cố đất bằng trộn xi măng, trộn vôi, trộn

thạch cao; nghiên cứu các phản ứng của quá trình gia cố và đã xuất bản sách hướng dẫn gia

cố đất (STO-91). Năm 1991, tại Helsinki, một số nhà khoa học chia đất thải thành từng khối

để gia cố bằng vôi, xi măng và xỉ lò cao nhằm giảm giá thành vận chuyển đất thải. Năm

1995, Kukko và Puohomaki đã tiến hành thí nghiệm, phân tích ảnh hưởng của chất phụ gia

như xỉ lò cao, tro than... đến cường độ đất sét gia cố.

Tại châu Á, các nước Nhật Bản, Trung Quốc, Malaysia ... sử dụng rộng rãi phương

pháp gia cố đất trên mặt bằng xi măng và vôi. Năm 2005, tại Malaysia, các tác giả Huat,

Maail và Mohamed [62] đã nghiên cứu đất bùn nhiệt đới trộn với vôi và xi măng theo tỷ lệ

xi măng từ 5% đến 15%, vôi từ 2% đến 25% bằng phương pháp trộn ướt ở trong phòng thí

nghiệm. Kết quả nghiên cứu cho thấy, khi lượng vôi và xi măng tăng lên, giới hạn chảy của

hỗn hợp đất gia cố giảm, khối lượng thể tích khô tăng, độ ẩm giảm, cường độ kháng nén

tăng theo thời gian bảo dưỡng. Tương tự, Ho và Chan (2011) [60] đã nghiên cứu gia cố đất

sét yếu ở độ sâu từ 1,5m đến 2,0 m với hàm lượng xi măng là 0%, 5% và 10% tương ứng

khối lượng đất khô. Kết quả thí nghiệm nén một trục và cắt phẳng cho thấy, chỉ số nén, chỉ

số cố kết và hệ số nén lún của mẫu đất gia cố giảm mạnh so với mẫu đất không gia cố. Năm

2012, Jin Chun Chai, Takenorihiho, Takehito Negami, Nguyen Duy Quang thuộc Trường

Đại học Saga, Nhật Bản đã nghiên cứu gia cố đất bùn nạo vét ở cửa sông vùng Ariake bằng

cách trộn vôi và xi măng đề làm đất đắp tại chỗ. Hàm lượng vôi và xi măng trộn với đất

theo các tỷ lệ 2, 4, 6, 8% so với khối lượng đất khô. Kết quả nghiên cứu đã chỉ ra, với hàm

lượng vôi hoặc xi măng từ 2% đến 8% thì mối quan hệ giữa cường độ kháng nén một trục

với phụ gia là phi tuyến; với phụ gia 2% thì cường độ mẫu đất trộn hầu như không thay đổi.

Điều này được giải thích do hàm lượng axit humic có trong đất.

Nhóm phương pháp gia cố nền bằng vải hay lưới địa kỹ thuật cũng được sử dụng

rộng rãi trong xử lý nền đất yếu tại các nước phát triển trên thế giới như Mỹ, Anh, Pháp,

Hà Lan, Nhật Bản hay Trung Quốc... Vải địa kỹ thuật được chế tạo từ những sản phẩm

phụ của dầu mỏ, từ một hoặc hai loại polymer (polyamide) như polyester và/

hoặc polypropylen. Tùy theo hợp chất và cách cấu tạo, mỗi loại vải địa kỹ thuật có

những đặc tính cơ lý hóa như sức chịu kéo, độ dãn, độ thấm nước, môi trường thích nghi

v.v...khác nhau. Trong xây dựng đường giao thông, vải địa kỹ thuật loại không dệt được

sử dụng làm lớp phân cách giữa đất yếu và nền đường đắp với mục đích ngăn cản sự

trộn lẫn của hai loại đất và ngăn ngừa tổn thất đất đắp. Ngoài ra, vải địa kỹ thuật còn

ngăn chặn không cho đất yếu thâm nhập vào cốt liệu nền đường nhằm bảo toàn các tính

chất cơ lý của vật liệu đắp và do đó nền đường có thể hấp thụ và chịu đựng một cách

hữu hiệu toàn bộ tải trọng xe. Khác với vải địa kỹ thuật không dệt, loại vải địa kỹ thuật

dệt hay lưới địa kỹ thuật được sử dụng với chức năng gia cường khối đắp, phân bố tải

trọng nhờ khả năng chịu kéo lớn của chúng, nhằm gia tăng ổn định và chống lại phá hủy

trượt nền đắp trến đất yếu.

1.3.3. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý sâu

Các phương pháp xử lý nền đất yếu dưới sâu được sử dụng khi trong cấu trúc nền

có đất yếu phân bố trên mặt đất với chiều dày lớn hoặc phân bố ở dưới sâu. Các phương

pháp xử lý sâu được sử dụng rộng rãi trên thế giới là phương pháp bấc thấm, giếng cát,

cọc vật liệu rời (cọc cát, cọc đá), cọc đất-xi măng, cọc đất-vôi, hút chân không.

Phương pháp giếng cát và bấc thấm (thoát nước thẳng đứng) kết hợp với gia tải

trước để xử lý nền đất yếu được áp dụng từ khá lâu và rất phổ biến trên thế giới cũng như

ở nước ta. Ưu điểm nổi bật của phương pháp này là tăng nhanh quá trình cố kết sơ cấp của

nền đất do: 1) các đường thoát nước thẳng đứng thường nằm gần nhau (từ 1m đến 2 m) làm

cho chiều dài đường thoát nước lỗ rỗng giảm; 2) hướng thoát nước thay đổi từ thẳng đứng

(gia tải trước) sang chảy ngang (chảy hướng tâm). Xử lý nền đất yếu bằng giếng cát, được

thi công bằng cách khoan tạo lỗ với các đường kính khác nhau, sau đó lấp đầy cát đảm bảo

hệ số thấm theo yêu cầu (thường là cát hạt trung đến thô) vào lỗ khoan. Những giếng cát

đầu tiên được thi công ở California (Mỹ) năm 1934 với đường kính 50,8cm (20inch),

khoảng cách giữa các giếng 1,0m và đến đầu những năm 1970, giếng cát đường kính lớn

vẫn được sử dụng rộng rãi ở Mỹ [53]. Năm 1969, Dastidar và nnk [49] đã ứng dụng bấc cát

(sand-wicks) thay thế giếng cát để gia cố nền đất yếu. Bấc cát ưu điểm hơn so với giếng cát

là thi công nhanh, dễ dàng, giảm hiệu ứng xáo động do kích thước mặt cắt ngang nhỏ và

thoát nước liên tục. Kjellman (1952) [67] bắt đầu sử dụng bấc thấm (PVD) để thoát nước

cố kết và từ những năm 1970 bấc thấm thẳng đứng được dùng rất phổ biến để thay thế bấc

cát. Bấc thấm đứng có ưu điểm là thi công nhanh, ít xảy ra sự cố hơn trong quá trình thi

công và hạn chế dùng vật liệu cát tự nhiên. Tuy nhiên, một trong những vấn đề chính liên

quan đến hiệu quả của bấc thấm là sự xáo trộn của đất xung quanh bấc thấm (hiệu ứng xáo

trộn) và độ lún của nền sau khi xử lý thường lớn hơn độ lún tính toán, dẫn tới việc phải đắp

phòng lún thêm để đạt cao độ thiết kế. Trong những năm gần đây, nhiều nghiên cứu trên

thể giới bao gồm phân tích trong phòng, mô phỏng số, nghiên cứu hiện trường đã được tiến

hành và đã cơ bản làm rõ hiệu ứng xáo trộn của đất xung quanh bấc thấm và ứng xử của

bấc thấm khi xử lý nền đất yếu (Sakleshpur và nnk, 2018) [74]. Để giải quyết vấn đề độ lún

của nền sau khi xử lý bằng bấc thấm lớn hơn độ lún tính toán, việc xử lý nền đất yếu bằng

bấc thấm được kết hợp với phương pháp cố kết chân không (hút chân không). Đây là

phương pháp được Kjellman đề cập lần đầu tiên năm 1952 (Griffin và O’Kelly, 2014) [55].

Cho đến nay, phương pháp cố kết chân không kết hợp với bấc thấm đã được sử dụng rất

phổ biến ở nhiều nước trên thế giới.

Bản chất của phương pháp cọc vật liệu rời là dùng thiết bị chuyên dụng đưa vật

liệu rời vào nền dưới dạng cọc để nén chặt đất yếu nhờ vật liệu rời chiếm thể tích lỗ rỗng

và làm tăng nhanh quá trình cố kết thấm của đất nền. Năm 1930, lần đầu tiên cọc vật liệu

rời được sử dụng để gia cố nền đất yếu tại Pháp và từ những năm 1950 bắt đầu sử dụng phổ

biến ở Châu Âu [57]. Theo kích thước vật liệu, cọc vật liệu rời chia thành 2 loại cọc chính

là cọc cát và cọc đá. Cọc cát chia thành 2 loại: cọc cát thường và cọc cát đầm chặt.

Cọc cát làm nhiệm vụ như giếng cát, giúp nước lỗ rỗng thoát ra nhanh, làm tăng

nhanh quá trình cố kết và độ lún ổn định diễn ra nhanh hơn. Cọc cát đầm chặt (SCP) thích

hợp với tất cả các loại nền đất (sét, sét pha, cát, cát pha), có tác dụng gia tăng sức chịu tải

của nền, giảm độ lún, giảm khả năng hóa lỏng nền và tăng khả năng chịu lực ngang. Cọc

cát đầm chặt trong nền sét, sét pha làm việc và thường được tính toán theo nguyên lý nền

hỗn hợp Murayama (1958) [71] đề xuất. Sức chịu tải của nền hỗn hợp tăng là do “hiệu ứng

thay thế” và “hiệu ứng tập trung ứng suất”, nghĩa là tải trọng ngoài tập trung chủ yếu trên

các cọc cát. Ngoài ra, cường độ của nền hỗn hợp tăng cao còn do “hiệu ứng thoát nước”

qua cọc cát. Nguyên lý làm việc của cọc cát đầm chặt trong nền cát, cát pha chủ yếu là do

độ rỗng giảm khi cát được đưa thêm vào trong nền (Ezoe và nnk, 2019) [53].

Ở Nhật Bản, cọc cát đầm chặt lần đầu tiên được sử dụng vào năm 1950 với mục đích

chống hóa lỏng nền đất. Sau trận động đất ở Niigata năm 1964, phương pháp này đã được

sử dụng rất phổ biến trong phòng chống hóa lỏng nền (Fudo Construction Co., Ltd., 2003)

[68] mà hiệu quả của nó đã được chứng minh qua các trận động đất lớn Miyagi-ken-Oki

(1978), Nihonkai-Chubu (1983) ở Nhật Bản (Harada & Ohbayashi, 2004) [57]. Tuy nhiên,

một trong những hạn chế của cọc cát đầm chặt là tiếng ồn phát ra do dùng búa rung trong

quá trình thi công cọc. Để giảm tiếng ổn, hai công nghệ thi công cọc đã được phát triển là

công nghệ không rung (đầm tĩnh) và công nghệ dùng tia phun cát. Năm 1995, công nghệ

đầm không rung bằng thiết bị đầm tĩnh được ứng dụng xử lý nền (Harada & nnk., 2017)

[58]. Công nghệ dùng tia phun cát được phát triển và đưa vào sử dụng thực tế tại Nhật Bản

năm 2008 [70].

Cọc đá dăm được sử dụng rộng rãi ở Pháp, Đức, Hà Lan... để gia cố nền đất yếu.

Tuy nhiên, hạn chế của cọc đá dăm nói riêng, vật liệu rời nói chung là gây ra hiện tượng

biến dạng ngang dẫn tới phá hủy cọc và các hạt đất xâm nhập vào cọc, làm giảm tính thấm

của cọc. Để giảm những hạn chế và tăng hiệu quả làm việc của cọc vật liệu rời, Deshpande

và Vyas (1996) đã sử dụng vải địa kỹ thuật để bọc xung quanh cọc [51]. Cho đến nay, nhiều

nhà khoa học trên thế giới đã tiến hành xây dựng các mô hình thực nghiệm, mô hình số

phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc của cọc đá dăm bọc vải địa kỹ thuật (Dutta

và nnk., 2016) [52]. Gần đây, Cengiz và Guler (2018) [47] đã nghiên cứu, so sánh sự làm

việc của cọc đá dăm truyền thống và cọc đá dăm bọc vải địa kỹ thuật trong điều kiện tĩnh

và động. Kết quả cho thấy, sự làm việc của cọc đá dăm bọc vải địa kỹ thuật tốt hơn cọc đá

dăm không bọc vải địa kỹ thuật cả trong điều kiện tĩnh và động. Ghazavi và nnk (2018)

[54] đã tiến hành thí nghiệm trong phòng đối với cọc đá dăm bọc vải địa kỹ thuật với các

cọc đơn đường kính 60, 80, và 100mm và nhóm cọc với đường kính mỗi cọc là 60mm. Kết

quả thí nghiệm cho thấy, sức chịu tải của cọc đá dăm bọc vải địa kỹ thuật tăng đáng kể và

biến dạng ngang giảm rõ rệt. Khoảng cách tối ưu giữa các cọc đá dăm bọc vải địa kỹ thuật

là 0,25D với D là đường kính cọc.

Một trong những hạn chế nữa của phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc vật liệu

rời là nguồn cung cấp vật liệu rời (nhất là cát sông) ở nhiều nơi trên thế giới rất khó khăn

do đang đối mặt với tình trạng khan hiếm, cạn kiện và việc khai thác chúng ảnh hưởng

nghiêm trọng đến môi trường. Vấn đề này đang đặt ra thách thức phải tìm kiếm nguồn vật

liệu thay thế.

Phương pháp gia cố nền đất yếu dưới sâu bằng cọc đất-xi măng, đất-vôi được triển

khai phổ biến hơn cả ở châu Âu từ những năm 1960 của thế ký trước tại Thụy Điển, Phần

Lan [83], [48]. Năm 1967, Viện Địa kỹ thuật Thụy Điển nghiên cứu phương pháp cọc vôi

để gia cố nền đất yếu theo đề xuất của Jo. Kjeld Pause với việc sử dụng thiết bị thi công của

Công ty Linden – Alimak. K. Assarson, B.Broms và nnk [44] tiến hành thử nghiệm tại sân

bay Ska Edeby với các cọc vôi đường kính 0,5m và chiều sâu tối đa 15m đã cho kinh nghiệm

mới về các cọc vôi cứng hóa. Năm 1974, tại Phần Lan đã ứng dụng phương pháp cọc đất-

vôi để gia cố nền đất yếu của một đê đất cao 6m [73], mang lại hiệu quả tích cực. Tại Thụy

Điển (1975), Công ty Linden Alimak AB và SGI đã ứng dụng phương pháp cọc đất-vôi-xi

măng để gia cố thành hố đào, ổn định khối đất, gia cố hố móng nông tại các công trình xây

dựng dân dụng ở ngoại ô Stockholm. Tại Hội nghị Cơ học đất và Nền móng thế giới năm

1981 tại Stockholm, Giáo sư Jim Mitchell đã công bố kết quả nghiên cứu xử lý đất dính

trạng thái dẻo bằng cọc đất-vôi-xi măng, làm căn cứ áp dụng phương pháp này trên thế

giới. Phương pháp cọc đất-xi măng trộn sâu (Deep Mixing) là phương pháp được dùng lần

đầu tiên ở các nước Bắc Âu và Nhật Bản trong những năm 1970, sau đó được dùng nhiều

ở Thái Lan, Trung Quốc, Mỹ, Anh, Đức và các nước khác. Năm 1996, Ahnberg đã phát

triển ứng dụng phương pháp cọc đất-xi măng để xử lý nền đất yếu các tuyến đường giao

thông. Dưới sự bảo trợ của Chính phủ, hằng năm Thụy Điển và Phần Lan đã ứng dụng

phương pháp cọc đất-xi măng để gia cố khoảng hơn 1 triệu m3. Năm 1999, Hakan

Berdenberg, Gora Holm đã xuất bản cuốn “Phương pháp khô gia cố đất dưới sâu”, trong

đó, đã tổng hợp kết quả nghiên cứu của các nhà khoa học trên thế giới như Pousetle,

Maskitác và Anderson về “Các mẫu than bùn gia cố trong phòng - kinh nghiệm gia công

và thí nghiệm” [76].

Ở Mỹ, theo Jasperse và Ryan (1992), phương pháp trộn xi măng với đất dưới sâu

được triển khai từ những năm 1960. Liver và Bruce (1996) sử dụng thiết bị trộn cơ khí để

trộn xi măng với đất làm các cọc tạo ra một phần móng và tường chắn. Lúc đó, mặc dù cọc

đất-xi măng được sử dụng rộng rãi ở Nhật Bản và Thụy Điển, nhưng các công ty xây dựng

của Mỹ vẫn chưa quan tâm, không đầu tư nghiên cứu và phát triển phương pháp này bởi

họ cho rằng không hiệu quả về kinh tế. Tuy nhiên, sự phát triển mạnh mẽ với những thành

công đáng ghi nhận ở Nhật Bản đã mở đường cho công nghệ cọc đất-xi măng vào Mỹ. Vào

cuối những năm 1980, một thế hệ thiết bị trộn đất mới đã được đưa vào Mỹ (Jasperse và

Ryan, 1987) để bảo vệ kết cấu đất khỏi bị hóa lỏng dưới tác dụng của động đất. Từ đó đến

nay, Mỹ đã tiếp tục sử dụng cọc đất-xi măng trong cải tạo nâng cấp các đập đất, tạo ra các

tường chống thấm trong thân đập, ví dụ như đập Lockington ở Ohio (Walker, 1994); đập

đất Jackson Lake ở Wyoming (Taki và Yang, 1991); đập đất Cushman ở Washington (Yang

và Takeshima, 1994). Dự án lớn nhất ở Mỹ sử dụng phương pháp cọc đất-xi măng là đường

hầm Trung tâm Nghệ thuật ở Boston chi phí nhiều triệu đôla, dự án này kết thúc năm 2001

(Fairweather, 1996).

Tại Châu Á, từ những năm 1960, Nhật Bản là nước dẫn đầu trong nghiên cứu phát

triển phương pháp gia cố đất yếu dưới sâu bằng trộn vôi và xi măng (cọc đất-vôi, cọc đất-

xi măng). Năm 1974, phương pháp trộn vôi đã được áp dụng trong toàn lãnh thổ Nhật Bản.

Năm 1975, phương pháp trộn ướt sử dụng xi măng (CDM) được ra đời. Đến năm 1977,

một nhóm gồm 48 công ty xây dựng thiết lập Hội CDM nhằm phát triển CDM thông qua

sự hợp tác giữa các nhà sản xuất và các viện nghiên cứu. Các số liệu đã chỉ ra, khối lượng

thi công CDM năm 1993 đã gấp đôi năm 1987. Một tài liệu hướng dẫn kỹ thuật (CDM

manual) là tài liệu kỹ thuật đầu tiên về lĩnh vực này, đến năm 1994 nó được hiệu chỉnh và

tái bản lại (CDM Association of Japan, 1994). Theo thống kê của Hiệp hội CDM Nhật Bản,

từ năm 1980 đến năm 1996 đã có 2345 dự án sử dụng 26 triệu m3 xi măng-đất. Hiện nay,

hàng năm Nhật Bản thi công khoảng 2 triệu m3 đất-xi măng [11].

Năm 1976, phương pháp trộn khô sử dụng xi măng (DJM) bắt đầu được nghiên

cứu và từ năm 1980, Bộ Xây dựng Nhật Bản đã phát triển phương pháp khoan phụt khô

DJM, sử dụng khoan không liên tục và dùng xi măng làm chất kết dính. Báo cáo của Chida

(1982) đã miêu tả chi tiết phương pháp này. Đầu năm 1980 có khoảng 24 công ty xây dựng

lập ra hiệp hội DJM. Từ những năm 1990, số lượng các dự án sử dụng DJM tăng lên do

phương pháp này đạt được sự ổn định. Về thiết bị và công nghệ trộn khô, một số nhà khoa

học đã tiến hành các thí nghiệm, quan trắc hiện trường và trong phòng để đánh giá tính năng

kỹ thuật của đất được gia cố, từ đó thiết lập phương pháp thiết kế và cải tiến thiết bị trộn.

Kitazume và nnk (2000) [66] đã nghiên cứu ứng xử mô hình bằng máy ly tâm. Những

nghiên cứu về khả năng chịu động đất (Inatomi và nnk, 1981, 1986), về khả năng chống

hóa lỏng (Hirama và Toriihara, 1983; Suzuki, 1986), về khả năng chịu rung động (Inatomi

và các cộng sự, 1985), về kiểm soát hố đào (Tanaka, 1993; Matsushi, 1993), về thiết bị trộn

(Nishibafashi, 1985), về việc kiểm soát chất lượng (Mitsuhashi, 1986) của cọc đất-xi măng

đã được thực hiện một cách có hệ thống. Năm 1990, M.Terashi thuộc Viện nghiên cứu bờ

biển Nhật Bản đã phát triển phương pháp trộn khô cọc đất-vôi-xi măng với việc bổ sung

thêm chất phụ gia xỉ than, xỉ lò cao và tro bay.

Tại Trung Quốc, ngay từ cuối những năm 1960, các kỹ sư đã học hỏi phương pháp

trộn vôi dưới sâu và CDM ở Nhật Bản. Cọc đất-xi măng dùng trên đất liền năm 1978 và

ngay lập tức được sử dụng để xử lý các khu công nghiệp ở Thượng Hải. Tổng khối lượng

xử lý bằng cọc đất-xi măng ở Trung Quốc cho đến nay khoảng trên 1 triệu m3. Từ năm

1987 đến năm 1990, phương pháp cọc đất-xi măng đã được sử dụng ở cảng Thiên Tân để

xây dựng hai bến cập tàu và cải thiện đất nền cho 60ha khu dịch vụ. Tổng cộng 513.000m3

đất được gia cố, bao gồm các móng kè, móng các tường chắn phía sau bến cập tàu. Năm

1992, hợp tác Nhật Bản và Trung Quốc đã thúc đẩy triển khai phương pháp CDM ở Trung

Quốc với công trình hợp tác đầu tiên là cảng Yantai. Trong dự án này 60.000m3 đất-xi măng

xử lý ngoài biển đã được thiết kế và thi công bởi các kỹ sư Trung Quốc (Tang, 1996). Cho

đến nay, tổng khối lượng thi công cọc đất-xi măng bằng phương pháp trộn sâu ở Trung

Quốc đã đạt trên 1 triệu m3 [11].

Các nghiên cứu khác liên quan tới cọc đất-xi măng khá phổ biến ở Thái Lan [46]–

[64], sử dụng cọc vôi - đất xử lý đất hữu cơ ở Malaysia (Ho và nnk, 2011) [60] đã được

công bố.

Phương pháp cọc đất-xi măng không chỉ được sử dụng rộng rãi trong gia cố nền đất

yếu mà còn được dùng làm tường chắn hố đào sâu, ổn định mái dốc và phòng chống hóa

lỏng nền, gia cố nền phục vụ xây dựng nhà cao tầng và các công trình [59]. Sự phát triển

cường độ của cọc đất-xi măng là vấn đề được nhiều tác giả quan tâm, nghiên cứu và đã chỉ

ra rằng, nó phụ thuộc vào nhiều yếu tố như tỷ lệ nước/xi măng, loại đất, hàm lượng chất

hữu cơ hay hàm lượng muối trong đất. Trong đó, tỷ lệ nước/xi măng được coi là yếu tố

chính ảnh hưởng đến sự phát triển cường độ của cọc đất-xi măng (Horpibulsuk & nnk,

2012) [61].

1.4. Tổng quan nghiên cứu về các phương pháp xử lý nền đất yếu ở Việt Nam

Hiện nay, các phương pháp xử lý nền đất yếu được áp dụng trên thế giới đã được

chuyển giao và áp dụng tại Việt Nam. Tuy nhiên, cũng chỉ có một số phương pháp xử

lý được sử dụng rộng rãi, đó là các phương pháp xử lý nông như thay đất, trộn xi măng,

trộn vôi, gia tải trước; các phương pháp xử lý sâu như bấc thâm, giếng cát, cọc cát, cọc

đất-xi măng, cọc đất-vôi, hút chân không, cọc đá.

1.4.1. Các phương pháp xử lý nông

Phương pháp xử lý đất yếu phân bố trên bề mặt đất bằng thay đất sử dụng rất phổ

biến trong xây dựng từ trước tới nay. Với phương pháp trộn xi măng, trộn vôi lần đầu

tiên được Bộ môn Đường, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội tiến hành nghiên cứu vào

năm 1967 để ứng dụng làm móng đường giao thông [24]. Năm 1985, Hồ Chất [9] nghiên

cứu đề tài “Về khả năng gia cố đất bằng chất kết dính vô cơ trong điều kiện Việt Nam”,

đã phân tích khả năng áp dụng chất kết dính vô cơ để gia cố nhiều loại đất yếu khác

nhau dựa vào thành phần hạt, tỷ lệ chất kết dính, thời gian đông cứng của chất kết dính

và sự ổn định của đất gia cố. Đỗ Minh Toàn (1993) [36] đã nghiên cứu ảnh hưởng của

vật chất hữu cơ và muối dễ hòa tan có trong đất đến hiệu quả cải tạo đất sét pha mbQ2-3

phân bố ở ven biển Bắc Bộ bằng phương pháp trộn xi măng cải tạo nông ở trong phòng

thí nghiệm. Phạm Minh Tuấn (2001) [39] đã nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng hữu

cơ đến hiệu quả cải tạo đất sét yếu lẫn hữu cơ thuộc hệ tầng Thái Bình và hệ tầng Hải

Hưng ở Hà Nội. Năm 2006, Lê Thị Phòng [22] đã nghiên cứu cải tạo đất sét pha nguồn

gốc bồi tích thuộc hệ tầng Thái Bình, phân bố ở Hưng Yên bằng trộn vôi với các hàm

lượng vôi lần lượt là 2, 4, 6, 8% và phụ gia SA44/LS40 theo tỷ lệ 8,5/1,5, lượng phụ gia

là 1 lit/6 m3 để làm móng áo đường giao thông nông thôn. Kết quả nghiên cứu cho thấy,

khả năng đầm chặt của đất có phụ gia lớn hơn đất không có phụ gia, môđun đàn hồi của

mẫu gia cố với hàm lượng vôi 6% có giá trị lớn nhất đối với cả 2 trường hợp có phụ gia

và không có phụ gia; môđun đàn hồi của đất gia cố khi sử dụng 4% vôi với phụ gia

SA44/LS40 tương đương với 6% vôi. Khi hàm lượng vôi lớn hơn 6% thì cường độ mẫu

đất gia cố giảm. Kết quả nghiên cứu đã được ứng dụng thử nghiệm tại đoạn đường từ

Thiện Phiến đi Tiên Lữ (tỉnh Hưng Yên), đảm bảo yêu cầu kỹ thuật đặt ra. Nguyễn Thị

Thắm và nnk (2008) [26] nghiên cứu cải tạo đất sét pha ở Cần Thơ bằng trộn xi măng

kết hợp với phụ gia tro trấu, kết quả cho thấy, với các hàm lượng đất, xi măng và tro

trấu khác nhau, hỗn hợp đất +7%XM+5% tro trấu cho hiệu quả tốt nhất về cường độ

kháng nén và môđun đàn hồi. Trịnh Thị Huế (2009) [12] đã nghiên cứu cải tạo đất bùn

sét và bùn sét pha nguồn gốc sông-biển (amQ2) ở Trà Vinh bằng phương pháp trộn xi

măng và vôi theo các tỷ lệ xi măng 3, 6, 9, 12% và vôi 6, 9, 12% . Kết quả nghiên cứu

đã chỉ ra, với đất trộn xi măng thì cường độ kháng nén của mẫu tăng tỷ lệ thuận với hàm

lượng xi măng và mẫu bùn sét pha có cường độ lớn hơn so với mẫu bùn sét pha ở cùng

tỷ lệ xi măng và ngày tuổi bảo dưỡng (28 ngày). Với mẫu trộn vôi thì cường độ kháng

nén của mẫu 9% cho giá trị tối ưu, mẫu ở 12% có giá trị nhỏ nhất. Nguyễn Thị Thu

Quỳnh (2010) [23] đã nghiên cứu cải tạo đất bùn sét ở khu vực phía Nam tỉnh Cà Mau

bằng trộn xi măng với hàm lượng 5, 7, 10, 13, 16%, đồng thời chế bị với các hàm lượng

muối là 0,6; 1,0; 1,5 và 2% và thấy rằng: khi hàm lượng muối tăng thì cường độ mẫu

giảm, khi lượng phèn trong đất tăng (pH nhỏ) thì cường độ mẫu đất gia cố giảm. Nguyễn

Thị Nụ (2014) [18] đã nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng muối đến khả năng gia cố

đất bùn sét ở Tiền Giang và Sóc Trăng. Kết quả nghiên cứu cho thấy, khi hàm lượng

muối tăng thì qu giảm, với hàm lượng muối ít từ 0,2 đến 0,8% thì qu giảm không nhiều,

khi hàm lượng muối tăng đến 1% thì qu giảm mạnh. Năm 2011, Đỗ Minh Toàn [37]

2-3 phân bố ở Đồng bằng sông Cửu Long phục vụ gia cố nền bằng các giải pháp

triển khai thực hiện đề tài “Nghiên cứu đặc tính xây dựng của trầm tích đất loại sét

amQ2

làm chặt có sử dụng chất kết dính vô cơ”, đã nghiên cứu gia cố đất bằng xi măng tại Trà

Vinh, Cần Thơ, Đồng Tháp và Tiền Giang với hàm lượng trộn xi măng từ 3 đến 12%

khối lượng đất khô và lượng vôi từ 6 đến 12%. Kết quả nghiên cứu cho thấy, với cùng

hàm lượng xi măng và vôi, đất được gia cố bằng xi măng có cường độ kháng nén lớn

hơn so với đất gia cố bằng vôi; cường độ kháng nén của đất sét pha lớn hơn cường độ

kháng nén của đất sét và khi trộn lượng vôi vào đất lớn hơn 9% thì cường độ của đất gia

cố lại giảm. Năm 2013, Viện Thủy Công thuộc Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam đã

triển khai đề tài cấp Viện “Nghiên cứu cải tạo đất yếu (bùn sét pha) ở huyện Gò Quao

và Giồng Riềng tỉnh Kiên Giang bằng xi măng kết hợp với vôi, đánh giá khả năng sử

dụng chúng trong xây dựng công trình thủy lợi” [8]. Kết quả nghiên cứu đã chỉ ra, khi

hàm lượng xi măng tăng thì cường độ mẫu gia cố tăng. Tuy nhiên, cường độ mẫu đất

gia cố chỉ tăng trong khoảng thời gian từ 28 ngày đến 56 ngày bảo dưỡng, sau đó, cường

độ mẫu có xu hướng giảm; lượng vôi thích hợp để gia cố là 2% - 4%.

1.4.2. Các phương pháp xử lý sâu

Gia cố nền đất yếu bằng các phương pháp xử lý sâu đã được tiến hành ở nước ta

từ những năm 1980 của thế ký trước. Tuy nhiên, chỉ có một số phương pháp được ứng

dụng rộng rãi là các phương pháp cọc đất-vôi, đất-xi măng, bấc thấm, cọc cát [11], [14],

]17], [29], [77], [38], [40] [43], ...

Phương pháp cọc đất-vôi, đất-xi măng và thiết bị thoát nước thẳng đứng (bấc

thấm, giếng cát) lần đầu tiên được Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng – Bộ Xây dựng

thực hiện vào năm 1980 với sự hợp tác của Viện Địa kỹ thuật Thụy Điển thông qua việc

triển khai đề tài “Gia cố nền đất yếu bằng các phương pháp cọc đất-vôi, đất-xi măng và

cốt thoát nước chế tạo sẵn”. Kết quả nghiên cứu của đề tài đã xác định được hàm lượng

xi măng thích hợp trong hỗn hợp vật liệu đất-xi măng để gia cố một số loại đất yếu và

rút ra một số kết luận về các yếu tố ảnh hưởng đến chất lượng cọc như hàm lượng hữu

cơ trong đất, cách gia công mẫu. Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng đã ứng dụng kết

quả nghiên cứu để gia cố nền đất yếu tại một số công trình xây dựng ở Hà Nội, Hải

Phòng, mang lại hiệu quả tích cực. Trong Tuyển tập các công trình khoa học kỹ thuật

(1984-1993), Nguyễn Trấp đã công bố các kết quả ứng dụng cọc đất-xi măng trong bài

báo “Nghiên cứu ứng dụng cọc đất-xi măng ở Việt Nam”, trong đó, đã chỉ ra những ưu

điểm và hạn chế của phương pháp này trong xử lý nền đất yếu. Tạ Đức Thịnh (2002)

[29] đã nghiên cứu đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát-xi măng-vôi.

Cơ sở lý thuyết của phương pháp là dựa vào quá trình nén chặt cơ học, quá trình cố kết

thấm của đất nền và quá trình gia tăng cường độ của cọc và ma sát giữa cọc và đất nền.

Tác giả đã tiến hành thí nghiệm các mẫu gia cố ở trong phòng với các hàm lượng xi

măng 5, 7,5, 10, 12,5 và 15% khối lượng cát khô và hàm lượng vôi là 5, 7, 9 và 11%.

Kết quả thí nghiệm cho thấy, cường độ kháng nén một trục của mẫu gia cố tỷ lệ thuận

với hàm lượng xi măng và vôi và kiến nghị sử dụng hàm lượng thích hợp của xi măng

từ 7,5% đến 10%, hàm lượng vôi từ 7% đến 9%. Đặc biệt, trong nghiên cứu của mình,

tác giả đã cải tiến máy khoan UGB-50M của Nga làm thiết bị thi công cọc rất cơ động,

phù hợp với công trình quy mô vừa và nhỏ, mặt bằng thi công chật hẹp. Kết quả này đã

được ứng dụng để xử lý nền đất yếu ở một số công trình ở Quảng Ninh, Thái Bình,

Thanh Hóa, mang lại hiệu quả kinh tế-kỹ thuật cao., Tuy nhiên, vật liệu được sử dụng

trong phương pháp này là cát sông hạt thô, hạt trung và vôi bột đến nay đã bộc lộ nhiều

hạn chế. Cát hạt trung, hạt thô ngày càng khan hiếm, giá thành cao và việc khai thác

chúng đã và đang ảnh hưởng nghiêm trọng đến môi trường. Vôi bột hiện rất ít được sản

xuất và công việc vận chuyển, bảo quản vôi bột cũng gặp nhiều khó khăn.

Cùng với phương pháp trộn khô, phương pháp trộn ướt trong gia cố sâu bằng cọc

đất-xi măng cũng được sử dụng rộng rãi. Năm 2002, Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam

đã tiến hành nghiên cứu ứng dụng công nghệ Jet-grouting để sửa chữa, chống thấm cho

các công trình cống dưới đê và đã ứng dụng thành công trong việc sửa chữa, xử lý các

sự cố ở đê Sơn Tây - Hà Nội, đập Phúc, cống Tắc Giang – Hà Nam, đê sông Trà Lý

[11]... Ngoài ra, phương pháp này cũng được ứng dụng để xử lý một số hố móng nhà

cao tầng như Trung tâm Thương mại Chợ Mơ, tòa nhà Phúc Lộc Thọ đường Nguyễn

Chí Thanh – Hà Nội, nền đập Khe Ngang....

Các phương pháp cọc cát, bấc thấm cũng được ứng dụng rất phổ biến trong xây

dựng đường giao thông. Các tuyến đường cao tốc như Hà Nội – Cầu Giẽ, Hà Nội – Lào

Cai, Hà Nội – Hải Phòng, Quốc Lộ 1A ... đều ứng dụng cọc cát, giếng cát và bấc thấm

để gia cố nền đất yếu. Có thể nói, hầu hết các công trình giao thông, dân dụng và công

nghiệp, thủy lợi...xây dựng trên nền đất yếu đều ứng dụng các phương pháp cọc cát, bấc

thấm, cọc đất-xi măng để gia cố nền. Nhiều tiêu chuẩn xây dựng về xử lý nền đất yếu

theo các phương pháp này đã được ban hành như TCVN 9403:2012 [33], TCVN

9842:2013 [34], TCVN 11713:2017 [35], làm căn cứ pháp lý quan trọng trong công tác

xử lý nền đất yếu ở nước ta.

1.5. Kết luận chương 1

Từ các kết quả nghiên cứu tổng quan nêu trên, có thể rút ra một số kết luận sau

đây:

- Các nghiên cứu về đất yếu nói chung, đất yếu vùng ven biển nói riêng trên thế

giới và ở Việt Nam đã được triển khai từ rất lâu. Kết quả nghiên cứu đều chỉ ra, đất yếu

là các loại đất có thành phần, trạng thái và tính chất đặc biệt; có các đặc trưng chung độ

ẩm, hệ số rỗng và tính biến dạng lớn, sức kháng cắt nhỏ. Xây dựng công trình nói chung,

đường giao thông nói riêng trên nền đất yếu thường phát sinh các vấn đề địa kỹ thuật

bất lợi như gây mất ổn định cho công trình, lún nhiều và lún kéo dài. Vì thế, khi xây

dựng công trình thường yêu cầu có giải pháp xây dựng công trình hợp lý, hoặc phải tiến

hành xử lý hay gia cố nền đất yếu nhằm hướng tới giảm tính biến dạng và tăng sức kháng

cắt của đất yếu.

- “Cấu trúc nền đất yếu” là một khái niệm không nhiều nước trên thế giới quan

tâm nhưng lại được các nhà khoa học Việt Nam tập trung nghiên cứu từ những năm

1980. Mặc dù còn có những quan điểm khác nhau, nhưng về cơ bản, các nghiên cứu về

cấu trúc nền đất yếu đều hướng tới việc làm rõ sự sắp xếp trong không gian của các lớp

đất nền mà tập trung trọng tâm là các lớp đất yếu với các đặc trưng về tuổi, nguồn gốc,

thành phần, tính chất cơ lý, chiều dày... của chúng. Cần nhấn mạnh thêm rằng, điểm

khác đáng chú ý khi so sánh với ”nền đất yếu”, vốn chỉ đơn thuần xem xét các yếu tố

của đất nền tồn tại khách quan trong tự nhiên, còn khi xem xét ”cấu trúc nền đất yếu”

thì phải xem xét mối quan hệ tương tác giữa các yếu tố của cấu trúc nền với đặc điểm

của công trình xây dựng, giữa các lớp đất yếu với các lớp đất tốt trong cấu trúc nền và

đặc điểm làm việc, tính chất, tải trọng tác dụng của công trình.

- Hiện nay, có nhiều phương pháp xử lý nền đất yếu đang được áp dụng. Mỗi

phương pháp có ưu điểm, nhược điểm và phạm vi ứng dụng hiệu quả riêng. Việc lựa

chọn phương pháp xử lý nền đất yếu phù hợp phụ thuộc nhiều yếu tố, đáng chú ý vào

loại công trình xây dựng, tính chất đất yếu và đặc biệt là đặc điểm cấu trúc nền đất yếu.

Vì vậy, muốn lựa chọn phương pháp xử lý nền đất yếu phù hợp và hiệu quả, cần phải

làm sáng tỏ cấu trúc nền đất yếu khu vực xây dựng.

- Các phương pháp xử lý nền đất yếu sâu được sử dụng rộng rãi ở Việt Nam hiện

nay chủ yếu có: bấc thấm kết hợp gia tải trước; cố kết bằng hút chân không; cọc cát,

giếng cát, cọc cát đầm chặt; cọc đất-xi măng; cọc đá; cọc PF. Việc ứng dụng các phương

pháp này để xử lý nền đất yếu phục vụ xây dựng đường giao thông ven biển Hải Phòng

– Nam Định cần chú ý tới tính kinh tế, khả năng cung cấp nguồn vật liệu địa phương,

đặc điểm tự nhiên và môi trường địa chất vùng ven biển.

CHƯƠNG 2. ĐẶC ĐIỂM CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU TUYẾN ĐƯỜNG GIAO THÔNG VEN BIỂN TỪ HẢI PHÒNG ĐẾN NAM ĐỊNH 2.1. Khái quát đặc điểm tự nhiên vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định

2.1.1. Đặc điểm khí hậu

Vùng nghiên cứu có khí hậu đặc trưng nhiệt đới gió mùa, chịu ảnh hưởng chủ

yếu của gió mùa Đông Bắc, gió Tây Nam và Đông Nam [13].

- Chế độ bức xạ: Nắng tập trung vào khoảng từ tháng 5 đến tháng 11. Số giờ nắng

cao nhất vào tháng 7 lên tới 230,4 giờ.

- Nhiệt độ không khí: Nhiệt độ không khí trong vùng biến đổi theo thời gian. Nền

nhiệt độ có xu thế tăng nhưng tốc độ tăng không cao, trung bình mỗi năm tăng khoảng

0,013oC.

- Chế độ mưa: Mưa trong vùng có liên quan mật thiết với khối không khí lạnh,

bão và gió mùa. Lượng mưa trung bình năm vào khoảng 1077mm, lớn nhất vào tháng 8

và nhỏ nhất vào tháng 2. Tổng lượng bốc hơi cân bằng từ 50% - 70% tổng lượng mưa.

Lượng mưa lớn nhất trong các tháng 8, 9 hàng năm, dao động từ 819,2mm đến

1660,0mm. Lượng mưa nhỏ nhất trong các tháng 12, tháng 1, có khi chỉ mm. Lượng

mưa trung bình một tháng dao động từ 92,3mm đến 189,3mm. Lượng mưa tăng dần từ

tháng 1, 2, đạt cực trị vào các tháng 8, 9, sau đó lại giảm dần.

Mùa mưa bắt đầu sớm, thường từ tháng 7 và kết thúc vào tháng 9, tháng 10. Tuy

mùa mưa chỉ kéo dài 3-4 tháng, nhưng lượng mưa chiếm quá nửa tổng lượng mưa cả

năm, trung bình tới 57%. Mùa mưa bao giờ cũng liên quan đến mùa bão và mùa lũ lụt

trong đất liền.

- Độ ẩm không khí: Độ ẩm không khí biến đổi theo thời gian, theo mùa và theo

không gian, nhìn chung, tăng dần từ tháng 1, đạt giá trị lớn nhất vào tháng 3 và tháng 4,

sau đó giảm dần cho đến giá trị thấp nhất vào tháng 11, 12. Biên độ dao động trung bình

lớn nhất giữa các tháng khoảng từ 75% đến 90%.

- Bão và áp thấp nhiệt đới: Tại vùng nghiên cứu, hoạt động của bão và áp thấp

nhiệt đới rất phức tạp và đa dạng. Ngoài các cơn bão từ biển Đông đi vào đất liền, còn

có các cơn bão đi từ phía Nam lên men theo bờ biển và ngoài khơi Trung Bộ (vĩ tuyến

16). Mùa bão khu vực nghiên cứu phù hợp với mùa bão trên toàn lãnh thổ Việt Nam,

bắt đầu vào tháng 6 và kết thúc vào tháng 11. Thời gian xuất hiện nhiều bão nhất là

tháng 8 và 9. Bão đổ bộ vào các khu vực từ Hải Phòng đến Nam Định thường rất mạnh

và gây nguy hiểm.

2.1.2. Đặc điểm địa hình, địa mạo

Vùng ven biển Hải Phòng - Nam Định có mặt các dạng địa hình chủ yếu sau [13]:

- Vùng đồng bằng trong đất liền: Chiếm diện tích chủ yếu, độ cao tuyệt đối dao

động từ 0,8m đến 3,0m, không chịu ảnh hưởng của thuỷ triều do được bảo vệ bởi hệ

thống đê biển.

- Các dải cát, bãi triều và các cồn bồi tích cửa sông ven biển: Là các dải đất thấp

nằm sát ven biển, phía ngoài đê biển, chịu tác động mạnh mẽ của thuỷ triều. Trong các

khu vực cửa sông, vùng đất ngập nước mở rộng, xuất hiện các cồn cát, độ cao tuyệt đối

1m - 2m, luôn luôn nổi trên mặt nước biển. Các bãi triều, vùng đất ngập nước và các

cồn cát lớn tập trung ở khu vực cửa Ba Lạt (sông Hồng), cửa sông Thái Bình, sông Đáy.

Vùng đất ngập nước bãi triều ven biển chủ yếu là các vùng rừng ngập mặn xen với các

vùng nuôi trồng thủy, hải sản.

2.1.3. Đặc điểm trầm tích Đệ Tứ

Địa tầng trầm tích Đệ Tứ vùng ven biển Hải Phòng - Nam Định, theo thứ tự từ

dưới lên trên gồm 5 hệ tầng: Lệ Chi, Hà Nội, Vĩnh Phúc, Hải Hưng và Thái Bình [13].

2.1.3.1. Thống Pleistocen, hệ tầng Lệ Chi (Q1lc)

Hệ tầng Lệ Chi không lộ trên mặt địa hình hiện đại, phân bố hạn chế ở độ sâu từ

vài chục mét đến trên 100 mét, bề dày trầm tích thay đổi từ 5m-7m đến vài chục mét.

Theo các tài liệu mặt cắt lỗ khoan, trầm tích hệ tầng Lệ Chi có 2 lớp từ dưới lên:

- Lớp 1 (60m - 53m): nằm phủ trên hệ tầng Vĩnh Bảo, gồm sét bột lẫn ít cát màu

xám vàng loang lổ, có chiều dày 7m. Thành phần hạt gồm: sét 59%; bột 33,1%; cát

7,9%.

- Lớp 2 (53m-47m): gồm sét bột lẫn ít cát màu xám xanh, trắng; phần trên có

những hạt kết vón laterit hình hạt đậu đường kính 2mm-4mm, dày 6m. Thành phần hạt

gồm: sét 58%, bột 39%; cát 3%.

Hệ tầng Lệ Chi có đặc điểm chung như: Diện phân bố hẹp, chỉ gặp trong các hố

sụt cục bộ vào thời kỳ Pleistocen sớm; thành phần thạch học chủ yếu là trầm tích hạt

mịn gồm sét bột và nghèo bào tử phấn hoa; Hệ tầng này phủ không chỉnh hợp lên trên

hệ tầng Vĩnh Bảo, hệ tầng Đồng Giao, và ở phía trên có các trầm tích hệ tầng Hà Nội

2-3hn)

phủ không chỉnh hợp.

2.1.3.2. Thống Pleistocen, hệ tầng Hà Nội (Q1

Các trầm tích hệ tầng Hà Nội vùng này không lộ trên mặt, phân bố ở độ sâu từ

15m đến 90m, có chiều dày 7m-40m. Trầm tích hệ tầng gồm 2 kiểu nguồn gốc là sông

2-3hn): Có diện phân bố rất hạn chế, ở độ sâu từ 38m đến

và sông-biển [21].

Trầm tích sông (aQ1

169m; chiều dày từ 1m đến 67,8m, trung bình 25,7m. Thành phần hạt gồm: cát 73,4%-

84,4%; bột 13,7%-22,2%; sạn 1%-3,5%. Khoáng vật vụn gồm (%): thạch anh 75-90;

2-3hn): Có diện phân bố rộng hơn nhiều so với trầm

felspat 5-20; vụn đá 5-10. Bề dày trầm tích 8,3m.

Trầm tích sông-biển (amQ1

tích sông, ở độ sâu từ 15m đến 151m, chiều dày từ 2m đến trên 55m, trung bình 17,4m.

Tại mặt cắt lỗ khoan, từ dưới lên trên trầm tích gồm 2 lớp:

- Lớp 1 (81,5m-68m): gồm bột sét màu xám trắng, xám vàng, xám xanh, lẫn nhiều

sạn sỏi, cuội vôi chiều dày 13,5m. Thành phần hạt (%): bột 30-42,3; sét 18,6-60; sạn sỏi

8,7-44,3; cát 1,5-7.

- Lớp 2 (68m-53m): gồm sét, sét bột màu xám xanh, xám nâu, xám trắng, xám

vàng, đôi chỗ có màu loang lổ nhẹ, lẫn ít sạn, cuội nhỏ, chiều dày 15m. Thành phần hạt

(%): sét 50- 68,3; bột 23,6-49; cát 1,4-4,2.

Hệ tầng Hà Nội có một số đặc điểm chung như: Không lộ trên mặt, bị phủ bởi

các trầm tích trẻ hơn ở độ sâu khác nhau. Trong 2 kiểu nguồn gốc trầm tích thì trầm tích

sông - biển (am) có diện phân bố rất phổ biến, trầm tích sông (a) chỉ có mặt với khối

lượng hạn chế; thạch học có thành phần hạt mịn (bột sét) chiếm chủ yếu, trầm tích hạt

thô (cát, sạn) chiếm một lượng nhỏ, ít gặp cuội sỏi. Theo mặt cắt, từ dưới lên trên độ hạt

trầm tích giảm dần, phản ánh xu thế biển tiến trong thời kỳ tích tụ trầm tích hệ tầng Hà

Nội; quan hệ địa tầng thể hiện các trầm tích sông-biển nằm chuyển tiếp trên trầm tích

3vp)

sông cùng hệ tầng và bị phủ bởi trầm tích sông-biển của hệ tầng Vĩnh Phúc.

2.1.3.3. Thống Pleistocen, hệ tầng Vĩnh Phúc (Q1

Tổng hợp tài liệu thạch học, cổ sinh, địa hoá môi trường cho thấy trầm tích hệ

3vp): Tạo nên thềm bậc II có bề mặt khá bằng phẳng,

tầng có 3 kiểu nguồn gốc là sông-biển (am), biển-đầm lầy (mb) và biển (m) [21].

Trầm tích sông-biển (amQ1

3vp): Chỉ lộ ra trên mặt dưới dạng các mảng sót ở Thủy

nằm ở độ sâu từ 2,8m đến 109m; chiều dày từ 1,7m đến 53m, trung bình 14,1m.

Trầm tích biển (mQ1

Nguyên (Hải Phòng), còn lại chủ yếu bắt gặp trong các lỗ khoan, thường nằm chuyển

tiếp trên trầm tích sông-biển hoặc biển-đầm lầy cùng hệ tầng và bị phủ bởi các trầm tích

Holocen. Nét đặc trưng của trầm tích này là bề mặt thường bị phong hoá có màu sắc

loang lổ rất dễ phân biệt với các trầm tích Holocen ở ngoài thực địa. Theo tài liệu tổng

hợp các lỗ khoan, chúng nằm ở độ sâu từ 0m đến 86,5m; chiều dày từ 1,8m đến 31m,

trung bình 9,5m.

Hệ tầng Vĩnh Phúc có các đặc điểm chung như: (1) Không gian phân bố nhiều

khu vực trầm tích lộ trên mặt dưới dạng các mảng sót (ví dụ ở Thủy Nguyên, Hải Phòng),

còn lại chủ yếu phân bố dưới mặt đất trong các lỗ khoan; (2) Thành phần thạch học chủ

yếu là hạt mịn và được chia làm 2 phần rõ rệt. Phần dưới chủ yếu có màu xám, xám tro

lẫn di tích thực vật tương ứng với trầm tích sông-biển và biển-đầm lầy. Phần trên thường

có màu xám xanh, xám vàng loang lổ tương ứng với trầm tích biển. Nếu xét về phương

diện địa chất thuỷ văn, trầm tích hệ tầng Vĩnh Phúc chủ yếu là tầng cách nước. Phần

dưới cùng của hệ tầng Vĩnh Phúc phủ bất chỉnh hợp lên trên hệ tầng Hà Nội; (3) Đặc

điểm phong hoá: Nét đặc trưng là phần trên bị phong hoá mạnh tạo màu loang lổ, có nơi

tạo lớp laterit cứng chắc dày tới 1m. Bề mặt loang lổ phân bố ở độ sâu từ 2,9m. Do đó,

về mặt địa chất công trình, trầm tích hệ tầng Vĩnh Phúc có khả năng chịu tải tốt, thuận

lợi cho xây dựng công trình; (4) Về quan hệ địa tầng, hệ tầng Vĩnh Phúc phủ không

1-2hh)

chỉnh hợp trên hệ tầng Hà Nội, ở phía trên chúng phủ bởi các trầm tích Holocen.

2.1.3.4. Thống Holocen, hệ tầng Hải Hưng (Q2

Trầm tích hệ tầng Hải Hưng được phân làm hai tập dưới và trên với các kiểu

nguồn gốc: sông-biển (am), biển-đầm lầy (mb) và biển (m) [21].

1-2hh1)

*Hệ tầng Hải Hưng, tập dưới (Q2

1-2hh1): Phân bố ở độ sâu 1,8m đến 75m, chiều dày từ

Trầm tích sông-biển (amQ2

3,4m đến 31m, trung bình 18,5m. Theo mặt cắt lỗ khoan, từ dưới lên trầm tích gồm 2

lớp:

- Lớp 1 (15m-10,2m): phủ trên bề mặt loang lổ của hệ tầng Vĩnh Phúc, thành

phần gồm bột sét lẫn ít cát màu tím nhạt, có lẫn ít vảy muscovit và mảnh vỏ ốc. Chiều

dày 4,8m. Thành phần hạt (%): bột 50,65; sét 47; cát 2,35.

- Lớp 2 (10,2m-8m): gồm sét bột lẫn ít cát sạn màu sắc không đồng nhất, xám

đen, xám vàng, xanh nhạt, có xen ít di tích thực vât. Chiều dày 2,2m. Thành phần hạt

(%): sét 57; bột 40,95; cát 0,8; sạn 1,25. Thành phần sạn cát là thạch anh, bột kết, phiến

sét.

1-2hh1): Thuộc tập dưới của hệ tầng Hải Hưng. Kết

Trầm tích biển-đầm lầy (mbQ2

quả nghiên cứu cho thấy, chiều sâu phân bố từ 2m đến 48m; chiều dày từ 4,5m đến 24m,

trung bình 15,0m.

1-2hh1): Phân bố ở độ sâu từ 0m đến 52,2m; chiều dày từ

Trầm tích biển (mQ2

3,0m đến 25,0m, trung bình 15,8m. Thành phần gồm bột sét, bột cát hạt mịn màu xám

xanh lẫn vỏ sò, vỏ hến. Thành phần hạt: cát 3% đến 10%, bột 55% đến 80%, sét 20%

đến 50%.

1-2hh2), gồm:

* Hệ tầng Hải Hưng, tập trên (Q2

1-2hh2): Phân bố rộng rãi trên bề mặt địa hình hiện đại, trong

Trầm tích biển (mQ2

đó tướng biển có quy mô lớn nhất. Ở dưới sâu, chúng có mặt tại nhiều lỗ khoan địa chất.

Mặt cắt vùng lộ: Trầm tích biển lộ rải rác ở ven rìa đồng bằng, tạo nên thềm biển

3). Do hoạt động xâm thực của mạng lưới sông trong Holocen muộn, nhiều nơi

bậc I. Ở những nơi bị phủ, chúng phân bố không liên tục dưới các trầm tích Holocen

muộn (Q2

trầm tích này bị bóc hết và được thay thế bằng các trầm tích trẻ hơn. Theo mặt cắt một

số hố đào tiêu biểu, trầm tích gồm bột sét lẫn cát sạn màu vàng, xám vàng. Sét dẻo mịn,

trong sét có lẫn nhiều rễ cây còn tươi. Chiều dày 2m. Thành phần hạt (%): bột 55,85;

sét 27; cát 14; sạn laterit 3,15. Thành phần hoá học (%): SiO2 62,62; Fe2O3 10,21; Al2O3

14,3; CaO 0,42; MgO 1,11; TiO2 1,4.

Mặt cắt ở vùng phủ: Nằm ở độ sâu từ 0m đến 65m; chiều dày từ 1,8m đến 45m,

trung bình 16,8m. Thành phần trầm tích gồm bột sét lẫn cát màu xám, xám đen nhạt.

Chiều dày 4m. Thành phần hạt (%): bột 50,5; sét 32,35; cát 17,15.

Các đặc điểm chung của hệ tầng Hải Hưng: Diện phân bố có thể lộ trên mặt hoặc

bị phủ bởi các trầm tích đa nguồn gốc hệ tầng Thái Bình. Ở phần bị phủ, gặp trong hầu

hết các lỗ khoan địa chất; Đặc điểm thạch học và mặt cắt trầm tích chủ yếu có độ hạt

mịn, gồm sét bột có lẫn cát hạt mịn. Trầm tích sông-biển ở một vài nơi có lớp cát hạt

thô lẫn sạn nằm lót đáy, đây là chỉ thị của những lòng sông cổ hơi dốc vùng ven biển và

cũng là lớp có khả năng chứa nước ngầm. Trầm tích biển-đầm lầy thường lẫn nhiều mùn

thực vật nên có màu đen, xám đen. Trầm tích biển có màu xám, xám vàng, xám xanh

khá đặc trưng; Trầm tích có 2 phần rõ rệt, phần dưới là các trầm tích sông-biển (am) và

biển-đầm lầy (mb), phần trên là trầm tích biển (m). Chúng tiêu biểu và phản ảnh một

thời kỳ biển tiến trong Holocen sớm-giữa. Trong khoảng đầu của Holocen sớm-giữa,

vùng nghiên cứu thuộc môi trường đồng bằng ven biển; vào khoảng cuối Holocen sớm-

giữa thuộc môi trường vùng vịnh, biển nông; Trong trầm tích sông-biển thường nghèo

di tích cổ sinh, còn trong trầm tích biển-đầm lầy và biển thường chứa phong phú vi cổ

sinh, tảo và bào tử phấn hoa. Trầm tích hệ tầng Hải Hưng phủ không chỉnh hợp trên bề

mặt bóc mòn loang lổ của hệ tầng Vĩnh Phúc; phía trên, chúng bị phủ bởi các trầm tích

hệ tầng Thái Bình.

2.1.3.5. Thống Holocen, hệ tầng Thái Bình (Q2tb)

Trầm tích hệ tầng Thái Bình có diện phân bố rộng, chúng tạo nên các bề mặt có

địa hình cao 0,5m – 3,5m. Chiều dày thay đổi 0,5m – 12,5m. Tràm tích được phân chia

thành ba tập với các nguồn gốc biển (m), biển – đầm lầy (mb), sông – biển (am), sông –

biển – đầm lầy (amb), sông – đầm lầy (ab) và sông (a) [21].

3tb1) (Thái Bình 1)

*Hệ tầng Thái Bình, tập dưới (Q2

3tb1): Phân bố hạn chế trên bề mặt địa hình hiện đại vùng

Trầm tích biển (mQ2

đồng bằng ven biển, gặp trong các lỗ khoan ở ven biển Thái Bình. Mặt cắt trầm tích biển

có quy mô ổn định được xác định trong các lỗ khoan vùng ven biển Nam Định từ độ sâu

5m – 6m đến độ sâu 15m – 18m. Thành phần tương đối ổn định gồm sét và sét pha cát

màu xám, chứa nhiều di tích bào tử phấn hoa. Cột địa tầng tổng hợp gồm bột sét chứa ít

cát hạt mịn màu xám sẫm, nâu tím, lẫn vảy nhỏ muscovit. Phần trên có lớp mỏng chứa

di tích thực vật màu đen. Thành phần hạt gồm: cát 2,5% - 7%; bột 50,8%-72,4%; sét

29,8%-48,4%.

3tb1): Phân bố khá rộng trên bề mặt địa hình hiện đại

Trầm tích sông biển (amQ2

trong khu vực Vĩnh Bảo, Hải Phòng. Cột địa tầng tổng hợp bao gồm bột sét lẫn ít cát

hạt mịn, xuống dưới hạt mịn hơn. Bột sét lẫn ít cát hạt mịn có màu xám, xám nâu, xám

sẫm. Thành phần hạt gồm: cát 0,8% - 3,9%; bột 59,3% - 74,1%; sét 25% - 40%.

3tb1): Phân bố hẹp trên bề mặt địa hình cũng như

Trầm tích biển đầm lầy (mbQ2

trong các lỗ khoan. Mặt cắt tiêu biểu trong lỗ khoan ở độ sâu 6m đến 10m, dày 4m, gồm

bột sét cát hạt mịn mầu xám nâu, xám nâu đen, lẫn tàn tích thực vật màu đen. Cột địa tầng

tổng hợp gồm cát bột, bột sét màu xám, xám sẫm, xám đen chứa di tích động thực vật.

Thành phần hạt gồm: cát 36,8% - 75,4%; bột 22,9% - 50,9%: sét 1,4% - 18,6%.

3tb2) (Thái Bình 2)

*Hệ tầng Thái Bình, tập giữa (Q2

3tb2): Phân bố rộng rãi trên bề mặt địa hình hiện đại tại khu

Trầm tích biển (mQ2

vực Vũ Thư, Thái Thuỵ (Thái Bình). Cột địa tầng tổng hợp bao gồm: cát hạt mịn, cát

bột lẫn ít sét màu xám, xám vàng, có các kết vón oxyt sắt. Thành phần hạt: cát 35,8% -

67,3%; bột 24,4% - 51,8%; sét 7,1% - 11%.

3tb2): thành phần gồm sét bột, bột sét lẫn ít hạt mịn

Trầm tích sông biển (amQ2

màu xám-xám vàng nhạt, có vệt sẫm màu do nhiễm oxyt sắt. Thành phần hạt: cát 1,5%

- 3,2%; bột 32,2% - 83,7%; sét: 13,5% - 67,4%.

3tb3) (Thái Bình 3)

*Hệ tầng Thái Bình, tập trên (Q2

Đây là các thành tạo trầm tích hiện đại trẻ nhất trong vùng, phân bố chủ yếu ở

khu vực đồng bằng ven biển, trong đê và ngoài đê, dọc theo các tuyến sông dưới dạng

các bãi bồi.

3tb3): Phân bố rộng rãi ở khu vực ven biển Nam Định, Thái

Trầm tích biển (mQ2

Bình, Hải Phòng. Chúng tạo thành những dải cát cao 2,5m - 4m và dải bãi cát ven biển.

Bề dày trầm tích thay đổi từ 3,2m - 12,6m. Thành phần hạt (%): bột 62,0; cát 32,5; sét

3tb3): Trầm tích sông-biển có diện phân bố hẹp bằng

Trầm tích sông biển (amQ2

phẳng, độ cao 0,5m - 2,5m, nằm xen giữa các bề mặt địa hình cổ hơn. Thành phần hạt

gồm sét bột, bột sét lẫn ít cát hạt mịn, màu xám nâu, nâu, chiều dày 2,3m. Thành phần

hạt (%): bột 39,4 - 52,3; sét: 33,7 - 54,1; cát: 6,4 - 13,3.

3tb3): Phân bố ở khu vực cửa Lạch, cửa Đáy

Trầm tích sông-biển-đầm lầy (ambQ2

và tạo thành các bãi triều lầy. Thành phần gồm sét bột màu nâu gụ lẫn nhiều mảnh vỏ

động vật nhỏ. Bề dày 2m - 4m. Trầm tích sông - biển - đầm lầy thường nằm chuyển tiếp

trên trầm tích biển hoặc trầm tích sông - biển cùng hệ tầng.

3tb3): Phân bố rải rác trên địa hình trũng thấp. Mặt

Trầm tích sông-đầm lầy (abQ2

cắt tiêu biểu từ dưới lên có 3 lớp:

- Lớp 1 (1,2m - 0,4m): sét bột lẫn ít cát hạt mịn chứa mùn thực vật màu xám đen.

Sét dẻo quánh, mùn thực vật đang bị phân huỷ, đôi chỗ còn rõ lá và thân cây. Dày 0,75m.

- Lớp 2 (0,4m - 0,2m): sét bột màu xám sẫm, dày 0,25m. Thành phần hạt (%): sét

55, bột 37, cát 8.

- Lớp 3 (0,2 - 0m): đất trồng dày 0,2m. Bề dày trầm tích 1,2m. Ở đây, trầm tích

sông-đầm lầy hệ tầng Thái Bình phủ bất chỉnh hợp trên bề mặt loang lổ của trầm tích hệ

tầng Vĩnh Phúc.

3tb3): Phân bố dọc theo hai bên sông Đáy, sông Hồng, sông

Trầm tích sông (aQ2

Thái Bình và các sông khác, tạo nên địa hình hẹp, bề mặt khá bằng phẳng. Thành phần

gồm sét bột, bột sét pha cát hạt mịn màu nâu. Theo đặc điểm phân bố và thời gian thành

tạo có thể phân chia trầm tích sông thành trầm tích trong đê và trầm tích ngoài đê. Trầm

tích trong đê bao gồm những tích tụ do sông nằm trong đê, hiện nay đã ngừng tích tụ;

còn trầm tích ngoài đê là những bãi bồi hiện vẫn được tích tụ trầm tích.

Trầm tích trong đê: Phân bố dọc theo các dòng sông, tạo nên địa hình bằng phẳng,

có độ cao thay đổi từ 0,5m đến 2,2m. Bề dày trầm tích 1,2m-6,2m.

Trầm tích ngoài đê: Tạo nên những bãi bồi hẹp, hiện nay vẫn đang được hình

thành. Chúng phân bố không liên tục dọc theo sông Đáy, sông Hoàng Long, sông Vạc,

sông Thắng Động và các dòng sông khác. Bề mặt bãi bồi cao 0,7m-3,2m. Theo mặt cắt

tại khu vực Đông Biểu Hạ, ở ngoài đê sông Đáy trầm tích gồm sét bột màu nâu dẻo mịn.

Bề dày > 2m. Thành phần hạt (%): sét 67,5; bột 32,5.

3tb3): Có mặt trong các bãi cát ven biển cửa Trà Lý, cửa

Trầm tích biển gió (mvQ2

Lân, Diêm Điền khu vực Thái Bình. Chúng tạo nên các cồn cát nhỏ, kéo dài dọc bờ biển.

Chiều cao các cồn cát dao động từ 0,5m đến 1-2m, kéo dài vài trăm mét đến trên 1km.

Thành phần gồm cát hạt mịn, hạt nhỏ màu xám vàng, xám nâu.

Các đặc điểm chung của hệ tầng Thái Bình

- Đặc điểm phân bố: Có diện phân bố rộng, chiếm gần hết diện tích phần đồng

bằng và địa hình trũng, tạo nên các bề mặt địa hình có độ cao thay đổi từ 0,5m đến 3,5m.

Trong đó, trầm tích biển tạo nên địa hình cao nhất, trầm tích sông-đầm lầy và sông tạo

nên địa hình thấp nhất.

- Đặc điểm thạch học và mặt cắt trầm tích: Thành phần thạch học phụ thuộc vào

nguồn gốc trầm tích. Trầm tích biển có thành phần thô nhất, chủ yếu là cát, cát bột; trầm

tích biển - đầm lầy, sông-đầm lầy và sông-biển-đầm lầy chứa nhiều vật chất hữu cơ màu

xám đen, còn trầm tích sông chủ yếu là sét bột màu xám nâu. Mặt cắt trầm tích của hệ

tầng từ dưới lên trên biến đổi theo xu hướng biển (m) → biển-đầm lầy (mb) → sông-

biển (am) hoặc sông-biển-đầm lầy (amb) → sông (a) hoặc sông-đầm lầy (ab).

- Về quan hệ địa chất: Phủ không chỉnh hợp hoặc chuyển tiếp trên hệ tầng Hải

Hưng.

2.1.4. Đặc điểm địa chất thủy văn

Dựa vào đặc điểm thạch học, tính thấm, tính chứa nước và thuỷ động lực, vùng

ven biển Bắc Bộ được chia thành 2 tầng chứa nước lỗ hổng, 8 tầng chứa nước khe nứt,

khe nứt - karst và các tầng cách nước [13]. Các tầng chứa nước lỗ hổng phân bố chủ yếu

ở phía Nam, Tây Nam còn các tầng chứa nước khe nứt, khe nứt – karst phân bố ở phía

Đông Bắc vùng nghiên cứu, trong đó, tác động chính đến vùng ven biển chủ yếu là tầng

chứa nước lỗ hổng.

2.1.4.1. Tầng chứa nước lỗ hổng trong trầm tích Holocen (qh)

Đây là tầng chứa nước thứ nhất kể từ mặt đất, có tuổi trẻ nhất và lộ ra với diện

tích lớn nhất trong vùng. Ở khu vực phía Nam, Tây Nam vùng, tầng chứa nước này phân

bố rộng rãi, còn ở phần phía Đông Bắc, chỉ phân bố thành một dải dọc bờ biển từ đảo

Hà Loan đến Bình Ngọc [15].

Tầng chứa nước Holocen được cấu tạo từ các trầm tích thuộc hệ tầng Thái Bình

và một phần của hệ tầng Hải Hưng. Thành phần thạch học chủ yếu là cát, ở đáy tầng có

lẫn sạn sỏi và ít cuội nhỏ. Chiều dày tầng biến đổi từ 3,0m đến 45,0m, bị vát nhọn tại

ven đồng bằng.

Nước trong tầng này thuộc loại nước không áp. Mực nước tĩnh biến đổi từ 0,5m

đến 32m, trung bình 9,6m; tỉ lưu lượng các lỗ khoan lớn nhất là 18,06 l/s.m, dao động

xung quanh giá trị 0,3 l/s.m. Mức độ chứa nước của tầng xếp vào loại trung bình [15].

Tầng chứa nước có chất lượng không đồng đều; các khoảnh của tầng qh có chứa

nước nhạt được phân bố đan xen với các khoảnh mặn rất phức tạp. Loại hình hoá học

max = 7.311,6 mg/l. Nước ngầm khoảnh mặn có công thức Kurlov như sau [15]:

của nước thuộc khoảnh mặn thường là clorua - natri, với Mmax = 18,3 g/l; hàm lượng Cl-

(2.1)

Nước ngầm thuộc khoảnh nhạt có độ tổng khoáng hoá thay đổi từ 0,3 g/l đến 0,8

g/l. Công thức Kurlov của nước ngầm khoảnh nhạt như sau:

(2.2)

Nước trong tầng qh được cung cấp bởi nhiều nguồn như nước mưa, nước mặt,

nước canh tác nông nghiệp thấm trực tiếp xuống. Một số nơi còn được cung cấp từ tầng

chứa nước qp (khu vực xã Duyên Hải, huyện Hưng Hà, Thái Bình) [15]. Nước của tầng

này thoát ra dòng mặt, bốc hơi nếu mực nước của tầng nằm gần mặt đất. Nước tầng này

nhiều nơi là nước lợ và mặn, không đảm bảo tiêu chuẩn cung cấp cho ăn uống sinh hoạt

nên ít được khai thác sử dụng trong vùng. Đối với những khu vực không bị nhiễm mặn,

nước được khai thác sử dụng cho sinh hoạt bằng giếng đào, giếng khoan nhỏ.

2.1.4.2. Tầng chứa nước lỗ hổng trong trầm tích Pleistocen (qp)

Tầng chứa nước lỗ hổng trong các trầm tích Pleistocen có diện phân bố rộng, gần

như trên toàn bộ phần phía Nam, Tây Nam vùng ven biển Bắc Bộ. Tầng chứa nước qp

3vp1), hệ

1lc). Thành phần đất đá chứa nước là cát hạt

được tạo thành bởi đất đá bở rời thuộc phần dưới của hệ tầng Vĩnh Phúc (Q1

2-3hn) và hệ tầng Lệ Chi (Q1

tầng Hà Nội (Q1

mịn, trung, thô, cuội sỏi, cuội lẫn sét. Các trầm tích của tầng chứa nước nằm trực tiếp

phía trên các trầm tích Neogen và bị các trầm tích hạt mịn cách nước thuộc phần trên

2vp2) phủ lên trên. Hầu hết các lỗ khoan trong vùng đều bắt

của hệ tầng Vĩnh Phúc (Q1

gặp các trầm tích của hệ tầng này với chiều dày biến đổi từ 10m đến 78m [15].

Nước trong tầng chứa nước thuộc loại nước có áp, mực áp lực nhiều chỗ cao gần

bằng mặt đất hoặc cao hơn mặt đất nhưng hiện nay do khai thác nước trong tầng này

nhiều nên mực áp lực bị hạ thấp.

Tài liệu hút nước tại các lỗ khoan trong vùng cho thấy đây là tầng giàu nước, tỷ

lưu lượng biến đổi từ 0,001 l/s.m đến 29,05 l/s.m, trung bình 5,09 l/s.m. Ở những khu

vực nước không bị nhiễm mặn, tầng chứa nước là đối tượng chính được khai thác sử

dụng [15].

Do nằm ở sâu lại có lớp sét cách nước khá dày ở trên nên động thái nước trong

tầng ít thay đổi theo các yếu tố khí tượng, biên độ dao động mực nước dưới đất trong

năm chỉ khoảng 0,2m-0,5m, độ tổng khoáng hóa và thành phần hoá học cũng ít biến đổi.

Mực áp lực chủ yếu chịu ảnh hưởng của thuỷ triều; biên độ dao động ngày có thể đạt

đến 0,2m [15].

Nguồn cung cấp chủ yếu cho tầng chứa nước qp là nước mặt sông, hồ, thấm qua

đới “cửa sổ địa chất thủy văn”, nước từ biển chảy vào và lượng nước thấm xuyên từ các

tầng chứa nước Holocen bên trên. Nguồn thoát chủ yếu ra biển, thấm xuyên lên tầng

chứa nước bên trên và cung cấp cho dân sinh. Do diện phân bố rất rộng, chiều dày tương

đối lớn, độ chứa nước khá phong phú, có nguồn bổ sung thường xuyên và mức độ tự

bảo vệ thiên nhiên tốt nên tầng chứa nước Pleistocen có khả năng đáp ứng yêu cầu cung

cấp nước tập trung với quy mô lớn. Tuy nhiên, điều kiện thủy hóa phức tạp, phần phủ

bên trên nhiều nơi là sét, bùn sét chứa hữu cơ khá dày nên cần chú ý đến vấn đề nhiễm

mặn, sụt lún mặt đất…khi khai thác.

2.2. Đặc điểm đất yếu vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định

2.2.1. Tuổi và nguồn gốc

Các kết quả nghiên cứu đã chỉ ra, các loại đất yếu vùng ven biển Hải Phòng –

Nam Định đều có tuổi Holocen, hệ tầng Thái Bình và Hải Hưng thuộc trầm tích Đệ Tứ

đồng bằng Bắc Bộ. Chúng có nhiều nguồn gốc khác nhau như sông (a), biển (m), sông-

biển (am), sông-đầm lầy (ab), sông-biển-đầm lầy (amb), biển-gió (mv) [13].

2.2.2. Thành phần vật chất

2.2.2.1. Thành phần hạt

Theo thành phần hạt (TCVN 9355: 2012) [5], đất yếu được phân chia thành: sét,

sét pha và cát pha ở trạng thái chảy và dẻo chảy (bảng 2.1, bảng 2.2).

Bảng 2.1. Phân loại đất yếu hệ tầng Thái Bình theo thành phần hạt

TT Tuổi, nguồn gốc Nơi phân bố điển hình Loại đất yếu

3tb3

1 Diêm Điền Sét, dẻo chảy aQ2

3tb3

2 Hải Thịnh Sét pha, chảy ambQ2

3tb3

3 Diêm Điền Sét pha, chảy amQ2

3tb3

4 Hải Thịnh Sét, chảy amQ2

3tb3

Diêm Điền Sét pha, dẻo chảy 5 mQ2

3tb3

Hải Thịnh Sét pha, dẻo chảy 6 mQ2

3tb2

7 Hải Phòng Sét, chảy aQ2

3tb2

8 Hải Phòng Sét pha, chảy aQ2

3tb2

9 Diêm Điền Sét pha, dẻo chảy aQ2

3tb2

Hải Phòng Sét, chảy 10 abQ2

3tb2

Hải Phòng Sét pha, chảy 11 abQ2

3tb2

Hải Phòng Sét, chảy 12 ambQ2

3tb2

Hải Phòng Sét pha, chảy 13 ambQ2

3tb2

Hải Phòng Cát pha, chảy 14 ambQ2

3tb2

Diêm Điền Sét pha, chảy 15 ambQ2

3tb2

Diêm Điền Sét pha, chảy 16 amQ2

3tb2

Hải Thịnh Sét, dẻo chảy 17 amQ2

3tb2

Hải Phòng Sét, dẻo chảy 18 mQ2

3tb2

Hải Phòng Sét pha, chảy 19 mQ2

3tb2

Hải Thịnh Sét pha, chảy 20 mQ2

3tb1

Hải Phòng Sét, chảy 21 amQ2

3tb1

Hải Phòng Sét pha, chảy 22 amQ2

3tb1

Hải Phòng Cát pha, chảy 23 amQ2

3tb1

Hải Thịnh Sét pha, dẻo chảy 24 mQ2

Bảng 2.2. Phân loại đất yếu hệ tầng Hải Hưng theo thành phần hạt

Nơi phân bố điển hình Loại đất yếu

Hải Phòng Hải Phòng Hải Thịnh Hải Phòng Hải Phòng Diêm Điền Diêm Điền Hải Thịnh Hải Phòng Hải Thịnh Sét, dẻo chảy Sét pha, dẻo chảy Sét, dẻo chảy Sét, dẻo chảy Sét pha, chảy Sét pha, dẻo chảy Sét, chảy Sét pha, dẻo chảy Sét, chảy Sét pha, chảy TT Tuổi, nguồn gốc 1-2hh2 1 mQ2 1-2hh2 2 mQ2 1-2hh2 3 mQ2 1-2hh1 amQ2 4 1-2hh1 amQ2 5 1-2hh1 amQ2 6 1-2hh1 amQ2 7 1-2hh1 amQ2 8 1-2hh1 amQ2 9 1-2hh1 amQ2 10

2.2.2.2. Thành phần hữu cơ

Theo kết quả phân tích hàm lượng hữu cơ, đất yếu trong phạm vi nghiên cứu đều

thuộc loại đất chứa ít hữu cơ và đất chứa hữu cơ với hàm lượng hữu cơ thay đổi từ 2,17%

đến 4,30%, phổ biến từ 3% đến 4% (bảng 2.3).

Bảng 2.3. Phân loại đất yếu theo hàm lượng hữu cơ

Tuổi, nguồn gốc Nơi phân bố điển hình Tên đất theo % hàm lượng hữu cơ

3tb3 3tb3 3tb3 3tb2 3tb2 3tb2 3tb1 3tb1 1-2hh2 1-2hh1

Hàm lượng hữu cơ, % 3,60 2,79 2,60 3,91 2,68 3,40 2,17 2,93 2,79 4,30 Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ Đất chứa ít hữu cơ amQ2 amQ2 amQ2 ambQ2 ambQ2 ambQ2 ambQ2 amQ2 mQ2 mbQ2

Hải Phòng Nam Định Thái Bình Nam Định Thái Bình Ninh Bình Hải Phòng Hải Phòng Hải Phòng Hải Phòng 2.2.2.3. Thành phần muối

Dựa vào hàm lượng muối M chứa trong đất, đất được chia ra: đất không chứa

muối (M < 0,3%); đất nhiễm muối ít (M = 0,3% – 1%); đất nhiễm muối (M=1% - 5%).

Theo kết quả phân tích, tất cả các mẫu đất trong khu vực ven biển Hải Phòng –

Nam Định đều thuộc loại nhiễm muối ít với hàm lượng muối thay đổi từ 0,24% đến 1%,

phổ biến từ 0,3% đến 0,6% [21].

2.2.3. Tính năng xây dựng

Tính năng xây dựng của đất yếu thể hiện khả năng sử dụng làm nền, bao gồm khả

năng chịu tải (được đánh giá theo sức chịu tải quy ước Ro) và mức độ biến dạng của đất

(được đánh giá theo mô đun tổng biến dạng Eo). Dựa vào Ro, có thể chia đất yếu thành

hai loại: đất có sức chịu tải thấp (50kPa

Eo có thể chia ra đất có tính biến dạng lớn (3000kPa

3000kPa). Kết quả nghiên cứu [23], [77], [13] cho thấy, tính năng xây dựng của các loại

đất yếu vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định rất thấp (xem các bảng 2.4, 2.5 và 2.6).

3tb3) theo tính năng

Bảng 2.4. Phân loại đất yếu phụ hệ tầng Thái Bình 3 (Q2

xây dựng của đất

TT Phân bố Tuổi, nguồn gốc của đất Tên và trạng thái của đất Phân loại đất yếu theo tính năng xây dựng Sức chịu tải quy ước Ro (kPa) Mô đun tổng biến dạng Eo (kPa)

3tb3

1 68 2200 aQ2 Diêm Điền Sét, dẻo chảy

3tb3

2 43 2170 ambQ2 Hải Thịnh Sét pha, chảy

3tb3

3 65 5480 amQ2 Diêm Điền Sét pha, chảy

3tb3

4 60 3360 amQ2 Hải Thịnh Sét pha, dẻo mềm

3tb3

Sét, chảy 58 2910 5 amQ2 Hải Thịnh Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn

3tb3

6 100 3500 CY* amQ2

3tb3

7 81 12230 mQ2

3tb3

8 88 5440 mQ2 Khả năng chịu tải thấp Khả năng chịu tải thấp

3tb3

9 100 3850 CY* mQ2 Hải Thịnh Diêm Điền Diêm Điền Hải Thịnh Cát mịn- bụi Cát pha, dẻo Sét pha, dẻo chảy Cát mịn- bụi

3tb3

51 4540 10 mQ2 Hải Thịnh Sét pha, dẻo chảy Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng lớn

3tb3

100 2800 CY* 11 mvQ2

3tb3

100 5150 CY* 12 mvQ2 Diêm Điền Hải Thịnh Cát mịn- bụi Cát mịn- bụi

Ghi chú: (*) CY là đất cát mịn bụi, có Ro ≥ 100kPa, Eo < 5000kPa, là loại đất nhạy cảm với tác dụng của tải trọng động (dễ hóa lỏng).

3tb1) và Thái bình 2 (Q2

3tb2)

Bảng 2.5. Phân loại đất yếu phụ hệ tầng Thái Bình 1 (Q2

theo tính năng xây dựng của đất

TT Phân bố Phân loại đất yếu theo tính năng xây dựng Tuổi, nguồn gốc của đất Tên và trạng thái của đất Mô đun tổng biến dạng Eo (kPa) Sức chịu tải quy ước Ro (kPa)

3tb2

Sét, chảy 33 960 1 aQ2 Hải Phòng

3tb2

55 3580 2 aQ2 Hải Phòng Sét pha, chảy

3tb2

79 3300 3 aQ2 Diêm Điền Sét pha, dẻo chảy

3tb2

4 Sét, chảy 43 1450 abQ2 Hải Phòng

3tb2

5 50 2170 abQ2 Hải Phòng Sét pha, chảy

3tb2

6 Sét, chảy 35 910 ambQ2 Hải Phòng

3tb2

7 47 2180 ambQ2 Hải Phòng Sét pha, chảy

3tb2

8 5170 ambQ2 Hải Phòng Cát pha, chảy 65

3tb2

9 5800 49 ambQ2 Diêm Điền Sét pha, chảy

3tb2

10 5850 72 amQ2 Diêm Điền Sét pha, chảy

3tb2

11 2760 65 amQ2 Hải Thịnh Sét, dẻo chảy

3tb2

1900 53 12 mQ2 Hải Phòng Sét, dẻo chảy

3tb2

2770 66 13 mQ2 Hải Phòng Sét pha, chảy

3tb2

1830 64 14 mQ2 Hải Thịnh Sét pha, chảy

3tb1

1760 39 15 Hải Sét, Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải tính biến thấp, dạng lớn Khả năng chịu tải tính biến thấp, dạng lớn Khả năng chịu tải tính biến thấp, dạng lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải thấp Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải thấp Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải amQ2

Phòng chảy

3tb1

16 49 3410 amQ2 Hải Phòng Sét pha, chảy

3tb1

17 75 45,0 amQ2 Hải Phòng Cát pha, chảy

3tb1

57 2930 18 mQ2 Hải Thịnh Sét pha, dẻo chảy rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải thấp, tính biến dạng rất lớn

1-2hh2) theo tính năng xây

Bảng 2.6. Phân loại đất yếu hệ tầng Hải Hưng (Q2

dựng của đất

TT Phân bố Tuổi, nguồn gốc của đất Phân loại đất yếu theo tính năng xây dựng Tên và trạng thái của đất Sức chịu tải quy ước Ro (kPa) Mô đun tổng biến dạng Eo (kPa)

1-2hh2

50 3060 1 mQ2 Hải Phòng Sét, dẻo chảy

1-2hh2

61 5390 2 mQ2

1-2hh2

61 7970 3 mQ2

1-2hh2

70 7130 4 mQ2

1-2hh2

80 7440 5 mQ2 Hải Phòng Hải Phòng Diêm Điền Diêm Điền Sét pha, dẻo chảy Cát pha, dẻo Sét pha, dẻo mềm Sét, dẻo mềm

1-2hh2

66 2850 6 mQ2 Hải Thịnh Sét, dẻo chảy

1-2hh1

7 64 3340 amQ2 Hải Phòng Sét, dẻo chảy

1-2hh1

8 92 7280 amQ2 Hải Phòng Sét pha, chảy

1-2hh1

9 68 4370 amQ2 Diêm Điền Sét pha, dẻo chảy

1-2hh1

10 50 2100 amQ2 Diêm Điền Sét, chảy

1-2hh1

11 64 2980 amQ2 Hải Thịnh Sét pha, dẻo chảy Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải rất thấp Khả năng chịu tải rất thấp Khả năng chịu tải thấp Khả năng chịu tải thấp Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải thấp Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính

1-2hh1

33 890 12 mbQ2 Hải Phòng Sét, chảy

1-2hh1

46 1900 13 mbQ2 Hải Thịnh Sét pha, chảy biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn Khả năng chịu tải rất thấp, tính biến dạng rất lớn

Từ các kết quả nghiên cứu nêu trên, có thể nhận thấy đặc điểm chung về tính

năng xây dựng của đất yếu vùng ven biển Hải Phòng-Nam Định như sau:

- Đất yếu có tính năng xây dựng thấp nhất là sét, sét pha ở trạng thái chảy (bùn)

với khả năng chịu tải rất thấp (Ro ≤ 50kPa) và tính biến dạng rất lớn, môdun tổng biến

dạng nhỏ (Eo≤ 3000kPa), hầu hết chúng đều có nguồn gốc liên quan đến biển - đầm lầy

và thuộc loại đất có chứa hữu cơ. Việc cải tạo, gia cố loại đất yếu này thường khó khăn,

tốn kém và mất nhiều thời gian,

- Các loại đất yếu sét, sét pha ở trạng thái dẻo chảy có khả năng chịu tải thấp (50

≤ Ro <100kPa) và tính biến dạng lớn (3000kPa ≤ Eo < 5000kPa), chúng thường có nguồn

gốc sông (a), sông-biển (am), biển (m). Đất thuộc loại có chứa ít hữu cơ. Với loại đất

yếu này, có thể sử dụng các giải pháp gia cố, cải tạo đơn giản hơn,

- Đất yếu là cát pha ở trạng thái chảy, một số nơi là trạng thái dẻo thường có sức

chịu tải thấp (Ro < 100kPa) nhưng tính biến dạng không lớn (Eo > 5000kPa), chúng

thường có nguồn gốc song – biển (am) và biển (m),

- Đối với đất cát mịn – bụi hoặc cát pha – dẻo có Ro ≥ 100kPa, Eo > 5000kPa

không thuộc đất yếu, nhưng chúng được xem là loại đất nhạy cảm với tải trọng động.

2.2.4. Tính chất cơ lý

2.2.4.1. Tính chất cơ học

Tính chất cơ học của đất yếu vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định được thể hiện

ở bảng 2.7 [21], theo đó, áp lực tiền cố kết của các loại đất yếu nhỏ, giá trị thay đổi từ

47Pa  84Pa, hệ số thấm k = (0,3  3,9).10-7cm/s, chỉ số nén trong khoảng 0,2  0,4. Thí

nghiệm ba trục sơ đồ UU cho thấy: với đất yếu là sét, sét pha có cu = 8kPa  21,6kPa,

góc ma sát u ≈ 1o; với đất cát pha cu = 2kPa, u = 7o26’. Theo sơ đồ CU, cường độ lực

dính kết ccu = 11,5kPa 15,7kPa, cu = 7o  12o.

Bảng 2.7. Tổng hợp kết quả thí nghiệm xác định tính chất cơ học của đất yếu

Thí nghiệm nén cố kết Thí nghiệm 3 trục sơ đồ UU Thí nghiệm 3 trục sơ đồ CU

Thí nghiệm 1 trục không nở hông Tuổi, nguồn gốc của đất

, Pc (Pa) 55 65 79 47 70 84

Cv1-2 (10-3 cm2/s) 0,9 0,1 0,8 - 1,2 0,1

K1-2 (10-7 cm/s) 0,4 0,4 0,3 0,4 3,9 0,3

3tb3 3tb2 3 3tb1 1-2hh2 1-2hh1

uu (độ) 1o30’ 1o22’ 7o26’ - 1o09’ 0o46’ 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 0,3 cuu (kPa) 8,10 21,0 2,10 - 17,6 12,0 cu (độ) 11o53’ 7o54’ - - 9o44’ 7o22’ ccu (kPa) 11,5 12,1 - - 15,7 13,7 cu (Pa) 26,4 16,0 7,60 - 25,5

amQ2 ambQ2 mbQ2 ambQ2 mQ2 mbQ2

Hệ số cố kết theo phương ngang Ch của các loại đất yếu được xác định theo mối

tương quan với hệ số cố kết theo phương đứng Cv, có giá trị trong khoảng như sau:

- Bùn sét: Có tỷ số Ch/Cv thay đổi trong khoảng 1,04 7,76,

- Sét trạng thái dẻo chảy: Có tỷ số Ch/Cv = 2,636,35,

- Bùn sét pha màu xám đen, xám nâu, xám vàng lẫn vật chất hữu cơ xen kẹp những

lớp mỏng cát, nguồn gốc sông-biển: Có Ch/Cv = 1,7  6,1.

Theo kết quả thí nghiệm hiện trường, đất yếu trong khu vực nghiên cứu có một số

đặc trưng như sau: thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) có N30 = 1  5 búa; thí nghiệm

cắt cánh có u = 10Pa  31Pa; thí nghiệm xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng (CPTu) có

kết quả qt = 0,36MPa  1 MPa, fs = 0,005MPa  0,01MPa, u2 = 0,02MPa  0,8MPa.

2.2.4.2. Tính chất vật lý

Kết quả nghiên cứu [21] cũng cho thấy:

- Các loại đất yếu có nguồn gốc liên quan đến đầm lầy (mb, amb, ab) thường là

bùn sét, bùn sét pha có các đặc trưng cơ lý: độ sệt lớn, Il = 1,08 ÷ 2,66; độ ẩm khá cao,

W = 40%  60%; khối lượng thể tích thấp,  = 1,63 g/cm31,74g/cm3; sức chịu tải rất

thấp, Ro ≤ 50kPa; tính biến dạng rất lớn, môdun tổng biến dạng nhỏ, Eo ≤ 3000kPa,

- Các loại đất có nguồn gốc sông (a), biển (m) và sông-biển (am) thường ở trạng

thái dẻo chảy (Il = 0,79 ÷ 1) và có đặc trưng: độ ẩm tương đối cao, w =32%  50%; khối

lượng thể tích tương đối thấp,  = 1,70 g/cm31,83 g/cm3; sức chịu tải thấp, Ro = 50kPa

÷ 100kPa; tính biến dạng lớn, môdun tổng biến dạng nhỏ Eó = 3000kPa ÷ 5000kPa.

Như vậy, có thể thấy rằng, tính chất cơ lý của đất yếu vùng ven biển Hải Phòng-

Nam Định không những được quyết định bởi tuổi và nguồn gốc mà chúng còn chịu sự

chi phối của điều kiện tồn tại và biến đổi theo không gian phân bố. Đất nguồn gốc biển

ít biến đổi theo không gian phân bố, trong khi đất nguồn gốc liên quan đến sông, đầm

lầy biến đổi mạnh. Các loại đất yếu có nguồn gốc liên quan đến đầm lầy (mb, amb, ab)

có sức chịu tải rất thấp (Ro ≤ 50kPa), tính biến dạng rất lớn, môdun tổng biến dạng rất

nhỏ (Eo ≤ 3000kPa). Các loại đất có nguồn gốc sông (a), biển (m) và sông-biển (am) có

sức chịu tải thấp (Ro = 50kPa ÷ 100kPa), tính biến dạng lớn, môdun tổng biến dạng nhỏ

(Eó = 3000kPa ÷ 5000kPa), đây chính là đối tượng nghiên cứu chính của đề tài luận án.

2.3. Phân chia cấu trúc nền đất yếu tuyến đường ven biển Hải Phòng – Nam

Định

Như đã nêu ở chương 1, cấu trúc nền đất yếu là quan hệ sắp xếp trong không gian

của các lớp đất nền (bao gồm cả đất yếu) nằm trong vùng tương tác giữa nền và công

trình, được đặc trưng bởi số lượng các lớp đất, tuổi, nguồn gốc, chiều sâu phân bố, chiều

dày, đặc điểm về thành phần, cấu tạo, trạng thái và tính chất cơ lý của chúng, đồng thời

có xem xét đến tác dụng tương hỗ giữa các lớp đất nền và đặc điểm, quy mô, loại công

trình, cường độ, tính chất tác dụng của tải trọng công trình xây dựng trên chúng. Vì vậy,

phân chia cấu trúc nền với mục đích nào thì các yếu tố nêu trên cũng cần phải được xem

xét.

2.3.1. Mục đích phân chia

Mục đích phân chia cấu trúc nền đất yếu khu vực dọc tuyến đường ven biển Hải

Phòng - Nam Định làm cơ sở lựa chọn phương pháp xử lý nền đất yếu phù hợp, phục

vụ xây dựng tuyến đường đảm bảo ổn định theo thời gian và hiệu quả về kinh tế.

2.3.2. Nguyên tắc phân chia

Cho đến nay, việc phân chia cấu trúc nền đất yếu chưa có một nguyên tắc chung

nào được để xuất nhưng về cơ bản, các nhà khoa học đều thống nhất là phải dựa vào các

yếu tố của cấu trúc nền đất yếu. Tùy theo mục đích phân chia và theo quan điểm riêng,

mỗi người sẽ lựa chọn cho mình một nguyên tắc phân chia cấu trúc nền, miễn là phù

hợp với thực tiễn, thuận tiện trong sử dụng và đáp ứng được yêu cầu đặt ra. Với mục

đích làm cơ sở lựa chọn phương pháp xử lý nền đất yếu phù hợp, các yếu tố của cấu trúc

nền đất yếu được nghiên cứu sinh dựa vào để phân chia gồm: chiều sâu giới hạn để phân

chia cấu trúc nền; tuổi, nguồn gốc đất nền; đặc điểm địa chất thủy văn; đặc điểm địa

tầng (sự sắp xếp trong không gian, chiều dày, thành phần, trạng thái, tính chất cơ lý của

các lớp đất nền); đặc điểm công trình đường (quy mô, cường độ, tính chất tác dụng của

tải trọng); tác động tương hỗ giữa các lớp đất nền và công trình.

2.3.3. Đặc điểm các yếu tố cấu trúc nền

Có thể nhận xét đặc điểm các yếu tố cấu trúc nền tuyến đường như sau:

- Về chiều sâu phân chia cấu trúc nền: Để đảm bảo ổn định về cường độ và biến

dạng của tuyến đường, đất yếu phải được xử lý đến hết chiều sâu vùng hoạt động nén

ép do tải trọng công trình gây ra. Đối với vị trí xây dựng cầu lớn, tải trọng lớn nên chiều

sâu đặt móng lớn, móng cần tựa vào các lớp đất tốt. Vì vậy, chiều sâu phân chia cấu trúc

nền được lựa chọn đến hết phạm vi phân bố đất yếu, đối với các vị trí xây cầu, chiều sâu

phân chia đến 40m.

- Về tuổi của các lớp đất nền: Theo kết quả nghiên cứu đã trình bày ở mục 2.2,

tất cả các lớp đất nền trong vùng ảnh hưởng của tải trọng đường đắp đều có tuổi Holocen

thuộc trầm tích Đệ Tứ.

- Về nguồn gốc của đất nền: Theo kết quả nghiên cứu đã trình bày ở mục 2.2, tất

cả các lớp đất nền trong độ sâu nghiên cứu dọc tuyến đường đều có nguồn gốc sông,

biển và đầm lầy nhưng chủ yếu là nguồn gốc sông-biển hỗn hợp.

- Về đặc điểm địa chất thủy văn: Nước dưới đất trong pham vi nghiên cứu thuộc

tầng chứa nước Holocen (qh).

- Về đặc điểm địa tầng: Theo kết quả khảo sát địa kỹ thuật tuyến đường [1], địa

tầng dọc tuyến đường đến độ sâu 40m gồm 10 lớp đất, theo thứ tự từ trên xuống (hình

2.1) như sau:

1. Lớp số 1: Đất đắp, đất trồng trọt, chiều dày 0,3m 1,0m.

2. Lớp số 2: Sét dẻo chảy, chiều dày 1,70m  15,00m.

3. Lớp số 3: Cát bụi, chặt vừa, chiều dày 1,60m  7,50m.

4. Lớp số 4a: Sét dẻo chảy, chiều dày 7,10m  25,30m.

5. Lớp số 4b: Sét dẻo mềm-dẻo chảy, chiều dày 3,60m  4,50m.

6. Lớp số 4c: Sét dẻo cứng, chiều dày 0,60m  4,30m.

7. Lớp số 5: Cát bụi, kết cấu chặt vừa, chiều dày 1,10m  5,60 m.

8. Lớp số 6a: Sét dẻo mềm, chiều dày 2,20m  24,50m.

9. Lớp số 6b: Sét dẻo cứng, chiều dày 0,80m  8,00m.

10. Lớp số 6c: Sét nửa cứng, chiều dày 2,00 m  21,40m.

Cột địa tầng đặc trưng của tuyến đường được được thể hiện trong hình 2.1.

Hình 2.1. Cột địa tầng đặc trưng tuyến nghiên cứu [1]

Từ các cột địa tầng hố khoan và mặt cắt địa chất công trình dọc tuyến đường có

thể rút ra một số quy luật chung về chiều dày đất yếu là: các lớp đất yếu (lớp 1, lớp 2,

lớp 4a, lớp 4b) có chiều dày thay đổi từ < 5m, 5m  15m và > 15m, phân bố ngay trên

bề mặt đất, phía dưới là các lớp đất tốt hơn gồm: đất cát bụi trạng thái chặt vừa đến chặt

(lớp 3, lớp 5) hoặc đất sét trạng thái dẻo mềm, dẻo cứng, hay nửa cứng (lớp 4c, lớp 6a,

lớp 6b, lớp 6c).

- Về tính chất cơ lý của các lớp đất yếu thể hiện rõ tính năng xây dựng thấp. Một

số đặc trưng cơ lý cơ bản của đất nền dọc tuyến nghiên cứu được trình bày tại bảng 2.8.

Bảng 2.8. Một số đặc trưng cơ lý các lớp đất nền dọc tuyến đường Hải Phòng-Nam Định [1]

Loại đất

Độ sệt (IL)

Số TT

Số thứ tự lớp

Chỉ số dẻo (Ip)

Hệ số rỗng e

Góc ma sát trong  (độ)

Khối lượng thể tích tự nhiên  (g/cm3)

Khối lượng thể tích khô c (g/cm3)

Hệ số nén lún a1-2 (kPa-1)

Lực dinh đơn vị c (kPa)

1,73

1,19

20,58 0,87 1,261

9,10

6o11’

6,2

2 Lớp 2

1,80

1,40

5,11

1,370

5,12

8o17’

4,7

3 Lớp 3

1,68

1,1

27,08 0,85 1,145

11,1

6027’

6,7

4 Lớp 4 (4a)

1,75

1,21

26,01 0,75 1,223

8,50

9o31’

12,8

5 Lớp 5 (4b)

1,91

1,47

22,26 0,25 0,844

0,030 16o31’ 25,2

1,88

1,47

4,96

0,823

0,033 13o58’

5,4

1,78

1,29

21,75 0,63 1,085

0,058 10o50’ 12,6

1,85

1,38

21,04 0,42 0,957

0,040 15o26’ 21,1

1,97

1,55

20,33 0,11 0,748

0,023 19o46’ 26,3

1 Lớp 1 Đất đắp Sét dẻo chảy Cát bụi, chặt vừa Sét dẻo chảy Sét dẻo chảy-dẻo mềm Sét dẻo cứng Cát bụi, chặt Sét dẻo mềm Sét dẻo cứng Sét nửa cứng

6 Lớp 6 (4c) 7 Lớp 7 (5) 8 Lớp 8 (6a) 9 Lớp 9 (6b) 10 Lớp 10 (6c)

Từ bảng 2.8 nhận thấy:

+ Các lớp đất yếu (lớp 2, 4 và 5) có khối lượng thể tích tự nhiên nhỏ ( = 1,68

g/cm3  1,73 g/cm3), độ sệt lớn (Il = 0,85  0,87), hệ số rỗng lớn (e =1,145  1,261),

không thuận lợi cho xây dựng công trình.

+ Đặc trưng cơ học của các lớp đất yếu đều phản ánh tính năng xây dựng thấp như:

hệ số nén lún lớn (a = 5,12kPa-1  11,1kPa-1); góc ma sát trong nhỏ ( = 6o11’  6o27’),

lực dính đơn vị nhỏ (c = 4,7kPa  6,7kPa), trị số SPT30 nhỏ (2  4).

- Về đặc điểm công trình: Ngoài 8 cầu lớn, nhỏ trên toàn tuyến, tuyến giao thông

đường bộ có chiều rộng mặt đường thiết kế giai đoạn 1 là 12m, đắp cao từ 3m đến 8m

tùy thuộc điều kiện địa hình, vận tốc 80km/h. Tải trọng của nền đắp tác dụng xuống nền

từ 50kPa đến 150kPa).

- Về tác động tương hỗ giữa các lớp đất nền và công trình: Do đất yếu nằm ngay

trên bề mặt, nên dù tải trọng nền đường đắp không quá lớn (50kPa) cũng gây biến dạng

lớn nền đường. Do không có các chỉ tiêu cơ học động của đất nền nên trong tính toán

sức chịu tải và độ lún của nền đường, tải trọng của các phương tiện tham gia giao thông

(tải trọng động) được quy đổi thành tải trọng tĩnh khoảng từ 15kPa đến 40kPa.

Như vậy, kết quả phân tích đặc điểm các yếu tố cấu trúc nền cho thấy, các yếu tố

làm căn cứ phân chia cấu trúc nền đất yếu cho toàn bộ tuyến đường về cơ bản là như

nhau, chỉ có sự khác biệt trong 2 yếu tố là: sự sắp xếp trong không gian và chiều dày

của các lớp đất yếu trong địa tầng. Do đó, nghiên cứu sinh phân chia cấu trúc nền đất

yếu tuyến đường thành các Kiểu và các Dạng, theo đó:

+ Kiểu phụ thuộc vào đặc điểm phân bố trong không gian của đất yếu và loại đất

phân bố dưới đất yếu,

+ Dạng phụ thuộc vào chiều dày các lớp đất yếu.

2.3.4. Kết quả phân chia cấu trúc nền đất yếu

Dựa vào các yếu tố cấu trúc nền và theo nguyên tắc phân chia cấu trúc nền đã trình

bày ở trên, cho phép phân chia cấu trúc nền đất yếu toàn tuyến đường ven biển Hải

Phòng – Nam Định thành 2 kiểu (kiểu I, kiểu II) và 6 dạng (dạng Ia, dạng IIa, dạng Ib,

dạng IIb, dạng Ic và dạng IIc), theo đó:

- Kiểu I có đặc điểm đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, phía dưới là lớp cát

trạng thái chặt vừa-chặt, có tính năng xây dựng tốt,

- Kiểu II có đặc điểm đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, phía dưới là các lớp

sét trạng thái dẻo mềm, dẻo cứng, nửa cứng, có tính năng xây dựng tốt,

- Dạng Ia và dạng IIa có tổng chiều dày các lớp đất yếu < 5m,

- Dạng Ib và dạng IIb có tổng chiều dày các lớp đất yếu từ 5m  15m,

- Dạng Ic và dạng IIc có tổng chiều dày các lớp đất yếu > 15m.

Sự phân bố trong không gian của đất yếu trong dạng cấu trúc nền Ia được thể hiện

trong hình 2.2.

Hình 2.2. Phân bố điển hình các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng Ia (đặc trưng

tại Km1+250 đến Km1+706)

Sự phân bố trong không gian của đất yếu trong dạng cấu trúc nền IIa được thể hiện

trong hình 2.3.

Hình 2.3. Phân bố điển hình các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng IIa (đặc

trưng tại Km57+763 đến Km 58+010)

Sự phân bố trong không gian của đất yếu trong dạng cấu trúc nền Ib được thể hiện

trong hình 2.4.

Hình 2.4. Phân bố điển hình các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng Ib (Đặc trưng

tại Km6+100 đến Km6+300)

Sự phân bố trong không gian của đất yếu trong dạng cấu trúc nền IIb được thể hiện

trong hình 2.5.

Hình 2.5. Phân bố điển hình các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng IIb (Đặc

trưng tại Km52+816 đến Km53+448)

Sự phân bố trong không gian của đất yếu trong dạng cấu trúc nền Ic được thể hiện

trong hình 2.6.

Hình 2.6. Phân bố điển hình các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng Ic (Đặc trưng

tại Km12+540 đến Km12+659)

Sự phân bố trong không gian của đất yếu trong dạng cấu trúc nền IIc được thể hiện

trong hình 2.7.

Hình 2.7. Phân bố điển hình các lớp đất trong cấu trúc nền đất yếu dạng IIc (Đặc trưng

tại Km56+961 đến Km57+296)

Việc phân chia dạng cấu trúc nền theo các khoảng chiều dày đất yếu h < 5m, h =

5m 15m, h > 15m phù hợp với đặc điểm địa tầng tuyến đường và làm cơ sở để lựa chọn

phương pháp cũng như thiết bị thi công xử lý nền phù hợp. Đối với các dạng cấu trúc

nền Ia, IIa (đất yếu h < 5m) sẽ là phù hợp hơn với các phương pháp xử lý nền đất yếu

nông như trộn xi măng, trộn vôi, thay thế lớp đất yếu bằng đất tốt hoặc vải địa kỹ thuật

…; đối với cấu trúc nền dạng Ib, IIb (h= 5m 15m) có thể sử dụng phương pháp xử lý

sâu bằng cọc cát xi măng, sử dụng thiết bị thi công UGB-50M [29] là thiết bị gọn, nhẹ,

cơ động; đối với cấu trúc nền dạng Ic, IIc (h > 15m) sẽ rất phù hợp phương pháp xử lý

sâu phổ biến hiện nay, có thể sử dụng các thiết bị thi công có chức năng như thiết bị thi

công cọc cát để xử lý bằng cọc cát - xi măng.

2.3.5. Phạm vi phân bố các dạng cấu trúc nền

Cấu trúc nền đất yếu các kiểu I, II và các dạng Ia, IIa, Ib, IIb, Ic, IIc phân bố không

liên tục dọc theo tuyến đường từ Hải Phòng đến Nam Định (xem phụ lục 1), theo đó:

Dạng Ia, IIa phân bố tại các đoạn từ Km8+900 đến Km9+455, Km57+763,42 đến

Km 58+010.24.

Dạng Ib, IIb phân bố tại các đoạn từ Km0+45 đến Km0+648; Km1+026 đến

Km1+250; Km1+900; Km3+666 đến Km4+650; Km5+020; Km6+100 đến Km6+300;

Km6+660 đến Km6+860; Km7+260 đến Km7+680; Km8+20,4 đến Km8+61; Km9+674

đến Km10+140; Km10+220 đến Km10+362; Km11+481 đến Km11+680; Km12+094,

Km12+460; Km30+209; Km31+0; Km31+400 đến Km31+600; Km32+200;

Km34+720 đến Km35+885; Km36+807 đến Km37+479; Km51+157; Km52+379;

Km54+162; Km56+495.

Dạng Ic, IIc phân bố tại các đoạn từ Km1+500 đến Km1+706; Km2+120 đến

Km2+850; Km2+948 đến Km3+474; Km4+840; Km5+220 đến Km5+900; Km6+480;

Km7+062; Km7+900; Km8+102; Km10+149; Km10+502 đến Km11+312; Km11+884;

Km12+290; Km12+540 đến Km12+659; Km29+127 đến Km30+117; Km30+309 đến

Km30+720; Km31+287; Km31+800; Km32+957 đến Km34+313; Km36+200;

Km38+480 đến Km39+700; Km51+569 đến Km51+921; Km52+816 đến Km53+448;

Km54+653 đến Km56; Km56+961 đến Km57+296; Km58+932 đến Km61+634.

Như vậy, cấu trúc nền đất yếu dạng Ia, IIa có chiều dày đất yếu nhỏ hơn 5m, phạm

vi phân bố hẹp, sử dụng các phương pháp xử lý nông là phù hợp; các dạng Ib, IIb, Ic,

IIc có đất yếu chiều dày từ 5m đến 15m và lớn hơn 15m phân bố rộng rãi trên toàn bộ

tuyến đường, sử dụng các phương pháp xử lý sâu sẽ hợp lý.

2.4. Kết luận chương 2

Từ những kết quả nghiên cứu nêu trên có thể đưa ra một số kết luận sau đây:

- Đất yếu phân bố rất phổ biến ở vùng ven biển Hải Phòng – Nam Định nói chung,

dọc tuyến đường giao thông đường bộ ven biển đoạn từ Hải Phòng đến Nam Định dự

kiến xây dựng nói riêng, ảnh hưởng bất lợi đến khả năng lún nền và ổn định của công

trình đường bộ này nếu không được xử lý khi xây dựng.

- Theo tuổi và nguồn gốc, các loại đất yếu vùng ven biển trong vùng và dọc theo

tuyến đường ven biển dự kiến xây dựng đoạn Hải Phòng – Nam Định đều có tuổi

1-2hh), có các nguồn gốc khác nhau, nhưng chủ yếu là nguồn gốc

Holocen thuộc hệ tầng Thái Bình và hệ tầng Hải Hưng của trầm tích Đệ Tứ vùng đồng

bằng Bắc Bộ (Q2tb, Q2

sông-biển (am). Về thành phần, đất yếu phổ biến gồm sét pha, sét, cát pha, trạng thái

dẻo chảy – chảy. Theo tính năng xây dựng, các loại đất yếu vùng nghiên cứu đều có sức

chịu tải quy ước Ro< 50kPa, mô đun tổng biến dạng Eo < 5000kPa.

- Cấu trúc nền đất yếu dọc tuyến đường ven biển Hải Phòng – Nam Định được

chia thành 2 Kiểu (I, II), 6 Dạng (Ia, IIa, Ib, IIb, Ic, IIc), theo đó, Kiểu I có đất yếu phân

bố ngay trên bề mặt đất, phía dưới đất yếu là các lớp đất cát có tính năng xây dựng tốt

hơn; Kiểu II có đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, phía dưới đất yếu là các lớp đất

loại sét có tính năng xây dựng tốt hơn. Dạng a có chiều dày đất yếu <5m, dạng b có

chiều dày đất yếu từ 5m đến 15m, dạng c có chiều dày đất yếu > 15m.

- Việc phân chia được các kiểu cấu trúc nền đất yếu dọc tuyến đường ven biển

Hải Phòng-Nam Định có ý nghĩa quan trọng trong việc lựa chọn các phương pháp xử lý

nền, đảm bảo hiệu quả về kỹ thuật và kinh tế. Lựa chọn phương pháp xử lý nào cũng

cần phù hợp với đặc điểm đất yếu, cấu trúc nền đất yếu, với điều kiện tự nhiên khu vực

tuyến đường đi qua.

CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ

NỀN ĐẤT YẾU BẰNG CỌC CÁT BIỂN – XI MĂNG

3.1. Cơ sở đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng

3.1.1. Khái quát về phương pháp cọc cát biển - xi măng xử lý nền đất yếu

Bản chất của phương pháp cọc cát biển - xi măng xử lý nền đất yếu là dùng một

thiết bị chuyên dụng đưa vật liệu hỗn hợp cát biển - xi măng trộn khô vào nền dưới dạng

cọc tiết diện tròn, không lấy đất ở trong nền ra. Thiết bị thi công cọc có chức năng ép

đất nền ra xung quanh và xuống sâu tạo thành khoảng trống để đưa vật liệu vào. Về cơ

bản, hỗn hợp vật liệu cát biển – xi măng khô sau khi lấp đầy khoảng trống trong nền sẽ

hút nước trong đất yếu tạo thành vữa cát biển – xi măng và rắn chắc lại thành cọc cứng,

có cường độ phụ thuộc vào hàm lượng xi măng đưa vào vật liệu cọc. Sau khi xử lý, nền

đất yếu sẽ trở thành hệ nền-cọc, trong đó, tính chất cơ lý của đất yếu được cải tạo cùng

với cường độ cao của cọc cát biển – xi măng sẽ làm tăng sức chịu tải và giảm độ lún của

hệ nền-cọc, đảm bảo ổn định cho công trình xây dựng trên chúng.

3.1.2. Cơ sở đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng

Với các dạng cấu trúc nền tuyến đường bộ ven biển Hải Phòng-Nam Định Ib, Ic,

IIb, IIc có lớp đất yếu dày từ 5m đến 15m và lớn hơn 15m đã phân chia được ở chương

2 thì lựa chọn các phương pháp xử lý sâu sẽ phù hợp. Các phương pháp xử lý thường

được sử dụng rộng rãi trong xây dựng đường giao thông là phương pháp bấc thấm kết

hợp gia tải trước, phương pháp cọc cát, giếng cát, hút chân không và phương pháp cọc

đất-xi măng. Tuy nhiên, các phương pháp này, ngoài những ưu điểm đã được khẳng

định vẫn có những hạn chế riêng, cụ thể là:

- Phương pháp cọc cát gây tiếng ồn lớn khi thi công, ảnh hưởng đến môi trường và

các công trình xung quanh. Nếu thi công cọc cát trong nền đất quá yếu, độ bão hòa lớn

hoặc có mực nước ngầm dao động mạnh thì dưới áp lực của dòng thấm, các hạt cát sẽ

dịch chuyển vào trong nền hoặc di chuyển xuống vùng đất dưới mũi cọc làm cọc bị biến

dạng ngang lớn, chân cọc có thể bị rỗng dẫn đến độ chặt của bản thân cọc giảm, cọc cát

bị cắt, gián đoạn, thậm chí bị phá hủy đẫn đến sức chịu tải của nền cọc giảm.

- Phương pháp bấc thấm kết hợp gia tải trước trong quá trình thi công thường xảy

ra hiện tượng xáo trộn đất xung quanh bấc thấm (hiệu ứng xáo trộn), bấc thấm bị đứt

hoặc bị các hạt đất lấp nhét vào lỗ rỗng của bấc làm giảm hoặc gián đoạn đường thấm

nước, kéo dài thời gian thoát nước cố kết của nền dẫn đến thời gian chờ thi công tăng

lên, hiệu quả đầu tư giảm đi. Mặt khác, việc kiểm soát chất lượng thi công tầng đệm

thoát nước hay đắp nền hiện nay bằng bơm hút cát cũng cho thấy hiệu quả rút ngắn thời

gian cố kết không được như mong muốn.

- Phương pháp cọc đất-xi măng không có tác dụng nén chặt đất xung quanh cọc.

Tải trọng công trình truyền xuống nền chủ yếu do cọc tiếp nhận, vai trò của đất nền

xung quanh cọc là không có. Do đó, trong một số trường hợp, lớp đất yếu quá dày, dưới

mũi cọc phân bố các lớp đất yếu thì cọc đất-xi măng khó áp dụng hoặc nếu áp dụng thì

hiệu quả có thể không như mong đợi. Mặt khác, để đảm bảo yêu cầu kỹ thuật thì khối

lượng xi măng đưa vào cọc thường lớn (từ 200 kg đến 400 kg cho 1 m3 đất) nên giá

thành xử lý cao, giảm hiệu quả về kinh tế.

Một vấn đề quan trọng trong xây dựng công trình hạ tầng ven biển là nguồn vật

liệu cát sông đang càng ngày càng cạn kiệt do xây dựng các đập thủy điện ở thượng

nguồn, làm giảm nghiêm trọng nguồn phù sa ở các sông. Hơn nữa, việc khai thác cát

sông đã, đang và ngày càng khó khăn, tác động xấu tới môi trường sinh thái. Nghị định

số 23/2020/NĐ-CP ngày 24/02/2020 của Chính phủ Quy định về quản lý cát, sỏi lòng

sông và bảo vệ lòng, bờ, bãi sông là cơ sở pháp lý nhằm hạn chế, thậm chí cấm khai thác

cát sông, thúc đẩy tìm nguồn vật liệu khác thay thế. Vì vậy, đặt ra vấn đề cần nghiên

cứu sử dụng nguồn cát biển tại chỗ làm vật liệu xây dựng thay thế cát sông, phục vụ xây

dựng công trình nói chung, công trình hạ tầng ven biển nói riêng.

Từ những phân tích trên, nhận thấy, cần nghiên cứu phát triển một phương pháp

mới xử lý nền đất yếu, phù hợp với điều kiện tự nhiên vùng ven biển Việt Nam. Phương

pháp cọc cát biển – xi măng với đầy đủ cơ sở lý thuyết, cơ sở thực nghiệm và quy trình

thiết kế, thi công, nghiệm thu cọc; đồng thời sử dụng nguồn cát biển tại chỗ làm vật liệu

cọc, giúp giảm giá thành xây dựng, hạn chế sử dụng nguồn cát sông, bảo vệ môi trường

bền vững sẽ là một phương pháp phù hợp để gia cố nền đất yếu tuyến đường giao thông

ven biển Hải Phòng-Nam Định.

3.2. Cơ sở lý thuyết phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi

măng

3.2.1. Cơ sở khoa học nâng cao sức chịu tải và giảm độ lún của nền

Cũng như các loại đất xây dựng, đất yếu có cấu tạo gồm 3 pha: rắn, lỏng và khí.

Pha rắn gồm các hạt khoáng vật riêng rẽ không gắn kết với nhau hoặc có gắn kết với

nhau nhưng độ bền của liên kết giữa các hạt nhỏ hơn nhiều lần độ bền của bản thân các

hạt. Pha lỏng và kha khí gồm nước và không khí tồn tại trong các lỗ rỗng giữa các hạt

rắn. Sự tồn tại của 3 pha rắn, lỏng, khí trong cấu tạo của đất làm cho đất có những đặc

tính khác với vật thể liên tục, đó là tính mềm rời, tính ứng xử với nước và tính dị hướng.

Tính mềm rời của đất thể hiện thông qua sự tồn tại độ rỗng của đất giữa các hạt. Tính

ứng xử với nước thể hiện thông qua tính thấm nước, tính chứa nước, tính hấp phụ nước

và sự biến đổi trạng thái, tính chất của đất khi lượng nước trong đất thay đổi. Tính dị

hướng của đất thể hiện sự không đồng nhất về kích thước các hạt rắn, thành phần khoáng

vật, thành phần hóa học, trạng thái, tính chất cơ lý của đất [30].

Các loại đất yếu trong cấu trúc nền dọc tuyến đường ven biển Hải Phòng-Nam

Định chủ yếu gồm các loại đất sét, sét pha và cát pha ở trạng thái chảy, dẻo chảy. Các

pha rắn, lỏng, khí cấu tạo nên các loại đất yếu này đều có những đặc điểm chung, được

thể hiện thông qua thành phần hạt, tính chất vật lý và tính chất cơ học của đất, đó là:

Về thành phần hạt: hàm lượng hạt mịn trong đất lớn (nhóm hạt sét thường lớn hơn

20%),

Về tính chất vật lý: độ ẩm cao, gần bằng hoặc lớn hơn giới hạn chảy (w ≥ wL), độ

sệt lớn (Il > 0,75), hệ số rỗng lớn (e ≥1), khối lượng thể tích khô nhỏ ( c = 1,1g/cm3 

1,3g/cm3),

Về tính chất cơ học: hệ số nén lún (a) lớn, có giá trị phổ biến từ 5kPa-1  15kPa-1,

môđun tổng biến (Eo) dạng nhỏ (Eo = 2000kPa  5000kPa), các đặc trưng sức kháng cắt

chuẩn thấp (N30 < 5).

Những đặc điểm chung về thành phần hạt, tính chất cơ lý của đất yếu nêu trên

chính là những nguyên nhân gây mất ổn định các công trình xây dựng trên chúng, đó là

độ lún lớn và sức chịu tải nhỏ.

3.2.1.1. Về độ lún của nền

Độ lún của nền là biến dạng của nền đất theo phương thẳng đứng. Vì đất được cấu

tạo bởỉ hạt rắn, nước và khí nên độ lún của nền phụ thuộc vào biến dạng của hạt rắn và

nước có trong đất. Hạt rắn của đất xem như không biến dạng (trên thực tế hạt rắn có bị

biến dạng nhưng rất nhỏ - biến dạng từ biến), nước cũng được xem là không biến dạng

nên độ lún của nền chủ yếu phụ thuộc vào sự biến dạng của đất do sự giảm thể tích lỗ

rỗng có trong đất [30]. Trị số độ lún của nền được xác định theo biểu thức sau:

(3.1) S = Stt + Sck + Stb

trong đó: S là tổng độ lún của nền

Stt là độ lún tức thời

Sck là độ lún cố kết sơ cấp (cố kết thấm)

Stb là độ lún từ biến (cố kết thứ cấp).

Độ lún tức thời (độ lún đàn hồi) của nền có giá trị nhỏ, độ lún từ biến (độ lún của

hạt rắn) cũng nhỏ nên độ lún của nền thực tế chủ yếu phụ thuộc vào độ lún cố kết, nghĩa

là độ lún do thể tích lỗ rỗng trong đất giảm đi nhờ nước và khí trong lỗ rỗng của đất

thoát ra ngoài.

Hiện nay, có rất nhiều phương pháp tính toán độ lún cố kết của nền. Tuy nhiên, dù

sử dụng phương pháp nào thì độ lún cố kết của nền cũng phụ thuộc tuyến tính vào tải

trọng công trình tác dụng xuống nền (áp lực gây lún Pgl), chiều dày lớp đất chịu nén và

đặc trưng biến dạng của đất. Như vậy, đặc trưng biến dạng của đất nền sẽ quyết định

đến độ lún của nền. Nếu đất nền có tính biến dạng lớn thì hiển nhiên độ lún của nền sẽ

lớn và ngược lại, đất nền có tính biến dạng nhỏ thì độ lún của nền sẽ nhỏ. Do đó, để

giảm độ lún của nền cần phải có phương pháp xử lý làm giảm tính biến dạng của đất

nền, nghĩa là, làm giảm thể tích lỗ rỗng có trong đất nền, làm cho đất nền được nén chặt.

Muốn vậy, cần phải thúc đẩy quá trình thoát nước ra khỏi lỗ rỗng ở trong đất.

Đất yếu có pha rắn gồm các hạt khoáng vật sét có kích thước nhỏ nhưng tổng diện

tích bề mặt giữa các hạt lại lớn nên tổng thể tích lỗ rỗng trong đất lớn, đẫn đến lượng

nước và khí trong lỗ rỗng lớn. Hơn nữa, các hạt sét có liên kết kiến trúc phát sinh do kết

quả tác dụng qua lại giữa các ion và nguyên tử của mạng tinh thể khoáng vật cấu tạo

nên hạt sét cũng như giữa chúng và các ion, nguyên tử và phân tử của chất gắn kết đất,

do đó bao quanh các hạt sét và trong mạng tinh thể cấu tạo nên hạt sét luôn tồn tại các

dạng nước liên kết rất khó thoát ra ngoài. Vì vậy, đối với đất yếu, quá trình thoát nước

ra khỏi lỗ rỗng, nếu không có các giải pháp thúc đẩy cưỡng bức, sẽ rất lâu mới kết thúc.

3.2.1.2. Về sức chịu tải của nền

Sức chịu tải của nền là khả năng chống đỡ của đất nền đối với tải trọng công trình

truyền xuống nền. Nếu tải trọng công trình tác dụng xuống nền lớn hơn sức chịu tải của

nền thì đất nền sẽ bị mất ổn định về cường độ, công trình bị hư hỏng hoặc bị phá hủy

hoàn toàn. Vì vậy, khi thiết kế xây dựng công trình, tải trọng công trình truyền xuống

nền nhất thiết phải nhỏ hơn sức chịu tải của nền. Tuy nhiên, các loại đất yếu như trình

bày ở trên hầu hết có sức chịu tải nhỏ, sức chịu tải quy ước chỉ từ 20kPa đến 50kPa, nhỏ

hơn nhiều so với tải trọng công trình tác dụng xuống nền. Vì vậy, để đảm bảo ổn định

cho công trình cần thiết phải gia cố nền, nâng cao sức chịu tải của nền.

Cũng như tính độ lún, có khá nhiều phương pháp tính sức chịu tải của nền. Tuy

nhiên, dù tính toán theo phương pháp nào thì sức chịu tải của nền cũng phụ thuộc vào

sức kháng cắt (đặc trưng bởi lực dính đơn vị c và góc ma sát trong ) và khối lượng thể

tích tự nhiên ( tn) của đất. Vì vậy, để nâng cao sức chịu tải của nền thì cần phải xử lý

đất nền để gia tăng cường độ kháng cắt và khối lượng thể tích tự nhiên của đất nền.

Như vậy, cơ sở khoa học nâng cao sức chịu tải và giảm độ lún của nền là phải nâng

cao sức kháng cắt (lực dính đơn vị c, góc ma sát trong ) và giảm tính biến dạng (hệ số

rỗng e) của đất nền.

3.2.2. Xây dựng cơ sở lý thuyết phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển

– xi măng

Với cơ sở khoa học nêu trên, để giảm độ lún và nâng cao sức chịu tải của nền đất

thì các phương pháp xử lý nền đất yếu nói chung, phương pháp cọc cát biển – xi măng

nói riêng, đều hướng tới việc làm giảm hệ số rỗng và tăng sức kháng cắt của đất nền.

Nghiên cứu đã chỉ ra rằng, phương pháp cọc cát biển – xi măng có tác dụng làm giảm

thể tích lỗ rỗng và tăng sức kháng cắt của đất nền thông qua các quá trình: nén chặt cơ

học, gia tăng cường độ của cọc và đất nền xung quanh cọc, tăng khả năng cố kết của đất

nền.

3.2.2.1. Quá trình nén chặt cơ học

Như đã trình bày ở mục 3.1.1, xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng là

dùng một thiết bị chuyên dụng dạng guồng xoắn đưa vật liệu hỗn hợp cát biển – xi măng

khô vào nền dưới dạng cọc tiết diện tròn và không lấy đất trong nền ra. Như vậy, lượng

vật liệu cát biển – xi măng đưa vào nền sẽ chiếm chỗ lỗ rỗng của đất ở trong nền, một

lượng nước và khí trong lỗ rỗng có cơ hội thoát ra ngoài, thể tích lỗ rỗng trong đất sẽ

giảm đi, nền được nén chặt. Khi đó, nền đất yếu được xem như nền đất mới với các tính

chất cơ lý đã thay đổi theo hướng có lợi cho công tác xây dựng, làm cho sức chịu tải của

nền tăng lên và độ lún của nền giảm đi ngay sau khi tạo cọc.

Có thể đánh giá định lượng bản chất quá trình nén chặt cơ học của đất nền như sau:

Xét một khối đất nền ở trạng thái tự nhiên gồm 3 pha: rắn, lỏng và khí. Nếu gọi

thể tích ban đầu của khối đất là Vo, thể tích hạt rắn ban đầu là Vho, thể tích lỗ rỗng ban

đầu là Vro , ta có:

(3.2) Vo = Vho + Vro

Sau khi xử lý khối đất nền bằng cọc cát biển – xi măng, thể tích của khối đất sẽ là

V, thể tích hạt rắn sẽ là Vh, thể tích lỗ rỗng sẽ là là Vr, tương tự (3.2) ta có:

(3.3) V = Vh + Vr

Như vậy, sự thay đối thể tích của khối đất trước và sau khi gia cố là:

(3.4) V = Vo - V

hay là: V = (Vho + Vro ) – (Vh + Vr)

Vì thể tích hạt rắn sau khi xử lý là không đổi so với trước khi xử lý, nghĩa là Vho

= Vh, cho nên ta có:

V = Vro – Vr , hay là:

(3.5) V = Vr

Biểu thức (3.5) cho thấy: Sự thay đổi thể tích khối đất trước và sau khi xử lý bằng

cọc cát biển - xi măng chính là sự thay đổi thể tích lỗ rỗng trong khối đất.

Nếu xem xét sự thay đổi thể tích khối đất trước và sau khi gia cố thông qua đặc

trưng biến dạng của đất là hệ số rỗng, ta cũng có thể biểu thị như sau:

Theo định nghĩa, hệ số rỗng của đất là tỷ số giữa thể tích lỗ rỗng và thể tích hạt

rắn của đất. Nếu khối đất trước khi xử lý có hệ số rỗng là 0, sau khi gia cố có hệ số rỗng

là , ta có:

(3.6) 0 =

và  = (3.7)

Suy ra :

Vro = 0Vho và Vr = Vh

Theo (3.2) và (3.3) ta có :

(3.8) Vo = Vho + 0Vho = Vho(1+ 0)

(3.9) V = Vh + Vh = Vh(1+0)

Từ (3.8) và (3.9) ta có:

(3.10) Vho =

(3.11) Vh =

Do thể tích hạt rắn trước và sau khi xử lý không đổi, ta có:

(3.12) =

Theo tính chất của đẳng thức, từ (3.12) ta có:

= = (3.13)

V = (3.14)

Biểu thức (3.14) chính là nguyên lý nén chặt đất: Trong quá trình nén chặt đất,

biến thiên thể tích đất tỷ lệ bậc nhất với biến thiên hệ số rỗng.

Như vậy, khi xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng, quá trình nén chặt

cơ học đất nền sẽ xảy ra ngay sau khi bắt đầu xử lý nền. Hiệu quả nén chặt đất sẽ phụ

thuộc vào khối lượng vật liệu cát biển – xi măng đưa vào nền, kích thước lỗ rỗng có

trong đất cũng như lượng nước và khí có trong lỗ rỗng thoát ra ngoài. Tuy nhiên, do quá

trình thoát nước ra khỏi lỗ rỗng của đất yếu cần nhiều thời gian nên quá trình nén chặt

đất cũng không thể kết thúc ngay sau khi thi công cọc cát biển – xi măng. Việc dự báo

chính xác thời điểm quá trình nén chặt đất kết thúc phụ thuộc vào thời gian cố kết thoát

nước của đất nền. Đây là vấn đề hết sức phức tạp, đòi hỏi phải có các nghiên cứu chuyên

sâu, tốn nhiều thời gian và công sức.

3.2.2.2. Quá trình gia tăng cường độ của cọc cát biển – xi măng và nền đất yếu

xung quanh cọc.

Khác với cọc cát, vật liệu làm cọc cát biển – xi măng gồm cát biển và xi măng

trộn với nhau ở trạng thái khô gió tương đối. Sau khi thi công tạo cọc, hỗn hợp cát biển-

xi măng khô sẽ hút nước ở trong nền tạo thành vữa cát biển – xi măng, sau đó đông cứng

với sự gia tăng cường độ tùy thuộc tỷ lệ xi măng trộn với cát biển. Quá trình đông cứng

vữa cát biển – xi măng vừa làm gia tăng cường độ của cọc vừa góp phần gia tăng cường

độ một phần nền đất yếu xung quanh cọc [29].

* Quá trình gia tăng cường độ của cọc cát biển-xi măng

Quá trình gia tăng cường độ của cọc cát biển-xi măng là quá trình vữa cát biển –

xi măng hóa cứng. Đây là quá trình biến đổi hóa lý phức tạp, chia làm hai giai đoạn

chính: giai đoạn ninh kết và rắn chắc. Trong giai đoạn ninh kết, vữa xi măng mất dần

tính dẻo và đặc dần lại nhưng chưa có cường độ. Trong giai đoạn rắn chắc, chủ yếu xảy

ra quá trình thủy hóa các thành phần khoáng vật của clinker của chất gắn kết với vật

liệu.

Như đã biết, thành phần khoáng vật của clinker gồm: silicat, tricalcit 3CaOSiO2

chiếm 37%  60%; silicat bicalcit 2CaOSiO2 chiếm 15%  37%, aluminat tricalcit

3CaOAl2O3 chiếm 10%  18%; fero aluminat tetracalcit 4CaO.Al2O3.Fe2O3 chiếm 7%

 15%, ngoài ra còn có một số thành phần phụ như 5CaO.Al2O3; 2CaO.Fe2O3; MgO <

4%; CaO < 0,5%; SO3<3,5% [29].

Quá trình thủy hóa các thành phần khoáng vật của clinker được biểu diễn bằng các

phản ứng sau:

3CaOSiO2 + nH2O →Ca (OH)2 + 2CaO.SiO2(n-1) H2O

2CaO.SiO2 + mH2O →2CaO.SiO2mH2O

3CaO.Al2O3 + 6H2O →3CaO.Al2O3.6H2O

4CaO.Al2O3Fe2O3 + nH2O →3CaO.Al2O3.6H2O + CaO.Fe2O3.mH2O

Silicat tricalcit (3CaO.SiO2) là thành phần quan trọng nhất vì chiếm tỷ lệ lớn, có

cường độ cao, rắn chắc nhanh, tỏa nhiều nhiệt. Thành phần aluminat tricalcit

(3CaO.Al2O3) rắn chắc nhanh trong thời kỳ đầu nhưng cường độ thấp, nhiệt lượng tỏa

ra nhiều nhất, dễ gây nứt nẻ. Có thể chia quá trình rắn chắc của vữa cát biển - xi măng

làm ba giai đoạn:

- Giai đoạn hòa tan

Khi xi măng tác dụng với nước, phản ứng hóa học giữa xi măng và nước xảy ra

trên bề mặt hạt xi măng khô, những chất mới sinh ra hòa tan được trong nước như

Ca(OH)2, 3CaO.Al2O3.6H2O lập tức hòa tan, tạo thành thể dịch bao quanh mặt hạt xi

măng.

- Giai đoạn hóa keo

Các hợp chất Ca(OH)2, 3CaO.Al2O3.6H2O mới sinh ra do quá trình thủy hóa

không hòa tan được nữa mà tồn tại ở thể keo. Chất silicat bicalcit (2CaO.SiO2) vốn

không hòa tan sẽ tách ra ở dạng phân tán nhỏ trong dung dịch tạo thành keo phân tán.

Lượng keo này ngày càng sinh ra nhiều, làm cho các hạt keo phân tán tương đối nhỏ tụ

lại thành những hạt keo lớn hơn ở dạng sệt khiến cho xi măng mất dần tính dẻo và ninh

kết lại dần dần nhưng chưa hình thành cường độ.

- Giai đoạn kết tinh

Các hợp chất Ca(OH)2, 3CaO.Al2O3.6H2O từ thể ngưng keo chuyển sang dạng kết

tinh, các tinh thể nhỏ đan chéo nhau làm cho xi măng bắt đầu có cường độ, hợp chất

2CaO.SiO2mH2O tồn tại ở thể keo rất lâu, sau đó có một phần chuyển thành tinh thể. Do

lượng nước ngày càng mất đi, keo dần dần bị khô, kết chặt lại và trở nên rắn chắc.

Các giai đoạn hòa tan, hóa keo và kết tinh nêu trên không xảy ra độc lập mà xảy

ra đồng thời với nhau, xen kẽ nhau. Ngoài ra, quá trình carbonat hóa cũng góp phần vào

sự rắn chắc của xi măng [29].

Khi hỗn hợp cát biển-xi măng đông cứng, độ bền của vật liệu tạo cọc tăng lên đáng

kể nhờ hình thành liên kết cát biển-xi măng. Khi chưa có xi măng, sức kháng cắt của cát

biển rời, khô xác định theo biểu thức: , với là góc ma sát trong của cát biển.

Khi hỗn hợp cát biển – xi măng đông cứng, hình thành liên kết cát biển-xi măng, đặc

trưng bởi thành phần lực dính tương tự như trong đất dính, khi đó: + cxm với cxm

là lực dính đơn vị được tạo nên bởi liên kết cát biển-xi măng. Lực dính đơn vị này chính

là đại lượng làm gia tăng sức kháng cắt (độ bền) của cọc và giá trị của nó hoàn toàn có

thể xác định được nhờ thí nghiệm cắt hoặc nén các mẫu cát biển – xi măng ở trong

phòng.

* Quá trình gia tăng sức kháng cắt của đất nền

Quá trình đông cứng của cọc cát biển-xi măng còn có tác dụng làm gia tăng sức

kháng cắt của đất nền xung quanh cọc do quá trình trao đổi ion và phản ứng puzoland

xảy ra ở mặt tiếp xúc giữa cọc và đất nền. Các ion calci hóa trị hai thay thế các ion natri

và hyđro hóa trị một ở trong lớp điện kép bao quanh mỗi hạt khoáng vật sét của đất. Vì

cần ít hơn calci hóa trị hai để trung hòa lưới điện âm trên mặt của mỗi khoáng vật sét

nên giảm được kích thước của lớp điện kép và do đó làm tăng lực hút của các hạt sét,

dẫn đến lực dính của đất tăng lên. Hơn nữa, silic và nhôm trong khoáng vật sét sẽ phản

ứng với silicat calci và hyđrat nhôm calci trong phản ứng puzoland, tạo ra các hợp chất

có độ bền cao và rất bền trong môi trường nước. Những quá trình này làm tăng lực ma

sát và lực dính của đất xung quanh cọc, dẫn đến làm gia tăng cường độ của đất nền [29].

3.2.2.3. Quá trình cố kết thoát nước của đất nền khi xử lý bằng cọc cát biển – xi

măng .

Ngoài tác dụng nén chặt cơ học, gia tăng cường độ của cọc và đất nền xung quanh

cọc, cọc cát biển-xi măng còn có tác dụng làm tăng nhanh quá trình cố kết thoát nước

của đất nền.

Do cọc cát biển-xi măng được đưa vào nền đất dưới dạng khô hoặc ít ẩm nên hỗn

hợp cát biển-xi măng sẽ hút nước trong đất nền để tạo ra vữa cát biển – xi măng và dần

dần đông cứng. Quá trình hình thành và đông cứng vữa cát biển – xi măng sẽ làm tổn

thất một lượng lớn nước chứa trong đất, nghĩa là làm tăng nhanh quá trình cố kết thoát

nước của nền đất. Quá trình này xảy ra ngay sau khi bắt đầu xử lý và kéo dài cho đến

khi nền đất được xử lý xong, toàn bộ cọc cát biển-xi măng được đông cứng.

Bài toán cố kết thấm của nền đất yếu khi xử lý bằng cọc cát biển-xi măng có thể

xem giống như bài toán cố kết thấm của nền khi cải tạo bằng cọc cát đã được nhiều nhà

khoa học nghiên cứu. Đối với cọc cát, Rendulic (1985) đã đưa ra phương trình vi phân

cố kết đối xứng để xác định trị số áp lực nước lỗ rỗng trong nền đất. Trước đó, Carrillo

(1942) đã phân chia bài toán cố kết thấm ba chiều thành tổng hợp của bài toán cố kết

thấm theo chiều thẳng đứng và theo chiều xuyên tâm [29]. Terzaghi đã dùng phương

pháp giải tích để giải bài toán cố kết thấm theo chiều thẳng đứng, còn Glover, Barron

đã giải bài toán cố kết thấm theo hướng xuyên tâm. Năm 1948, Barron đã đưa ra lời giải

toàn diện đầu tiên cho bài toán cố kết của trụ đất có chứa một cọc cát ở trung tâm (một

đơn nguyên). Khi khoảng cách giữa các cọc gần nhau, phương trình vi phân có dạng:

(3.15)

trong đó :

U- áp lực nước lỗ rỗng dư trung bình tại một điểm vào thời điểm bất

kỳ,

r - khoảng cách hướng tâm từ điểm đang xét đến tâm trụ đất,

t – thời gian sau một độ tăng tức thời của tổng ứng suất thẳng đứng;

Ch - hệ số cố kết của đất theo phương ngang.

Trong tính toán quá trình cố kết của nền đất xử lý bằng cọc cát, độ cố kết toàn phần

(kết quả tổng hợp của quá trình thoát nước theo phương ngang và theo phương đứng)

được xác định bằng định đề Carrillo:

(3.16)

t = 1- (1- h) (1- v)

trong đó:

t - độ cố kết toàn phần của đất nền,

h - độ cố kết trung bình của đất nền theo phương ngang,

v - độ cố kết trung bình của đất nền theo phương đứng.

Đối với cọc cát biển – xi măng, áp dụng bài toán cố kết thấm theo hướng xuyên

tâm của Glover và Barro là phù hợp vì sau khi đông cứng, khả năng thấm nước theo

chiều thẳng đứng của cọc là không đáng kể. Do đó, khi xử lý nền bằng cọc cát biển – xi

măng kiến nghị chỉ tính toán độ cố kết của đất nền theo phương ngang.

Để đánh giá định lượng quá trình cố kết của nền đất yếu khi xử lý bằng cọc cát

biển-xi măng, có thể đo áp lực nước lỗ rỗng trong nền đất ở các thời điểm trước khi xử

lý, sau khi xử lý và trong thời gian thi công, khai thác công trình bằng các thiết bị chuyên

dụng. Tuy nhiên, công việc này rất phức tạp, đòi hỏi kinh phí lớn và nhiều thời gian

cũng như cần một hướng nghiên cứu mới.

Cần phải nhấn mạnh rằng, khi xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng, các

quá trình: nén chặt cơ học, gia tăng cường độ của cọc, đất nền xung quanh cọc và cố kết

thoát nước của đất nền đều có liên hệ hữu cơ với nhau. Các quá trình này không độc lập

mà xảy ra đồng thời với nhau, là động lực thúc đẩy, phát triển của nhau.

3.3. Cơ sở thực nghiệm phương pháp xử lí nền đất yếu bằng cọc cát biển - xi

măng

Để làm sáng tỏ cơ sở lý thuyết phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển -

xi măng cần tiến hành nghiên cứu thực nghiệm ở trong phòng và ngoài hiện trường. Tuy

nhiên, phương pháp cọc cát biển – xi măng là phương pháp mới, chưa được ứng dụng

vào thực tiễn xử lý nền đất yếu nên các nghiên cứu thực nghiệm ở hiện trường rất khó

khăn, tốn nhiều kinh phí, thời gian và công sức. Luận án chưa có điều kiện nghiên cứu

thực nghiệm hiện trường để làm sáng tỏ tác dụng nén chặt cơ học, tác dụng cố kết thoát

nước của cọc mà chỉ có thể nghiên cứu thực nghiệm ở trong phòng xác định tác dụng

gia tăng cường độ của cọc cát biển – xi măng, xem xét ứng xử cơ học cơ bản của cọc

với nền đất yếu về ứng suất và biến dạng bằng mô hình vật lý thu nhỏ.

3.3.1. Nghiên cứu thực nghiệm xác định tác dụng gia tăng cường độ của cọc cát

biển – xi măng

Để đánh giá tác dụng gia tăng cường độ của cọc cát biển – xi măng, nghiên cứu

sinh đã tiến hành chế tạo các mẫu thử và thí nghiệm xác định ảnh hưởng của hàm lượng

xi măng đến cường độ kháng nén của mẫu vật liệu tạo cọc ở trong phòng thí nghiệm.

3.3.1.1. Vật liệu chế tạo mẫu

Mẫu vật liệu tạo cọc cát biển - xi măng được chế tạo từ các vật liệu: xi măng, cát

biển và nước.

Xi măng sử dụng để chế tạo mẫu là xi măng hỗn hợp PCB40 Nghi Sơn có các chỉ

tiêu kỹ thuật thoả mãn TCVN 6260-2009 (bảng 3.1). Việc lựa chọn xi măng PCB40

Nghi Sơn là ngẫu nhiên. Trong quá trình triển khai thi công ở hiện trường, dự kiến sử

dụng loại xi măng nào thì cần thí nghiệm với loại xi măng đó.

Bảng 3.1. Các chỉ tiêu kỹ thuật của xi măng Nghi Sơn PCB40

Tên chỉ tiêu Giá trị Yêu cầu

Cường độ chịu nén (MPa)

3 ngày ± 45 phút 31,8 ≥21

28 ngày ± 8 giờ 50,2 ≥40

Thời gian ninh kết (phút)

Bắt đầu, không nhỏ hơn (phút) 110 ≥45

Kết thúc, không lớn hơn (phút) 200 ≤375

Độ nghiền mịn, xác định theo:

bề mặt riêng, phương pháp Blaine, cm2/g, 3518 ≥2800

không nhỏ hơn

Độ ổn định thể tích xác định theo phuơng 0,5 pháp Le Chatelier, mm, không lớn hơn ≤10

Hàm lượng anhydric sulphuric (SO3), (%) 1,86 ≤3,5 không lớn hơn

Lượng nước tiêu chuẩn, (%) 28

Với mục đích nghiên cứu phục vụ xử lý nền đất yếu tuyến đường ven biển Hải

Phòng-Nam Định, trong nghiên cứu này sử dụng cát biển lấy tại Hải Phòng, được hút ở

vùng ngập nước hoàn toàn để chế tạo mẫu (hình 3.1). Tuy nhiên, khi triển khai thi công

xử lý nền ngoài thực tế, nếu sử dụng loại cát biển nào làm vật liệu cọc thì cần thí nghiệm

với loại cát biển đó.

Hình 3.1. Lấy mẫu cát biển phục vụ nghiên cứu tại bãi tập kết ở Hải Phòng

Một số chỉ tiêu vật lý của cát biển Hải Phòng được xác định theo các tiêu chuẩn

Việt Nam, thể hiện trong bảng 3.2.

Bảng 3.2. Các tiêu chuẩn áp dụng để xác định chỉ tiêu vật lý của cát biển

STT Chỉ tiêu thí nghiệm Tiêu chuẩn thí nghiệm

1 Thành phần hạt TCVN 7572-2 : 2006

2 Hàm lượng hạt nhỏ hơn 0,075 mm TCVN 9205 : 2012

3 Độ hút nước TCVN 7572-4 : 2006

4 Khối lượng riêng TCVN 7572-4 : 2006

5 Khối lượng thể tích TCVN 7572-4 : 2006

6 Khối lượng thể tích xốp TCVN 7572-6 : 2006

7 Hàm lượng bùn, bụi, sét TCVN 7572-8 : 2006

Cấu trúc cát biển được xác định bằng chụp quang phổ, kết quả ảnh chụp mẫu cát

biển Hải Phòng được thể hiện ở hình 3.2. Kết quả thể hiện rõ hạt có góc cạnh, không

đều và lượng hạt mịn rất cao.

Hình 3.2. Ảnh quang phổ mẫu cát biển Hải Phòng (phóng đại 100 lần)

Thành phần hạt của cát biển Hải Phòng được xác định TCVN 7570:2006, thể

hiện trong bảng 3.3 và hình 3.3.

Bảng 3.3. Thành phần hạt của cát biển Hải Phòng

Cỡ sàng (mm) 5 Lượng sót riêng biệt (%) 0 Lượng sót tích lũy (%) 0 TCVN 7570 : 2006 (Cát mịn) 0

2,5 0 0 0-20

1,25 0 0 15-45

-0,63 0 0 35-70

0,315 5 5 65-90

0,14 21 26 90-100

Đáy 74 100 -

Mô đun độ lớn 0,3 < 2 < 2

Hình 3.3. Biểu đồ thành phần hạt của mẫu cát biển Hải Phòng

Như vậy, có thể thấy, cát biển sử dụng trong nghiên cứu này là cát mịn có mô đun

độ lớn rất thấp (0,3). Phần lớn kích thước hạt của mẫu cát đều dưới 0,315 mm. Lượng

hạt nhỏ hơn 0,14 mm chiếm tới 74%.

Hàm lượng hạt nhỏ hơn 0,075 mm có trong mẫu cát biển được xác định theo

phương pháp sàng ướt (TCVN 9205:2012). Kết quả thí nghiệm 3 mẫu thử xác định được

hàm lượng trung bình hạt nhỏ hơn 0,075 mm là 21,6%.

Thành phần hóa học của 03 mẫu cát biển Hải Phòng xác định được bằng phương

pháp Rơnghen (XRF), được trình bày trong bảng 3.4.

Cát biển

SiO2 Al2O3 Fe2O3

K2O Na2O SO3 CaO MgO Cl-

Hải Phòng 77,54

8,26

3,70

2,11 0,81

Bảng 3.4. Thành phần hoá học của cát biển Hải Phòng (%).

0,03

1,29

1,15

1,06

Giá trị một số chỉ tiêu vật lý của mẫu cát biển nghiên cứu xác định được thông

qua các thí nghiệm trong phòng được tổng hợp ở bảng 3.5.

Bảng 3.5. Các chỉ tiêu cơ lý của cát biển Hải Phòng

Chỉ tiêu Giá trị trung bình

Khối lượng riêng (g/cm3) 2,48

Khối lượng thể tích ở trạng thái khô gió (g/cm3) 1,81

Khối lượng thể tích ở trạng thái bão hòa nước (g/cm3) 1,53

Khối lượng thể tích xốp (g/cm3) 1,35

Độ hút nước 24 h (%) 3,6

Hàm lượng bụi, sét (%) 9,2

Hàm lượng hạt nhỏ hơn 0,075 mm (%) 21,6

Hàm lượng muối (%) 1,47

Từ bảng 3.5, nhận thấy, so với cát sông thông thường thì cát biển có độ hút nước

tương đối cao. Độ hút nước của cát sông khoảng 1% - 2 %, trong khi cát biển sử dụng

trong thí nghiệm này có độ hút nước 3,6%. Như vậy, có thể nhận xét định tính, cát biển

có tác dụng hút nước dạng mao dẫn từ nền đất yếu có khả năng tốt hơn so với cát sông.

Ngoài ra, hàm lượng các hạt bụi, sét của mẫu cát biển Hải Phòng tương đối cao (9,2%),

trong khi cát biển ở nơi khác thấp hơn (ở Quảng Ninh chỉ từ 0,01% đến 1,56 %) [21].

Vì hàm lượng hạt bụi, hạt sét ảnh hưởng đến cường độ của cọc cát biển – xi măng, nên

nếu lấy cát biển ở đâu làm vật liệu cọc thì cần phải tiến hành thí nghiệm xác định hàm

lượng hạt bụi, hạt sét của cát biển ở đó.

Nước dùng để thí nghiệm trộn hỗn hợp cát biển – xi măng cần bảo đảm độ sạch

hợp lý, không lẫn dầu, muối, axít, chất kiềm, thực vật và bất kỳ chất nào khác gây hư

hỏng đối với sản phẩm hoàn thiện, thỏa mãn các yêu cầu kỹ thuật theo TCVN 4056:2012

đối với nước trộn vữa và bê tông.

3.3.1.2. Tính toán thành phần vật liệu của hỗn hợp cát biển – xi măng

Trong thí nghiệm này, hỗn hợp cát biển – xi măng (CB-XM) được thiết kế với các

hàm lượng xi măng khác nhau nhằm đánh giá ảnh hưởng của hàm lượng xi măng (tỷ lệ

nước/xi măng N/X) đến cường độ chịu nén và sự phát triển cường độ theo thời gian của

các hỗn hợp CB-XM. Hàm lượng xi măng lần lượt là 5%, 7%, 10%, 13% và 15% so với

khối lượng cát biển khô. Lượng nước được giữ nguyên cho tất cả các hỗn hợp.

Thành phần vật liệu của CB-XM được tính toán theo lý thuyết thể tích đặc tuyệt

đối:

(3.17)

trong đó: X, C, N - khối lượng xi măng, cát biển, nước cho 1m3 (kg);

ρX, ρC - khối lượng riêng của xi măng, cát biển (kg/dm3);

Vkk - thể tích không khí (dm3).

(3.18)

Dựa trên các nghiên cứu lý thuyết kết hợp thực nghiệm, các thành phần cấp phối

đã được tính toán và điều chỉnh. Thành phần vật liệu cho 1 m3 của các hỗn hợp cát biển

– xi măng được trình bày ở bảng 3.6

Bảng 3.6. Thành phần vật liệu các cấp phối cát biển – xi măng

Hỗn hợp cát biển – xi măng

Thành phần 5%XM 7%XM 10%XM 13%XM 15%XM

Xi măng (kg) 74 102 142 181 206

Cát biển (kg) 1478 1456 1424 1393 1373

Nước (kg) 360 360 360 360 360

Tỷ lệ X/C 0,05 0,07 0,1 0,13 0,15

Tỷ lệ N/X 4,86 3,53 2,53 1,99 1,75

3.3.1.3. Thực nghiệm chế tạo mẫu cát biển – xi măng

* Chuẩn bị vật liệu

Các vật liệu được bảo quản trong phòng thí nghiệm. Đối với mỗi mẻ trộn, độ ẩm

của cát được xác định trước khi nhào trộn hỗn hợp nhằm điều chỉnh tỷ lệ nước nếu cần.

* Trộn hỗn hợp

Các hỗn hợp CB-XM được nhào trộn bằng máy trộn vữa theo quy trình sau: Bước

1 - Trộn khô hỗn hợp xi măng + cát trong thời gian 2 phút; Bước 2 - Thêm nước và tiếp

tục trộn 2 phút (trộn chậm); Bước 3 - Nghỉ 15 giây; Bước 4 - Trộn nhanh trong vòng 1

phút.

*Đúc mẫu và đầm rung

Mẫu CB-XM được đúc ngay sau khi kết thúc nhào trộn (hình 3.4). Sử dụng mẫu

hình lập phương 40x40x40 mm cho thí nghiệm xác định cường độ chịu nén. Trước khi

đúc mẫu, khuôn được làm sạch và sơn một lớp dầu mỏng để tháo khuôn được dễ dàng.

Phương pháp đúc mẫu và đầm rung tuân thủ theo TCVN 9403:2012 (phụ lục E).

Hình 3.4. Đúc mẫu thí nghiệm xác định cường độ chịu nén (mẫu 40x40x40 mm)

*Bảo dưỡng

Sau 3 ngày đổ khuôn, các mẫu được tháo khuôn và ngâm vào trong bồn nước ở

điều kiện nhiệt độ phòng đến tuổi thí nghiệm (3, 7, 14, 28, 56 và 90 ngày tuổi).

3.3.1.4. Phương pháp và kết quả thí nghiệm

*Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của mẫu cát biển – xi măng

Cường độ chịu nén của mẫu cát biển – xi măng được thí nghiệm trên mẫu vữa theo

phụ lục E - TCVN 9403:2012. Với mỗi loại mẫu cát biển – xi măng, thí nghiệm được

tiến hành trên 6 mẫu thử ở các ngày tuổi: 3, 7, 14, 28, 56 và 90 ngày tuổi (hình 3.5).

Hình 3.5. Thí nghiệm xác định cường độ chịu nén của mẫu cát biển – xi măng

Sự phát triển cường độ của mẫu theo thời gian được thể hiện trong hình 3.6.

Hình 3.6. Sự phát triển cường độ của mẫu cát biển – xi măng theo thời gian

Từ hình 3.6 nhận thấy, tốc độ phát triển cường độ mẫu CB-XM không đều: tăng

nhanh trong 14 ngày đầu tiên và tăng chậm dần sau 14 ngày.

Ở 3 ngày tuổi, cường độ chịu nén của các mẫu CB-XM đạt khoảng 45%-52% so

với 28 ngày tuổi; 7 ngày tuổi, giá trị này đạt khoảng 63%-68% so với 28 ngày tuổi; 14

ngày tuổi, đạt khoảng 87%-94% so với 28 ngày tuổi; 56 ngày tuổi, cường độ chịu nén

của các mẫu CB-XM tăng khoảng 7%-11% so với 28 ngày tuổi; và ở 90 ngày tuổi, cường

độ chịu nén của các mẫu CB-XM tăng khoảng 12%-13% so với 28 ngày tuổi.

Tỷ lệ giữa cường độ chịu nén của các mẫu CB-XM ở 3, 7, 14, 56, 90 ngày tuổi so

với 28 ngày tuổi (Ri/R28 (%); i = 3, 7, 14, 56, 90) được thể hiện ở bảng 3.7.

Bảng 3.7. Tốc độ phát triển cường độ chịu nén của các mẫu CB-XM theo thời gian

Hỗn hợp cát biển – xi măng

Ri/R28 (%) 5%XM 7%XM 10%XM 13%XM 15%XM

R3/R28 (%) 68 47 52 53 52

R7/R28 (%) 88 68 63 67 68

R14/R28 %) 100 87 87 94 91

R56/R28 (%) 108 110 107 111 107

R90/R28 (%) 113 114 113 114 112

*Mô đun biến dạng E50

Mô đun biến dạng E50 của mẫu cát biển - xi măng được xác định từ đồ thị đường

cong quan hệ giữa ứng suất và biến dạng trong thí nghiệm nén một trục nở hông. Giá trị

E50 được xác định bằng hệ số góc của đường thẳng tính từ gốc tọa độ đến qu/2. Kết quả

thí nghiệm xác định mô đun biến dạng E50 ở 28 ngày tuổi của mẫu hỗn hợp CB-XM

được trình bày trong hình 3.7. Mối quan hệ giữa mô đun biến dạng E50 và cường độ chịu

nén qu được thể hiện trong hình 3.8.

Hình 3.7. Mối quan hệ giữa mô đun biến dạng E50 và hàm lượng xi măng

Hình 3.8. Mối quan hệ giữa mô đun biến dạng E50 và cường độ chịu nén qu

Kết quả thí nghiệm xác định cường độ kháng nén của các mẫu cát biển - xi măng

theo thời gian được trình bày trong bảng 3.8.

Bảng 3.8. Cường độ kháng nén của các mẫu cát biển - xi măng theo thời gian

Cường độ kháng nén các mẫu hỗn hợp CB-XM (R, MPa)

Ngày tuổi 5%XM 7%XM 10%XM 13%XM 15%XM

3 0,44 0,49 0,67 0,94 1,27

7 0,57 0,71 0,82 1,19 1,66

14 0,65 0,91 1,13 1,67 2,23

28 0,65 1,05 1,30 1,78 2,45

56 0,70 1,15 1,39 1,97 2,62

90 0,74 1,19 1,46 2,02 2,74

Từ bảng 3.8, nhận thấy, ở 28 ngày tuổi, cường độ kháng nén của mẫu cọc cát biển

– xi măng tăng dần theo hàm lượng xi măng, từ 0,65MPa (5%XM) đến 2,45MPa

(15%XM). Theo kết quả nghiên cứu của Nguyễn Thanh Sang (2020) và Tạ Đức Thịnh

[29] thì ở cùng hàm lượng xi măng, cường độ gia cố cát biển - xi măng thấp hơn từ 5%

đến 10% so với cường độ gia cố cát sông-xi măng. Ngoài ra, trong nghiên cứu này cũng

nhận thấy: 1) hàm lượng Cl- trong cát biển làm cho xi măng thủy hóa nhanh và nhiệt

thủy hóa lớn. Nếu hàm lương muối NaCl thấp (< 0,5% khối lượng xi măng) thì không

ảnh hưởng đến cường độ mẫu cát biển – xi măng, khi hàm lượng muối NaCl lớn hơn

0,5% thì cường độ mẫu sẽ giảm đi; 2) hàm lượng muối làm tăng nhanh tốc độ đông cứng

của mẫu cát biển – xi măng .

Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm nêu trên có thể kết luận: hoàn toàn có thể sử

dụng cát biển làm vật liệu tạo cọc cát biển – xi măng để xử lý nền đất yếu. Việc xác định

hàm lượng xi măng thích hợp làm vật liệu cọc phụ thuộc vào quy mô, tải trọng công trình

và điều kiện cụ thể của cấu trúc nền đất yếu nơi xây dựng. Bước đầu cho thấy, với cát

biển khu vực Hải Phòng, khi thiết kế loại cọc này với mục đích cải tạo nền đất yếu có thể

lựa chọn hàm lượng xi măng nhỏ hơn 5%, với mục đích gia cố nền hay giảm lún với

khoảng cách cọc thưa nên lựa chọn hàm lượng xi măng từ 10% đến 15%.

3.3.2. Nghiên cứu thực nghiệm mô hình vật lý thu nhỏ cọc cát biển – xi măng .

Mô hình vật lý là một bản sao vật lý nhỏ hơn hoặc lớn hơn của một đối tượng. Việc

sử dụng mô hình vật lý cho phép hình dung hay quan sát các mối quan hệ bên trong cấu

trúc hoặc bên ngoài của cấu trúc với môi trường.

Các mô hình vật lý hiện nay bao gồm nhiều tỷ lệ khác nhau và trong nhiều lĩnh

vực khác nhau, từ tỷ lệ trong phòng thí nghiệm đến tỷ lệ thực nhằm xác định các ứng xử

của vật liệu dưới các điều kiện thực tế.

Loại mô hình vật lý phụ thuộc vào tỷ lệ với mô hình thực từ tỷ lệ lớn đến tỷ lệ nhỏ.

Những ưu điểm trong quyết định lựa chọn một mô hình vật lý tỷ lệ nhỏ trong phân tích

một vấn đề địa kỹ thuật bao gồm tính đơn giản và chi phí thấp, phân tích các ứng xử

phức tạp và kiểm chứng kết quả mô hình số cùng với các nghiên cứu tham số (David M.

W., 2004; Yapage N. N. S., 2013).

Hiện nay có hai loại mô hình được sử dụng phổ biến trong phòng thí nghiệm là mô

hình trọng lực đơn (1g) và mô hình ly tâm. Trong nghiên cứu này, mô hình trọng lực

đơn được sử dụng nghiên cứu. Mô hình phòng thí nghiệm trọng lực đơn (1g) nói chung

có ba đặc điểm chính. Đầu tiên, mô hình vật lý cung cấp kết quả đáng tin cậy để hỗ trợ

mô hình số và các điều kiện biên được xác định và kiểm soát. Thứ hai, kích thước của

các mô hình càng lớn thì độ tin cậy so với mô hình thực càng cao. Tuy nhiên, điều này

gây ra sự khó khăn trong việc thí nghiệm trong phòng và tốn kém nhiều chi phí. Đặc

điểm thứ ba, mô hình vật lý thường khó có thể tuân thủ đầy đủ các luật tỷ lệ.

3.3.2.1. Mục đích và cơ sở thiết kế mô hình

Mục đích của thí nghiệm mô hình vật lý thu nhỏ là xem xét ứng xử cơ học cơ bản

của cọc cát biển – xi măng với nền đất yếu về ứng suất và biến dạng. Trên cơ sở đó, cho

phép khẳng định được sự phù hợp khi áp dụng cơ sở lý thuyết tính toán cọc đất-xi măng

hiện có phục vụ tính tính toán thiết kế giải pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển –

xi măng trong thực tế.

Mô hình trọng lực đơn (1g) với kích thước càng lớn càng mô phỏng tốt bài toán

thực tế. Tuy nhiên, do giá thành và điều kiện làm thí nghiệm nên kích thước mô hình bị

hạn chế. Trong nghiên cứu này, tỷ lệ mô hình lựa chọn nghiên cứu được tham chiếu các

kết quả nghiên cứu đã công bố (bảng 3.9).

Bảng 3.9. Tổng hợp tỷ lệ mô hình thu nhỏ của một số tác giả đã công bố

STT Mục đích Loại cọc Kích thước thùng Tác giả- Nghiên cứu Tỷ lệ

So sánh sức chịu tải

của cọc đơn làm việc Cọc thép đơn Thùng thép tròn Nguyễn Đức 1 trong nền đất sét khi 1/25 d = 70mm, D = 780mm, Hạnh (2005) chịu các dạng tải L = 1000mm H = 1100mm

khác nhau.

Nghiên cứu hiệu ứng Thùng thép hình 3x3 cọc thép Bạch Vũ Hoàng nhóm và độ lún của hộp chữ nhật 2 1/25 d = 16mm, Lan (2017) - nhóm cọc chịu tải B = 700mm, L = 420mm thẳng đứng. H = 800mm

Thùng thép tròn So sánh sức chịu tải Cọc đơn d = 3 Hasan (2017) 1/30 D = 200mm, của cọc đơn. 90mm H = 525mm

Thùng thép hình Nghiên cứu mặt trượt 5x8 cọc ĐXM Kitazume và nnk hộp chữ nhật B x 4 phát triển trong nhóm 1/30 d = 20mm, (2000) L= 100 x 500mm, cọc ĐXM L = 250mm H = 345mm

Thùng thép hình 3x3 cọc ĐXM Bouassida và Sức chịu tải nhóm hộp chữ nhật B x 5 1/25 d = 20mm, Porbaha cọc ĐXM. L= 200 x 500mm, L = 190mm H = 345mm

3x3 cọc ĐXM Nghiên cứu sức chịu Thùng thép hình 6 Fang (2006) 1/25 d = 40mm, tải và độ cố kết của hộp chữ nhật B x L = 435mm

STT Mục đích Loại cọc Kích thước thùng Tác giả- Nghiên cứu Tỷ lệ

đất nền gia cố cọc L= 300 x 900mm,

ĐXM H = 900mm

Nghiên cứu sự làm Thùng thép kết hợp 4 cọc ĐXM Nguyễn Thái việc cọc đất xi măng kính cường lực 1/25 D=40mm, 7 Linh (2020) kết hợp lưới ĐKT hình hộp BxLxH= L=800mm cường độ cao 1000x500x1000mm

Từ các nghiên cứu trong và ngoài nước như đã nêu trên, để phù hợp cơ sở vật chất

phòng thí nghiệm Bộ môn Địa kỹ thuật thuộc Trường Đại học Giao thông vận tải và khả

năng kinh tế, trong nghiên cứu này lựa chọn mô hình cọc cát biển – xi măng tỷ lệ n =

1/10. Tỷ lệ này lớn hơn khá nhiều các tỷ lệ đã được chứng minh là phù hợp khi nghiên

cứu cọc đất-xi măng đã công bố như của Bouassida M. (2004), Nguyễn Đức Hạnh và

nnk (2010), Bạch Vũ Hoàng Lan (2017), Nguyễn Thái Linh (2020).

Mô hình được chế tạo dạng khối hộp bằng khung thép, có mặt bằng tấm thép cứng

kết hợp một mặt là kính cường lực chống biến dạng. Kích thước khối hộp mô hình Rộng

x Dài x Cao = 500x800x1000mm.

Cơ sở nền đất nghiên cứu trên mô hình vật lý thu nhỏ lựa chọn tương ứng một kiểu

cấu trúc nền đất yếu đã phân chia tại Chương 2, lựa chọn kiểu I, dạng a. Theo đó, đất

yếu nằm trên ngay gần mặt đất là loại sét dẻo chảy – chảy, phía dưới lớp đất yếu là đất

cát nhỏ trạng thái chặt vừa.

Vật liệu đất yếu sử dụng cho nghiên cứu mô hình là đất loại sét yếu – sét pha trạng

thái dẻo chảy nhiễm mặn lấy ở vùng ven biển khu vực Hải Phòng và cát biển cũng được

lấy ở Hải Phòng.

Cọc cát biển – xi măng thiết kế và chế tạo nghiên cứu mô hình phù hợp với thực

tế cọc cát biển – xi măng có thể thi công với đường kính 400mm.

Trong nghiên cứu này, cọc cát biển - xi măng được lựa chọn tương ứng kích thước

mô hình. Đường kính cọc trong mô hình thí nghiệm D=40mm và dài 400mm. Nghiên

cứ ứng xử trên mô hình vật lý trường hợp 1 cọc đơn và nhóm 4 cọc. Trong mô hình

nhóm 4 cọc, khoảng cách giữa các tim cọc được lựa chọn khảo sát là 3D.

3.3.2.2. Trình tự xây dựng mô hình

*Bước 1: Chuẩn bị đất

Đất sét dẻo chảy nhiễm mặn ven biển Hải Phòng, được ngâm trong nước 2 tuần để

đạt được bão hòa. Đáy khối hộp mô hình thí nghiệm được rải 1 lớp cát nhỏ - vừa, đầm

chặt bằng bàn gỗ với chiều dày 20cm. Đất sét yếu bão hòa nước được đưa vào khối hộp

thí nghiệm theo từng lớp dày 20cm/ lớp và được đầm nhẹ bằng bảng gỗ cầm tay. Sau

đó, đất yếu trong hộp thí nghiệm được gia tải cố kết với hai mặt thoát nước (trên và

dưới) dưới áp lực 20kPa. Quá trình cố kết kéo dài trong bốn tuần cho đến khi nước trong

lỗ rỗng không còn thoát ra ngoài theo đường van xả của mô hình.

Thành phần hạt và một số đặc trưng cơ lý của đất sét yếu sử dụng nghiên cứu được

trình bày trong bảng 3.10 và bảng 3.11.

)

Bảng 3.10. Thành phần hạt của đất sét yếu

Phân tích thành phần hạt, %-mm (ASTM D442)

(

Sỏi

Cát

Cuội

Bụi

Sét

T T S

u ẫ m y ấ l

o t

t ạ H

a ừ v

ỏ h n

h n ì b

T H u ẫ m u ệ i h

u â s

>75,0 75,0-

19,00

4,75-

2,00-

0,425-

0,075-

0,02-

<0,005

ý K

ộ Đ

19,0

4,75

2,00

0,425

0,08

0,02

0,01

1 M1 2,0-8,0

3,4

15,7

35,0

11,7

34,2

Bảng 3.11. Một số đặc trưng cơ lý của đất sét yếu sử dụng nghiên cứu

Đơn vị Giá trị Đặc trưng

Độ ẩm % 48,15

Hàm lượng hạt sét % 28,53

Giới hạn chảy % 47,24

Giới hạn dẻo % 31,65

Độ sệt - 0,81

Trọng lượng thể tích kN/m3 16,9

Trọng lượng riêng hạt kN/m3 26,8

Hệ số rỗng - 1,29

Độ rỗng % 58,35

Sức chống cắt không thoá nước (Su) kPa 23,65

Góc ma sát trong Độ 4 °34'

Cường độ lực dính kPa 19,0

*Bước 2: Tạo lỗ và thi công cọc cát biển – xi măng

Với mục đích chính của nghiên cứu mô hình vật lý thu nhỏ nhằm xem xét ứng xử

cơ học của cọc cát biển – xi măng với nền đất yếu dưới tác dụng tải trọng thử, về ứng

suất và biến dạng. Kích thước mô hình nhỏ, rất khó kiểm chứng sự thay đổi độ ẩm của

đất yếu nên ở đây sử dụng phương pháp trộn ướt tạo vữa cát biển – xi măng trước rồi

đưa vào lỗ đã được ép trong đất yếu để tạo cọc thí nghiệm (hình 3.9).

Lỗ cọc được tạo ra nhờ ống thép inox có đường kính ngoài 40mm, ấn xuống đất

thông qua bộ gá gỗ nhằm đảm bảo độ thẳng đứng và chiều sâu 400mm. Trường hợp

nghiên cứu nhóm 4 cọc, bố trí dạng ô vuông với khoảng cách đều giữa các cọc có khoảng

cách tim cọc là 3D. Khi đến cao độ thiết kế mũi cọc, xoay ống để cắt đất. Ống inox được

rút lên tạo ra lỗ cọc có đường kính 40mm.

a) Tạo lỗ cọc trong đất yếu trên mô hình b) Trộn hỗn hợp cát biển – xi măng

Hình 3.9. Tạo lỗ và trộn hỗn hợp cát biển – xi măng

Để phù hợp với nghiên cứu thực nghiệm ở trong phòng, hỗn hợp cát biển – xi măng

trộn ướt với các hàm lượng: XM/CB = 15%, N/X = 1,75, đảm bảo cường độ kháng nén

của cọc sau khi đông cứng 7 ngày đạt 1,66 MPa. Thành phần cấp phối được trình bày

như trong bảng 3.6. Hỗn hợp CB-XM được nhào trộn bằng máy trộn vữa, trộn khô trong

2 phút, sau đó thêm nước và tiếp tục trộn chậm trong 2 phút, tiếp theo nghỉ 15 giây và

kết thúc bằng cách trộn nhanh trong 1 phút.

Sau khi tạo lỗ và chuẩn bị xong hỗn hợp CB-XM, hỗn hợp được đổ vào lỗ cọc với

ống thép (inox) đường kính ngoài 40mm đặt trong lỗ, dùng thiết bị đĩa tròn đường kính

38mm để nén chặt cọc. Ống thép được rút dần lên theo trình tự tạo cọc như tại hình 3.10.

Cọc được lưu trạng thái tĩnh 24 giờ, sau đó phủ lớp cát phía trên dày 10cm. Để phục vụ

cho công tác so sánh hiệu quả của cọc, 1 cọc đơn và nhóm 4 cọc với khoảng cách giữa

các tim cọc là 3D, các cọc được bảo dưỡng trong 28 ngày chờ đông cứng trước khi tiến

hành thí nghiệm gia tải.

Hình 3.10. Trình tự tạo lỗ và tạo cọc cát biển – xi măng thí nghiệm mô hình

*Bước 3: Lắp đặt hệ thống gia tải, đo chuyển vị

Sau khi tạo cọc và bảo dưỡng được 7 ngày, đảm bảo cường độ kháng nén đạt

1,66MPa như mẫu thí nghiệm thử trước đó với đất cùng loại, bố trí thiết bị gia tải và đo

chuyển vị (lún) như trong hình 3.11. Hai thiết bị đo chuyển vị được gắn chặt trên thành

thùng đất, và đo chuyển vị trên tấm thép đặt trên 4 cọc. Việc tăng tải được thực hiện nhờ

hệ thống kích cố định trên hệ dầm thép. Kết quả đo lún tương ứng với mỗi cấp gia tải

được ghi nhận và lưu giữ liên tục nhờ bộ đầu đọc cảm biến và máy tính.

a) b)

Hình 3.11. Bố trí thiết bị gia tải và đo lún

3.3.2.3. Kết quả thực nghiệm mô hình vật lý thu nhỏ cọc cát biển – xi măng

Kết quả khảo sát quan hệ giữa độ lún và tải trọng trong trường hợp nén đơn cọc và

nhóm 4 cọc được thể hiện trong hình 3.12.

Hình 3.12. Quan hệ giữa độ lún và tải trọng với cọc đơn (SP) và nhóm cọc (PG)

Từ hình 3.12 cho thấy, quan hệ giữa độ lún và tải trọng có ba giai đoạn: (1) giai

đoạn 1, là giai đoạn tuyến tính hay giai đoạn nén chặt; (2) giai đoạn 2, quan hệ giữa độ

lún và tải trọng không còn là tuyến tính nữa, dưới mép đáy móng bắt đầu xuất hiện vùng

biến dạng dẻo, trong đó hình thành các mặt trượt, đất bắt đầu bị phá hoại; (3) giai đoạn

3, chuyển vị tăng nhanh trước khi bị phá hoại.

So với trường hợp cọc đơn, các giai đoạn làm việc trong trường hợp nhóm cọc kéo

dài hơn, sức chịu tải cũng tăng khoảng 4 lần, cho thấy hiệu quả của việc sử dụng nhóm

cọc trong xử lý nền đất yếu.

3.4. Nghiên cứu mô hình số mô phỏng cọc cát biển – xi măng xử lý nền đất

yếu

3.4.1. Xây dựng mô hình số

Trong các nghiên cứu mô hình số, nghiên cứu nhằm phát triển mô hình vật liệu là

hết sức quan trọng, sao cho ứng xử từ mô hình vật liệu sẽ tiệm cận gần giống nhất với

ứng xử thực tế của vật liệu. Thông thường, các mô hình vật liệu được xây dựng chủ yếu

dựa trên biểu đồ quan hệ ứng suất - biến dạng trong phòng thí nghiệm.

Mô hình được xây dựng bằng phần mềm FLAC3D, dựa trên lời giải của phương

pháp sai phân hữu hạn. Mô hình số 3D dựng lại thí nghiệm mô hình vật lý đã được tiến

hành ở trên gồm: lớp đất sét yếu dày 0,4m nằm trên lớp cát biển dày 0,2m, đất yếu được

xử lý bằng cọc cát biển - xi măng dài 0,4m, bên trên lớp đất sét yếu là lớp cát truyền lực

dày 0,1m và trên cùng là bản thép dày 1,5cm (với mục đích gia tải trên khối đắp). Mô

hình 4 cọc cứng, được bố trí theo lưới hình vuông với đường kính cọc Dc = 4cm, khoảng

cách giữa các cọc s =12cm, điều này cho phép xem xét ảnh hưởng của nhóm cọc cứng

và hiệu ứng vòm phía trên đầu các cọc trong lớp cát đệm. Các phần tử khối đa diện được

sử dụng và được liên kết với nhau tại các nút, tạo thành lưới. Nền đất, cọc, lớp đệm cát

và bản móng đều sử dụng các phần tử khối, cho phép quan sát ứng suất và chuyển vị

của nền đất và cọc. Tuy nhiên, để thuận tiện cho việc quan sát các thành phần nội lực

của cọc cứng như mô men, lực dọc, lực cắt phần tử dầm được đưa vào tim của cọc. Lưới

của mô hình được thể hiện như ở hình 3.13.

Hình 3.13. Mô phỏng hình học và chia lưới mô phỏng nhóm cọc

Trong các phân tích, khối đắp bên trên và lớp đất cát phía dưới được mô hình hóa

bằng mô hình đàn hồi tuyến tính, dẻo tuyệt đối kết hợp với tiêu chí phá hủy Mohr-

Coulomb, đất yếu được mô phỏng bằng mô hình Camclay cải tiến, các cọc cát biển – xi

măng cứng, tấm thép được mô phỏng bằng mô hình đàn hồi tuyến tính. Sự tương tác

giữa cọc và đất, tấm móng và khối đắp được xem xét thông qua các mặt phẳng tiếp xúc

(interfaces). Các thông số của mô hình, được xác định dựa vào kết quả thí nghiệm trong

phòng (bảng 2.8), các công thức thực nghiệm và các chỉ dẫn trong các nghiên cứu trước

đây trên thế giới (bảng 3.11).

Bảng 3.9. Bảng tổng hợp các thông số của mô hình vật liệu được sử dụng

trong tính toán mô phỏng.

Vật liệu Mô hình Các thông số của mô hình

E = 20MPa,  = 0.3,  = 13o58’, c = 5,4kPa, Đất cát MC  = 18,8kN/m3

 = 0,4,  = 0,02, M =1,244, v =2,392, pc = 220kPa, Đất sét yếu MCC  = 17,5kN/m3

Tầng chịu lực MC E = 20MPa,  = 0,3,  =19kN/m3,  = 33o, c = 1,5kPa

Cọc cứng Đàn hồi E = 2GPa,  = 0.2,  = 25kN/m3

Tấm móng Đàn hồi E = 24GPa,  = 0.2,  = 25kN/m3

Đất yếu- ks = kn = 1108 kN/m/m,  = 22o, kc = 2kPa cọc Tương tác

Cát - cọc ks = kn = 1108 kN/m/m,  = 22o, c = 10kPa

3.4.2. Kết quả phân tích mô hình

3.4.2.1. Độ lún của khối đắp

Tương tự như kết quả thu được từ thực nghiệm mô hình vật lý thu nhỏ, biểu đồ

quan hệ giữa độ lún của tấm thép và tải trọng (hình 3.14) cho thấy, ứng xử của nền cọc-

đất yếu dường như tuyến tính khi tải trọng tác dụng lên bản móng nhỏ hơn 6,5kN, sau

đó ứng xử dẻo xuất hiện khi tải trọng lớn hơn 6,5kN và nhỏ hơn 12,4kN, khi tải trọng

lớn hơn 12,4kN xuất hiện ứng xử chảy hoàn toàn, tại đó tải trọng hầu như không tăng

nhưng biến dạng tiếp tục tăng lên. Kết quả mô hình mô phỏng số 3D khá trùng khớp với

kết quả thí nghiệm mô hình vật lý. Kết quả này cho thấy, phân tích số này có thể làm cơ

sở cho tính toán, dự báo ứng xử nhóm cọc cho mặt cắt và kích thước thực tế của cọc.

Hình 3.14. Quan hệ giữa độ lún – tải trọng thực nghiệm và phân tích mô hình

3.4.2.2. Ứng suất trong lớp truyền lực - cọc - đất yếu

Nhờ sự khác biệt đáng kể về độ cứng giữa cọc và đất yếu và vật liệu lớp truyền lực

phía bên trên cọc cứng-đất yếu, ứng suất truyền xuống đầu cọc lớn hơn nhiều lần ứng

suất truyền xuống nền đất yếu (hình 3.15), do đó làm giảm độ lún của nền đắp và nền

đất yếu. Ngoài ra, hình 3.15, a, b, c cũng cho thấy, khi tải trọng trên tấm móng tăng lên

thì ứng suất tác dụng lên đầu cọc cũng tăng lên rõ rệt. Tương ứng với các cấp tải trọng

và 18x105Pa.

P=2, 6 và 15kN, giá trị ứng suất tác dụng lên đầu cọc bằng 3,5x105, 9 x105

a) P=2kN

b) P=6kN

c) P=14kN

Hình 3.15. Ứng suất truyền trong khối đắp-cọc-nền đất yếu

3.5. Đề xuất phương pháp tính toán nền đất yếu xử lý bằng cọc cát biển – xi

măng

3.5.1. Phân tích cơ sở khoa học đề xuất phương pháp tính toán

Phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển-xi măng được phát triển trên cơ

sở phương pháp cọc cát và phương pháp cọc đất-xi măng. Phương pháp cọc cát, về bản

chất là phương pháp cải tạo nền, còn phương pháp cọc đất-xi măng là phương pháp gia

cố nền. Vì vậy, việc tính toán sức chịu tải và độ lún của nền đất yếu xử lý bằng cọc cát

biển-xi măng có thể vận dụng phương pháp tính toán như đối với trường hợp cải tạo nền

(cọc cát) và trường hợp gia cố nền (cọc đất-xi măng).

3.5.1.1. Tính toán theo trường hợp cải tạo nền (cọc cát)

Phương pháp cọc cát cải tạo nền đất yếu có tác dụng chủ yếu là nén chặt cơ học và

cố kết thoát nước của đất nền, nghĩa là cọc cát sẽ chiếm thể tích lỗ rỗng của đất nền và

làm cho nước ở trong nền thoát nhanh ra ngoài, kết quả là nền đất yếu được nén chặt, các

tính chất cơ lý của đất nền sẽ thay đổi theo xu thế tốt lên cho công tác xây dựng. Phương

pháp cọc cát biển – xi măng tương tự phương pháp cọc cát vì cũng có tác dụng nén chặt

và thoát nước cố kết đất nền. Như vậy, sau khi xử lý nền đất yếu bằng cọc cát hoặc cọc

cát biển – xi măng , đất nền có thể xem là một nền đất mới, có thành phần, trạng thái, tính

chất cơ lý mới. Vì vậy, việc tính toán sức chịu tải và độ lún của nền được xem như đối

với nền tự nhiên. Rõ ràng là, trước khi xử lý, nền đất yếu có thành phần, trạng thái, tính

chất cơ lý không đáp ứng được yêu cầu xây dựng, sau khi xử lý, các tính chất cơ lý của

nền đất đã được cải thiện đáng kể theo hướng thuận lợi cho xây dựng. Tuy nhiên, cần lưu

ý rằng, sau khi cải tạo bằng cọc cát, nền đất không thay đổi nhiều về bản chất do cát đưa

vào nền và đất nền sau xử lý có thể coi là môi trường tương đối đồng nhất, còn sau khi xử

lý bằng cọc cát biển – xi măng , trong nền sẽ tạo ra các cọc cát biển – xi măng , có cường

độ cao hơn nhiều cường độ đất nền sau xử lý. Vì vậy, cần xác định hàm lượng xi măng

thích hợp để sau khi xử lý, cọc cát biển – xi măng có cường độ không lớn hơn nhiều

cường độ của đất nền để có thể coi nền đất yếu đã xử lý như một nền tương đối đồng nhất,

giống như nền cọc cát. Hàm lượng xi măng bao nhiêu là thích hợp thì cần phải làm thí

nghiệm, xác định cụ thể. Nếu coi nền đất yếu được xử lý bằng cọc cát biển – xi măng như

một nền tự nhiên mới thì việc tính toán sức chịu tải và độ lún của nền sẽ theo lý thuyết

môi trường biến dạng tuyến tính.

3.5.1.2. Tính toán theo trường hợp gia cố nền (cọc đất-xi măng)

Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc đất-xi măng là dùng máy khoan và các

thiết bị chuyên dụng (cần khoan, mũi khoan…) khoan vào đất với đường kính và chiều

sâu lỗ khoan theo thiết kế. Trong quá trình khoan, đất trong lỗ khoan không được lấy

lên khỏi lỗ khoan mà bị phá vỡ kết cấu, được các cánh mũi khoan nghiền tơi, trộn đều

với xi măng (được phun vào liên tục) tạo thành cọc đất - xi măng với đường kính bằng

đường kính lỗ khoan. Hỗn hợp đất-xi măng sau khi đông cứng tạo thành cọc đất-xi

măng, có cường độ phụ thuộc vào hàm lượng xi măng đưa vào. Phương pháp cọc cát

biển - xi măng cũng giống phương pháp cọc đất-xi măng nếu hàm lượng xi măng trong

hỗn hợp cát biển - xi măng đủ lớn. Vì vậy, tính toán sức chịu tải và độ lún của nền xử lý

bằng cọc cát biển - xi măng cũng tương tự như trường hợp gia cố nền bằng cọc đất-xi

măng.

3.5.2. Đề xuất phương pháp tính độ lún và sức chịu tải của nền đất yếu xử lý

bằng cọc cát biển – xi măng

3.5.2.1. Tính độ lún và sức chịu tải trong trường hợp dùng cọc cát biển – xi măng

để cải tạo nền

* Tính độ lún

Theo chỉ dẫn thiết kế của Thụy Điển, nếu cường độ của cọc không lớn hơn 150kPa

thì việc tính toán độ lún và sức chịu tải của hệ nền-cọc được quy đổi về hệ nền đồng

nhất (tương tự như hệ nền-cọc cát). Theo kết quả thí nghiệm xác định cường độ kháng

nén của cọc cát biển – xi măng trình bày trong bảng 3.7, khi hàm lượng xi măng trong

hỗn hợp vật liệu cát biển – xi măng nhỏ hơn 5% thì hệ nền-cọc sau xử lý có thể được

xem là nền đồng nhất bằng cách quy đổi các đặc trưng sức chống cắt, tính biến dạng

(mô đun tổng biến dạng) của cọc và đất nền về giá trị trung bình theo tỷ diện tích thay

thế (giá trị bình quân gia quyền). Khi đó, độ lún của nền cọc sau xử lý có thể tính theo

các phương pháp lý thuyết môi trường biến dạng tuyến tình mà phổ biến hơn cả là

phương pháp “lớp tương đương” và phương pháp cộng lún từng lớp [30].

Phương pháp “lớp tương đương”:

“Lớp tương đương” hs là lớp có chiều dày mà độ lún của móng có chiều dài vô tận làm

việc trong điều kiện không nở hông bằng độ lún của móng có kích thước hữu hạn làm việc

trong điều kiện có nở hông trên nền đất có chiều dày vô tận (hình 3.16).

Hình 3.16. Chiều dày lớp tương đương hs

Độ lún theo phương pháp lớp tương đương được xác định theo công thức:

(3.19) S = aomPhs

trong đó: aom - hệ số nén lún rút đổi trung bình (bình quân gia quyền) của các

lớp đất và cọc (hệ nền-cọc),

P - áp lực gây lún,

hs - chiều dày lớp tương đương.

Phương pháp cộng lún từng lớp:

Bản chất của phương pháp là chia nền đất dưới đáy móng thành nhiều lớp phân tố rồi

tính lún cho từng lớp phân tố không xét đến ảnh hưởng nở hông của đất. Độ lún cuối cùng

của nền bằng tổng độ lún của từng lớp phân tố (xem hình 3.17).

Hình 3.17. Sơ đồ tính lún theo phương pháp cộng lún từng lớp.

Độ lún của nền được tính theo công thức:

S = (3.20)

trong đó: n - số lớp đất phân chia trong chiều sâu chịu nén của công trình

i - ứng suất trung bình phụ thêm giữa các lớp phân tố thứ i của

hệ nền-cọc,

hi - chiều dày lớp phân tố thứ i của hệ nền-cọc,

 - hệ số không thứ nguyên, phụ thuộc vào hệ số nở hông của đất

hệ nền-cọc,

E0i - môđun tổng biến dạng trung bình (bình quân gia quyền) của

lớp thứ i hệ nền-cọc.

Ngoài ra, độ lún của hệ nền-cọc cũng có thể tính theo công thức:

S = (3.21)

trong đó: Cc - chỉ số nén trung bình (bình quân gia quyền) của đất hệ nền-cọc,

h - chiều dày lớp đất tính lún (vùng chịu nén),

0 - hệ số rỗng ban đầu của đất nền,

0 - áp lực nén ban đầu của đất do trọng lượng bản thân của đất gây ra,

 - áp lực nén do tải trọng ngoài tác dụng lên lớp tính lún.

* Tính sức chịu tải

Sức chịu tải của nền sau xử lý có thể được tính theo các phương pháp dựa trên cơ

sở lý luận nền biến dạng tuyến tính như các sơ đồ hình 3.18.

a) theo Puzưrevxkiy b) theo Maxlov c) theo Jaropolxkiy

Hình 3.18. Các sơ đồ tính sức chịu tải của nền

Theo Puzưrevxkiy (cho phép chiều sâu vùng biến dạng dẻo Zmax = 0):

(3.22) p0 = h

Theo Maxlov (cho phép chiều sâu vùng biến dạng dẻo Zmax = btg):

+ h (3.23) pgh =

)): Theo Jaropolxkiy (cho phép chiều sâu vùng biến dạng dẻo Zmax = (b/2) tg (

+ h (3.24) pgh =

trong đó:  - góc ma sát trong trung binh (bình quân gia quyền) của hệ nền-cọc,

c - lực dính trung bình (bình quân gia quyền) của hệ nền-cọc,

 - khối lượng thể tích trung bình (bình quân gia quyền) của hệ nền-cọc,

h - chiều sâu chôn móng,

b - chiều rộng của móng.

Sức chịu tải của hệ nền-cọc cũng có thể tính theo TCVN9362:2012, theo công

thức:

RH = (3.25) (Ab + B’h + Dc - ’h0)

trong đó: m1 - hệ số điều kiện làm việc của đất nền,

m2 - hệ số điều kiện làm việc của công trình,

ktc - hệ số tin cậy, phụ thuộc vào phương pháp xác định các đặc trưng tính

toán của đất, cụ thể: theo kết quả thí nghiệm trực tiếp ktc = 1; theo kết quả

thí nghiệm gián tiếp ktc = 1,1.

b - chiều rộng móng,

h - chiều sâu chôn móng,

 - khối lượng thể tích trung binh (bình quân gia quyền) của hệ nền-cọc

nằm dưới đáy móng,

’ - khối lượng thể tích trung binh (bình quân gia quyền) của hệ nền-cọc

nằm trên đáy móng,

c - lực dính đơn vị trung bình (bình quân gia quyền) của hệ nền-cọc nằm

dưới đáy móng,

h0 - chiều sâu đến sàn tầng hầm (nếu có),

A, B, D - các hệ số tra bảng, phụ thuộc góc  trung binh (bình quân gia

quyền) của hệ nền-cọc.

*Nhận xét:

Các phương pháp tính độ lún và sức chịu tải nêu trên áp dụng cho tính toán nền tự

nhiên. Vì vậy, cần phân biệt hai trường hợp: thi công chậm và thi công nhanh.

- Trường hợp thi công chậm là trường hợp sau khi xử lý nền thì phải đợi một thời

gian nhất định mới bắt đầu xây dựng công trình. Trong trường hợp này, khối lượng cát

biển – xi măng đưa vào nền để xử lý đất yếu được xem như tải trọng ngoài tác dụng vào

nền. Dưới tác dụng của tải trọng này, trong nền đất sẽ xuất hiện ứng suất phụ thêm z

gây biến dạng nền (cả theo phương dọc và phương ngang). Trị số của ứng suất phụ thêm

bằng:

(3.26) z =  + u

trong đó,  - ứng suất hữu hiệu do hạt đất tiếp thu,

u - ứng suất trung tính do nước tiếp thu.

Theo thời gian, ứng suất hữu hiệu tăng lên, ứng suất trung tính giảm đi, nhưng ở

bất kỳ thời điểm nào trong nền đất vẫn tồn tại mối tương quan trên. Trong trường hợp

thi công chậm, các quá trình nén chặt cơ học, cố kết và phản ứng hóa lý giữa xi măng

với môi trường đã kết thúc, toàn bộ tải trọng ngoài (khối lượng cát biển - xi măng) do

hạt đất tiếp thu (z = ), ứng suất trung tính bị triệt tiêu (u = 0), các biến dạng nền đạt

trị số ổn định, nền được nén chặt hoàn toàn, trở thành nền mới giống như nền tự nhiên.

Các phương pháp tính độ lún và sức chịu tải của nền sau xử lý theo lý thuyết môi trường

biến dạng tuyến tính là phù hợp.

- Trường hợp thi công nhanh là ngay sau khi quá trình xử lý nền kết thúc thì tiến

hành xây dựng công trình ngay. Lúc này, các quá trình nén chặt cơ học, cố kết của đất

nền và các phản ứng hóa lý của xi măng với đất yếu đều chưa kết thúc. Các chỉ tiêu cơ

lý của đất nền dùng để tính độ lún và sức chịu tải của nền vẫn đang trong quá trình biến

đổi, chưa đạt tới giá trị ổn định (hằng số) nên hiển nhiên kết quả tính toán chưa chỉnh

xác. Độ lún của nền tính được sẽ lớn hơn thực tế và sức chịu tải của nền tính được sẽ

nhỏ hơn thực tế. Vì vậy, trong trường hợp thi công nhanh, không thể xem nền đã xử lý

như một nền tự nhiên. Tuy nhiên, nếu thiên về an toàn, vẫn có thể sử dụng kết quả tính

toán độ lún và sức chịu tải của nền như đối với nền tự nhiên để phục vụ thiết kế nền

móng công trình.

3.5.2.2. Tính độ lún và sức chịu tải trong trường hợp dùng cọc cát biển – xi măng

để gia cố nền

Theo kết quả thí nghiệm xác định cường độ kháng nén của cọc cát biển – xi măng

trình bày tại hình 3.6 hay bảng 3.7, khi hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cát

biển – xi măng lớn hơn 10% thì về bản chất, phương pháp cọc cát biển – xi măng giống

phương pháp cọc đất-xi măng. Vì vậy, trong trường hợp này có thể tính toán độ lún và

sức chịu tải của nền xử lý bằng cọc cát biển – xi măng theo các phương pháp tính toán

cọc đất-xi măng.

* Tính độ lún

Hiện nay, tồn tại một số quan điểm tính độ lún của nền đất yếu gia cố bằng cọc

đất-xi măng. Một số tác giả coi nền cọc gia cố như một móng khối quy ước không biến

dạng và chỉ tính độ lún của nền đất dưới đáy móng khối quy ước. Một số khác tính theo

phương pháp cùng biến dạng với giả thiết xem cọc và đất xung quanh cọc là một khối

quy ước và biến dạng dọc trục của cọc gia cố tương ứng với độ lún của đất xung quanh

cọc. Khi biến dạng dọc trục của cọc gia cố tương ứng với độ lún của đất xung quanh cọc

thì sự phân bố tải trọng sẽ phụ thuộc vào độ cứng tương đối của vật liệu cọc. Chừng nào

ứng suất dọc trục còn nhỏ hơn độ bền giới hạn rão của cọc thì ứng suất dọc trục của cọc

phụ thuộc vào môđun nén của vật liệu cọc và của đất xung quanh cọc và được tính theo

công thức:

= (3.27) c =

trong đó, c - ứng suất dọc trục của cọc,

Pc - tổng tải trọng tác dụng lên cọc gia cố,

Ac - diện tích tiết diện cọc gia cố,

 - ứng suất trung bình dưới đáy móng,

ac - tỷ diện tích thay thế,

Md - môđun nén của đất xung quanh cọc, thường lấy bằng 150cu với cu -

sức kháng cắt của đất xung quanh cọc, được xác định bằng thí nghiệm cắt cánh hoặc

xuyên tĩnh,

Mc - môđun nén của cọc, lấy bằng (50-100) Ccọc với C cọc - lực dính của

vật liệu cọc.

Độ lún của nền được xác định bằng tổng độ lún của khối đất gia cố chiều sâu H và

độ lún của nền dưới khối gia cố. Độ lún của khối đất gia cố xác định theo biểu thức:

S = = (3.28)

Độ lún của nền dưới khối gia cố được xác định theo các phương pháp thông thường

nhưng có kể đến hệ số giảm thiểu độ lún là tỷ số giữa độ lún của khối đất đã gia cố và

độ lún của đất khi chưa gia cố.

* Nhận xét:

Trong công thức tính lún của khối đất đã gia cố trên, mẫu số có thể coi là giá trị

100

trung bình của môđun tổng biến dạng của cọc gia cố và đất nền xung quanh cọc. Tuy

nhiên, quan niệm nền đất yếu sau gia cố như thế nào để có thể áp dụng phương pháp

tính lún thích hợp là vấn đề cần xem xét. Nếu quan niệm nền đất sau gia cố là một móng

khối quy ước như móng cọc thì việc tính lún chỉ tính cho nền đất bên dưới mũi cọc và

như vậy, độ lún thường sẽ rất lớn (nhất là khi dưới mũi cọc phân bố các lớp đất yếu).

Nếu quan niệm độ co ngắn dọc trục của cọc như đối với nền đất xung quanh cọc thì chưa

thỏa đáng, bởi vì, cọc cát biển – xi măng có cường độ (độ cứng) khá lớn, tính toàn khối

cao, dưới tác dụng của tải trọng công trình, sự co ngắn dọc trục không đáng kể so với

đất nền xung quanh, cọc sẽ lún toàn bộ. Vì vậy, nếu khi dưới mũi cọc phân bố các lớp

đất yếu thì nên tính độ lún như đối với nền tự nhiên. Lúc này độ lún tính được chắc chắn

sẽ lớn hơn nhưng thiên về an toàn cho thiết kế.

* Tính sức chịu tải

Cọc cát biển – xi măng dùng để gia cố nền, về bản chất giống cọc đất-xi măng. Vì

vậy, có thể sử dụng các phương pháp tính sức chịu tải của cọc đất-xi măng do Bengt

Broms (Thụy Điển), Bergado và nhiều người khác (AIT) đề xuất để tính sức chịu tải của

cọc cát biển – xi măng.

- Với cọc đơn:

Sức chịu tải của cọc được tính theo công thức:

(3.29) Q = Qs + Qp

với: Qs và Qp - sức chịu tải do ma sát xung quanh cọc và sức kháng đầu mũi cọc.

trong đó,

Qs =  cuAb, với:

cu - sức kháng không thoát nước của đất nền, xác định bằng thí nghiêm cắt cánh

hoặc xuyên tĩnh, cu = qc/15  qc/20 với qc là sức kháng xuyên đầu mũi,

 - hệ số phụ thuộc vào sức kháng cắt không thoát nước của đất xung quanh

cọc, với cu  50kPa thì  = 0,8-1,0, cu < 50kPa thì  = 0,7,

Ab – diện tích mặt bên cọc.

Qp = cu Nc Am, với:

Nc – hệ số sức chịu tải đầu mũi cọc, phụ thuộc vào khoảng cách giữa các cọc.

Khi khoảng cách giữa các cọc trong khoảng 4 -5 lần đường kính cọc d thì với

d  30cm; Nc = 9; 30cm < d  60cm Nc = 7 và d > 60cm Nc = 6,

Am - diện tích đầu mũi cọc.

101

- Với nhóm cọc gia cố:

Coi nhóm cọc và đất nền được gia cố như một khối, sức chịu tải của khối được

tính theo công thức:

(3.30) Q khối = Qs khối + Qp khối

trong đó: Qs khối - sức chịu tải do ma sát khối gia cố với đất xung quanh,

Qp khối: - sức chịu tải của đất ở mặt dưới khối gia cố:

với: Qs khối = cu Ab khối =2(B+L) Hcu,

Qp khối =cu Nc Am khối= (6-9) cuBL.

và: B, L, H là chiều rộng, chiều dài và chiều cao khối gia cố.

*Nhận xét:

+ Phương pháp của Bengt Broms và nnk tính sức chịu tải của cọc đơn gia cố như đối

với cọc cứng, nghĩa là dựa vào sức kháng ma sát xung quanh cọc và sức kháng đầu mũi

cọc. Nghiên cứu sinh cho rằng, khi trong cấu trúc nền đất yếu, dưới mũi cọc gia cố có lớp

đất tốt thì cách tính như vậy có thể chấp nhận được. Nhưng trong thực tế xây dựng, thường

gặp trường hợp cấu trúc nền gồm nhiều lớp đất yếu, có chiều dày lớn không thể gia cố hết,

do đó dưới mũi cọc vẫn là đất yếu. Trong trường hợp này thì cách tính toán như trên là

không hoàn toàn hợp lý, bởi vì, đã coi cọc gia cố là cọc cứng thì toàn bộ tải trọng công trình

sẽ do cọc tiếp nhận và nền đất xung quanh cọc hoàn toàn không tham gia vào sức chịu tải

chung. Như vậy, cọc gia cố sẽ dễ dàng bị phá hủy bởi cọc tựa vào lớp đất yếu dưới mũi cọc

không có khả năng mang tải. Trong tính toán sức chịu tải của nhóm cọc gia cố cũng chỉ tính

đến sức kháng cắt không thoát nước của đất nền ở chu vi mặt dưới khối gia cố mà không

kể đến bản thân khối đất gia cố giữa các cọc.

+ Tính sức chịu tải của nền gia cố bằng cọc đất-xi măng theo Bengt Broms là đã

bỏ qua sức chịu tải của vùng đất yếu xung quanh cọc vì vùng đất yếu này không được

cải thiện về sức chịu tải sau khi gia cố. Tuy nhiên, đối với nền gia cố bằng cọc cát biển

- xi măng thì ngoài sức chịu tải của cọc, tham gia vào sức chịu tải chung của hệ nền-cọc

còn có sức chịu tải của vùng đất yếu xung quanh cọc, bởi vì sau khi gia cố, sức chịu tải

của vùng đất yếu đã tăng lên đáng kể nhờ quá trình nén chặt cơ học, quá trình cố kết của

đất nền. Như vậy, với cùng cường độ cọc (cùng hàm lượng xi măng đưa vào cọc), cọc

cát biển - xi măng có hiệu quả gia cố cao hơn so với cọc đất-xi măng. Do đó, có thể lựa

chọn hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc cát biển – xi măng ít hơn hàm lượng

xi măng trong hỗn hợp cọc đất-xi măng nhưng vẫn đảm bảo cường độ của cọc cát biển

102

- xi măng tương đương với cường độ cọc đất-xi măng.

3.6. Xây dựng quy trình thiết kế và thi công cọc cát biển - xi măng

Để có thể ứng dụng phương pháp cọc cát biển – xi măng vào thực tiễn xử lý nền

đất yếu, ngoài việc hoàn thiện cơ sở lý thuyết và thực nghiệm, cần phải xây dựng được

quy trình thiết kế, thi công và nghiệm thu cọc, đảm bảo tin cậy và khả thi.

3.6.1. Xây dựng quy trình thiết kế cọc cát biển – xi măng

3.6.1.1. Cơ sở khoa học thiết kế cọc

Như đã trình bày ở trên, nền đất yếu sau khi được xử lý trở thành nền mới (nền

cọc) có thành phần, trạng thái, tính chất cơ lý mới. Nền cọc gồm 2 thành phần: cọc cát

biển – xi măng và đất nền xung quanh cọc, trong đó, cọc có cường độ (sức chịu tải) lớn

hơn nhiều so với đất nền; đất nền xung quanh cọc sau xử lý có sức chịu tải lớn hơn đất

nền trước khi xử lý. Lúc này, sức chịu tải và độ lún của nền cọc được quyết định không

chỉ bởi sức kháng cắt và đặc trưng biến dạng của đất nền (đã thay đổi do tác dụng cơ

học, hóa lý trong quá trình thi công cọc) mà còn bởi cường độ của cọc cát biển – xi măng

được tạo ra trong nền. Nói cách khác, tham gia vào sức chịu tải và độ lún của nền mới

(nền cọc) có vai trò rất lớn của cọc cát biển – xi măng.

Cọc cát biển – xi măng, về lý thuyết, vừa giống cọc cát lại vừa giống cọc đất-xi

măng, vừa có tính năng cải tạo nền lại vừa có tính năng gia cố nền. Nếu cường độ của

cọc nhỏ, có thể xem cọc cát biển – xi măng như cọc cát, đóng vai trò cải tạo nền. Nếu

cường độ của cọc lớn, có thể xem cọc cát biển – xi măng như cọc đất-xi măng, đóng vai

trò gia cố nền. Vì vậy, vấn đề cần làm rõ là khi nào thiết kế cọc để cải tạo nền và khi

nào thiết kế cọc để gia cố nền. Các nghiên cứu đã chỉ ra, việc sử dụng cọc để cải tạo nền

hay gia cố nền phụ thuộc vào cấu trúc nền đất yếu. Nếu cấu trúc nền gồm các lớp đất

yếu chiều dày lớn và phía dưới vùng hoạt động nén ép của công trình phân bố các lớp

đất yếu thì thiết kế cọc cát biển – xi măng để cải tạo nền là phù hợp. Nếu cấu trúc nền

chỉ gồm các lớp đất yếu và phía dưới vùng hoạt động nén ép của công trình phân bố các

lớp đất tốt thì thiết kế cọc cát biển – xi măng để gia cố nền là thích hợp. Do đó, cần tiến

hành phân chia cấu trúc nền đất yếu khu vực xây dựng để thiết kế cọc cát biển – xi măng

cho phù hợp.

3.6.1.2. Thiết kế cọc cát biển – xi măng để cải tạo nền

Thiết kế cọc cát biển – xi măng để cải tạo nền, nghĩa là cọc cát biển – xi măng

đóng vai trò như cọc cát, vật liệu cát biển – xi măng chiếm thể tích lỗ rỗng trong đất

103

làm tổng thể tích lỗ rỗng giảm đi, các hạt đất được sắp xếp lại, nền đất được nén chặt và

sức chịu tải của nền tăng lên. Lúc này, cường độ của cọc không đáng kể, vai trò của xi

măng trong hỗn hợp vật liệu cọc chỉ là chất kết dinh các hạt cát biển để giảm thiểu hiện

tượng cọc không bị cắt, gãy và các hạt cát không di chuyển vào trong nền hoặc xuống

phía dưới nền làm biến dạng cọc. Do đó, hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc

thường không yêu cầu quá lớn (≤ 5%). Quy trình thiết cọc cát biển – xi măng được tiến

hành theo trình tự các bước sau:

- Khảo sát địa kỹ thuật và phân chia cấu trúc nền khu vực xây dựng,

- Thực hiện các thí nghiệm địa kỹ thuật trong phòng và hiện trường cần thiết,

- Xác định các thành phần tải trọng, các điều kiện làm việc và tính toán công trình,

- Xác định hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc (cường độ cọc mong

muốn),

- Xác định các tiêu chuẩn và giới hạn cho phép cho đối tượng công trình cần xử lý

nền đất yếu,

- Xác định hệ số rỗng yêu cầu của nền đất yếu sau cải tạo,

- Tính toán định lượng xác định chiều dài cọc, đường kính cọc, số lượng cọc và

khoảng cách giữa các cọc.

- Hoàn thiện các bản vẽ thiết kế liên quan, xác định biện pháp tổ chức thi công.

* Khảo sát địa kỹ thuật và phân chia cấu trúc nền khu vực xây dựng

Mục đích khảo sát địa kỹ thuật là xác định các yếu tố cần thiết để phân chia cấu

trúc nền đất yếu bao gồm: địa tầng, tuổi, nguồn gốc, tính chất cơ lý của đất nền cũng

như các yếu tố địa chất khác trong khu vực xây dựng, trong đó, cần đặc biệt chú ý làm

rõ đối tượng đất yếu cần cải tạo với các đặc trưng: chiều dày, phạm vi phân bố trong

không gian, thành phần, trạng thái và tính chất cơ lý của các loại đất yếu. Công tác khảo

sát địa kỹ thuật được tiến hành theo các tiêu chuẩn xây dựng hiện hành. Việc phân chia

cấu trúc nền đất yếu được tiến hành dựa vào đặc điểm các yếu tố của cấu trúc nền như

đã trình bày ở mục 2.3 trong chương 2.

* Xác định hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc

Hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cát biển – xi măng quyết định cường

độ cọc. Với vai trò cải tạo nền, cường độ của cọc cát biển – xi măng sau khi đông cứng

sẽ không lớn hơn nhiều so với cường độ của đất nền xung quanh cọc. Vì vậy, trước khi

phối trộn vật liệu cọc theo tỷ lệ, cần tiến hành thí nghiệm xác định ảnh hưởng của hàm

104

lượng xi măng đến cường độ kháng nén của cọc. Các nghiên cứu thực nghiệm đã chỉ ra,

hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc sẽ hợp lý khi nhỏ hơn 5%, tạo ra cường

độ kháng nén của cọc nhỏ hơn 0,3MPa – 0,5MPa (bảng 3.8).

* Tính hệ số rỗng yêu cầu của nền đất yếu sau cải tạo (yc)

Hệ số rỗng là đặc trưng biến dạng cơ bản của đất. Đối với đất yếu, hệ số rỗng

thường có giá trị lớn hơn 1. Vì vậy, trong cải tạo nền đất yếu, hiệu quả cải tạo được

đánh giá thông qua so sánh giá trị hệ số rỗng của đất yếu trước và sau khi cải tạo. Có

thể xác định hệ số rỗng yêu cầu của đất yếu sau khi cải tạo như sau:

- Đối với nền cát:

Từ công thức xác định độ chặt tương đối (D) của đất cát:

D = (3.31)

thay hệ số rỗng ban đầu của đất cát (0) bằng hệ số rỗng yêu cầu (yc) của đất cát sau cải

tạo, xác định được độ chặt yêu cầu của đất cát sau cải tạo là:

(3.32) Dyc =

Hệ số rỗng yêu cầu (yc) của đất cát sau cải tạo xác định theo công thức:

(3.33) yc = max - Dyc (max - min)

trong đó, Dyc - lấy bằng 0,7 - 0,8,

max - hệ số rỗng lớn nhất của đất, xác định bằng thí nghiệm mẫu đất nền,

min - hệ số rỗng nhỏ nhất của đất, xác định bằng thí nghiệm mẫu đất nền.

- Đối với nền đất sét:

Hệ số rỗng yêu cầu (yc) của đất sét sau cải tạo được xác định bằng thí nghiệm nén

cố kết ở trong phòng với áp lực nén p = 100kPa hoặc có thể tính gần đúng theo công

thức:

(3.34) yc =

trong đó, s – khối lượng riêng hạt đất

Wd - độ ẩm giới hạn dẻo của đất

Ip - chỉ số dẻo của đất

105

n – khối lượng riêng của nước.

* Tính chiều dài cọc

Chiều dài cọc cũng chính là chiều sâu cần cải tạo nền, phụ thuộc vào cấu trúc nền

đất yếu và chiều sâu vùng hoạt động nén ép của công trình. Với mục đích cải tạo nền

khi cấu trúc nền có các lớp đất yếu chiều dày lớn, cho nên, trong mọi trường hợp, chiều

dài cọc cần lớn hơn vùng hoạt động nén ép của công trình.

Chiều sâu vùng hoạt động nén ép của công trình phụ thuộc vào quy mô, tải trọng

công trình, được tính theo các phương pháp hiện hành của lý thuyết Cơ học đất. Các kết

quả nghiên cứu đã chỉ ra, chiều sâu vùng hoạt động nén ép của công trình là khoảng

cách từ đáy móng công trình đến độ sâu mà ở đó, ứng suất nén ép (z) do tải trọng công

trình gây ra thỏa mãn một trong các điều kiện: z = 0,1bt (kPa) với bt là ứng suất bản

thân của đất nền; bằng áp lực bắt đầu cố kết thấm của đất; bằng độ bền kết cấu đất (qkc),

là lực dính và góc ma sát trong của đất; hoặc với qkc = 2c cos /(1- sin ), trong đó c,

bằng 20kPa – 30kPa [30].

* Tính đường kính cọc

Đường kính cọc cát biển – xi măng được xác định phụ thuộc vào tính năng của

thiết bị thi công cọc cũng như quy mô, tải trọng công trình. Thông thường, đường kính

cọc có thể lựa chọn từ 30cm đến 120 cm.

* Tính số lượng cọc

Số lượng cọc cát biển – xi măng (N) để cải tạo nền được xác định theo công thức:

N = (3.35)

trong đó, Fc – diện tích phần rỗng cần giảm trên toàn bộ vùng được nén chặt,

F Fc =

với: 0 - hệ số rỗng ban đầu của đất nền,

yc - hệ số rỗng yêu cầu của đất nền sau khi cải tạo,

F - diện tích vùng nén chặt,

S - diện tích tiết diện ngang của một cọc.

* Tính khoảng cách giữa các cọc

106

Để giảm diện tích phần đất nền không

được nén chặt, có thể bố trí cọc cát biển –

xi măng theo dạng tam giác đều (hình

3.19).

Xét 3 cọc:

- Diện tích phần đất yếu giữa 3 cọc là:

f = (3.36)

Hình 3.19. Bố trí cọc theo hình tam giác đều - Diện tích phần rỗng cần giảm trong phạm

vi 3 cọc là:

(3.37) fc =

Từ công thức:

ta có:

L = (3.38) = 0,952dc

Nếu bố trí cọc theo mạng lưới ô vuông thì:

(3.39) L = 0,866dc

trong đó, S - diện tích tiết diện ngang của một cọc,

L - khoảng cách giữa các cọc,

0 - hệ số rỗng ban đầu của đất nền,

yc - hệ số rỗng yêu cầu của đất nền sau khi cải tạo,

dc - đường kính cọc.

3.6.1.3. Thiết kế cọc cát biển – xi măng để gia cố nền nền đất yếu

Sử dụng cọc cát biển – xi măng để gia cố nền, nghĩa là dùng sức chịu tải (cường

độ) của bản thân cọc cát biển – xi măng để chống đỡ tải trọng công trình (giống như cọc

đất-xi măng), cho nên, sức chịu tải của cọc phải đủ lớn. Trình tự thiết cọc cát biển – xi

măng để gia cố nền cũng như trường hợp để cải tạo nền, bao gồm các bước sau:

107

- Khảo sát địa kỹ thuật và phân chia cấu trúc nền khu vực xây dựng,

- Xác định hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc (cường độ cọc mong

muốn),

- Tính chiều dài cọc, đường kính cọc, tính sức chịu tải của cọc, số lượng cọc và

khoảng cách giữa các cọc.

* Khảo sát địa kỹ thuật và phân chia cấu trúc nền khu vực xây dựng

Công tác khảo sát địa kỹ thuật và phân chia cấu trúc nền khu vực xây dựng tiến

hành theo các tiêu chuẩn xây dựng hiện hành và như mục 3.6.1.3.

* Xác định hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc

Với vai trò gia cố nền, cường độ của cọc sau khi đông cứng sẽ lớn hơn rất nhiều

so với cường độ của đất nền xung quanh cọc. Tuy nhiên, khác với cọc đất-xi măng

không có tác dụng gia tăng cường độ của đất nền xung quanh cọc, cọc cát biển – xi

măng, ngoài việc có sức chịu tải lớn như cọc đất-xi măng còn có tác dụng gia tăng sức

chịu tải của phần đất nền xung quanh cọc. Nghĩa là, không giống nền cọc đất-xi măng,

tham gia vào sức chịu tải của nền cọc cát biển – xi măng có cả sức chịu tải (cường độ)

của cọc cát biển – xi măng và sức chịu tải của đất nền xung quanh cọc. Do đó, hàm

lượng xi măng trong cọc cát biển – xi măng có thể nhỏ hơn hàm lượng xi măng trong

cọc đất-xi măng nhưng sức chịu tải của nền cọc cát biển – xi măng vẫn đảm bảo tương

đương với nền cọc đất-xi măng.

Cường độ kháng nén của cọc cát biển – xi măng phụ thuộc vào hàm lượng xi

măng trong hỗn hợp vật liệu cọc, có thể thiết kế tùy theo quy mô, tải trọng của công

trình. Vì vậy, cần tiến hành thí nghiệm xác định hàm lượng xi măng hợp lý trong hỗn

hợp vật liệu cọc, sao cho cường độ kháng nén của cọc không nhỏ hơn tải trọng của công

trình tác dụng xuống đầu cọc. Các nghiên cứu thực nghiệm đã chỉ ra, hàm lượng xi

măng trong hỗn hợp vật liệu nên lớn hơn 10%, tạo ra cường độ kháng nén của cọc cát

biển – xi măng lớn hơn 1,3MPa (bảng 3.7).

* Tính chiều dài cọc

Trong mọi trường hợp, chiều dài cọc cát biển – xi măng để gia cố nền cần lớn

hơn tổng chiều dày các lớp đất yếu trong cấu trúc nền.

* Tính đường kính cọc, khoảng cách giữa các cọc

Đường kính cọc có thể lựa chọn từ 0,3m đến 1,5m tùy quy mô, tải trọng công

trình theo sức chịu tải mong muốn cần đạt được của cọc. Khoảng cách giữa các cọc xác

108

định từ số lượng cọc tính được (công thức 3.40) và mạng lưới bố trí cọc.

* Tính sức chịu tải của cọc

- Tính sức chịu tải của cọc đơn, theo công thức 3.29.

- Tính sức chịu tải của nhóm cọc gia cố:

Sức chịu tải của nhóm cọc gia cố được tính theo công thức 3.30.

* Tính số lượng cọc

Số lượng cọc cát biển – xi măng cần gia cố được xác định theo công thức sau:

N= k (3.40)

trong đó, N - số lượng cọc,

k - hệ số an toàn,

Pct - tổng tải trọng công trình,

Pc - sức chịu tải của cọc đơn.

3.6.2. Xây dựng quy trình thi công cọc cát biển – xi măng

Sau khi đã có bản vẽ thiết kế, quy trình thi công cọc cát biển – xi măng được tiến

hành theo trình tự các bước sau:

- Lựa chọn thiết bị thi công,

- Chuẩn bị mặt bằng thi công,

- Thi công cọc thử,

- Thi công đại trà.

3.6.2.1. Lựa chọn thiết bị thi công

Việc lựa chọn thiết bị thi công phụ thuộc vào năng lực thiết bị hiện có hoặc nghiên

cứu chế tạo thiết bị mới phù hợp với điều kiện Việt Nam.

Đối với các công trình có quy mô tải trọng vừa và nhỏ, mặt bằng thi công hẹp,

chiều dài cọc nhỏ hơn 10m-15m có thể sử dụng thiết bị UGB-50M (hình 3.20, 3.21) để

thi công. Thiết bị UGB-50M là loại máy khoan đa năng, có công suất 150 mã lực, có thể

khoan bằng guồng xoắn với hai chiều quay xuôi, ngược với mô men xoắn rất lớn.

Nguyên lý làm việc của thiết bị là dùng hệ thống thủy lực của máy và trọng lượng của

xe làm đối trọng trong quá trình ép đất ra xung quanh và xuống sâu tạo ra khoảng trống

trong nền để nhồi vật liệu cọc. Thiết bị này đã được sử dụng ở nước ta khi thi công cọc

cát-xi măng-vôi xử lý nền đất yếu tại Thái Bình, Quảng Ninh, Thanh Hóa và mang lại

hiệu quả rõ rệt (hình 3.22, 3.23) [29].

109

Hình 3.20. Lưỡi khoan guồng xoắn dùng để thi công cọc cát biển – xi măng

Hình 3.21. Máy khoan guồng xoắn UGB-50M

Hình 3.22. Cọc cát-xi măng-vôi thi công bằng UGB-50M

110

Hình 3.23. Hiện trường cọc cát-xi măng-vôi thi công bằng UGB-50M

Đối với công trình có quy mô, tải trọng lớn; chiều dài cọc lớn hơn 15m, mặt bằng

thi công rộng rãi, khi thi công không ảnh hưởng đến công trình xung quanh, có thể sử

dụng các thiết bị của Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc… theo nguyên lý dùng máy

đóng cọc hoặc búa rung tạo chấn động đưa ống thép xuống nền rồi nhồi vật liệu cọc, sau

đó rút ống thép lên. Các thiết bị có thể sử dụng là Hitachi PD 100, Cobelco 100P, Nippon

Sharyo DH 408, DH 608, có trọng tải từ 40T đến 65T; búa rung điện loại Tomen có

công suất từ 90kW đến 150kW tùy theo chiều sâu cọc và mức độ yêu cầu xử lý.

3.6.2.2. Chuẩn bị mặt bằng thi công

Mặt bằng thi công được chuẩn bị theo quy định trong thiết kế và yêu cầu đối với

môi trường, gồm lối vào cho máy móc thiết bị, san lấp, thu dọn mặt bằng, tạo lớp chịu lực

cho thiết bị, tiếp nhận, kiểm tra và lưu giữ vật liệu. Vật liệu cát biển, xi măng nhập vào

công trường phải có chứng chỉ kiểm định đặc tính kỹ thuật đã quy định trong thiết kế. Kho

chứa xi măng được bảo đảm chống ẩm, tránh tác động bất lợi trong sử dụng.

3.6.2.3. Thi công cọc thử

Số lượng cọc thử cần thi công theo quy định của cơ quan thiết kế. Mục đích thi

công cọc thử nhằm xác nhận các yêu cầu thiết kế và tạo lập các trị số kiểm soát tới hạn

cho thiết bị, vật liệu, quy trình kỹ thuật cùng chủng loại khi thi công đại trà. Các vị trí

của cọc trên mặt bằng phải được định vị bằng các thiết bị chuyên dụng. Nếu sử dụng

thiết bị hoặc máy khoan guồng xoắn thì các thông số kiểm soát thi công gồm: tốc độ

khoan xuống và rút lên, tốc độ quay của cần khoan, áp lực khí nén và lượng vật liệu cát

biển, xi măng sử dụng.

3.6.2.4. Thi công đại trà

Nếu kết quả đánh giá chất lượng cọc đạt yêu cầu thiết kế thì tiến hành thi công

111

đại trà như khi thi công cọc thử. Nếu kết quả đánh giá chất lượng cọc không đạt yêu cầu,

cần tính toán, điều chỉnh lại các thông số thiết kế.

3.6.3. Quy trình nghiệm thu cọc

Sau khi hoàn thành thi công cọc, cần tiến hành đánh giá chất lượng, hiệu quả xử

lý nền và tiến hành nghiệm thu. Trong khi chưa ban hành được tiêu chuẩn nghiệm thu

cọc cát biển – xi măng, có thể tham khảo TCVN 9403:2012 [33] để áp dụng hoặc theo

các tài liệu liên quan khác đã công bố. Trình tự các bước nghiệm thu cọc bao gồm: đánh

giá kết quả xử lý nền và lập hồ sơ nghiệm thu xử lý nền.

3.6.3.1. Đánh giá kết quả xử lý nền

Đánh giá kết quả xử lý nền bao gồm đánh giá chất lượng cọc và đánh giá chất

lượng cọc nền, xác định độ lún và sức chịu tải của nền sau xử lý.

* Đánh giá chất lượng cọc

Chất lượng cọc được đánh giá thông qua các thông số: cường độ kháng nén của

cọc, biến dạng của cọc, độ đồng nhất của cọc và tính thấm của cọc (nếu cần thiết). Để

đánh giá các thông số này, có thể khoan lấy mẫu cọc và tiến hành thí nghiệm mẫu ở

trong phòng theo các phương pháp hiện hành.

* Đánh giá chất lượng nền

Chất lượng nền được đánh giá thông qua việc so sánh các thông số: sức kháng

cắt (lực dính kết đơn vị và góc ma sát trong), tính biến dạng (modun tổng biến dạng, hệ

số nén lún, hệ số rỗng) và các đặc trưng cơ lý khác (độ ẩm, khối lượng thể tích, độ sệt…)

của đất nền trước và sau khi xử lý. Có thể sử dụng phương pháp khoan lấy mẫu và tiến

hành thí nghiệm ở trong phòng hoặc sử dụng các thí nghiệm nén tĩnh, xuyên tiêu chuẩn,

xuyên tĩnh [70], cắt cánh, nén ngang trong lỗ khoan…ở ngoài trời để xác định các chỉ

tiêu cơ lý của đất nền sau khi đã xử lý.

* Xác định độ lún và sức chịu tải của nền sau xử lý

Cần tính toán độ lún và sức chịu tải của nền sau xử lý để đảm bảo rằng, công

trình dự định xây dựng trên nền đất yếu đạt yêu cầu cho phép. Việc tính độ lún và sức

chịu tải của nền sau xử lý cần phân biệt: trường hợp sử dụng cọc để cải tạo nền và trường

hợp sử dụng cọc để gia cố nền đã trình bày ở trên.

3.6.3.2. Lập hồ sơ nghiệm thu nền

Hồ sơ nghiệm thu nền bao gồm: biên bản nghiệm thu chi tiết từng cọc, biên bản

hoàn công cọc (gồm cả những sửa đổi đã được duyệt), chứng chỉ chi tiết vật liệu cát

112

biển, xi măng và mô tả chi tiết điều kiện nền.

3.7. Kết luận chương 3

Từ những kết quả nghiên cứu nêu trên cho phép rút ra một số kết luận sau:

- Cơ sở khoa học của phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc cát biển - xi măng

là các quá trình gia tăng sức chịu tải và giảm độ lún của nền gồm: quá trình nén chặt cơ

học, quá trình gia tăng cường độ của cọc cát trộn xi măng và đất nền xung quanh cọc,

quá trình cố kết thấm và các tác dụng hóa-lý giữa xi măng với đất nền.

- Nghiên cứu thực nghiệm cho thấy, cường độ kháng nén của cọc cát biển – xi

măng phụ thuộc vào hàm lượng xi măng trong hỗn hợp vật liệu cát biển – xi măng. Với

hàm lượng xi măng lần lượt là 5%, 7%, 10%, 13%, 15%, cường độ kháng nén của cọc

ở tuổi 28 ngày lần lượt là 0,65MPa, 1,05MPa, 1,30MPa, 1,78MPa, 2,45MPa.

- Nghiên cứu thực nghiệm mô hình vật lý thu nhỏ cọc cát biển – xi măng đã chỉ

ra, quan hệ giữa độ lún và tải trọng trong trường hợp nén cọc đơn và nhóm 4 cọc gồm 3

giai đoạn: giai đoạn tuyến tính (giai đoạn nén chặt), giai đoạn phi tuyến (dưới mép đáy

móng bắt đầu xuất hiện vùng biến dạng dẻo, đất bắt đầu bị phá hoại), giai đoạn chuyển

vị tăng nhanh trước khi bị phá hoại, phù hợp với các nghiên cứu trước đây về sự phụ

thuộc giữa tải trọng và độ lún của nền tương tự như với cọc đất xi măng có cường độ

cao.

- Xây dựng mô hình số mô phỏng ứng xử của nền cọc cát biển – xi măng cho

thấy, ứng xử của nền gia cố cọc cát biển – xi măng dường như tuyến tính khi tải trọng

tác dụng nhỏ hơn 6,5kN, sau đó là ứng xử dẻo khi tải trọng tác dụng từ 6,5kN đến

12,4kN, tiếp theo khi tải trọng tác dụng lớn hơn 12,4kN là ứng xử chảy hoàn toàn, tại

đó tải trọng hầu như không tăng nhưng biến dạng tiếp tục tăng lên. Kết quả mô hình mô

phỏng số 3D khá trùng khớp với kết quả thực nghiệm, làm cơ sở cho tính toán, dự báo

ứng xử nhóm cọc cho mặt cắt và kích thước thực tế tương tự cọc như trường hợp cọc

đất-xi măng cường độ cao.

- Độ lún và sức chịu tải của nền xử lý bằng cọc cát biển – xi măng tính toán theo

lý thuyết môi trường biến dạng tuyến tính trong trường hợp thiết kế cọc để cải tạo nền

(hàm lượng xi măng trong vật liệu cọc nhỏ hơn 5%, tạo ra cọc có cường độ < 0,5MPa),

tinh toán tương tự như đối với cọc đất-xi măng trong trường hợp thiết kế cọc để gia cố

nền (hàm lượng xi măng trong vật liệu cọc lớn hơn 10%, tạo ra cọc có cường độ lớn

hơn 1,3 MPa.

113

- Các thông số tính toán thiết kế cọc cát biển – xi măng gồm: đường kính cọc,

chiều dài cọc, khoảng cách giữa các cọc, sức chịu tải và độ lún của nền cọc. Thiết bị thi

công cọc có thể sử dụng các thiết bị hiện có hoặc chế tạo thiết bị mới phù hợp với điều

kiện Việt Nam.

114

CHƯƠNG 4. XÂY DỰNG MÔ HÌNH SỐ PHÂN TÍCH HIỆU QUẢ

XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG CỌC CÁT BIỂN – XI MĂNG

Các nghiên cứu trong chương 3 đã xây dựng được cơ sở lý thuyết, cơ sở thực

nghiệm, quy trình thiết kế, thi công và nghiệm thu phương pháp cọc cát biển – xi măng

xử lý nền đất yếu. Để có thể áp dụng phương pháp này vào thực tiễn xử lý nền, cần phải

có kết quả đánh giá hiệu quả xử lý của phương pháp thông qua nghiên cứu thực nghiệm

ở hiện trường. Tuy nhiên, do đây là phương pháp mới, nghiên cứu thực nghiệm ở hiện

trường rất phức tạp, tốn nhiều thời gian, kinh phí và công sức nên nghiên cứu sinh chưa

có điều kiện triển khai thực hiện. Trong khuôn khổ luận án, chủ yếu sử dụng kết quả

nghiên cứu thực nghiệm ở trong phòng ở chương 3 để xây dựng mô hình số phân tích

hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng. Mô hình số được xây dựng dựa

vào các thông số kỹ thuật và cấu trúc nền đất yếu của tuyến đường Hải Phòng-Nam

Định.

4.1. Các thông số kỹ thuật tuyến đường Hải Phòng-Nam Định và đề xuất

phương pháp xử lý nền đất yếu

4.1.1. Giới thiệu chung

Tuyến đường bộ ven biển Hải Phòng – Nam Định được xây dựng nhằm mục đích

tạo hành lang kết nối giao thông, phục vụ phát triển kinh tế-xã hội thành phố Hải Phòng,

tỉnh Thái Bình và tỉnh Nam Định. Tuyến đường dài 64,1km gồm hai đoạn: Hải Phòng-

Thái Bình và Thái Bình-Nam Định. Đoạn Hải Phòng – Thái Bình dài 29,7km, trong đó

20,7km nằm trong địa phận thành phố Hải Phòng với điểm đầu tại phường Minh Đức,

quận Đồ Sơn và 9km nằm trong địa phận tỉnh Thái Bình với điểm cuối tại Km29+700

thuộc xã Thụy Liên, huyện Thái Thụy, tỉnh Thái Bình. Đoạn Thái Bình – Nam Định dài

34,4km, có điểm cuối tại km64+100 đấu nối với điểm đầu tuyến đường ven biển Nam

Định – Ninh Bình. Trên tuyến đường dự kiến xây dựng 8 cầu lớn, nhỏ vượt các sông.

4.1.2. Một số thông số kỹ thuật chính

Tuyến đường Hải Phòng-Nam Định được thiết kế theo tiêu chuẩn đường cấp III

đồng bằng, kết cấu mặt đường loại cấp cao A1, vận tốc 80km/h. Các thông số kỹ thuật

của nền đường đắp gồm: bề rộng mặt đường 12m, bề rộng làn đường 2x3,5m = 7m,

chiều rộng lề đường 2x2,5m = 5m, lề gia cố 2x2 = 4m. Chiều cao đường đắp thay đổi từ

3m đến 8m tùy theo điều kiện địa hình. Mái ta luy đắp bên trái và bên phải bằng 1:m =

115

1:1,5.

4.1.3. Cấu trúc nền đất yếu

Kết quả nghiên cứu ở chương 2 đã chỉ ra, dọc tuyến đường ven biển Hải Phòng-

Nam Định phân bố chủ yếu 2 kiểu (I, II), 3 dạng (a, b, c) cấu trúc nền đất yếu. Theo đó,

kiểu I có đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, phía dưới là các lớp cát có tính năng xây

dựng tốt hơn; kiểu II có đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, phía dưới là các lớp đất

loại sét có tính năng xây dựng tốt hơn. Dạng a có chiều dày đất yếu <5m, dạng b có

chiều dày đất yếu từ 5m đến 15m, dạng c có chiều dày đất yếu >15m. Vị trí phân bố các

kiểu cấu trúc nền đất yếu đã được chỉ rõ trong phụ lục 1.

4.1.4. Đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu

Với các thông số kỹ thuật của tuyến đường đã biết, việc lựa chọn phương pháp

và thiết kế xử lý nền đất yếu hoàn toàn phụ thuộc vào cấu trúc nền đất yếu và năng lực

thiết bị thi công hiện có.

4.1.4.1. Đối với cấu trúc nền đất yếu dạng Ia, IIa

Cấu trúc nền dạng Ia, IIa có đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, chiều dày nhỏ

hơn 5m nên kiến nghị lựa chọn các phương pháp xử lý nông, bao gồm: trộn xi măng,

trộn vôi, thay thế đất yếu bằng vật liệu tốt hơn, sử dụng vải địa kỹ thuật hoặc gia tải

trước.

4.1.4.2. Đối với cấu trúc nền đất yếu dạng Ib, IIb

Cấu trúc nền dạng Ib, IIb có đất yếu phân bố trên bề mặt đất, chiều dày từ 5m

đến 15m nên kiến nghị lựa chọn phương pháp xử lý sâu bằng cọc cát biển – xi măng sẽ

là một lựa chọn phù hợp. Quy trình tính toán thiết kế, thi công, nghiệm thu cọc được

trình bày ở mục 3.6 của chương 3. Thiết bị thi công cọc cát biển – xi măng trong trường

hợp này kiến nghị sử dụng máy khoan guồng xoắn UGB-50M (xem hình 3.21).

4.1.4.3. Đối với cấu trúc nền đất yếu dạng Ic, IIc

Cấu trúc nền dạng Ic, IIc có đất yếu phân bố ngay trên bề mặt đất, chiều dày lớn

hơn 15m nên kiến nghị lựa chọn phương pháp xử lý sâu bằng cọc cát biển – xi măng

cũng sẽ là lựa chọn phù hợp. Nếu phía dưới vùng hoạt động nén ép công trình phân bố

đất tốt, kiến nghị thiết kế cọc để gia cố nền, còn nếu phía dưới vùng hoạt động nén ép

phân bố đất yếu, kiến nghị thiết kế cọc để cải tạo nền. Quy trình tính toán thiết kế, thi

công, nghiệm thu cọc được trình bày ở mục 3.6 của chương 3. Thiết bị thi công cọc cát

biển – xi măng kiến nghị sử dụng các máy đóng cọc hoặc búa rung tạo chấn động đưa

116

ống thép xuống nền đất rồi nhồi vật liệu cọc như Hitachi PD 100, Cobelco 100P hoặc

Nippon Sharyo DH 408 hoặc chế tạo thiết bị mới phù hợp với điều kiện Việt Nam.

4.2. Xây dựng mô hình số phân tích hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc cát

biển – xi măng

4.2.1. Lựa chọn thông số kỹ thuật để xây dựng mô hình số

Tại vị trí thiết kế điển hình, các chỉ tiêu kỹ thuật của nền đường đắp gồm: bề rộng

mặt đường 12m, bề rộng làn đường bằng 2x3,5m, chiều rộng lề đường bằng 2x2,5m, lề

gia cố bằng 2x2,0 = 4 m. Chiều cao đường đắp 6,0m, mái ta luy đắp bên trái và bên phải

bằng 1:1,5. Tại đây có cấu trúc nền dạng Ib, địa tầng theo thứ tự từ trên xuống gồm: 1)

đất lấp, dày 1,0m; 2) đất sét trạng thái dẻo chảy (lớp 2), dày 6,5m; 3) đất sét trạng thái

dẻo chảy (lớp 4a), dày 8,0m; 4) đất cát trạng thái chặt (lớp 5), chiều dày 5,0 m (được

xem như lớp chịu lực). Mực nước ngầm được xem xét ở mức cao độ bằng mặt đất, cos

+0,0. Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất được thống kê trong bảng 4.1.

Bảng 4.1. Một số chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất nền tại vị trí thiết kế điển hình

Loại đất

Số TT

Số thứ tự lớp

Chỉ số dẻo (Ip)

Độ sệt (Il)

Hệ số rỗng e

Hệ số nén lún a1-2 (kPa-1)

Lực dinh đơn vị c (kPa)

Góc ma sát trong  (độ)

Khối lượng thể tích tự nhiên  (g/cm3) 1,73

Khối lượng thể tích khô c (g/cm3) -

1 Lớp 1 Đắt đắp, - - - - 6o11’ 6,2

1,0m

2 Lớp 2 Sét dẻo 1,73 1,19 20,58 0,87 1,261 9,10 6o11’ 6,2

chảy,

6,5m

4 Lớp 4 Sét dẻo 1,68 1,1 27,08 0,85 1,145 11,1 6027’ 6,7

(4a) chảy, 8m

1,88 1,47 4,96 - 0,823 0,033 13o58’ 5,4

5 Lớp 5 Cát bụi, chặt, 5m

4.2.2. Các thông số thiết kế cọc cát biển – xi măng

Dựa vào các thông số tuyến đường tại vị trí thiết kế điển hình và cấu trúc nền

dạng Ib nêu trên, cọc cát biển – xi măng được thiết kế với các thông số như sau: đường

kính cọc d = 0,5m, chiều dài 16,5 m (ngàm vào lớp đất cát chặt 1,0m), các cọc được bố

trí theo lưới hình vuông, khoảng cách giữa các cọc L = 2,0m (hình 4.1).

117

Hình 4.1. Thông số mặt cắt ngang được tính toán thiết kế

4.2.3. Xây dựng mô hình số 3D

Mô hình số 3D được xây dựng bằng phần mềm FLAC3D dựa trên lời giải của

phương pháp sai phân hữu hạn. Do tính chất đối xứng nên mô hình được xây dựng theo

dạng dải của một nửa nền đường với 6 cọc cát biển – xi măng được xem xét, cho phép

xác định ảnh hưởng của nhóm cọc và hiệu ứng vòm phía trên đầu các cọc trong nền

đường (hình 4.1). Các phần tử khối đa diện được sử dụng trong phép lưới chia và được

liên kết với nhau tại các nút, tạo thành lưới. Nền đất, cọc, lớp đệm cát và khối móng đều

sử dụng các phần tử khối, cho phép quan sát ứng suất và chuyển vị của nền đất và cọc.

Lưới của mô hình được thể hiện như ở hình 4.2. Để quan sát độ lún, chuyển vị, ứng suất,

các điểm A, B, C và các cọc theo thứ tự từ 1 đến 6 sẽ được đặt tên như trên hình vẽ để

thuận tiện trong việc mô tả kết quả. Trong các phân tích, nền đường đắp và các lớp đất

yếu, lớp đất cát (lớp phía dưới), cọc cát biển - xi măng sẽ được mô hình hóa bằng mô

hình đàn hồi tuyến tính, dẻo tuyệt đối kết hợp với tiêu chí phá hủy Mohr-Coulomb (mô

118

hình Mohr-Coulomb). Các thông số của mô hình được sử dụng từ kết quả nghiên cứu

thực nghiệm ở trong phòng. Sự tương tác giữa cọc và đất, đế móng và khối đắp được

1 2 3 4 5 6

xem xét thông qua các mặt phẳng tiếp xúc interfaces.

a) Mặt đứng của mô hình

b) Chia lưới 3D của mô hình dải 1/2 nền đường

Hình 4.2. Chia lưới mô hình

Về điều kiện biên, mô hình xem xét hết chiều dày lớp cát với cao độ biên dưới

bằng -20,5m, biên dưới của mô hình được xem như không có chuyển vị (tất cả các

chuyển vị tại biên dưới được gán bằng 0), do tính đối xứng của mô hình, chuyển vị

ngang tại mặt cắt tim đường chuyển vị theo phương y được gán bằng 0. Để giảm thiểu

sự ảnh hưởng của các điều kiện biên ngang của mô hình, các phương x và y được lấy

sang hai bên bằng 30m, xấp xỉ bằng 3 lần một nửa bề rộng của nền đường đang xét, tại

các biên ngang này, chuyển vị theo phương ngang cũng được gán bằng 0. Mặt biên

119

vuông góc với phương y, cũng được gán chuyển vị theo phương y bằng 0.

4.2.4. Xây dựng mô hình ứng xử của vật liệu và các thông số của mô hình

Như đã trình bày ở phần trên, mô hình Mohr-Coulomb (MC) được kiến nghị sử

dụng cho các lớp đất, các thông số của mô hình bao gồm: E - mô đun đàn hồi, - hệ số

Poisson,  - góc ma sát trong, c - lực dính đơn vị và  - khối lượng thể tích. Các thông

số đã được xác định từ các kết quả thí nghiệm như ở trong bảng 4.1. Tiến hành loại bỏ

bớt một số chỉ tiêu cơ lý không cần thiết, ta được bảng thông số của mô hình trong bảng

4.2.

Bảng 4.2. Bảng thông số của các mô hình trong tính toán mô phỏng

Vật liệu Mô hình Các thông số của mô hình

E = 2,48 MPa,  = 0,3,  = 6o11’, c = 6,2 kPa, = 17,3 Đất lấp MC kN/m3

E = 2,48 MPa,  = 0,3,  = 6o11’, c = 6,2 kPa, = 17,3 Đất sét dẻo chảy MC kN/m3

E = 1,93 MPa,  = 0,3,  = 6o27’, c = 6,7 kPa, = 16,8 Đất sét dẻo chảy MC kN/m3

E = 6,15 MPa,  = 0,3,  = 13o58’, c = 12,4 kPa,  = 18,8 Cát pha chặt MC kN/m3

Nền đường đắp MC E = 30 MPa,  = 0,2,  = 19 kN/m3

Sét dẻo ks = kn = 1108 kN/m/m,  = 4 o8’, c = 6,2 kPa chảy-cọc Phần tử tiếp xúc Sét dẻo ks = kn = 1108 kN/m/m,  = 4o18’, c = 6,7 kPa chảy- cọc

Cọc cát biển–xi măng được làm từ vật liệu cát biển rời với xi măng, chúng được

đại diện bởi mô hình Mohr-Coulomb sẽ phù hợp, Dựa vào kết quả thí nghiệm mẫu vữa

cát biển - xi măng theo thời gian (hình 3.6), cường độ chịu nén của cọc sẽ dao động từ

qu = 0,5MPa đến 2,5MPa. Kết quả này cũng hoàn toàn phù hợp với kết quả nghiên cứu

của Wang và nnk [79]). Trong phạm vi luận án, do chưa thực hiện đủ các thí nghiệm để

xác định các thông số về sức kháng cắt cũng như sức chịu tải của cọc cát biển – xi măng,

các thông số về cọc được thừa nhận giống như trong nghiên cứu của Wang và nnk, theo

120

bảng 4.3.

Bảng 4.3. Các thông số của cọc cát biển – xi măng (theo D.Wang và nnk [46])

c’ (kPa) Ko  ’ (o) 

E (MPa) 670 0,24  (kN/m3) 22 161 43 0,32 13 qu (MPa) 0,5

947.6 0,24 22 273 43 0,32 13 1,0

1160,6 0,24 23 386 43 0,32 13 1,5

1340,2 0,24 23 498 43 0,32 13 2,0

1498,4 0,24 24 611 43 0,32 13 2,5

Để mô phỏng sự tương tác giữa phần tử kết cấu và đất, các phần tử tương tác

được gán tại mặt phẳng tiếp xúc kết cấu-đất, theo tài liệu hướng dẫn phần mềm FLAC3D

[63], độ cứng cắt và độ cứng theo phương pháp tuyến của các phần tử tương tác được

lấy bằng 108 kN/m/m, thông số lực dính đơn vị sẽ được lấy dựa theo kết quả thực

nghiệm, góc ma sát trong của phần tử tương tác được lấy giả định bằng 2/3 giá trị góc

ma sát trong của đất xung quanh cọc. Toàn bộ các thông số vật liệu, thông số phần tử

tương tác của bài toán xây dựng mô hình được tóm tắt trong bảng 4.2.

4.2.5. Tải trọng tác dụng

Trước khi tác dụng tải trọng, trạng thái ứng suất ban đầu của hệ thống phải được

thiết lập, điều này cho phép định nghĩa trạng thái ứng suất ban đầu của đất theo tất các

các phương x, y và z, trạng thái ứng suất ban đầu được xác định thông qua các công

thức:

Tải trọng phân bố tác dụng lên toàn bộ diện tích của đỉnh nền đường, p, giá trị

của tải trọng được tăng dần từ p = 5; 10; 15; 20; 25; 30; 40 và 50 kPa, để xem xét sự ảnh

hưởng của tải trọng đến độ lún và cơ chế truyền ứng suất của nền đắp và đất yếu.

4.3. Phân tích hiệu quả xử lý nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng

Hiệu quả trong việc giảm độ lún, giảm chuyển vị ngang của nền đường và ứng

suất tác dụng xuống nền đất yếu sẽ được xem xét thông qua việc so sánh 2 phương án:

phương án nền đường đắp trên nền đất yếu chưa được gia cố và phương án nền đường

đắp trên nền đất yếu đã được gia cố bằng cọc cát biển - xi măng. Ngoài ra, nghiên cứu

cũng tập trung làm rõ ảnh hưởng của các thông số cọc cát biển – xi măng như độ cứng

121

cọc, chiều dài cọc và tải trọng bên trên đường đắp đến độ lún, ứng suất tác dụng xuống

nền đất yếu và xuống đầu cọc.

Việc phân tích được xem xét trong trường hợp cọc cát biển – xi măng có đường

kính bằng 0,5m, chiều dài bằng 16,5m đảm bảo thi công qua 2 tầng lớp đất yếu (bằng

15,5m) và ngàm một phần vào nền đất tốt, khoảng cách giữa các cọc bằng 2m, và vật

liệu cọc có sức kháng nén đơn trục qu = 1,5 MPa (như trong bảng 4.3).

4.3.1. Ảnh hưởng của cọc cát biển – xi măng đến độ lún nền đất yếu

Mô hình đường đắp trên nền đất yếu chưa gia cố được xây dựng và được gán với

tải trọng bản thân và một số thông số của mô hình, thể hiện trong hình 4.3.a. Kết quả

phân tích mô hình số 3D cho thấy, khi đường đắp trên nền đất yếu chưa gia cố, do tính

nén lún của đất yếu rất cao và sức chịu tải của đất yếu thấp đã gây ra độ lún của nền đất

yếu là rất lớn với giá trị bằng 117cm, vượt quá nhiều độ lún cho phép (30cm) của nền

đường theo quy định trong 22TCN262-2000.

Mô hình đường đắp trên nền đất yếu đã được gia cố bằng cọc cát biển – xi măng

được thể hiện trong hình 4.3.b. Kết quả phân tích mô hình cho thấy, giá trị độ lún của

đường đắp trên nền đất yếu đã được gia cố bằng cọc cát biển - xi măng đã giảm đi đáng

kể, chỉ vào khoảng 16cm, giá trị độ lún này sẽ được khắc phục khi thi công đắp bù và

tiến hành lu lèn để đạt được cao độ thiết kế của mặt đường đắp. Như vậy, khi tiến hành

gia cố bằng cọc cát biển – xi măng, độ lún tổng thể gây bởi tải trọng của đường đắp chỉ

vào khoảng 1/7 độ lún của nền đường trên nền đất yếu chưa được gia cố.

a) Nền đất chưa gia cố

122

b) Nền đất được gia cố bằng cọc cát biển – xi măng có qu = 1,5 MPa

Hình 4.3. So sánh độ lún của nền đường khi chịu tác dụng của tải trọng bản thân khối đắp nền đường 4.3.2. Ảnh hưởng của tải trọng ngoài đến độ lún nền đất yếu

Sau khi nền đường đắp đến cao độ thiết kế, sẽ tiếp tục xem xét ảnh hưởng của tải

trọng ngoài (tải trọng của phương tiện tham gia giao thông và các loại tải trọng khác tác

dụng trên đỉnh nền đắp). Hình 4.4 so sánh độ lún của nền đất yếu trước khi gia cố và sau

khi gia cố khi chịu tác dụng của tải trọng ngoài p =15kPa. Hình 4.4.a biểu diễn độ lún

của nền đất yếu trước khi gia cố khi chịu tác dụng của tải trọng ngoài p =15kPa. Kết quả

phân tích xác định được độ lún của nền đất yếu bằng 39 cm.

a) Nền đất chưa gia cố

123

b) Nền đất đã gia cố bằng cọc cát biển – xi măng có qu = 1,5 MPa

Hình 4.4. Biểu diễn độ lún của nền đất yếu sau khi gia cố bằng cọc cát biển – xi măng khi chịu tác dụng của tải trọng ngoài p =15kPa.

Hình 4.4. So sánh độ lún của nền đất yếu khi chịu tác dụng của tải trọng bản thân

khối đắp nền đường và tải trọng ngoài p =15kPa: a) trường hợp nền đất yếu chưa được

gia cố, b) trường hợp nền đất đã được gia cố bằng cọc cát biển – xi măng có qu=1,5MPa.

Có thể thấy rằng, độ lún của nền đất yếu trong trường hợp đã được gia cố giảm

đi rất nhiều, chỉ vào khoảng 4 cm trong suốt thời gian sử dụng, Nghĩa là, so với độ lún

của nền đất yếu chưa gia cố (xấp xỉ 39 cm) thì hiệu quả gia cố là hết sức rõ ràng. Sau

khi gia cố nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng, độ lún của nền đất yếu chỉ còn bằng

khoảng 1/10 so với khi chưa gia cố.

Biểu đồ hình 4.5 biểu diễn ảnh hưởng của tải trọng đến độ lún của nền đường

trong trường hợp nền đất yếu chưa và đã được gia cố và đã được gia cố. Có thể thấy

rằng, khi tải trọng tăng lên thì độ lún của nền đường cũng tăng lên. Với đất yếu chưa

được gia cố, quan hệ giữa tải trọng – độ lún chỉ được quan sát thấy khi tải trọng bên trên

khối đắp nhỏ hơn 10kPa, khi tải trọng ngoài tăng lên đến 15kPa, quan hệ giữa độ lún

biến dạng đã chuyển sang giai đoạn dẻo, nghĩa là biến dạng đã tăng lên rất nhiều khi tải

trọng tăng lên hữu hạn. Trong khi đó, đường quan hệ độ lún – tải trọng với nền đất yếu

được gia cố hầu như là tuyến tỉnh. Điều này cho thấy, sử dụng cọc cát biển – xi măng

gia cố nền đường không chỉ giảm đáng kể độ lún của nền đường, mà còn mang lại hiệu

quả trong việc cản trở sự phá hoại của nền đất yếu, đồng thời tăng sức chịu tải, như tăng

mô đun đàn hồi, và nới rộng phạm vi làm việc đàn hồi của nền đường.

124

m c ,

n ú l

ộ Đ

Tải trọng, kPa

q=1.5kPa

Chưa gia cố

Hình 4.5. Ảnh hưởng của tải trọng tới độ lún của nền đường trong trường hợp nền đất

yếu đã gia cố và chưa gia cố.

4.3.3. Ảnh hưởng của cọc cát biển – xi măng đến chuyển vị ngang của nền

đường

Hình 4.6 phân tích chuyển vị ngang của nền đường trong trường hợp nền đất yếu

chưa gia cố và nền đất yếu đã gia cố bằng cọc cát biển – xi măng khi chịu tải trọng bản

thân của nền đường đắp. Có thể thấy rằng, chuyển vị ngang của vùng diện tích giáp với

chân taluy nền đường là lớn nhất. Hiện tượng nén ép vùng giữa của nền đường xuống

nền đất yếu gây nên lực đẩy trồi sang hai bên. Khi nền đất yếu chưa gia cố thì chuyển

vị ngang của chân taluy nền đường đắp bằng 49,4cm. Khi nền đất yếu được gia cố thì

chuyển vị ngang của chân taluy nền đường chỉ bằng 4,8cm. Khi nền đất yếu được gia

cố bằng cọc cát biển – xi măng, hiện tượng đẩy trồi trên mặt đất bên cạnh taluy nền

đường đắp không quan sát thấy. Vùng nén ép được quan sát thấy ở trong phạm vi chiều

sâu nhất định của nền đất yếu phía dưới.

125

a) nền đất yếu chưa được gia cố

b) nền đất yếu được gia cố bằng cọc cát biển – xi măng có qu = 1,5MPa

Hình 4.6. So sánh chuyển vị ngang của chân taluy nền đường, khi chịu tác dụng của tải trọng bản thân khối đắp nền đường

Hình 4.7 so sánh chuyển vị ngang của nền đường khi chịu tác dụng của tải trọng

ngoài p = 10kPa, chuyển vị ngang của nền đường đã giảm đáng kể khi nền đất yếu được

gia cố, chỉ khoảng 1,66 cm.

126

a) nền đất yếu chưa được gia cố

b) nền đất yếu được gia cố bằng cọc cát biển – xi măng có qu = 1,5 MPa

Hình 4.7. So sánh chuyển vị theo phương ngang của chân taluy nền đường, khi chịu tác dụng của tải trọng bản thân khối đắp nền đường và tải trọng ngoài p = 10 kPa Hình 4.8 biểu diễn mối quan hệ giữa chuyển vị ngang với tải trọng ngoài tác dụng

xuống nền đường. Qua đó thấy là, khi tải trọng tác dụng lên nền đường đắp còn nhỏ

(≤10kPa), chuyển vị ngang của nền đường nhỏ, và tăng gần như tuyến tính với tải trọng.

Tuy nhiên, khi tải trọng tăng lên đến 15kPa, chuyển vị ngang của nền đường trong

trường hợp không gia cố tăng lên rõ rệt, xấp xỉ 47 cm. Trong khi đó, trường hợp tải trọng

tăng với nền đã gia cố vẫn chưa đáng kể, khoảng 2,2cm.

127

Hình 4.8. Ảnh hưởng của tải trọng tới chuyển vị ngang của nền đường trong 2 trường

hợp nền đất yếu đã gia cố và nền đất yếu chưa gia cố.

4.3.4. Ảnh hưởng của độ cứng cọc cát biển – xi măng đến độ lún, chuyển vị

ngang, ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu và xuống đầu cọc

Theo lý thuyết gia cố nền đất yếu bằng cọc cứng, dưới tác dụng của tải trọng

đường đắp và tải trọng ngoài do phương tiện tham gia giao thông gây ra thì hiện tượng

truyền ứng suất của hệ chủ yếu dựa trên nguyên tắc hiệu ứng vòm bên trong khối đắp.

Hiệu ứng vòm xảy ra trong khối đắp là do hiện tượng lún không đều giữa cọc và nền đất

yếu, trong đó cọc sẽ lún ít và đất yếu sẽ lún nhiều hơn (do độ cứng của cọc lớn hơn nhiều

so với nền đất yếu). Đồng thời, do sức kháng cắt của vật liệu khối đắp bên trên gây cản

trở dịch chuyển xuống phía dưới của vật liệu khối đắp cùng với đất nền, tạo thành một

bộ khung mang tải có dạng vòm, và toàn bộ lực phía trên của vòm sẽ được truyền theo

vòm đất và xuống gối đỡ là vị trị các cọc cứng. Hiện tượng này đã làm tăng ứng suất

truyền xuống đầu cọc, và do đó sẽ giảm ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu. Hình 4.9

chỉ ra ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu trong trường hợp nền đất chưa gia cố và nền

đất đã gia cố. Hiển nhiên rằng, khi nền đất yếu gia cố bằng cọc cát biển – xi măng đã

làm giảm ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu, giá trị ứng suất trong trường hợp đã gia

cố bằng khoảng một nửa ứng suất trong trường hợp chưa gia cố (45kPa so với 90kPa).

Khi ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu giảm, nó làm giảm độ lún của nền đất yếu như

trong hình 4.9.

128

Hình 4.9. Ảnh hưởng của tải trọng tới ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu trong 2 trường hợp chưa gia cố và đã gia cố. Để xem xét ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển – xi măng đến hiệu quả truyền

ứng suất và đến độ lún nền đất yếu, cường độ của cọc cát biển – xi măng (qu) sẽ thay

đổi với các giá trị 0,5MPa, 1,5MPa và 2,5 MPa. Nghiên cứu sẽ tập trung phân tích về

độ lún và chuyển vị ngang của nền đường, và ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu và

ứng suất tác dụng xuống đầu cọc.

4.3.4.1. Ảnh hưởng của độ cứng cọc đến độ lún của nền đường

Hình 4.10 biểu diễn mối quan hệ giữa độ lún tổng thể của nền đường với cường

độ của cọc cát biển – xi măng tương ứng với các cấp tải trong khác nhau. Khi tải trọng

tác dụng tăng lên thì độ lún của nền đường tăng lên. Có thể thấy rằng, khi tải trọng chưa

đáng kể, độ lún của nền đường tương ứng với cọc có cường độ qu = 1,5MPa và 2,5MPa

gần như nhau. Khi tải trọng lớn, độ lún của nền đường sẽ phụ thuộc đáng kể vào cường

độ của cọc. Ngoài ra, biểu đồ cũng chỉ ra, cường độ của cọc tăng lên sẽ làm giảm đáng

kể độ lún của nền đường. Độ lún ứng với cường độ của cọc bằng 1,5MPa chỉ bằng 1/2

độ lún ứng với cường độ của cọc bằng 0,5MPa.

129

Hình 4.10. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến độ lún nền đường

Hình 4.11 biểu diễn chuyển vị theo phương thẳng đứng của các cọc trong phạm

vi nền đường tương ứng với cấp tải p=20kPa. Hiển nhiên, ba cọc số thứ tự bằng 1, 2 và

3 gần tim đường lún nhiều hơn so với các cọc phía vai đường. Bên cạnh đó, biểu đồ

cũng cho thấy, khi cường độ của cọc tăng lên từ 1,5MPa đến 2,5MPa thì chuyển vị của

qu=0,5MPa qu=1,5MPa qu=2,5kPa

m m , c ọ c

u ầ đ

ị v

n ể y u h C

cọc đã giảm đi đáng kể so với trường hợp cường độ cọc bằng 0,5MPa.

Cọc số

Hình 4.11. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển - xi măng đến chuyển vị đầu cọc

4.3.4.2. Ảnh hưởng của độ cứng cọc đến chuyển vị ngang của nền đường

Hình 4.12 chỉ ra rằng, khi cường độ chịu nén của cọc tăng lên dẫn đến sự giảm

đáng kể chuyển vị ngang của chân ta luy đường. Với cấp áp lực bằng 50kPa, chuyển vị

ngang quan sát được bằng 78cm, 30cm và 14cm ứng với cường độ chịu nén của cọc

bằng 0,5 MPa; 1,5 MPa và 2,5 MPa.

130

Hình 4.12. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển – xi măng đến chuyển vị ngang của nền đường 4.3.4.3. Ảnh hưởng của độ cứng cọc đến ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu và

xuống đầu cọc

Biểu đồ hình 4.13 và 4.14 mô tả ảnh hưởng của độ cứng cọc cát biển – xi măng

đến giá trị ứng suất truyền xuống nền đất yếu và mũ cọc với các cấp độ tải trọng tác

dụng trên nền đường. Từ biểu đồ hình 4.13, nhận thấy, khi cường độ chịu nén của cọc

cát biển – xi măng tăng từ 0,5MPa đến 1,5MPa, ứng suất tác dụng xuống đất yếu đã

giảm đi đáng kể, kết quả này tương đồng với các nghiên cứu trước đây của Han và Gabr

[56], của Liu và nnk [68]. Khi cường độ chịu nén của cọc tăng từ 1,5MPa đến 2,0MPa

thì ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu không có thay đổi đáng kể, điều này cho thấy giá trị thiết kế tối ưu trong thiết kế cọc cát biển - xi măng đạt được khi qu = 1,5MPa. Biểu đồ hình 4.14 cũng cho thấy sự chênh lệch ứng suất tác dụng xuống đỉnh cọc với

160

140

120

100

2 m N k

, t ấ u s g n Ứ

qu=0.5MP a

Tải trọng, kPa

các giá trị cường độ cọc.

Hình 4.13. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển – xi măng đến ứng suất truyền xuống nền đất yếu

131

2.5

qu=0,5MPa qu=1,5MPa qu=2,5kPa

a P M

, c ọ c

1.5

u ầ đ

i ạ t t ấ u s

0.5

g n Ứ

Cọc số

Hình 4.14. Ảnh hưởng của cường độ cọc cát biển – xi măng đến ứng suất truyền xuống đầu cọc, ứng với cấp tải trọng p = 20kPa. 4.3.5. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến độ lún của nền

đường và ứng suất xuống đất yếu

Để nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dài cọc đến hiệu quả gia cố nền đất yếu,

nghiên cứu sinh tiến hành thay đổi một số giá trị chiều dài cọc gia cố với các trường hợp

1) L = 8,5m tương ứng với cọc xuyên qua lớp đất sét yếu đầu tiên, 2) L = 13,5m tương

ứng với mũi cọc được đặt tại giữa lớp đất sét yếu thứ hai, 3) L = 16,5m tương ứng với

cọc xuyên qua hai lớp sét yếu và mũi cọc được đặt tại lớp cát chịu lực. Cường độ chịu

nén của cọc trong 3 trường hợp này sẽ được giữ không thay đổi với giá trị bằng 2,5MPa.

4.3.5.1. Ảnh hưởng của chiều dài cọc đến độ lún và chuyển vị ngang của nền

đường

Hình 4.15 và 4.16 xây dựng mối quan hệ giữa chiều dài cọc gia cố với độ lún của

nền đường và chuyển vị của đầu cọc tương ứng. Độ lún khi chiều dài cọc bằng 8,5m lớn

gấp 1,4 lần so với cọc có chiều dài bằng 13,5m, và xấp xỉ 4 lần độ lún khi cọc chống

trên nền đất tốt. Do đó, có thể thấy rằng, hiệu quả tốt nhất của cọc cát biển xi măng được

gia cố là chiều dài cọc lấy lớn hơn chiều sâu của đất yếu. Bên cạnh đó, xem xét tương

quan giữa 2 hình trên, cho thấy, khi cọc được đặt trong đất yếu, độ lún của đất yếu và

chuyển vị đầu cọc xấp xỉ nhau, trong khi đó, chuyển vị của cọc (2,5cm) sẽ nhỏ hơn độ

lún của đất yếu (5 cm) khi cọc được ngàm vào tầng chịu lực.

132

L=8,5m

m c ,

n ú l

ộ Đ

20 30 Tải trọng, kPa

L=8.5m L=12.5m L=16.5m

m c , c ọ c

u ầ đ

ị v

n ể y u h C

9 8 7 6 5 4 3 2 1 0

Cọc số

Hình 4.15. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến độ lún nền đường

Hình 4.16. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến chuyển vị đầu cọc,

ứng với cấp tải trọng p = 20kPa.

Hình 4.17 biểu diễn quan hệ giữa chuyển vị ngang của chân ta luy đường với

chiều dài của cọc, cũng tương đồng như kết quả về độ lún, khi tăng chiều dài cọc thì

nền đường sẽ ổn định hơn theo phương ngang.

133

g n ờ ư đ

L=8,5m L=13,5m L=16,5m

n ề n

a ủ c

m c

g n a g n

ị v

n ể y u h C

20 30 Tải trọng, kPa

Hình 4.17. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến chuyển vị ngang của chân ta luy nền đường 4.3.5.2. Ảnh hưởng của chiều dài cọc đến ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu

Hình 4.18 thể hiện mối quan hệ giữa chiều dài cọc và ứng suất tác dụng xuống

nền đất yếu. Có thể thấy rằng, ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu ít phụ thuộc vào

chiều dài của cọc. Cụ thể, khi chiều dài của cọc bằng 8,5m và 13,5m, ứng suất của nền

đất yếu gần như là tương đồng nhau. Khi chiều dài của cọc cát biển – xi măng bằng

16,5m, ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu đã giảm tương đối so với 2 trường hợp trên.

Như vậy, cọc chống thể hiện được ưu việt trong việc giảm ứng suất tác dụng xuống đất

yếu, đây sẽ là cơ sở để giảm được độ lún của nền đường đắp dưới tác dụng của tải trọng.

4.3.5.3. Ảnh hưởng của chiều dài cọc đến ứng suất tác dụng xuống đầu cọc

Ứng suất phân bố xuống các cọc trên một mặt cắt ngang ứng với chiều dài cọc

khác nhau được biểu thị trong hình 4.19. Có thể thấy rằng, ứng suất tác dụng xuống các

cọc là không giống nhau trong phạm vi nền đường đắp. Bên cạnh đó, ứng suất tác dụng

xuống đầu cọc cũng chênh lệch không quá lớn khi chiều dài cọc thay đổi. Ví dụ đối với

cọc thứ nhất, ứng suất tác dụng xuống đầu cọc bằng 1,70MPa, 1,83MPa và 2,08MPa

tương ứng với chiều dài cọc bằng 8,5m, 13,5m và 16,5m.

134

110

100

2 m N k

, t ấ u s g n Ứ

L=8,5m

L=13,5 m

20 30 Tải trọng, kPa

2.5

a P M

L=8.5m L=12.5m L=16.5m

, c ọ c

1.5

0.5

u ầ đ g n ụ d c á t t ấ u s g n Ứ

Cọc số

Hình 4.18. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến ứng suất tác dụng xuống đầu cọc.

Hình 4.19. Ảnh hưởng của chiều dài cọc cát biển – xi măng đến ứng suất tác dụng xuống đầu cọc, ứng với cấp tải trọng p = 20kPa.

4.4. Kết luận chương 4

Từ những phân tích đã trình bày ở trên cho phép rút ra một số kết luận sau đây:

- Trong điều kiện nền đất cụ thể, kết quả phân tích mô hình số với trường hợp

điển hình khi so sánh nền đường đắp trên nền đất yếu chưa được gia cố và có gia cố

bằng cọc cát biển – xi măng chỉ rõ: khi gia cố nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng

làm giảm đáng kể độ lún, chuyển vị ngang của nền đất yếu dưới tác dụng của tải trọng

bản thân đường đắp và tải trọng bên trên đường đắp, đảm bảo thỏa mãn được yêu cầu

thiết kế khi lựa chọn được tỷ lệ diện tích gia cố hợp lý.

- Kết quả phân tích mô hình số cũng chỉ rõ, hiệu ứng vòm bên trong khối đắp, tải

135

trọng được truyền lên cọc cát biển - xi măng với cường độ lớn hơn nhiều lần so với nền

đất yếu, do đó sẽ làm giảm ứng suất tác dụng xuống nền đất yếu.

- Khi xem xét ảnh hưởng của cường độ chịu nén của cọc cát biển – xi măng đến

độ lún và hiệu quả truyền ứng suất xuống nền đất yếu và xuống đầu cọc, kết quả mô

hình hóa đã chỉ ra, khi cường độ của cọc tăng lên, độ lún của nền đường và chuyển vị

ngang chân ta luy giảm, nghĩa là làm tăng tính ổn định của nền đường. Kết quả nghiên

cứu cũng đã phát hiện ra rằng, sẽ tồn tại một cường độ cọc tối ưu mang lại hiệu quả tốt

nhất về phương diện chịu lực và phương diện kinh tế. Trong bài toán phân tích, giá trị

tối ưu của cường độ chịu nén của cọc sẽ dao động quanh giá trị qu = 1,5MPa.

- Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dài cọc đến độ lún của nền đường đã

cho thấy, chiều sâu gia cố của cọc sẽ ảnh hưởng rất lớn đến độ lún của nền đường dưới

tác dụng của tải trọng đường đắp và tải trọng ngoài do phương tiện tham gia giao thông

gây ra. Nghiên cứu cũng đã cho thấy, cọc chống sẽ mang lại hiệu quả chịu lực tốt nhất.

Tuy nhiên, chiều sâu gia cố của cọc thì ít ảnh hưởng đến giá trị ứng suất truyền xuống

nền đất yếu và ứng suất truyền xuống đầu cọc.

136

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Từ những kết quả nghiên cứu của đề tài luận án cho phép đưa ra một số kết luận

và kiến nghị sau đây:

1. Kết luận

1.1. Đất yếu phân bố rất phổ biến dọc tuyến đường giao thông ven biển đoạn Hải Phòng

1-2hh), có các nguồn gốc

– Nam Định sẽ được xây dựng, có tuổi Holocen hệ tầng Thái Bình và Hải Hưng

3tb, Q2

của trầm tích Đệ Tứ vùng đồng bằng Bắc Bộ (Q2

chủ yếu là sông-biển (am) hoặc biển (m). Các loại đất yếu phổ biến gồm sét, sét

pha, cát pha, trạng thái dẻo chảy – chảy có sức kháng cắt nhỏ, tính biến dạng lớn.

1.2. Cấu trúc nền đất yếu dọc tuyến đường giao thông ven biển dự kiến xây dựng đoạn

Hải Phòng – Nam Định được chia thành 2 Kiểu (I, II) và 3 Dạng (a, b, c), theo đó,

Kiểu I có đất yếu phân bố trên mặt đất hoặc gần mặt đất, phía dưới đất yếu là đất

loại cát, tính năng xây dựng tốt hơn; Kiểu II có đất yếu phân bố trên mặt đất hoặc

gần mặt đất, phía dưới đất yếu là đất loại sét có tính năng xây dựng tốt hơn. Dạng a

có đất yếu <5m, Dạng b có đất yếu từ 5m đến 15 m, Dạng c có đất yếu > 15m.

1.3. Cơ sở khoa học của phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc cát biển – xi măng

gồm tổ hợp các quá trình gồm: nén chặt cơ học; gia tăng cường độ của cọc và đất

nền xung quanh cọc nhờ chất kết dính xi măng; quá trình cố kết thấm và các tác

dụng hóa-lý giữa xi măng và đất nền xung quanh.

1.4. Nghiên cứu thực nghiệm ở trong phòng cho thấy, khi hàm lượng xi măng thay đổi

5%, 7%, 10%, 13% và 15%, ở 28 ngày tuổi, tương ứng cường độ kháng nén của

mẫu cọc cát gia cố lần lượt là 0,65 MPa, 1,05 MPa, 1,30 MPa, 1,78 MPa và

2,45MPa.

1.5. Thiết kế cọc cát biển – xi măng và tính toán độ lún, sức chịu tải của nền đất yếu

xử lý bằng cọc cát biển – xi măng phụ thuộc vào cấu trúc nền đất yếu và hàm lượng

xi măng trong hỗn hợp vật liệu cọc. Nếu cấu trúc nền gồm các lớp đất yếu chiều

dày lớn, phía dưới vùng hoạt động nén ép của công trình là đất yếu thì thiết kế cọc

cát biển – xi măng theo mục đích cải tạo nền với hàm lượng xi măng trong vật liệu

cọc nhỏ hơn 5% là phù hợp. Trường hợp phía dưới đất yếu và vùng ảnh hưởng của

công trình phân bố các lớp đất tốt thì thiết kế cọc cát biển – xi măng theo mục đích

gia cố nền với hàm lượng xi măng trong vật liệu tạo cọc lớn hơn 10% sẽ phù hợp.

1.6. Trong trường hợp cấu trúc nền đất cụ thể, kết quả nghiên cứu mô hình thực nghiệm

137

và phân tích mô hình số khi so sánh nền đường đắp trên nền đất yếu có sử dụng

cọc cát biển – xi măng mạng ô vuông với khoảng cách giữa các tim cọc 3D cho

thấy:

- Độ lún của nền giảm từ 117cm (không có cọc) xuống còn 16cm (khi có cọc)

(tương đương 86,3%).

- Chuyển vị ngang của chân taluy nền đường giảm từ 49,4cm (không có cọc) xuống

còn 4,8cm (khi có cọc) (tương đương 90,2%).

- Khi cường độ của cọc tăng lên, độ lún của nền đường và chuyển vị ngang chân

ta luy giảm. Với cùng cấp tải trọng, độ lún ứng với cường độ cọc bằng 1,5MPa chỉ

bằng 1/2 độ lún ứng với cường độ cọc bằng 0,5MPa; chuyển vị ngang quan sát

được bằng 78cm, 30cm và 14 cm ứng với cường độ chịu nén cọc bằng 0,5MPa,

1,5MPa và 2,5MPa. Khi cường độ chịu nén cọc tăng từ 1,5MPa đến 2,0MPa, ứng

suất tác dụng xuống nền đất yếu không thay đổi đáng kể, điều này cho thấy giá trị

tối ưu trong thiết kế cọc cát biển – xi măng nên lựa chọn là qu = 1,5MPa.

- Chiều dài cọc cát biển – xi măng ảnh hưởng đến độ lún của nền gia cố. Độ lún

khi chiều dài cọc bằng 8,5m lớn gấp 1,4 lần so với cọc có chiều dài bằng 13,5m,

và xấp xỉ 4 lần khi cọc dài 16,5 m chống trên nền đất tốt. Tuy nhiên, chiều dài cọc

gia cố ít ảnh hưởng đến giá trị ứng suất truyền xuống đầu cọc và nền đất yếu với

trường hợp tải trọng cụ thể.

2. Kiến nghị

2.1. Tiếp tục nghiên cứu thực nghiệm mô hình vật lý tỷ lệ thực cọc cát biển – xi măng ở

hiện trường và đánh giá hiệu quả về kinh tế của phương pháp cọc cát biển – xi

măng trong xử lý nền đất yếu.

2.2. Đầu tư cho nghiên cứu, chế tạo thiết bị thi công cọc cát biển – xi măng của Việt

Nam, phù hợp với điều kiện Việt Nam.

2.3. Tiến hành xây dựng Tiêu chuẩn kỹ thuật cho phép triển khai ứng dụng phương pháp

cọc cát biển - xi măng xử lý nền đất yếu ở Việt Nam.

2.4. Xem xét ảnh hưởng các yếu tố biến đổi môi trường tới ổn định cọc cát biển – xi

măng.

138

DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ

CỦA NGHIÊN CỨU SINH

1. Nguyen Thi Diu, Ta Duc Thinh, Nguyen Duc Manh (2018), Evalution of sand-cement

column solution for soil improvement in the North Coastal Highway, Vietnam, Proceeding of the 4th International conference VIETGEO, 294 - 302.

2. Tạ Đức Thịnh, Nguyễn Thị Dịu (2019), Nghiên cứu công nghệ gia cố nền đất yếu

bằng cọc cát biển - xi măng phục vụ xây dựng công trình hạ tầng vùng ven biển, Kỷ

yếu Hội nghị khoa học toàn quốc Địa kỹ thuật và xây dựng phục vụ phát triển bền

vững VIETGEO, ngày 25-26/10/2019 tại Vĩnh Long, Nxb Khoa học và Kỹ thuật,

251-255.

3. Nguyễn Thị Dịu, Tạ Đức Thịnh (2020), Cấu trúc nền đất yếu tuyến đường giao thông

ven biển Hải Phòng-Nam Định và đề xuất công nghệ gia cố phù hợp, Kỷ yếu Hội

nghị khoa học toàn quốc Khoa học trái đất và Tài nguyên với sự phát triển bền vững

(ERSD), ngày 12.11.2020 tại Trường Đại học Mỏ-Địa chất, Hà Nội, 19-25.

4. Nguyễn Thị Dịu, Tạ Đức Thịnh, Nguyễn Đức Mạnh, Bùi Anh Thắng (2020), Nghiên cứu khả năng sử dụng cát biển trong xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cọc gia cố xi

măng, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ-Địa chất, Tập 61, Kỳ 6, tháng 12, 102-108. 5. Tạ Đức Thịnh, Nguyễn Thị Dịu (2020), Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính độ lún và sức chịu tải của nền đất yếu gia cố bằng cọc cát biển – xi măng, Kỷ yếu Hội nghị

khoa học toàn quốc Khoa học trái đất và Tài nguyên với sự phát triển bền vững

(ERSD), ngày 12.11.2020 tại Trường Đại học Mỏ-Địa chất, Hà Nội, 97-104.

6. Tạ Đức Thịnh, Hoàng Đình Phúc, Bùi Anh Thắng, Ngọ Thị Hương Trang, Nguyễn

Thị Dịu (2020), Nghiên cứu xây dựng quy trình công nghệ xử lý nền đất yếu bằng

cọc vật liệu hỗn hợp cát biển - xi măng - tro bay, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ-Địa

chất, Tập 61, Kỳ 6, tháng 12, 1-9.

7. Kennedy C. Onyelowe, Michael E. Onyia, Diu Nguyen-Thi, Duc Bui Van, Eze

Onukwugha, Haci Baykara, Ifeoma. I. Obianyo, Lam Dao-Phuc, and Hyginus U.

Ugwu (2021), Swelling Potential of Clayey Soil Modified with Rice Husk Ash Activated by Calcination for Pavement Underlay by Plasticity Index Method (PIM),

in Materials Science and Engineering, Volume 2021,

Advances https://doi.org/10.1155/2021/6688519 (SCIE/Q2).

8. Ta Duc Thinh, Nguyen Thi Diu, Nguyen Duc Manh, Pham Van Hung, Bui Manh Thang (2021), Study on application of sea sand-cement column in soft soil improvement for Hai Phong-Nam Dinh coastal highway, Proceedings of CIGOS

2021 - Part of the Lecture Notes in Civil Engineering book series of Springer (Accepted).

139

TÀI LIỆU THAM KHẢO

A- Tiếng Việt

[1] Ban Quản lý dự án giao thông Nam Định (2018), Báo cáo kết quả khảo sát địa kỹ

thuật Dự án xây dựng tuyến đường bộ ven biển đoạn qua tỉnh Nam Định.

[2] Nguyễn Ngọc Bích và nnk (2001), Đất xây dựng – Địa chất công trình và kỹ thuật

cải tạo đất trong xây dựng, Nxb Xây dựng, Hà Nội.

[3] Bộ Giao thông Vận tải (2000), Tiêu chuẩn ngành 22 TCN 262:2000 về quy trình

khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên nền đất yếu do Bộ Giao thông vận tải ban hành. Accessed: Jan. 16, 2021. [Online]. Available: https://vanbanphapluat.co/tieu-

chuan-nganh-22-tcn-262-2000-quy-trinh-khao-sat-thiet-ke-nen-duong-o-to.

[4] Bộ Xây dựng (1993), TCXDVN 5747:1993 về đất xây dựng - Phân loại. Accessed:

Mar. 03, 2021. [Online]. Available: https://vanbanphapluat.co/tcvn-5747-1993-dat-

xay-dung-phan-loai.

[5] Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9355:2012 gia cố nền đất yếu bảng bấc thấm thoát

nước, https://thuvienphapluat.vn/TCVN/Xay-dung/TCVN-9355-2012-Gia-co-nen-

dat-yeu-bang-bac-tham-thoat-nuoc-906948.aspx (accessed Mar. 03, 2021).

[6] Bộ Xây dựng (2009), Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 8217:2009 về đất xây dựng công

trình thủy lợi – phân loại. Accessed: Mar. 03, 2021. [Online]. Available:

https://vanbanphapluat.co/tcvn-8217-2009-dat-xay-dung-cong-trinh-thuy-loi-phan-

loai.

[7] Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9362:2012 - Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình. Accessed: Mar. 03, 2021. [Online]. Available: https://khafico.com/tcvn-9362-2012/.

[8] Viện Thủy Công (2013), Nghiên cứu cải tạo đất yếu (bùn sét pha) ở huyện Gò Quao

và Giồng Riềng tỉnh Kiên Giang bằng xi măng kết hợp với vôi, đánh giá khả năng sử

dụng chúng trong xây dựng công trình thủy lợi. Báo cáo tổng kết đề tài cấp Viện,

Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam.

[9] Hồ Chất (1985), Về khả năng gia cố đất bằng chất kết dính vô cơ trong điều kiện Việt Nam, Báo cáo tổng kết đề tài nghiên cứu khoa học, Trường Đại học Giao thông Vận tải.

[10] Nguyễn Quang Chiêu (2010), Thiết kế và thi công nền đắp trên đất yếu, Nxb Xây

dựng, Hà Nội.

[11] Nguyễn Quốc Dũng (2009), Nghiên cứu thiết kế thi công cọc đất-xi măng theo công

nghệ Jet grouting, Nxb Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.

[12] Trịnh Thị Huế (2009), Nghiên cứu cải tạo đất bùn sét và bùn sét pha nguồn gốc

sông-biển (amQ2) ở Trà Vinh bằng phương pháp trộn xi măng và vôi, Luận văn Thạc

sĩ Kỹ thuật, Trường Đại học Mỏ - Địa chất.

140

[13] Trần Đình Kiên (2016), Nghiên cứu, đánh giá tổng hợp điều kiện địa chất công trình

vùng ven biển Bắc Bộ phục vụ quy hoạch phát triển kinh tế - xã hội, an ninh- quốc

phòng, ứng phó với biến đổi khí hậu và mực nước biển dâng, Báo cáo tổng kết

Chương trình khoa học công nghệ cấp Bộ của Bộ Giáo dục và Đào tạo, CTB-2012-

02, Trường Đại học Mỏ-Địa chất.

[14] Nguyễn Châu Lân (2009), Cải tạo nền đường trên đất yếu bằng cọc xi măng - đất,

Tạp chí Địa Kỹ Thuật, Vol. 13, no. 2, pp. 40 - 57.

[15] Nguyễn Văn Lâm (2015), Nghiên cứu đặc điểm địa chất thủy văn và đánh giá ảnh

hưởng của biến đổi khí hậu và nước biển dâng đến nước dưới đất vùng ven biển Bắc

Bộ, Báo cáo tổng kết đề tài KHCN cấp Bộ GD&ĐT, mã số CTB - 2012- 02 - 04, Trường Đại học Mỏ-Địa chất.

[16] Lomtadze V.D. (1981), Địa chất công trình – Thạch luận công trình, Nxb Đại học

và Trung học chuyên nghiệp, Hà Nội.

[17] Đoàn Thế Mạnh (2009), Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất - ximăng, Tạp

chí khoa học công nghệ hàng hải, Vol. 19.

[18] Nguyễn Thị Nụ (2014), Nghiên cứu đặc tính địa chất công trình của đất loại sét yếu

amQ2 2-3 phân bố ở các tỉnh ven biển đồng Sông Cửu Long phục vụ xử lý nền đường,

Luận án Tiến sĩ Địa chất, Trường Đại học Mỏ - Địa chất.

[19] Nguyễn Huy Phương, Đỗ Minh Toàn, Tạ Đức Thịnh (1999), Các phương pháp tính toán và công nghệ cải tạo, xử lý nền, Bài giảng dành cho Cao học, Trường Đại học

Mỏ - Địa chất.

[20] Nguyễn Huy Phương, Tạ Đức Thịnh và nnk (2004), Thu thập, kiểm chứng các tài

liệu đã có, nghiên cứu bổ sung lập bản đồ phân vùng đất yếu Hà Nội phục vụ phát

triển bền vững Thủ đô, Báo cáo tổng kết đề tài KHCN cấp TP Hà Nội, Trường Đại

học Mỏ -Địa chất

[21] Nguyễn Văn Phóng (2016), Nghiên cứu các đặc tính xây dựng của đất yếu và đặc

điểm cấu trúc nền đất yếu vùng ven biển Bắc Bộ, đề xuất các giải pháp gia cố, xử lý

nền đất yếu thích hợp phục vụ xây dựng các công trình ven biển trong điều kiện biến đổi khí hậu và nước biển dâng, CTB 2012-02-03, Báo cáo tổng kết đề tài cấp Bộ Giáo

dục và Đào tạo, Trường Đại học Mỏ-Địa chất.

[22] Lê Thị Phòng (2006), Nghiên cứu cải tạo đất sét pha có nguồn gốc bồi tích thuộc hệ tầng Thái Bình phân bố ở Hưng Yên bằng trộn vôi và phụ gia để làm móng áo đường giao thông nông thôn, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Mỏ - Địa chất.

[23] Nguyễn Thị Thu Quỳnh (2010), Nghiên cứu mức độ nhiễm muối và phèn của đất loại sét amQ2 khu vực phía nam tỉnh Cà Mau và đánh giá ảnh hưởng của chúng tới

việc gia cố đất bằng xi măng, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Mỏ - Địa

chất.

141

[24] Hoàng Văn Tân và nnk (1997), Những phương pháp xây dựng công trình trên nền

đất yếu, Nxb Xây dựng, Hà Nội.

[25] Nguyễn Thanh (1984), Về việc phân loại và thành lập bản đồ cấu trúc nền các công

trình xây dựng Việt Nam, Báo cáo tổng kết đề tài, Viện Hàn lâm khoa học và công

nghệ Việt Nam, Hà Nội.

[26] Nguyễn Thị Thắm và Đỗ Minh Toàn (2008), Vai trò của phụ gia tro trấu trong cải 2-3 phân bố ở Cần Thơ bằng chất kết dính vô cơ, Tuyển tập báo

tạo đất sét pha amQ2 cáo Hội nghị khoa học lần thứ 18, Vol. 2, pp. 88 - 94, Hà Nội.

[27] Lê Trọng Thắng (1998), Một số vấn đề về cấu trúc nền trong nghiên cứu địa chất

công trình, Báo cáo Hội nghị Khoa học lần thứ 13, Trường Đại học Mỏ-Địa chất, Hà Nội.

[28] Tạ Đức Thịnh (1990), Nghiên cứu quy luật biến đổi không gian trầm tích Đệ tứ đồng

bằng Bắc Bộ, Việt Nam trên cơ sở phân tích mô hình toán học trường thông số địa

chất của chúng, Luận án tiến sỹ, Trường Đại học Thăm dò Địa chất Matxcơva, Liên

bang Nga.

[29] Tạ Đức Thịnh (2002), Nghiên cứu đề xuất phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc

cát-xi măng-vôi, Báo cáo tổng kết đề tài cấp bộ của Bộ Giáo dục và Đào tạo, Trường

Đại học Mỏ-Địa chất.

[30] Tạ Đức Thịnh, Nguyễn Huy Phương (2005), Cơ học đất, Nxb Xây dựng, Hà Nội. [31] Tạ Đức Thịnh (2009), Đất yếu và phương pháp xử lý nền đất yếu ở Việt Nam. Kỷ

yếu Hội thảo Việt Nam - Nhật Bản “Nền đất yếu - Phương pháp khảo sát và xử lý”,

Hà Nội.

[32] Thủ tướng nước cộng hòa xã hội chủ nghĩa Việt Nam (2010), Quyết định số

129/2010/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ Quy hoạch chi tiết tuyến đường bộ ven

biển Việt Nam ngày 18/01/2010.

[33] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403:2012, Gia cố nền đất yếu - Phương pháp trụ đất

xi măng, Nxb Xây dựng, 2012.

[34] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9842:2013, Xử lý nền đất yếu bằng cố kết hút chân

không, Nxb Xây dựng, 2013.

[35] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 11713:2017, Gia cố nền đất yếu bằng giếng cát, Nxb

Xây dựng, 2017.

[36] Đỗ Minh Toàn (1993), Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến phương pháp gia cố đất yếu bằng xi măng để xử lý nền móng công trình, Báo cáo tổng kết đề tài khoa học

công nghệ cấp Bộ của Bộ Giáo dục và Đào tạo, Trường Đại học Mỏ - Địa chất. [37] Đỗ Minh Toàn (2011), Nghiên cứu đặc tính xây dựng của trầm tích đất loại sét amQ2 2-3 phân bố ở đồng bằng sông Cửu Long phục vụ gia cố nền bằng các giải pháp làm chặt có sử dụng chất kết dính vô cơ, Báo cáo tổng kết đề tài cấp Bộ của Bộ Giáo dục

142

và Đào tạo, Trường Đại học Mỏ-Địa chất.

[38] Nguyễn Viết Trung, Vũ Minh Tuấn (2010), Cọc đất xi măng - phương pháp gia cố

nền đất yếu, Nxb Xây dựng, Hà Nội.

[39] Phạm Minh Tuấn (2001), Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng hữu cơ đến khả

năng cải tạo đất yếu bằng xi măng, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Mỏ - Địa chất.

[40] Phạm Anh Tuấn, Đỗ Hữu Đạo (2015), Phân tích số cho nhóm cọc đất xi măng có gia

cường vải địa kỹ thuật để hỗ trợ việc mở rộng nền đường đắp, Tạp Chí Địa Kỹ Thuật,

Vol. 1, pp. 44 - 55.

[41] Phạm Văn Tỵ, Nguyễn Viết Tình và nnk (1999), Nghiên cứu đánh giá tài nguyên đất xây dựng của thành phố Hà Nội, Báo cáo tổng kết đề tài NCKH cấp thành phố Hà

Nội, Trường Đại học Mỏ - Địa chất.

[42] Nguyễn Uyên (2005), Xử lý nền đất yếu trong xây dựng, Nxb Xây dựng, Hà Nội.

[43] Thân Văn Văn (2000), Lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất khi chế tạo cọc xử lý nền đất

yếu, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường, Vol. 26, pp 66 - 69.

Tiếng Anh

[44] Assarson K. G., Broms B., Granholm S., Paus K. (1977), Deep stabilization of soft

cohesive soils, Art. no. Monograph, Accessed: Mar. 09, 2021. [Online]. Available:

https://trid.trb.org/view/81892.

[45] BS 5930:2015+A1:2020 Code of practice for ground investigations Accessed: Apr.

05, 2021. [Online]. Available:

https://shop.bsigroup.com/ProductDetail?pid=000000000030400754.

[46] Chai J., Shrestha S., Hino T., Uchikoshi T. (2017), Predicting bending failure of

CDM columns under embankment loading, Comput. Geotech., Vol. 91, pp. 169 - 178,

doi: 10.1016/j.compgeo.2017.07.015.

[47] Cengiz C., Güler E. (2018), Seismic behavior of geosynthetic encased columns and

ordinary stone columns, Geotext. Geomembr, Vol. 46, no. 1, pp. 40 - 51, doi:

10.1016/j.geotexmem.2017.10.001.

[48] Collin J. G., Han J., Huang J. (2006), Geosynthetic-Reinforced Column-Support

Embankment Design Guidelines.

[49] Dastidar, AG, Gupta S., Ghosh T.K. (1969), Application of Sand-wicks in a Housing.

Project, in Proc. 7th INCSMFE, Mexico City, Vol. 2, pp. 59 - 64.

[50] D18 Committee (2010), ASTM D2487 - Practice for Classification of Soils for

Engineering Purposes (Unified Soil Classification System), ASTM International. doi: 10.1520/D2487-00.

[51] Deshpande P.M, Vyas A. V. (1996), Interactive encased stone column foundation,

Bombay, Accessed: Jan. 25, 2021. [Online].

143

Available: https://www.onemine.org/document/abstract.cfm?docid=184530.

[52] Dutta S., Nadaf M. B., Lal Birali R. R., Mandal J. N. (2016), Encased Stone Columns

for Soft Ground Improvement, pp. 746 - 755, doi: 10.1061/9780784480144.074.

[53] Ezoe A., Harada K., Otani J. (2019), Sand Compaction Pile Method and Its

Applications, Int. J. Geosynth. Ground Eng., Vol. 5, no. 3, p. 24, doi: 10.1007/s40891-019-0175-9.

[54] Ghazavi M., Ehsani A. Y., Nazari A. J. (2018), Bearing capacity of horizontally

layered geosynthetic reinforced stone columns, Geotext. Geomembr, Vol. 46, no. 3,

pp. 312 - 318, doi: 10.1016/j.geotexmem.2018.01.002.

[55] Griffin H., O’Kelly B. C. (2014), Ground improvement by vacuum consolidation - a review, Proc. Inst. Civ. Eng. - Ground Improv., Vol. 167, no. 4, pp. 274 - 290, doi:

10.1680/grim.13.00012.

[56] Han J., Gabr M. (2002), Numerical Analysis of Geosynthetic-Reinforced and Pile-

Supported Earth Platforms over Soft Soil, J. Geotech. Geoenvironmental Eng., vol.

128, no. 1, pp. 44 - 53, doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2002)128:1(44).

[57] Harada K., Tsuboi H., Tanaka Y., Takehara Y., Fukada H. (2004), Cases Histories

and Recent Development of the Sand Compaction Pile Method as a Countermeasure

Against Liquefaction, Proceedings: Fifth International Conference on Case Histories

in Geotechnical Engineering, no. 8, p. 7.

[58] Harada K., Ohbayashi J. (2017), Development and improvement effectiveness of

sand compaction pile method as a countermeasure against liquefaction, Soils Found.,

Vol. 57, no. 6, pp. 980 - 987, doi: 10.1016/j.sandf.2017.08.025.

[59] Hiroyuki T., Masaaki T. (1986), Properties of Treated Soils Formed Insitu by Deep

Mixing Method, Pari, Vol. 25, no. 2, 1986, Accessed: Jan. 16, 2021. [Online].

Available: https://www.pari.go.jp/en/report_search/detail.php?id=1986060250203.

[60] Ho M. H., Chan C.M. (2011), Some Mechanical Properties of Cement Stabilized

Malaysian Soft Clay, Int. J. Civ. Environ. Eng., Vol. 5, no. 2, pp. 76 - 83.

[61] Horpibulsuk S., Rachan R., Suddeepong A. (2012), State of the art in strength development of soil - cement columns, in Proceedings of the Institution of Civil

Improvement, Vol. 165, pp. 201 - 215, doi:

- Ground Engineers 10.1680/grim.11.00006.

[62] Huat B. B. K., Maail S., Mohamed T. A. (2005), Effect of Chemical Admixtures on the Engineering Properties of Tropical Peat Soils, Am. J. Appl. Sci., vol. 2, no. 7, Art.

no. 7, doi: 10.3844/ajassp.2005.1113.1120.

[63] Itasca (2009), Online manual of Flac3D version 4.0.

[64] Jamsawang P., Voottipruex P., Boathong P., Mairaing W., Horpibulsuk S. (2015),

Three-dimensional numerical investigation on lateral movement and factor of safety

144

of slopes stabilized with deep cement mixing column rows, Eng. Geol., Vol. 188, pp.

159 - 167, doi: 10.1016/j.enggeo.2015.01.017.

[65] Kamon M.., Bergado D.T (1991), Ground Improvement Techniques, presented at the

Ninth Asian Regional Conference (9ARC) on Soil Mechanics and Foundation,

Thailand.

[66] Kitazume M., Orano K., Miyajima S. (2000), Centrifuge Model Tests on Failure

Envelope of Column Type deep Mixing Method Improved Ground, Soils Found.,

Vol. 40, no. 4, pp. 43 - 55, doi: 10.3208/sandf.40.4_43.

[67] Kjellman W. (1952), Consolidation of Clayey Soils by Atmospheric Pressure, in

Proceedings of a Conference on Soil Stabilization, Massachusetts Institute of Technology, Boston, pp. 258 -263.

[68] Liu H. L., Charles W. W. N., Fei K. (2007), Performance of a Geogrid-Reinforced

and Pile-Supported Highway Embankment over Soft Clay: Case Study, J. Geotech.

Geoenvironmental Eng., Vol. 133, no. 12, pp. 1483 - 1493, doi:

10.1061/(ASCE)1090-0241(2007)133:12(1483).

[69] Ma C., Chen J., Zhou Y., Wang Z. (2010), Clay minerals in the major Chinese coastal

estuaries and their provenance implications, Front. Earth Sci. China, Vol. 4, no. 4,

pp. 449 - 456, doi: 10.1007/s11707-010-0130-5.

[70] Masayuki I., Takenaka (2021), Experiment to Determine the Influence of Groundwater Level on Grid-Form Deep Mixing Walls for Liquefaction Control,

Japan, 2015, Accessed: Mar. 09, 2021. [Online]. Available:

http://www.dfi.org/pubdetail.asp?id=2056.

[71] Murayama S. (1958), On the Rheological Characters of Clay, Kyoto Univ. of Japan

Disaster Prevention Research Institute Bull, 26.

[72] Omar R. C., Jaafar R. (2000), The Characteristics and Engineering Properties of Soft

Soil at Cyberjaya, pp. 313 - 323.

[73] Rathmayer H. (1969), Deep Mixing Methods for Soft Soil Improvement in the

Nordic Countries, in Proceedings of the 2nd International Conference on Ground Improvement Geosystems, Tokyo, pp. 14 - 17.

[74] Sakleshpur V. A., Prezzi M., Salgado R. (2018), Ground Engineering using

Prefabricated Vertical Drains: A Review, Geotech. Eng., Vol. 49, pp. 45 - 64.

[75] Skempton A.W. (1953), The colloidal Activity of clay, in Proceedings of the third international conference on soil mechanics and foundation engineering, Switzerland,

pp. 57 - 61.

[76] Sukpunya A., Jotisankasa A. (2016), Large simple shear testing of soft Bangkok clay

stabilized with soil–cement-columns and its application, Soils Found., Vol. 56, no. 4,

pp. 640–651, doi: 10.1016/j.sandf.2016.07.005.

145

[77] Ta Duc Thinh and Nguyen Duc Ly (2008), The sand-cement-lime column method

for soil improvement: A case study in Tay Thai Thuy High school, Proceeding of the

4th International conference VIETGEO, pp. 207 - 215.

[78] Uddin F. (2018), Montmorillonite: An Introduction to Properties and Utilization,

Curr. Top. Util. Clay Ind. Med. Appl., doi: 10.5772/intechopen.77987.

[79] Wang D., Olowokere D., Zhang L. (2018), Interpretation of Soil–Cement Properties

and Application in Numerical Studies of Ground Settlement Due to Tunneling Under

Existing Metro Line, no. November, doi: 10.1007/s10706-014-9803-2.

[80] Yadu L., Tripathi R. K. (2013), Stabilization of soft soil with granulated blast furnace

slag and fly ash, Int. J. Res. Eng. Technol., Vol. 2, pp. 115 - 119.

[81] Ye L., Jin Y. F., Zhu Q. Y., Sun P. P. (2015), Influence of Mineral Constituents on

One-dimensional Compression Behaviour of Clayey Soils, Geotech. Eng. J. SEAGS

AGSSEA Southeast Asian Geotech. Soc. Assoc. Geotech. Soc. SouthEast Asia,

Accessed: Jan. 16, 2021. [Online]. Available: https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-

01472596.

[82] Zeng L.-L., Hong Z.-S., Cai Y.-Q., Han J. (2011), Change of hydraulic conductivity

during compression of undisturbed and remolded clays, Appl. Clay Sci., Vol. 51, no.

1, pp. 86 - 93, doi: 10.1016/j.clay.2010.11.005.

[83] Zhou W. H., Lao J. Y., Huang Y., Chen R. (2016), Three-dimensional Finite Element Modelling of Soil Arching in Pile-supported Geogrid-reinforced Embankments,

Procedia Eng., Vol. 143, pp. 607 - 614, doi: 10.1016/j.proeng.2016.06.081.

Luận án Tiến sĩ Kĩ thuật: Nghiên cứu đặc điểm cấu trúc nền đất yếu tuyến đường giao thông ven biển đoạn từ Hải Phòng đến Nam Định và đề xuất giải pháp xử lý nền bằng cọc cát biển-xi măng

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI ------------------------------

NGUYỄN THỊ DỊU

NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU

TUYẾN ĐƯỜNG GIAO THÔNG VEN BIỂN ĐOẠN TỪ HẢI PHÒNG ĐẾN NAM ĐỊNH VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC CÁT BIỂN - XI MĂNG

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI - 2021

NGUYỄN THỊ DỊU

NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM CẤU TRÚC NỀN ĐẤT YẾU TUYẾN ĐƯỜNG GIAO THÔNG VEN BIỂN

ĐOẠN TỪ HẢI PHÒNG ĐẾN NAM ĐỊNH VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC CÁT BIỂN - XI MĂNG

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1. PGS.TS. Tạ Đức Thịnh

2. PGS.TS. Nguyễn Đức Mạnh

HÀ NỘI - 2021

MỤC LỤC

Loại đất

Độ sệt (IL)

Số TT

Số thứ tự lớp

Chỉ số dẻo (Ip)

Hệ số rỗng e

Góc ma sát trong  (độ)

Khối lượng thể tích tự nhiên  (g/cm3)

Khối lượng thể tích khô c (g/cm3)

Hệ số nén lún a1-2 (kPa-1)

Lực dinh đơn vị c (kPa)

t = 1- (1- h) (1- v)

t - độ cố kết toàn phần của đất nền,

h - độ cố kết trung bình của đất nền theo phương ngang,

v - độ cố kết trung bình của đất nền theo phương đứng.

0,03

1,29

1,15

1,06

Phân tích thành phần hạt, %-mm (ASTM D442)

Loại đất

Số TT

Số thứ tự lớp

Chỉ số dẻo (Ip)

Độ sệt (Il)

Hệ số rỗng e

Hệ số nén lún a1-2 (kPa-1)

Lực dinh đơn vị c (kPa)

Góc ma sát trong  (độ)

Khối lượng thể tích tự nhiên  (g/cm3) 1,73

Khối lượng thể tích khô c (g/cm3) -

a) nền đất yếu chưa được gia cố

đáng kể, độ lún của nền đường tương ứng với cọc có cường độ qu = 1,5MPa và 2,5MPa

Có thể bạn quan tâm

Tài liêu mới

AI tóm tắt

Giới thiệu tài liệu

Đối tượng sử dụng

Từ khoá chính

Nội dung tóm tắt

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok